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Volume 8 February 2015 ISSN 1865-7362

Geomechanics and Tunnelling Geomechanik und Tunnelbau

Geotechnical aspects in pressure shaft design of HPP

- Headraces of high head HPP Kraftabstiege von Hochdruck-PSKW - Design of pressure shafts Entwurf von Druckschächten - Headrace tunnels at Tiwag Triebwasserwege der Tiwag - Raise boring of deep shafts Raise-Boring für tiefe Schächte - Surge tanks of high head HPP Wasserschlösser von Hochdruck-PSKW - Metro Vienna Lot U1/9 U-Bahn Wien – Bauabschnitt U1/9 ÖSTERREICHISCHE GESELLSCHAFT FÜR GEOMECHANIK


Geomechanics and Tunnelling

Volume 8 (2015) No 1


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Content

For the construction of headraces and pressure shafts, the Tiwag-Tiroler Wasserkraft AG places great emphasis on sustainable operation with low maintenance costs. Some stations have already been in operation for more than 60 years. In the article starting on page 13, experience with the headraces of several large hydropower stations is related. The title photo shows the completed pressure shaft PSP Kaunertal. (photo: TIWAG-Tiroler Wasserkraft AG) Beim Bau der Triebwasserwege und Kraftabstiege legt die Tiwag Tiroler Wasserkraft AG großen Wert auf eine nachhaltige Nutzung mit geringem Instandhaltungsaufwand. Manche Anlagen sind bereits seit über 60 Jahren in Betrieb. In dem Beitrag ab Seite 13 werden die Erfahrungen mit den Triebwasserwegen einiger größerer Wasserkraftanlagen dargestellt. Das Titelfoto zeigt den fertiggestellten Neubau Druckschacht des Kraftwerks Kaunertal. (Foto: TIWAG-Tiroler Wasserkraft AG)

Geomechanics and Tunnelling 1 Volume 8 Februar 2015 • No 1 ISSN 1865-7362 (print) ISSN 1865-7389 (online)

Editorial 2

Topics 13

Alois Vigl System solutions for headraces of high head hydropower plants Systemlösungen für Kraftabstiege von Hochdruck-Wasserkraftanlagen

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Gerstner Reinhold Geological experience with the design of pressure shafts Geologische Erfahrungen mit dem Entwurf von Druckschächten

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Paul Bonapace, Bernhard Hofer Headrace tunnels at Tiwag – Experience, examples, existing tunnels and projects under consideration Erfahrungen, Beispiele, Bestand und Neubauüberlegungen zu Triebwasserwegen der Tiwag

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Peter Stakne Basic considerations and practical experience with the boring of deep shafts by the raise boring process Grundsatzüberlegungen und baupraktische Erfahrungen beim Auffahren tiefer Schächte im Raise-Boring-Verfahren

60

Wolfgang Richter, Gerald Zenz, Josef Schneider, Helmut Knoblauch Surge tanks for high head hydropower plants – Hydraulic layout – New developments Wasserschlösser für Hochdruck-Wasserkraftanlagen – Hydraulische Auslegung – Neue Entwicklungen

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Georg Atzl, Gerhard Ullmann, Martin Schmidt Planning of tunnel excavation for the Vienna underground – construction Lot U1/9 Planung der Tunnelvortriebe für die Wiener U-Bahn – Bauabschnitt U1/9

Editor ÖSTERREICHISCHE GESELLSCHAFT FÜR GEOMECHANIK

Alois Vigl, Gerald Zenz Geotechnical aspects in pressure shaft design of HPP Geotechnische Aspekte beim Entwurf von Druckschächten für Wasserkraftwerke

Rubrics 3 83 86

News Research and Development Diary of Events

http://wileyonlinelibrary.com/journal/geot

www.ernst-und-sohn.de/geomechanics-and-tunnelling

Bautechnik 81 (2004), Heft 1

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Editorial

Geotechnical aspects in pressure shaft design of HPP Geotechnische Aspekte beim Entwurf von Druckschächten für Wasserkraftwerke High head pressure hydro power plants have been common as storage plants for many decades and are currently experiencing their renaissance as pumped storage schemes. After so many years of planning-, construction- and operation experience, it seems likely that all technical problems are already solved and conclusively established as a state of knowledge. In a closer Alois Vigl insight, however, it should be noted that this is not quite true. A considerable part of the plant commonly is situated underground and sound technical solutions are not insignificantly linked to the characteristics of the surrounding rock mass. This starts with the siting of the headrace system and caverns in the mountain, continues in the identification and consideration of the mountain participation in terms of support and ends with the geometry of underground structures. Additionally the choice of matching lining systems and their dimensions are essential. All this is reason enough to dedicate this topic in the issue 1/2015 of Geomechanics and Tunnelling. Attempts have been made, starting with basic solutions for system concepts about the influence of geology as well as experience with existing plants to draw the bow, to specific design considerations, system solutions and construction methods. The fact that such a complex topic cannot be treated exhaustivly enough is obvious. Nevertheless the articles in this issue testify the unattenuated actuality, diversity and technical challenges as well as the potential of the topics touched forever new. In this sense, applied a little late too, our best wishes for 2015. Alois Vigl Gerald Zenz

Hochdruck-Wasserkraftanlagen werden als Speicherkraftwerke seit vielen Jahrzehnten gebaut und erleben gegenwärtig in der Form von Pumpspeicherwerken eine Renaissance. Nach so vielen Jahren der Planungs-, Bau- und Betriebserfahrung möchte man meinen, seien alle technischen Problemstellungen schlüssig gelöst und als Stand des Wissens etabliert. Bei genauerem HinGerald Zenz sehen ist allerdings festzustellen, dass dem nicht so ist. Ein beachtlicher Teil der Anlagen ist untertage situiert und die Wirtschaftlichkeit der technischen Lösungen ist nicht unwesentlich mit den Eigenschaften des umgebenden Gebirges verknüpft und damit, wie man die Gebirgseigenschaften möglichst vorteilhaft nützt. Dies beginnt bei der Situierung der Triebwasserwege und Kavernen im Berg, geht weiter bei der Ermittlung und Berücksichtigung der Gebirgsmitwirkung im Rechenmodell und endet bei der Geometrie der Untertagebauwerke sowie bei der Wahl der passenden Auskleidungssysteme und deren Dimensionierung. All dies ist Grund genug, die Ausgabe 1/2015 diesem Themenkomplex zu widmen. So wird versucht, beginnend bei Grundsatzlösungen für Anlagenkonzepte über den Einfluss der Geologie sowie Erfahrungen mit dem Bestand den Bogen bis hin zu spezifischen Bemessungskonzepten, Systemlösungen und Bauverfahren zu spannen. Dass sich ein so komplexer Themenbereich in einem Heft nicht erschöpfend behandeln lässt liegt auf der Hand. Dennoch zeugen die Beiträge in der vorliegenden Ausgabe von der ungeschwächten Aktualität, Vielfalt und technischen Brisanz sowie dem Potenzial der angerissenen Themen für stetig Neues. In diesem Sinn gilt, etwas verspätet auch noch, ein herzliches Glück auf 2015. Alois Vigl Gerald Zenz

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© 2015 Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG, Berlin · Geomechanics and Tunnelling 8 (2015), No. 1


News Start of second tunnel drive at the Waterview Connection Project

At the end of September, the cutting wheel of the TBM “Alice” broke through into the target shaft (photo: Herrenknecht AG) Ende September durchbrach der Bohrschild von TBM „Alice“ erstmals die Wand zum Zielschacht (Foto: Herrenkencht AG)

In the middle of December 2014, one of the largest tunnel boring machines in the world started the second tunnel drive on the major Waterview Connection project in Auckland, New Zealand. The TBM had already driven the first 2.4 km tunnel section in only eleven months, with advance rates of up to 126 m per week or 452 m per month. The EPB machine S-764 (bored diameter: 14.46 m) is constructing the structure of a road tunnel in the middle of the city, which will link two motorways. Herrenknecht delivered the TBM in March 2013 to the contractors Fletcher Construction, McConnell Dowell and Obayashi. The Waterview Connection Tunnel Project is one of the largest infrastruc-

ture projects in New Zealand. It is the key component of altogether six interrelated construction projects intended to close the gap in the motorway ring west of Auckland. The two bores of the road tunnel will each have room for three lanes to link the nationally important motorways Highway 16 and Highway 20. The tunnel alignment runs under a densely populated residential area and several parks. The 2.4 km long link will be the longest road tunnel in New Zealand. With a bored diameter of 14.46 m, the EPB shield machine S-764 is one of the largest tunnel boring machines of this type in the world. Its gigantic cutting wheel is driven by 24 electric

motors with a power of altogether 8,400 kW. It has relatively large openings for the clearance of the muck and was specially designed for the expected geology. The TBM passed through soils mainly consisting of sand and silts in the first section. The excavation tools on the cutting wheel can be changed from behind the wheel, and the drag picks for soft ground can be replaced with disc cutters if required for harder rock. In addition to the actual TBM with three backups, which are being used to construct the tunnels, Herrenknecht also designed and delivered a fourth independent backup, which followed some distance behind the TBM on the first stretch. This is used to construct part of the tunnel invert, which will be used later to run supply pipes and cables. This enables the TBM drive and invert construction to take place simultaneously without hindering each other due to independent working. After the first breakthrough, the TBM and the first backup were turned through 180° in very restricted space and pushed into the starting position to resume work. Due to the restricted space, a second, shorter backup was connected, which was also delivered by Herrenknecht. This is responsible for the extension of the supply and disposal utilities in the initial phase. With it, the TBM will first bore starting tunnel about 300 m long. After this section of the second bore has been completed, the original configuration with the longer backups two and three will be connected again. The second tunnel bore should be structurally complete in 2015, and opening for traffic is planned for 2017.

Start für zweiten Vortrieb im Projekt Waterview Connection Mitte Dezember 2014 startete in Auckland, Neuseeland, eine der weltweit größten Tunnelbohrmaschinen ihren zweiten Vortrieb für das Großprojekt Waterview Connection. Zuvor hatte die TBM die erste 2,4 km lange Tunnelstrecke in nur elf Monaten aufgefahren, mit Vortriebsleistungen von 126 m pro Woche bzw. 452 m pro Monat. Der EPB-Schild S-764 (Bohrdurchmesser: 14,46 m) erstellt mitten in der Metropole den Rohbau für einen Straßentunnel, der zwei Autobahnen miteinander verbinden wird. Herrenknecht lieferte die TBM im März 2013 an die Unternehmen Fletcher Construction, McConnell Dowell und Obayashi.

Das Tunnelprojekt Waterview Connection zählt zu den größten Infrastrukturprojekten Neuseelands. Es bildet das Kernstück von insgesamt sechs zusammen gehörigen Bauprojekten. Sie sollen die klaffende Lücke im Westen von Aucklands Ringautobahn schließen. Die beiden Röhren des Straßentunnels werden mit jeweils drei Fahrspuren die beiden landeswichtigen Autobahnen Highway 16 und Highway 20 verbinden. Die Tunneltrasse verläuft unterhalb eines dicht besiedelten Wohngebiets und mehrerer Parks. Die 2,4 km lange Verbindung wird damit zum längsten Straßentunnel Neuseelands.

Mit 14,46 m Bohrdurchmesser zählt der EPB-Schild S-764 zu einer der weltweit größten Tunnelbohrmaschinen seiner Art. Sein gigantisches Schneidrad wird von 24 Elektromotoren mit insgesamt 8.400 kW Leistung angetrieben. Es besitzt relativ große Öffnungen zum optimalen Abtransport des Abraums und wurde speziell auf die zu erwartende Geologie ausgelegt. Die TBM durchfuhr im ersten Abschnitt hauptsächlich aus Sand- und Schluffstein bestehende Böden. Die Abbauwerkzeuge des Schneidrads können vom rückwärtigen Bereich aus gewechselt werden. Die Stichelköpfe für weicheren Baugrund können so bei

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News

The northern target shaft is immediately adjacent to the motorway that will be linked later. The shield machine and the first backup thus had to be turned round in an area of only 25 m × 39 m (photo: Herrenknecht AG) Der Zielschacht im Norden liegt unmittelbar neben der später anzuschließenden Autobahn. Der Schild und der erste Nachläufer mussten daher nach dem Durchbruch auf einer nur 25 m × 39 m großen Fläche gedreht werden (Foto: Herrenkencht AG)

Bedarf gegen Schneidrollen für härteres Gestein ausgetauscht. Neben der eigentlichen TBM mit drei Nachläufern, die den Tunnelrohbau er-

stellt, konzipierte und lieferte Herrenknecht einen selbständigen, vierten Nachläufer. Dieser folgte der TBM mit etwas Abstand schon auf der ersten

Strecke. Er erstellt einen Teil der Tunnelsohle, durch die später Versorgungsleitungen hindurch führen werden. Damit können TBM-Vortrieb und Sohlausbau zeitlich parallel ausgeführt werden, behindern sich aber durch die unabhängige Arbeitsweise nicht gegenseitig. Die TBM und der erste Nachläufer wurden nach dem ersten Durchbruch auf engstem Raum um 180° gedreht und in die Startposition zum zweiten Andrehen verschoben. Aufgrund der beengten Platzverhältnisse wurde ein verkürzter, zweiter Nachläufer angedockt, der ebenfalls von Herrenknecht geliefert wurde. Er ist in der Anfangsphase zuständig für die Verlängerung der Ver- und Entsorgungsleitungen. Mit ihm bohrt die TBM nun erst einmal einen rund 300 m langen Starttunnel. Nachdem dieses erste Teilstück der zweiten Röhre aufgefahren ist, wird die Originalkonfiguration mit den längeren Nachläufern zwei und drei wieder an die TBM angedockt. Die zweite Tunnelröhre soll 2015 im Rohbau fertiggestellt werden. Die Eröffnung für den Verkehr ist für Anfang 2017 geplant.

Start for the second tunnel bores at Klaus Since December 2004, the A9 Pyhrn Autobahn has been open all the way from the Voralpenkreuz intersection to Spielfeld on the Slovenian border. With the exception of the section between Klaus and St. Pankraz/Hinterstoder (Klaus Tunnel Chain), the Bosruck and the Gleinalm tunnels, the A 9 has already been widened to its final width. These gaps are being successively closed, which will represent a great improvement for road safety. The “Klaus Tunnel Chain” project, which is altogether 8 km long, consists mostly of bridges and tunnels. This is unique – there is no other comparable project in Austria – and a challenge for all involved parties. Work on the bridges, which are a precondition for the tunnelling works, started in 2013. These consist of a ramp bridge at the Klaus junction and the valley crossings at Steyr (270 m), Pertlgraben (190 m),

Wallergraben (50 m), Rettenbach (90 m) and Teichl (90 m). These bridges when completed will serve as access routes for the second bores of the Klaus (2.2 km), Spering (2.9 km), Traunfried (450 m) and Falkenstein (750 m) Tunnels. The open-air sections amount to just a few hundred metres between bridges and tunnels and the two junctions at Klaus and St. Pankraz. A traditional ground breaking ceremony on 4 December 2014 marked the start of work on the second bores of the Spering and Falkenstein Tunnels. The Traunfried and Klauser Tunnels will follow from April 2015. At the end of 2017, the traffic in the direction of Linz will be diverted into the new bores. The existing bores will then be refurbished. The two longer tunnels, Spering and Klaus, already have continuous escape tunnels, which have to be appropriately enlarged. The two shorter tunnels

(Falkenstein and Traunfried Tunnels) will be completely newly excavated. Until 2018, the Asfinag is investing 180 m. Euro in the A9. The overall opening of the completely widened Klaus tunnel chain is planned for the end of 2018. The new bores of the Klaus Tunnel Chain and the refurbished bores will be equipped with safety equipment to the most modern state of the technology; lighting, ventilation, radio, emergency call, fire alarm, video with image detection, variable signage and LED kerb reflectors are standard for Asfinag. One innovative highlight is the so-called acoustic tunnel monitoring system AKUT. Intelligent microphones can very quickly detect unusual noises – such as breaking glass or squealing tyres. The employees in the next surveillance centre can then close the tunnel and call the emergency services in case of an accident.

Startschuss für zweite Tunnelröhren bei Klaus Seit Dezember 2004 ist die A9 Pyhrn Autobahn vom Knoten Voralpenkreuz bis Spielfeld an der slowenischen Grenze durchgehend befahrbar. Mit Ausnahme des Abschnitts zwischen Klaus und St. Pankraz/Hinterstoder (Tunnelkette

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Klaus), dem Bosruck- und dem Gleinalmtunnel ist die A 9 bereits voll ausgebaut. Diese Lücken werden sukzessive geschlossen und damit die Verkehrssicherheit wesentlich erhöht. Das insgesamt rund 8 km lange Bauprojekt „Tun-

nelkette Klaus“ besteht vorwiegend aus Tunnel und Brücken. Das ist einzigartig – es gibt in Österreich kein zweites derartiges Projekt – und eine Herausforderung für alle Beteiligten. Der Start für die Brücken, die auch Voraussetzung für


News die Tunnelarbeiten sind, erfolgte 2013. Errichtet werden eine Rampenbrücke im Bereich der Anschlussstelle Klaus sowie die Talübergänge Steyr (270 m), Pertlgraben (190 m), Wallergraben (50 m), Rettenbach (90 m) und Teichl (90 m). Diese Brücken dienen nach Fertigstellung als Zufahrtsstrecken für den anschließenden Bau der zweiten Röhren bei den Tunneln Klaus (2,2 km), Spering (2,9 km), Traunfried (450 m) und Falkenstein (750 m). Die Freilandstrecken beschränken sich auf wenige hundert Meter zwischen Brücken und Tunneln sowie auf die beiden Anschlussstellen Klaus und St. Pankraz. Mit dem traditionellen Tunnelanschlag am 4. Dezember 2014 fiel der

Startschuss für die zweiten Röhren für Spering- und Falkensteintunnel. Traunfried- und Klauser Tunnel folgen ab April 2015. Ende 2017 wird der Verkehr in die neuen Tunnelröhren in Fahrtrichtung Linz verlegt. Im Anschluss daran werden die Bestandsröhren saniert. Die beiden längeren Tunnel Spering und Klaus verfügen bereits über jeweils durchgehende Fluchtstollen, die entsprechend aufgeweitet werden müssen. Die beiden kürzeren Tunnel (Falkensteinund Traunfriedtunel) werden komplett neu ausgebrochen. Bis 2018 investiert die Asfinag 180 Mio. Euro in die A9. Die Gesamtverkehrsfreigabe der voll ausgebauten Tunnelkette Klaus ist für Ende 2018 geplant.

Die neuen Röhren der Tunnelkette Klaus sowie die Bestandsröhren werden sicherheitstechnisch mit dem modernsten Stand der Technik ausgestattet. Beleuchtung, Lüftung, Funk, Notruf, Brandmeldeanlage, Video mit Bilddetektion, Wechselverkehrszeichen und Bordsteinreflektoren in LED-Technik gehören zum Asfinag-Standard. Ein innovatives Highlight ist das sogenannte akustische Tunnelmonitoring AKUT. Intelligente Mikrofone erkennen blitzschnell untypische Geräusche – etwa von splitterndem Glas oder quietschenden Reifen. Die Mitarbeiter in der nächsten Überwachungszentrale sind sofort alarmiert, können den Tunnel sperren und im Fall eines Unfalls Einsatzkräfte rufen.

Brenner Base Tunnel – tunnelling starts in the Ahrental In June 2014, the BBT awarded the construction contract Tulfes-Pfons with a volume of about 380 m. Euros to the consortium Strabag/Salini-Impregilo. In September 2014, tunnelling works started on the escape tunnels in Tulfes and Ampass. At the start of January 2015, another tunnel was started from the access tunnel in the Ahrental. In February, the eastward drive starts in Ampass. Then four tunnel drives will be working in parallel on the Tulfes-Pfons contract. Starting from the Ahrental, the 150 m long connection tunnel between the Ahrental access tunnel and the emergency station in Innsbruck will first be excavated by drill and blast. The level of the main tunnel should be reached in March. Then tunnelling of both connection tunnels will start from there towards Innsbruck. The two connection tunnels with a total length of about 6,600 m (VT-Ost 2,800 m, VT-West 3,800 m) and each with an excavated cross-section of 110 m2 will also be excavated by drill and blast. The planned construction time for this first section is about 21/2 years. This will create a link from the existing bypass tunnel around Innsbruck to the two main bores of the Brenner Base Tunnel. In January 2015, a third advance will start, the Tulfes rescue tunnel heading east from Ampass. This rescue tunnel should be completed by the end of 2017. From autumn 2015, the Innsbruck emer-

Route of the Brenner Base Tunnel (graphic: BBT SE) Streckenführung des Brenner Basistunnels (Grafik: BBT SE)

gency station with a length of about 500 m will be constructed beneath the districts of Innsbruck-Igls and Patsch. The investigation tunnel from the Ahrental in the direction of Steinach am Brenner should also start in autumn 2015. This section of investigation tunnel with a length of about 15 km will be bored by a hard rock TBM. The approx.

180 m long TBM with a diameter of almost 8 m is fitted with 46 19′′ disc cutters to the cutterhead. The support of the tunnel will be provided by shotcrete. The TBM will be delivered in summer 2015 and assembled on site. In autumn 2015, it will be ready to start work from the already completed cavern in the Ahrental heading southward.

Brenner Basistunnel – Vortriebsbeginn im Ahrental Im Juni 2014 hat die BBT das Baulos Tulfes/Pfons mit einem Auftragsvolumen von ca. 380 Mio. Euro an die Bietergemeinschaft Strabag/Salini-Impregilo vergeben. Im September 2014 began-

nen die Vortriebsarbeiten am Rettungsstollen in Tulfes und Ampass. Anfang Januar 2015 startete ein weiterer Vortrieb vom Zufahrtstunnel im Ahrental aus. Im Februar beginnt der Vortrieb Richtung

Osten in Ampass. Dann laufen vier Vortriebe zur selben Zeit am Baulos TulfesPfons. Vom Ahrental aus wird nun als erstes der 150 m lange Verbindungstunnel zwi-

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News schen dem Zufahrtstunnel Ahrental und der Nothaltestelle Innsbruck im Sprengvortrieb ausgebrochen. Voraussichtlich im März wird das Niveau der Haupttunnel erreicht. Anschließend beginnt von dort aus der Vortrieb der beiden Verbindungstunnel Richtung Innsbruck. Die beiden Verbindungstunnel mit einer Gesamtlänge von ca. 6.600 m (VT-Ost 2.800 m, VT-West 3.800 m) und einem Ausbruchsquerschnitt von jeweils 110 m2 werden ebenfalls im Sprengvortrieb errichtet werden. Die prognostizierte Bauzeit für diesen Abschnitt beträgt ca. 2,5 Jahre. Somit entsteht eine Verbindung zwischen dem bestehenden Umfahrungstunnel Innsbruck und den beiden Haupttunnelröhren des Brenner Basistunnels. Im Januar 2015 wird auch der dritte Vortrieb des Rettungsstollens, nämlich der Bau des Rettungsstollens Tulfes von Ampass aus Richtung Osten beginnen. Der Rettungsstollen wird bis Ende 2017 fertiggestellt werden. Ab Herbst 2015 wird unter dem Gemeindegebiet von Innsbruck-Igls und Patsch die rund 500 m lange Nothaltestelle Innsbruck errichtet. Der Erkundungsstollen vom Ahrental aus in Richtung Steinach am Brenner soll ebenfalls im Herbst 2015 starten. Dieser Erkundungsstollenabschnitt mit einer Länge von 15 km wird mit einer Hartgesteins-TBM aufgefahren. Die

At the start of January 2015, tunnelling works on the Tulfes Pfons contract also started from the Ahrental (photo: BBT SE) Anfang Januar 2015 haben die Vortriebsarbeiten des Bauloses Tulfes Pfons auch vom Ahrental aus begonnen (Foto: BBT SE)

rund 180 m lange TBM mit einem Durchmesser von fast 8 m ist mit 46 Stück 19′′-Diskenmeißeln am Bohrkopf ausgestattet. Die Sicherung des Tunnels erfolgt mit Spritzbeton. Die

TBM wird im Sommer 2015 angeliefert und vor Ort zusammengebaut werden. Im Herbst 2015 wird sie von der bereits errichteten Kaverne im Ahrental aus den Vortrieb Richtung Süden aufnehmen.

Tunnelling works start for second underground line in Rennes The naming of the tunnel boring machine on 19 December 2014 marked the final preparatory work for the driving of city rail line B in Rennes, France. This second underground line in the city of Rennes is currently the largest public construction project for a French local authority. The southwest-northeast link is about 13 km long with 15 stations and is due to open at the end of 2019. About 8.4 km will be bored by a TBM; a further 2.4 km of tunnel will be constructed in cut-and-cover and the remainder of the route will run above ground – elevated (2.4 km) or at ground level (0.3 km). At the start of 2015, the 82 m long EPB machine with a weight of 1,450 t will start at a depth of 20 m boring the 8 km long tunnel with altogether nine stations. With a forecast advance rate of 300 m per month, tunnelling should be completed in 2017. The communal council of Rennes awarded the tunnel contract (contract 1) for line B of the

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underground railway to a consortium led by the tunnel construction company Dodin Campenon Bernard (Vinci Construction) with GTM Ouest and Botte

Fondations, both subsidiaries of Vinci Construction France, and Spie Batignolles TPCI, Spie Fondations and Legendre Génie Civil.

TBM for Metro line B at the works (photo: Vinci) TBM für die Metronlinie B in Rennes im Herstellerwerk (Foto: Vinci)


News Vortrieb für die zweite U-Bahnlinie in Rennes beginnt Mit der Taufe der Tunnelbohrmaschine am 19. Dezember 2014 begannen die letzten Vorarbeiten für den bergmännischen Vortrieb der Stadtbahnlinie B in Rennes, Frankreich. Die zweite U-Bahnlinie der Stadt Rennes ist derzeit das größte öffentliche Bauprojekt einer französischen Gebietskörperschaft. Die rund 13 km lange Südwest-Nordostverbindung umfasst 15 Stationen und soll Ende 2019 in Betrieb gehen. Davon werden rund 8,1 km mit der TBM aufgefah-

ren; weitere 2,4 km Tunnel werden in offener Bauweise errichtet, und die restlichen Streckenanteile verlaufen an der Oberfläche – als Hochbahn (2,4 km) oder ebenerdig (0,3 km). Anfang 2015 beginnt die 82 m lange, 1.450 t schwere EPB-Maschine in 20 m Tiefe mit dem Vortrieb des 8 km langen Tunnels mit insgesamt neun Stationen. Mit einer prognostizierten Vortriebsleistung von 300 m pro Monat werden die Vortriebsarbeiten 2017 enden. Der Kommunalver-

band Rennes hatte im Oktober 2013 die von der Tunnelbaufirma Dodin Campenon Bernard (Vinci Construction) geleitete Arbeitsgemeinschaft mit GTM Ouest und Botte Fondations, beides Unternehmen von Vinci Construction France, sowie Spie Batignolles TPCI, Spie Fondations und Legendre Génie Civil mit dem Tunnelbau (Los 1) für die Linie B der U-Bahn Rennes beauftragt.

Granitztal Tunnel Chain awarded The Granitztal Tunnel Chain is part of the 130 km long Koralmbahn line between Graz and Klagenfurt and is situated in the section between St. Andrä and Aich. The ÖBB-Infrastruktur AG has awarded the construction of this 7.8 km long section to a consortium consisting of Implenia and Hochtief Infrastructure. The technical lead for the construction of the new line, which will have two tracks all through, is Implenia. The contract value is about 140 m. Euro. The section will mostly run in tunnels. The core is the Granitztal Tunnel Chain with a length of 6.3 km, consisting of the mined Deutsch-Grutschen (ca. 2.6 km) and Langer Berg (ca. 2.9 km) Tunnels, which like the Koralm Tunnel will be constructed as twin-bore tunnel systems. The section between these (ca. 0.6 km) will be constructed in cut-and-cover. When complete, the tunnel bores will be backfilled and the terrain will be modelled to suit the countryside. There will also be a ventilation centre with emergency exit and rescue area here. The Granitzbach stream will be crossed with a closed tunnel

Geographical situation of the Granitztal Tunnel Chain (graphic: Implenia) Geographische Lage der Tunnelkette Granitztal (Grafik: Implenia)

bridge. Further construction measures include waterway, landscape, road, utility and material deposition works.

Work will start in the first quarter of 2015 and completion is planned for 2020.

Der Abschnitt wird zum größten Teil in Tunnelbauweise geführt. Kernstück ist die Tunnelkette Granitztal über eine Länge von 6,3 km. Diese umfasst die bergmännischen Tunnel Deutsch-Grutschen (ca. 2,6 km) und Langer Berg (ca. 2,9 km), die wie der Koralmtunnel als zweiröhriges Tunnelsystem ausgeführt werden. Der dazwischen liegende Abschnitt (ca. 0,6 km) wird in offener Bauweise realisiert. Im Endzustand werden die Tunnelröhren überschüttet und das Gelände landestypisch modelliert. Hier

befindet sich künftig eine Lüftungszentrale mit Notausgang und Rettungsplatz. Der Granitzbach wird mit einer geschlossenen Tunnelbrücke überquert. Die weiteren Baumaßnahmen umfassen Wasser-, Landschafts-, Straßen-, Leitungs- und Materialeinbauarbeiten. Baubeginn ist im ersten Quartal 2015. Der Abschluss der Arbeiten ist für April 2020 vorgesehen.

Tunnelkette Granitztal vergeben Die Tunnelkette Granitztal ist Teil der 130 km langen Koralmbahn zwischen Graz und Klagenfurt und liegt im Abschnitt zwischen St. Andrä und Aich. Mit der Realisierung dieses 7,8 km langen Abschnitts hat die ÖBB-Infrastruktur AG eine Arbeitsgemeinschaft bestehend aus Implenia und Hochtief Infrastructure beauftragt. Die technische Federführung zum Bau der durchgehend zweigleisigen Neubaustrecke liegt bei Implenia. Der Auftragswert beträgt rund 140 Mio. Euro.

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News SBB awards the construction of the Eppenberg Tunnel Swiss Railways SBB has awarded the main contract of the rail project Olten–Aarau four-track widening to the consortium “Marti Eppenberg”. The contract, with a value of 273.7 m. CHF, includes the structure of the Eppenberg Tunnel as well as its access routes. The award is a further step to remedy the bottleneck between Olten and Aarau. The consortium Marti Eppenberg will excavate the two-track tunnel 3 km long with a tunnel boring machine. The bids

showed that this is the most economic variant. The main works will start in spring 2015 and last until the end of 2020. Tendering of the equipment of the tunnel and access routes with railway equipment (tracks, overhead, signals etc.) will be separate and is planned for summer 2017. The SBB tendered the contract that has now been awarded in January 2014 in an open process according to the provisions of the public tendering regula-

tions BöB/VöB. This permits all interested bidders from Switzerland and abroad to tender a bid, with the closing date of June 2014. The award was made according to strict criteria. The central aspects were not only price but also quality. The latter includes quality of construction, quality regarding qualifications, competence and service as well as environmental aspects.

die wirtschaftlichste Variante ist. Die Hauptarbeiten beginnen im Frühling 2015 und dauern bis Ende 2020. Die Ausschreibung für die Ausstattung von Tunnel und Zufahrten mit Bahntechnik (Gleise, Fahrleitung, Signale etc.) erfolgt separat, voraussichtlich im Sommer 2017. Die SBB hat den nun vergebenen Auftrag im Januar 2014 gemäß den Bestimmungen des öffentlichen Beschaffungswesens BöB/VöB in einem offenen Verfahren ausgeschrieben. Dies erlaubt

sämtlichen interessierten Anbietern aus dem In- und Ausland, ein Angebot einzureichen. Einreichfrist für die Angebote war Juni 2014. Die Vergabe erfolgte nach strengen Kriterien. Zentrale Aspekte sind nicht nur die Wirtschaftlichkeit, sondern auch die Qualität. Letzteres umfasst die Kriterien Qualität in bautechnischer Hinsicht, Qualität bezüglich Qualifikation, Kompetenz und Service sowie Umweltaspekte.

SBB vergibt Bau des Eppenbergtunnels Die SBB hat das Hauptlos für das Bahnprojekt Vierspurausbau Olten-Aarau an die Arbeitsgemeinschaft „Marti Eppenberg“ vergeben. Der Auftrag im Wert von 273,7 Mio. CHF umfasst den Rohbau des Eppenbergtunnels sowie dessen Zufahrten. Die Vergabe ist ein weiterer Schritt zur Behebung des Engpasses zwischen Olten und Aarau. Die Arbeitsgemeinschaft Marti Eppenberg wird den zweispurigen, 3 km langen Tunnel mit einer Tunnelbohrmaschine ausbrechen. Die Angebote haben gezeigt, dass dies

Züblin to build hydropower station in Chile Züblin Chile has been awarded a contract by the energy concern Colbún S.A. for a hydropower station south of the Chilean capital Santiago. The contract with a volume of 36 m. Euro was signed in the middle of November. The construction of the 34 MW run-of- river sta-

tion at La Mina is now the fifth project for Züblin Chile from Colbún S.A. – who are with altogether 22 stations the largest electricity generation company in Chile. The contract for Züblin Chile includes all earthworks and concreting works as well as the intake structures,

an unpressurised channel as well as the powerhouse and a stilling basin. Construction works will last about 25 months and be completed at the start of 2017.

November unterzeichnet. Der Bau des 34-MW-Laufwasserkraftwerks La Mina ist bereits das fünfte Projekt von Züblin Chile für Colbún S.A. – mit insgesamt 22 Kraftwerken einer der größten Stromversorger Chiles. Der Auftrag für

Züblin Chile umfasst sämtliche Erd- und Betonarbeiten der Einlaufbauwerke, einen Freispiegelkanal sowie ein Maschinenhaus und ein Tosbecken. Die Bauarbeiten werden rund 25 Monaten dauern und Anfang 2017 abgeschlossen sein.

Züblin baut Wasserkraftwerk in Chile Züblin Chilehat vom Energiekonzern Colbún S.A. den Bauauftrag für ein Wasserkraftwerk südlich der chilenischen Hauptstadt Santiago erhalten. Der entsprechende Vertrag mit einem Auftragsvolumen von 36 Mio. Euro wurde Mitte

Design collaboration commissioned for the Austrian side of the Brenner Base Tunnel Amberg Engineering AG, Switzerland, has been commissioned as the leader of a design collaboration with Lombardi, Müller+Hereth, Obermeyer and hbpm with the tender preparation and construction design for the Austrian side of the Brenner Base Tunnel. The commission covers the project elements in the Sillschlucht immediately to the south of Innsbruck station with bridges, cut-and-

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cover tunnels and a short mined tunnel. The main part of the commission is a section of the Brenner-Base Tunnel more than 30 km long running from the Sillschlucht. This consists of two parallel single-track tunnels, an investigation tunnel situated between the bores and slightly deeper, cross-passages and the two emergency stations at the foot points of the intermediate tunnel start-

ing points in Ahrental and in Wolf. The mina tunnel bores should mostly be driven by TBMs. Tender preparation will start in January 2015 and construction works are planned for 2016. The design for construction and geotechnical support of the sites will be undertaken by Amberg Engineering far into the 2020s.


News Planungsgemeinschaft auf der österreichischen Seite am Brenner Basistunnel beauftragt Die Amberg Engineering AG Schweiz hat als federführendes Mitglied in einer Planungsgemeinschaft mit Lombardi, Müller+Hereth, Obermeyer und hbpm die Ausschreibungs- und Ausführungsplanung für die österreichische Seite des Brenner Basistunnels erhalten. Das Mandat umfasst die unmittelbar südlich des Bahnhofs Innsbruck beginnenden Projektelemente in der Sillschlucht, mit Brücken, Tagbautunneln und einem kurzen bergmännischen Tunnel. Hauptbestandteil des Auftrags ist aber der an die Sillschlucht anschließende über 30 km lange Abschnitt des Brenner Basistunnels. Dieser besteht aus zwei parallelen Einspurtunnelröhren, einem dazwischen und etwas tiefer liegenden Erkundungsstollen, Querschlägen und den beiden Nothaltestellen am Fusspunkt der Zwischenangriffe in Ahrental und in Wolf. Die Vortrieb der Haupttunnelröhren sollen weitgehend mit Tunnelbohrmaschinen vorgetrieben werden. Die Ausschreibungsplanung wird im Januar 2015 beginnen, Start der Bauarbeiten ist für 2016 vorgesehen. Die Ausführungsplanung und die geotechnische Begleitung der Baustellen wird Amberg Engineering weit bis in die 2020er-Jahre beschäftigen.

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Wer Standorte für Endlager radioaktiver Abfallstoffe erkundet und Bergwerke betreibt, wer Analysen mit hochanspruchsvollen Messungen durchführt und deren Ergebnisse bewertet, wer hochkomplexe Anlagen, Systeme und Komponenten plant und nach strengsten wissenschaftlichen, technischen und rechtlichen Kriterien arbeitet, der ist einer der fast 900 Beschäftigten der 1979 gegründeten Deutsche Gesellschaft zum Bau und Betrieb von Endlagern für Abfallstoffe mbH (DBE). Die Endlagerung radioaktiver Abfälle ist eine einzigartige Aufgabenstellung. Die Verantwortung, die wir für unsere und folgende Generationen tragen, ist gewaltig. Wir sind uns dessen bewusst und bereit, uns Tag für Tag dieser spannenden Herausforderung zu stellen. Gestalten Sie die Zukunft aktiv mit uns!

Wir suchen zur Verstärkung unseres Teams in der Fachgruppe Geotechnik in der Zentrale Peine, verkehrsgünstig zwischen Hannover und Braunschweig gelegen, einen

Amberg Engineering to design a road tunnel under the Suez Canal

Fachingenieur Geotechnik (m/w) Kennziffer 5000_T-TG

Amberg Engineering AG, Switzerland, has been commissioned together with the Spanish consultant Sener Ingeniería y Sistemas, S.A. with the complete design of a 2.2 km long twinbore road tunnel under the Suez Canal near Port Said in Egypt. The entire contract includes roads, a bridge, a cut-andcover tunnel and a TBM tunnel section with a bored diameter of almost 13 m, which will be bored through strata of soft clay, sand and hard siltstone under the Suez Canal. Within the team, Amberg Engineering will undertake responsibility for the complete design of the TBM section including shafts and cross-passages. Construction of the TBM section should start at the end of 2015. This project, with a short duration, is part of a larger investment plan with a total sum of 8 billion US$ for the development of the Suez region into an important economic zone.

Amberg Engineering plant Straßentunnel unter dem Suezkanal Die Amberg Engineering AG Schweiz hat zusammen mit dem spanischen Beratungsunternehmen Sener Ingeniería y Sistemas, S.A. den Auftrag zum vollständigen Design des 2,2 km langen, zweiröhrigen Straßentunnels unter dem Suezkanal in der Nähe von Port Said in Ägypten erhalten. Der gesamte Vertrag umfasst Straßen, eine Brücke, einen Tagbautunnel und einen TBM-Tunnelabschnitt mit einem Bohrdurchmesser von fast 13 m, der durch Schichten aus weichem Tonboden, Sand und harten Schluffsteinen unter der Suezkanal gebohrt wird. Innerhalb des Teams übernimmt Amberg Engineering die Verantwortung für die komplette Planung der TBM-Abschnitte einschließlich Schächte und Querschläge. Die Bauausführung der TBM-Abschnitte soll bereits Ende 2015 beginnen. Dieses Projekt mit kurzer Laufzeit, das auf der wirtschaftlichen Agenda Ägyptens an oberster Stelle steht, ist Teil eines größeren Investitionsplans über eine Gesamtsumme von 8 Milliarden US$ zur Entwicklung der Suezregion zu einer wichtigen Wirtschaftszone.

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0HKU,QIRUPDWLRQHQXQG1HXLJNHLWHQ¿QGHQ6LHDXIZZZGEHGH Haben wir Ihr Interesse geweckt? Dann freuen wir uns auf Ihre Bewerbung. Bitte senden Sie uns Ihre Bewerbungsunterlagen unter Angabe der Kennziffer mit Ihrem frühestmöglichen Eintrittsdatum an personal@dbe.de oder an DBE Personalabteilung z. Hd. Frau Hoffmann Eschenstraße 55, 31224 Peine

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News Terratec to deliver a double shield TBM for hydropower station in Laos The Xe-Xe Pian-Namnoy hydropower project in Laos includes the construction of two gravity dams, a water diversion channel, a vertical pressure shaft and the machine house cavern. The output will be 410 MW. The main contractor for the project is SK Engineering & Construction Co. Ltd. from Korea. SK has subcontracted tunnelling work to Seli Overseas SpA, Italy, who will use a new Terratec hard rock double shield machine with 5.74 m diameter to bore the 11.5 km long headrace tunnel. The TBM will have to bore through claystone, silt and sandstone and thus has a robust but nonetheless flexible cutterhead fitted with 17′′ discs and four large bucket openings. The cutterhead has a frequency-controlled electric drive with a power of 2,000 kW and a maximum torque of 8,000 kNm. After the successful works acceptance at the start of December 2014, the machine will

Terratec double shield TBM for a hydropower project in Laos at the works acceptance (photo: Terratec) Terratec Doppelschild-TBM für eine Wasserkraftwerksprojekt in Laos bei der Werksabnahme (Foto: Terratec)

now be dismantled and transported to the site, where assembly should start in early 2015. The main components of the

machine have been made in Australia and Japan and assembly will take place in the Chinese assembly works.

Terratec liefert Doppelschild-TBM für Wasserkraftwerk in Laos Das Wasserkraftwerksprojekt Xe-Xe Pian-Namnoy in Laos umfasst den Bau von zwei Schwergewichtsdämmen, Wasserleitungstunnel, einen vertikalen Druckschacht und die Maschinenhauskaverne. Die elektrische Leistung beträgt 410 MW. Hauptauftragnehmer für das Projekt ist SK Engineering & Construction Co. Ltd. aus Korea. Mit den Tunnelarbeiten hat SK Seli Overseas SpA, Italien, als Subunternehmer beauftragt, die für den Vortrieb des 11,5 km

langen Triebwasserstollens eine neue Terratec Hartgesteins-Doppelschildmaschine mit 5,74 m Durchmesser einsetzen wird. Die TBM wird Tonstein, Schluff und Sandstein durchörtern und besitzt daher einen robusten und dennoch vielseitigen Bohrkopf, der mit 17′′-Disken ausgestattet ist und über vier große Räumeröffnungen verfügt. Der Bohrkopf besitzt einen frequenzgeregelten elektrischen Antrieb mit 2.000 kW Leistung und

einem maximalen Drehmoment von 8.000 kNm. Nach der erfolgreichen Werksabnahme am Anfang Dezember 2014 wird die Maschine nun zerlegt und zur Baustelle transportiert, wo im Frühjahr 2015 die Montage beginnen soll. Die Kernkomponenten der Maschine wurden in Australien und Japan gefertigt, die Montage der TBM erfolgte im chinesischen Montagewerk.

Implenia takes over Bilfinger Construction Implenia is to take over the unit Bilfinger Construction GmbH from Bilfinger SE. The unit with a production capacity of about 780 m. CHF and 1,850 employees offers extensive services in the field of infrastructure in German-speaking Europe and in Scandinavia. With this takeover, the Swiss construction and services provider has made an important step towards their strategy to establish themselves internationally for challenging infrastructure projects. The group will strengthen their technical competence and clout, and will also diversify geographically and extend their regional presence. Bilfinger Construction extends the services offered by Implenia since it possesses excellent competences in infrastructure construction and is a leader in the fields of specialised civil engineer-

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ing, structural engineering and tunnelling. The company is regionally well established in its target markets of Germany, Austria, Norway and Sweden. It possesses a high degree of technical know-how and an attractive project and service portfolio. Bilfinger Construction includes regional and technical companies that are well established in local markets. These offer specialised services in their core markets of Germany and Austria including civil engineering, roadbuilding, structural engineering and formwork. Combination with Bilfinger Construction will create a strong technical platform in attractive European markets, with which the new combined company can successfully exploit the new megatrend of infrastructure – in fields such as mobility and energy. Implenia will be of

sufficient size in Germany, Austria and Scandinavia to acquire and implement more complex projects. The two companies fit together, as they have shown repeatedly: in the last 15 years, Implenia and Bilfinger Construction have successfully collaborated on several major projects such as the Gotthard Base Tunnel or the Durchmesser Line in Zürich. The evaluation of Bilfinger Construction shows an equity value of about 110 m. Euros (depending on the final figures for 2014) and will lead in the first quarter of 2015 to a liquidity outflow of about 60 m. Euros. The conclusion of the transaction is dependent on the approval of the competition authorities. The completion of the takeover (“closing”) is intended for the period at the start of March 2015.


News Implenia übernimmt Bilfinger Construction Implenia übernimmt von Bilfinger SE die Einheit Bilfinger Construction GmbH. Die Einheit mit einer Produktionsleistung von rund 780 Mio. CHF und 1.850 Mitarbeitenden bietet im deutschsprachigen Europa und in Skandinavien umfassende Dienstleistungen im Bereich Infrastrukturbau. Mit dieser Übernahme macht der Schweizer Bau- und Baudienstleister einen wichtigen Schritt in der Umsetzung seiner Strategie, sich international für anspruchsvolle Infrastrukturprojekte zu etablieren. Die Gruppe stärkt damit ihre technische Kompetenz und Schlagkraft. Sie diversifiziert ihr Geschäft geografisch und erweitert ihre regionale Präsenz. Bilfinger Construction ergänzt das Angebot von Implenia, denn es verfügt über ausgezeichnete Kompetenzen im Infrastrukturbau und ist führend in den Bereichen Spezialtief-, Ingenieur- und

Tunnelbau. Das Unternehmen ist in seinen Zielmärkten Deutschland, Österreich, Norwegen und Schweden regional gut verankert. Es verfügt über einen hohen Grad an technischem Know-how und ein attraktives Projekt- und Serviceportfolio. Bilfinger Construction umfasst zudem in lokalen Märkten stark verankerte regionale und technische Gesellschaften. Diese bieten in ihren Kernmärkten Deutschland und Österreich spezialisierte Leistungen, unter anderem in den Bereichen Tief-, Straßen-, Ingenieur- oder Schalungsbau. Gemeinsam mit Bilfinger Construction entsteht eine starke technische Plattform in attraktiven Märkten Europas, mit der das neue Unternehmen den Megatrend Infrastruktur – etwa in den Bereichen Mobilität und Energie – erfolgreich nutzen kann. Künftig verfügt Implenia in Deutschland, Österreich

und Skandinavien über die Größe, um vermehrt komplexe Projekte zu akquirieren und auszuführen. Dass beide Unternehmen zusammenpassen, haben sie wiederholt bewiesen: In den vergangenen 15 Jahren haben Implenia und Bilfinger Construction mehrere Großprojekte erfolgreich gemeinsam abgewickelt, darunter den Gotthard Basistunnel oder die Durchmesserlinie Zürich. Die Bewertung der Bilfinger Construction beläuft sich auf einen Equity Value von ca. 110 Mio. Euro (abhängig vom Jahresabschluss 2014) und führt im ersten Quartal 2015 zu einem Netto-Liquiditätsabfluss von ca. 60 Mio. Euro. Das Zustandekommen der Transaktion ist vorbehaltlich der Zustimmung der Wettbewerbsbehörden. Der Abschluss der Übernahme („Closing“) ist für die Periode Anfang Februar bis Anfang März 2015 vorgesehen.

nications Construction Company (CCCC), the fourth largest construction concern in the world by turnover. The company has a market capitalisation of about 15.7 billion Euro and is listed on the stock markets in Hongkong and Shanghai. With this sale, Leighton Holdings will reduce their annual turnover by about 2.5 billion Euro, their order book

by 3.6 billion Euro and their degree of indebtedness by about 10 % points. With the sale, about 4,100 John Holland employees will move to the CCCC concern. The sale is with the reservation of the usual approvals, including by the Foreign Investment Review Board.

Leighton sells John Holland to CCCI The Hochtief holding company Leighton Holdings concluded a binding agreement in the middle of December 2014 to sell their subsidiary John Holland to CCC International Holding Limited (CCCI). CCCI will buy John Holland for a company value of about 770 m. Euro. CCCI is a 100 % subsidiary company of the China Commu-

Leighton verkauft John Holland an CCCI Die Hochtief-Beteiligungsgesellschaft Leighton Holdings hat Mitte Dezember 2014 eine verbindliche Vereinbarung zum Verkauf ihrer Tochter John Holland an CCC International Holding Limited (CCCI) abgeschlossen. CCCI erwirbt John Holland für einen Unternehmenswert von rund 770 Mio. Euro. CCCI ist eine 100%ige Tochtergesellschaft der

China Communications Construction Company (CCCC), bezogen auf den Umsatz der viertgrößte Baukonzern der Welt. Das Unternehmen hat eine Marktkapitalisierung von ca. 15,7 Mrd. Euro und ist an den Börsen in Hongkong und Shanghai gelistet. Mit dem Verkauf reduziert Leighton Holdings den jährlichen Umsatz um rund 2,5 Mrd. Euro,

den Auftragsbestand um 3,6 Mrd. Euro und den Verschuldungsgrad um rund 10 % Punkte. Mit dem Verkauf wechseln rund 4.100 John Holland Mitarbeiter in den CCCC-Konzern. Der Verkauf erfolgt vorbehaltlich der üblichen Genehmigungen, unter anderem durch das Foreign Investment Review Board.

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News

Call for papers Call for papers – Themes for the next issues of Geomechanics and Tunnelling The table below shows the themes for the next issues of “Geomechanics and Tunnnelling”, selected by the editing team, and contributions are now being called for. All papers received will first be reviewed prior to publication. In view of the time required to complete this exercise, all contributions should be submitted at least four months before the publication date. Papers should be submitted online via http:// mc.manuscriptcentral.com/geot. Site reports, technical reports and news items from the construction industry are of course also welcome.

Themen für die nächsten Ausgaben der „Geomechanics and Tunnelling“ Die Schwerpunktthemen für die nächsten Ausgaben der „Geomechanics and Tunnelling“ sind in der untenstehenden Tabelle zusammengefasst. Das Redaktionsteam bittet um Beitragsvorschläge. Unter Berücksichtigung des Reviews sollten die Beiträge mindestens vier Monate vor dem Erscheinungstermin eingereicht werden. Beiträge sollten online eingereicht werden (http://mc.manuscriptcentral.com/ geot). Darüber hinaus sind Baustellenreportagen, technische Berichte und Mitteilungen aus der Industrie jederzeit willkommen.

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Geomechanics and Tunnelling 8 (2015), No. 1

Issue

Publication date

Topics

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April 2015

Large tunnelling projects in Germany Großprojekte in Deutschland

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June 2015

Research project ABROCK & TBM tunnelling Forschungsprojekt ABROCK und Vortrieb mit Tunnelbohrmaschinen

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August 2015

Development of resource-efficient and advanced underground technologies Entwicklung ressourcenschonender und fortschrittlicher Untertagebau-Technologien

5/15

October 2015

Best of EUROCK 2015 & 64th Geomechanics Colloquium Ausgewählte Beiträge des Symposiums EUROCK 2015 und des 64. Geomechanik Kolloquiums

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December 2015

Southern railway connection (Semmering Base Tunnel and Koralm Tunnel) Südbahnachse (Semmering Base Tunnel neu und Kormalmtunnel


Topics Alois Vigl

DOI: 10.1002/geot.201400055

System solutions for headraces of high head hydropower plants Design, structural design and construction considerations

Systemlösungen für Kraftabstiege von Hochdruck-Wasserkraftanlagen Entwurf, Bemessung und baupraktische Aspekte Pressure shafts, due to their complexity and length, are one of the most challenging parts of the headrace system of a high head hydropower plant. Pressure shafts offer great potential for optimisation and this has to be reflected in their design and construction. The article first describes most common system concepts for headrace systems. Then it introduces the graphical-analytical design method from Seeber [1] in its main features and uses this as a basis for understanding the mode of action of common lining systems. Finally, the common mechanised heading methods are briefly discussed in terms of their areas of application depending on the expected ground behaviour with a qualitative risk assessment of their feasibility.

Kraftabstiege gehören gemessen an Komplexität, Längenerstreckung und Anpassungsmöglichkeiten an die Gegebenheiten vor Ort zu den anspruchsvollsten Anlageteilen von Hochdruckanlagen. Sie bergen ein entsprechendes Optimierungspotenzial und erfordern eine entsprechend hohe Beachtung bei der Planung und Ausführung. Der Beitrag geht zunächst auf die gebräuchlichsten Anlagenkonzepte ein, stellt anschließend das graphischanalytische Bemessungsverfahren nach Seeber [1] in seinen Grundzügen vor und nutzt dieses als Basis für das Verständnis der Wirkungsweise gängiger Auskleidungssysteme. Abschließend werden die gängigen mechanischen Vortriebsverfahren hinsichtlich ihrer Einsatzgebiete kurz erläutert und in Abhängigkeit des erwarteten Gebirgsverhaltens einer qualitativen Risikobetrachtung hinsichtlich ihrer Einsatzeignung unterzogen.

1 Problem and basic solutions 1.1 Function and requirements

1 Problemstellung und Grundsatzlösungen 1.1 Funktion und Anforderungen

The headraces of high head hydropower plants span the essential hydrostatic head of the plant and thus belong to the components with the most severe spectrum of hydrostatic and hydrodynamic requirements. Considering their internal pressure and length, they must represent the most challenging parts of a high head plant. For this reason they offer great potential for optimisation of construction cost and time, but on the other hand also great risk potential if unsuitable design decisions are made. All these aspects mean that their design and construction will be individual special solutions and thus seldom transferable to the next project. Each specific situation normally has to be considered, evaluated and planned anew for each project. The requirements can be roughly listed as follows: – Technical requirements: load-bearing stability, waterproofing, durability, system reserves in consideration of potential future extensions of use, – Economic requirements: the best possible exploitation of the rock mass regarding its contribution to load bearing, permeability and groundwater pressure as well as the best possible utilisation of the materials used, – Practical construction requirements: rational driving by the usual methods, working safety and hygiene, rational muck clearance, synergy effects of the necessary working steps and sequences, manageable construction risk.

Kraftabstiege von Hochdruckanlagen überwinden die wesentliche Höhendifferenz der Wasserkraftanlage und gehören damit sowohl in hydrostatischer als auch in hydrodynamischer Hinsicht zu den Anlageteilen einer Hochdruckanlage mit dem höchsten Spektrum an Anforderungen. Gemessen an Innendruckbeanspruchung und Länge stellen sie überhaupt den anspruchsvollsten Teil einer Hochdruckanlage dar. Damit bergen sie einerseits ein entsprechend großes Optimierungspotenzial hinsichtlich Baukosten und Bauzeit, andererseits jedoch auch ein entsprechend großes Risikopotenzial bei unpassenden Planungsentscheidungen. All diese Aspekte machen die Planung und Ausführung von Kraftabstiegen zu anspruchsvollen Sonderlösungen, die kaum ohne Weiteres auf andere Projekte übertragbar sind. In der Regel sollte jede Konstellation grundlegend neu überlegt, bewertet und geplant werden. Die Anforderungen lassen sich grob wie folgt zusammenfassen: – Technische Anforderungen: Tragsicherheit, Dichtheit, Dauerhaftigkeit, Systemreserven im Hinblick auf potenzielle künftige Einsatzmöglichkeiten, – Wirtschaftliche Anforderungen: bestmögliche Ausnutzung des Gebirges hinsichtlich Gebirgsmitwirkung, Durchlässigkeit und Bergwasserdruck sowie bestmögliche Ausnutzung der eingesetzten Werkstoffe,

© 2015 Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG, Berlin · Geomechanics and Tunnelling 8 (2015), No. 1

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A. Vigl · System solutions for headraces of high head hydropower plants

1.2 Classic solutions and their advantages and disadvantages The classic basic headrace solutions (Fig. 1) with their advantages and disadvantages can be summarised as follows.

– Baupraktische Anforderungen: rationeller Vortrieb mit gängigen Methoden, Arbeitssicherheit und Arbeitsplatzhygiene, rationeller Schutterbetrieb, Synergieeffekte für die notwendigen Arbeitsschritte und Bauabfolgen, überschaubares Ausführungsrisiko.

1.2.1 Penstock, open-air or buried

1.2 Klassische Grundsatzlösungen mit Vor- und Nachteilen

The selection of an open-air penstock formed of one or more pipelines was the standard solution at the start of the construction of high head hydropower plants. A penstock remains a serious option today, particularly for small water quantities (up to 20 m³/s), where the minimum dimension of an underground solution would lead to expensive crosssections. Due to the continued development of excavation machinery, buried or covered pipelines now represent a very advantageous alternative to open-air pipelines.

Die klassischen Grundsatzlösungen für Kraftabstiege (Bild 1) lassen sich mit ihren wesentlichen Vor- und Nachteilen wie folgt kurz zusammenfassen.

Advantages: – favourable solution for small generation water quantities and diameters, – combinations of various materials are possible (GRP, spheroidal cast iron, steel) according to pressure stage, – logistically favourable solution due to the high degree of prefabrication and suitable use of large machines in combination with cableways, – when buried, additional safety against external actions, – less temperature fluctuation and – undisturbed landscape. Disadvantages: – adaptation to the terrain with constraint points, – dangerous construction on steep slopes, – serious effects of a failure,

Fig. 1. Classic solutions for pressure shaft layouts Bild 1. Klassische Lösungen für Kraftabstiege

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1.2.1 Druckrohrleitung, freiliegend oder grabenverlegt Die Wahl einer freiliegenden Druckrohrleitung in einem oder mehr Rohrsträngen stellte zu Beginn des Baus von Hochdruckanlagen die Standardlösung dar. Auch heute noch sind Druckrohrleitungen, insbesondere bei geringen Ausbauwassermengen (bis 20 m³/s), bei denen die Mindestquerschnitte von Untertagebaulösungen zu teuren Querschnitten führen, eine ernst zu nehmende Option. Durch den mittlerweile günstigen Geräteeinsatz stellen insbesondere grabenverlegte bzw. überdeckte Druckrohrleitungen eine sehr vorteilhafte Alternative zu den freiliegenden Leitungen dar. Vorteile: – günstige Lösung bei kleinen Ausbauwassermengen und Durchmessern, – Kombinationsmöglichkeit verschiedener Materialien (GFK, Sphäroguss, Stahl) je nach Druckstufe, – logistisch günstige Lösung durch hohen Vorfertigungsgrad und günstigen Einsatz von Großgeräten in Kombination mit Seilbahnen,


A. Vigl · System solutions for headraces of high head hydropower plants

– difficult inspection and maintenance, – environmental conditions.

1.2.2 Inclined shafts Inclined shafts were the undisputed classic underground solution for hydropower headraces until the arrival of the raise boring technology and are still often found to be the best solution when variants are compared. Inclined shafts are combined with longer or shorter horizontal sections depending on the terrain and the geological, geotechnical and hydrogeological properties of the rock mass. Attention has to be paid to the most favourable exploitation of the surrounding rock mass with regard to its contribution to load bearing, permeability and groundwater. On the other hand, the alignment also has to consider that the inclined shaft is practical to construct (inclined at 30 to 45°, despite from special solutions). Advantages: – shortest solution for divided headraces (low pressure, high pressure sections), flexible optimisation with regard to the structural contribution of the rock mass and reduction of the expense of the lining, – lower groundwater pressures (buckling pressure, prestress pressure) due to the comparatively shallow location, – can now be very efficiently constructed by mechanised methods, even in unfavourable rock mass conditions, – the powerhouse can be in the open air or at shallow depth, – leading to easy access. Disadvantages: – excavation and support are always more difficult in an inclined shafts due to the steepness (30 to 45°), – due to the relatively shallow location, inclined shafts normally require steel lining, and all the working steps of installing steel lining are relatively challenging.

1.2.3 Vertical shafts Vertical shaft sinking technologies from mining have always played a role in hydropower construction. With the continued development of the raise boring technology, vertical shafts are gaining in significance [1], [2], [7]. Vertical shafts naturally represent deep solutions with all the resulting advantages and disadvantages. As long as geological-geotechnical preconditions are favourable, the raise boring process can be used very efficiently and is also the most economic excavation method. Vertical shafts normally have to be combined with horizontal tunnels, which has to be taken into account in the working sequence and the consideration of expense. Advantages: – given favourable geological-geotechnical conditions, the cheapest excavation process, – can often be carried out without steel lining due to the deep location. Disadvantages: – can be very expensive under unfavourable geologicalgeotechnical conditions; the raise boring process may

– bei grabenverlegten Lösungen zusätzlich Sicherheit gegen äußere Einwirkungen, – geringere Temperaturschwankungen und – unbeeinträchtigtes Landschaftsbild. Nachteile: – Geländeanpassung mit Zwangspunkten, – Gefahren bei der Herstellung im steilen Gelände, – große Auswirkungen im Versagensfall, – erschwerte Inspizierbarkeit und Wartung, – Umweltauflagen.

1.2.2 Schrägschächte Schrägschächte stellten bis zum Aufkommen des RaiseBoring-Verfahrens im Kraftwerksbau die unangefochten klassische Untertagebau-Lösung für Kraftabstiege dar und gehen nach wie vor in vielen Fällen als beste Lösung aus der Varianten-Evaluierung hervor. Schrägschächte werden je nach Geländeform und den geologischen, geotechnischen und hydrogeologischen Eigenschaften des Gebirges mit mehr oder weniger langen Horizontalstrecken kombiniert. Dabei wird einerseits darauf geachtet, das umgebende Gebirge hinsichtlich Gebirgsmitwirkung, Gebirgsdurchlässigkeit und Bergwasser möglichst vorteilhaft zu nutzen. Zum anderen muss die Linienführung berücksichtigen, dass der Schrägschacht auch vorteilhaft bautechnisch herstellbar ist (30 bis 45°geneigt, ausgenommen Sonderlösungen). Vorteile: – kürzeste Lösung bei geteilten Triebwasserwegen (Niederdruck-, Hochdruckteil), vielseitige Optimierbarkeit hinsichtlich Gebirgsmitwirkung und Reduktion des Auskleidungsaufwands, – geringere Bergwasserdrücke (Beuldrücke, Vorspanndrücke) aufgrund der vergleichsweise seichten Lage, – mittlerweile mit mechanischen Methoden auch bei ungünstigen Gebirgsbedingungen sehr effizient herstellbar, – Krafthaus im Freien oder in geringer Tiefe möglich, – dadurch günstige Erreichbarkeit. Nachteile: – Vortrieb und Sicherung sind im Schrägschacht durch die Steilheit (30 bis 45°) immer erschwert, – aufgrund der relativ oberflächennahen Lage erfordern Schrägschächte in der Regel eine Panzerung. Dabei sind alle Arbeitsschritte des Panzerungseinbaus entsprechend anspruchsvoll.

1.2.3 Lotschächte Die Lotschacht-Technologien aus dem Bergbau haben im Kraftwerksbau immer wieder mitgemischt. Seit der fortschreitenden Entwicklung des Raise-Boring-Verfahrens spielen Lotschächte eine zunehmend bedeutende Rolle [1], [2], [7]. Lotschächte stellen naturgemäß tiefliegende Lösungen mit all ihren Vor- und Nachteilen dar. Sofern die geologisch-geotechnischen Voraussetzungen günstig sind, ist das Raise-Boring-Verfahren sehr effizient einsetzbar und dort auch das günstigste Ausbruchverfahren. Lot-

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A. Vigl · System solutions for headraces of high head hydropower plants

be unfeasible in difficult conditions due to the lack of primary support, – normally leads to a longer headrace than inclined solutions, – if prestressing is required, high prestressing pressures and the corresponding lining thickness are necessary due to the great depth.

schächte müssen in der Regel mit Horizontalstollen kombiniert werden, was bei der Arbeitsabfolge und bei der Aufwandsbetrachtung mit zu beachten ist. Vorteile: – bei günstigen geologisch-geotechnischen Voraussetzungen günstigstes Ausbruchverfahren, – aufgrund der tiefen Lage oft ungepanzert ausführbar.

1.2.4 Combination of vertical shaft and inclined shaft The combination of vertical shaft and inclined shaft is often at least considered in a comparison of variants when the intention is a reasonable depth of the headrace with the advantages of the shortest possible connection between surge tank and powerhouse. From the overall design point of view, it can be favourable to dive down from the surge tank below the dynamic pressure line of the pressure surge oscillation with a vertical shaft in order then to create a connection to the flat section by the shortest route and simultaneously remain sufficiently shallow. With such considerations, it is important to investigate in detail the construction practicality of the concept and include it in the overall evaluation.

1.2.5 Direct connection A direct route between the headwater reservoir and the powerhouse naturally represents the shortest connection. The suitable type of lining depends greatly on the overburden conditions, the rock mass properties and the groundwater conditions. These constraints presume good site investigation and estimation of the actual conditions. A direct connection often suffers from an unfavourable gradient regarding the supply and mucking of the excavation.

Nachteile: – bei ungünstigen geologisch-geotechnischen Voraussetzungen sehr aufwendig und im Raise-Boring-Verfahren aufgrund fehlender Primärsicherung mitunter nicht ausführbar, – längerer Triebwasserweg als bei schrägen Lösungen, – bei erforderlicher Vorspannung aufgrund der tiefen Lage hohe Vorspanndrücke und entsprechende Auskleidungsstärken notwendig.

1.2.4 Kombination Lotschacht Schrägschacht Die Kombination von Lotschacht und Schrägschacht wird vielfach zumindest im Variantenvergleich erwogen, wenn versucht wird, eine angemessen tiefe Lage des Kraftabstiegs mit den Vorteilen einer möglichst kurzen Verbindung zwischen Wasserschloss und Krafthaus zu realisieren. Anlagentechnisch kann es günstig sein, vom Wasserschloss weg mit einem Lotschacht unter die dynamische Drucklinie der Druckstoßschwingung abzutauchen, um dann auf kurzem Weg tief und gleichzeitig seicht genug eine Verbindung zur Flachstrecke zu schaffen. Bei solchen Erwägungen ist es wichtig, auch die baupraktische Umsetzbarkeit des Konzepts sehr sorgfältig zu erörtern und mit in die Gesamtbewertung aufzunehmen.

1.2.5 Direkte Verbindung Advantages: – short length, – if the location is favourable related to the terrain, also good overburden and internal pressure conditions. Disadvantages: – challenging design along the entire length of the headrace, – if the alignment is to be absolutely direct, then it cannot be adapted to suit the terrain; high dynamic internal pressure in the absence of a surge tank, – challenging construction operations due to the gradient (often between 10° and 30°).

1.2.6 Deep vertical shaft with high-pressure flat section A deep shaft with high-pressure flat section (e.g. KW Langenegg [3]) is constructed with the intention of being able to construct, with the vertical shaft and the deep part of the flat section, a significant part of the headrace with full structural support of the rock mass and without steel lining. The increasingly shallow location of the flat section does however experience increasing dynamic internal pressure as it approaches the powerhouse with declining structural assistance from the rock mass and increasing expense of lining.

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Die direkte Verbindung zwischen Oberwasserspeicher und Krafthaus stellt naturgemäß die kürzeste Verbindung dar. Sie sollte allerdings ohne konventionelles Wasserschloss auskommen oder mit einem Druckluft-Wasserschloss kombiniert werden. Die passende Auskleidungsart hängt stark von den Überlagerungsverhältnissen, den Gebirgseigenschaften und den Bergwasserverhältnissen ab. Diese Randbedingung setzt eine gute Erkundung und Einschätzung der tatsächlichen Verhältnisse voraus. Für direkte Verbindungen ergibt sich vielfach ein bautechnisch ungünstiger Neigungswinkel hinsichtlich Ver- und Entsorgung des Vortriebs. Vorteile: – kurze Länge, – bei günstiger Lage zum Gelände, – fallweise günstige Verhältnisse bezogen auf Überlagerung und Innendruck. Nachteile: – anspruchsvolle Bemessung über die gesamte Länge des Triebwasserwegs, – bei konsequenter Linienführung keine Anpassungsfähigkeit an das Gelände, hoher dynamischer Innendruck bei Entfall des Wasserschlosses,


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Advantages: – The combination of a long portion of the headrace being deep and the advantages of the construction method can make this the most economic solution, also the fact that the combination of hydraulic cross-sections can be designed to be hydraulically equivalent to a short inclined shaft solution. The powerhouse lies above ground or shallow, keeping the expensive access tunnels short. Disadvantages: – long overall length, high internal pressure and high groundwater pressure over long distances with the corresponding requirements for the lining, or effects on for example grouting pressures, steel lining thicknesses and buckling stiffness.

1.2.7 Deep vertical shaft with low-pressure flat section The solution with a deep vertical shaft and deep powerhouse cavern is described as the “Swedish solution” by Seeber [1]. The high-pressure section in this case consists of a short pressure tunnel and a vertical shaft plunging into the depths with a short flat section at the bottom to the deep powerhouse cavern. The tailrace runs under low pressure or freeflow to the discharge or to the tailwater reservoir. This solution is being increasingly and favourably used for pumped storage stations [2]. Advantages: – the high pressure section of the headrace is short, lies deep and can profit from the contribution of the rock mass to structural stability and waterproofing.

– anspruchsvoller Baubetrieb aufgrund der Neigungsverhältnisse (vielfach zwischen 10 bis 30°).

1.2.6 Tiefliegender Lotschacht mit Hochdruck-Flachstrecke Ein tiefliegender Lotschacht mit Hochdruck-Flachstrecke (z. B. KW Langenegg [3]) wird mit der Absicht errichtet, mit dem Lotschacht und dem tiefliegenden Teil der Flachstrecke einen bedeutenden Teil des Kraftabstiegs unter vollständiger Ausnutzung der Gebirgsmitwirkung und ohne Panzerung ausführen zu können. Der zunehmend seicht liegende Teil der Flachstrecke erfährt dabei in Richtung Krafthaus einen zunehmenden dynamischen Innendruck bei abnehmender Gebirgsmitwirkung und zunehmendem Auskleidungsaufwand. Vorteile: – Die Kombination aus dem großen tiefliegenden Anteil und den Vorteilen der Baumethoden kann den Ausschlag für die wirtschaftlichste Lösung geben. Dazu gehört auch, dass die Kombination der Regelquerschnitte hydraulisch äquivalent zu einer kürzeren Schrägschachtlösung ausgelegt werden kann, das Krafthaus liegt obertag oder seicht, so dass die aufwendigen Zuund Abgänge kurz ausfallen. Nachteile: – große Gesamtlänge, hoher Innendruck und hoher Bergwasserdruck über große Längen mit entsprechendem Anspruch an die Auskleidung bzw. Auswirkung auf z. B. Injektionsdrücke, Panzerungsstärken und Beulsteifigkeit.

1.2.7 Tiefliegender Lotschacht mit Niederdruck-Flachstrecke Disadvantages: – the properties of the rock mass and groundwater have to be reliably investigated and good, because they have a great influence on the rationalisation potential. These properties also pose the limits of feasibility of the solution. The depth of the powerhouse cavern demands not only a tailrace tunnel but normally also several additional and correspondingly long connections to the surface, access tunnels or shafts, which have to pass the powerhouse equipment (valves, turbines, generators, transformers), and also cable tunnels or shafts for electricity distribution, ventilation and extraction etc.

1.2.8 Special solutions for pure pumped storage schemes Due to the significance of pumped storage hydropower in the modern electricity market, existing high head hydropower stations are being converted and upgraded and pure island solutions are also interesting. In both cases, short headraces are demanded that can be constructed as cheaply as possible. This undoubtedly poses new challenges, which are not always answered by the classic solutions described above. But in this case as well, no universal solutions are available and all the detailed questions of careful design are new for every project.

Die Lösung mit tiefliegendem Lotschacht und tiefliegender Krafthaus-Kaverne wird als „Schwedische Lösung“ beschrieben Seeber [1]. Der Hochdruck-Abschnitt besteht dabei aus einem kurzen Druckstollen und einem in die Tiefe abtauchendem Lotschacht mit anschließend kurzer Flachstrecke zur tiefliegenden Krafthaus-Kaverne hin. Das Unterwasser gelangt unter geringem Druck oder im Freispiegelabfluss zum Vorfluter oder zum Unterwasserbecken. Diese Lösung wird zunehmend und vorteilhaft für Pumpspeicheranlagen eingesetzt [2]. Vorteile: – Der Hochdruck-Abschnitt des Triebwasserwegs ist kurz, liegt tief und kann von der Gebirgsmitwirkung hinsichtlich Tragwirkung und Abdichtung profitieren. Nachteile: – Die Gebirgs- und Bergwasser-Eigenschaften müssen verlässlich erkundet und vorhanden sein, weil sie sich sehr maßgeblich auf das Rationalisierungspotenzial auswirken. Diese Eigenschaften setzen der Lösung auch ihre Anwendungsgrenzen. – Die tiefe Lage der Krafthaus-Kaverne erfordert neben dem Unterwasserstollen in der Regel mehrere zusätzliche entsprechend lange Verbindungen zur Oberfläche wie Zugangsstollen oder -schacht mit Gängigkeit für die Krafthaus-Ausrüstung (Absperrorgane, Turbinen, Gene-

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2 Structural contribution of the rock mass – classic approach from Seeber 2.1 The Seeber diagram

ratoren, Trafos), Kabelstollen oder -schacht für Energieableitung, Be- und Entlüftung, etc.

1.2.8 Sonderlösungen für reine Pumpspeicheranlagen Seeber [1] provides with his graphic-analytical design procedure an effective tool, which clarifies and solves the complex interaction between rock mass and lining in a simple way. The procedure reduces the interaction problem to a 2-component system represented by the working curves of the rock mass and the lining. Fig. 2 shows the application of the Seeber diagram for the case of a lining that is strong in tension (e.g. steel lining). The following conventions apply: – the radial displacement (u) at the contact joint between the tensile lining and the rock mass is identical: εrm = u/r = εs εrm … relative displacement of the rock mass due to internal pressure εs … relative displacement of the tensile lining (e.g. steel lining) due to internal pressure u … radial displacement (u) at the contact joint between the tensile lining and the rock mass [mm] r… radius of the contact joint between lining and rock mass [mm]. – for preliminary support of backfilling concrete on the rock side of the contact zone, the same model is assumed as for the rock mass (V*rm deformation modulus of the rock mass in planar section). – the internal water pressure (pi) is taken both, by the lining (ps) and the rock mass (prm) proportionally equivalent to the relevant working curves of the two system components. – as a first approximation, both system components behave ideal elastically, but can also be entered with their relevant characteristics [1]. It is possible to read from the diagram in Figure 2 how the internal pressure is divided between rock mass and lining and how large the corresponding reference deformation in the contact joint is. Figure 3 also demonstrates how, for example, a shrinkage or temperature gap or prestress grouting can have an effect at the contact joint on the split of the internal pressure. A hydration or temperature gap (e0) between rock mass and lining would initially divert the load solely

Fig. 2. Seeber diagram – tensile lining Bild 2. Seeber-Diagramm – zugfeste Auskleidung

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Durch den Stellenwert von Pumpspeicheranlagen am Strommarkt stehen neben der Nach- und Aufrüstung von bestehenden Hochdruckanlagen auch reine Insellösungen im Fokus. In beiden Fällen sind kurze und möglichst kostengünstig herstellbare Kraftabstiege gefragt. Dies stellt zweifelsohne neue Herausforderungen dar, die jedoch mit den oben erörterten Komponenten der klassischen Lösungen durchwegs bewältigbar sind. Allerdings zeichnen sich auch hier keine Universallösungen ab, sondern stellen sich für jedes Projekt neu alle Detailfragen einer sorgfältigen Planung.

2 Gebirgsmitwirkung – klassischer Ansatz nach Seeber 2.1 Das Seeber-Diagramm Seeber [1] hat mit seinem graphisch-analytischen Bemessungsverfahren ein probates Werkzeug geschaffen, das die komplexe Interaktion zwischen Gebirge und Auskleidung auf einfache Weise veranschaulicht und auflöst. Das Verfahren reduziert das Interaktionsproblem auf ein Zweikomponentensystem, das durch die Arbeitslinie des Gebirges und der Auskleidung erfasst wird. Bild 2 zeigt die Anwendung des Seeber-Diagramms für den Fall einer zugfesten Auskleidung (z. B. Stahlpanzerung). Dafür gelten folgende Konventionen: – Die Radialverschiebung (u) an der Kontaktfuge zwischen zugfester Auskleidung und dem Gebirge ist identisch: εrm = u/r = εs εrm … Relativverschiebung des Gebirges zufolge Innendrucks εs … Relativverschiebung der zugfesten Auskleidung (z. B. Stahlpanzerung) zufolge Innendrucks u … Radialverschiebung (u) an der Kontaktfuge zwischen zugfester Auskleidung und dem Gebirge [mm] r… Radius der Kontaktfuge zwischen Auskleidung und Gebirge [mm]. – Für Vorauskleidung oder Hinterfüllbeton bergseitig der Kontaktzone wird derselbe Modul angesetzt wie für das Gebirge (V*rm Verformungsmodul des Gebirges im ebenen Schnitt). – Der Innenwasserdruck (pi) wird durch die Auskleidung (ps) zusammen mit dem Gebirge (prm) aufgenommen und teilt sich äquivalent zur jeweiligen Arbeitslinie der beiden Systemkomponenten auf. – In erster Näherung verhalten sich beide Systemkomponenten ideal elastisch, können aber auch mit der ihnen jeweils eigenen Charakteristik eingetragen werden [1]. Aus dem Diagramm in Bild 2 lässt sich direkt ablesen, wie sich der Innendruck auf Gebirge und Auskleidung aufteilt und wie groß die zugehörige Referenzverformung in der Kontaktfuge ist. In Bild 3 wird demonstriert, wie sich z. B. ein Schwind- oder Temperaturspalt oder eine Vorspanninjektion an der Kontaktfuge auf die Verteilung des Innendrucks auswirken. Ein Abbinde- oder Temperaturspalt (ε0)


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Fig. 3. Effect of an open circumferential joint (1) and of prestress grouting (3) in the Seeber diagram Bild 3. Effekt eines Kontaktspalts (1) und einer Vorspanninjektion (3) im Seeber-Diagramm

the tensile lining, until the gap closes due to the strain of the lining and the rock mass starts to contribute to load bearing. The share of stress in the lining is correspondingly large under loading from internal pressure (1). If the gap is closed by contact grouting, the share of the rock mass in load bearing increases correspondingly, and the loading on the lining is correspondingly reduced (2). If the contact grouting achieves a prestressing effect (prestress grouting), then the tension stress in the lining is further reduced and the share of the rock mass in load bearing is increased (3). If the prestressing effect is further increased, the lining is passively prestressed (4). It is therefore possible to use the Seeber diagram just as well for the design of tensile linings such as steel lining (thick- or thin-walled) and for reinforced concrete lining as well as for the design of prestressed concrete linings. The examples described here are intended to present the working method of this graphic-analytical procedure and assist the understanding of the lining systems that will now be described. More detailed consideration is necessary for the final structural design, which Seeber describes and guides through in detail [1].

2.2 The load bearing assistance of the rock mass and its limits If it is intended to reduce the complexity of the lining through the load bearing assistance of the rock mass, then load transfer must also be resisted by the rock mass. This applies in the sense of the equilibrium condition for the ultimate load, which the rock mass can support, and in the sense of the deformation capacity for the deformation modulus of the rock mass. To be on the safe side, the ultimate load bearing contribution of the rock mass is thus limited by Seeber [1] to the minimum principal stress. It is, however, difficult to determine the minimum rock mass stress, particularly as it is not the same everywhere in nature, even under uniform geometrical conditions, and because it cannot be assumed for all cases to be

zwischen Gebirge und Auskleidung würde dazu führen, dass die zugfeste Auskleidung zunächst alleine belastet wird, bis der Spalt durch die Dehnung der Auskleidung überbrückt und das Gebirge zum Mittragen veranlasst wird. Der Spannungsanteil in der Auskleidung wird bei Innendruck-Belastung entsprechend groß (1). Wird der Spalt mittels Kontaktinjektion geschlossen, erhöht sich der Anteil der Gebirgsmitwirkung entsprechend, und es wird gleichzeitig die Beanspruchung der Auskleidung reduziert (2). Erzielt man mit der Kontaktinjektion eine Vorspannung (Vorspanninjektion), so wird die Zugspannung in der Auskleidung weiter reduziert und der Anteil der Gebirgsmitwirkung angehoben (3). Bei weiterer Steigerung der Vorspannwirkung kommt man zur passiv vorgespannten Betonauskleidung (4). Somit kann das Seeber-Diagramm gleichermaßen für die Bemessung zugfester Auskleidungen wie Panzerungen (dickwandig, dünnwandig) und bewehrte Betonauskleidung wie auch für die Bemessung vorgespannter Betonauskleidungen herangezogen werden. Die hier gezeigten Beispiele sollen die Arbeitsweise dieses grafisch-analytischen Verfahrens vorstellen und das Verständnis für die in der Folge gezeigten Auskleidungssysteme unterstützen. Für die definitive Bemessung ist eine vertiefte Betrachtung erforderlich, auf die Seeber im Detail eingeht und hinführt [1].

2.2 Gebirgsmitwirkung und ihre Grenzen Wenn angestrebt wird, den Auskleidungsaufwand mithilfe der Gebirgsmitwirkung zu reduzieren, so muss die Lastübertragung vom Gebirge auch verkraftet werden. Dies gilt im Sinne der Gleichgewichtsbedingung für die Grenzlast, die das Gebirge übernehmen kann, und im Sinne der Verformungsverträglichkeit für den Verformungsmodul des Gebirges. Auf der sicheren Seite liegend wird daher bei Seeber [1] die Grenzmitwirkung des Gebirges mit der minimalen Hauptspannung limitiert. Es ist allerdings schwierig, die minimale Gebirgsspannung zu ermitteln, zumal sie selbst bei einheitlichen geo-

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Fig. 4. Examples of the estimation of the minimum principal stress Bild 4. Beispiele für die Abschätzung der minimalen Hauptspannung

similarly dependent on the vertical overburden depth Hvert that can be read off the longitudinal section. Fig. 4 shows 3 different cases with approximated design approaches as follows: – σmin = K · γ · Hvert for flat slopes with K as principal stress ratio, – σmin = cos²α · γ · Hvert for slopes > 45° [4]. – greatly reduced load bearing contribution of the rock mass of fractured zones near the crest, – no load bearing contribution of the rock mass in the immediate vicinity of very steep valley sides or with open joints. The examples show that the estimation of the minimum load bearing contribution of the rock mass represents a challenging task with the associated uncertainties and that these assumptions demand a certain caution in the structural design.

2.3 Application aspects As already stated, headraces with their length and high loading represent the most challenging components of hydropower stations. This suggests on the one hand that they should be constructed as economically as possible with the best possible load bearing contribution from the rock mass. On the other hand, they pose a great potential for damage in case of a failure. As has already been described, the interaction between lining and rock mass with explicit consideration of all influential factors represents a very complex system, which Seeber [1] with his system has reduced to a simple and understandable 2-component system. The following points should be noted: – decisions regarding simplification have generally been made by Seeber so that the results tend to be on the safe side. – At the same time, however, it has been assumed that the determination of the basics, the design itself, construction and the monitoring and maintenance of the facilities in operation will all be undertaken with the necessary care, at the necessary expense and by suitably qualified persons. – The assumed load bearing contribution of the rock mass is not normally utilised to such an extent that the lining would not be capable of resisting the internal pressure alone, with a reduced safety factor.

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metrischen Bedingungen in der Natur nicht überall gleich ist und weil sie nicht a priori für alle Fälle gleichermaßen von der im Längsschnitt abzulesenden vertikalen Überlagerungshöhe Hvert abhängt. Bild 4 zeigt drei unterschiedliche Fälle mit näherungsweisen Bemessungsansätzen wie folgt: – σmin = K · γ · Hvert für flache Hangneigungen mit K als Hauptspannungsverhältnis, – σmin = cos²α · γ · Hvert für Hangneigungen > 45° [4], – stark reduzierte Gebirgsmitwirkung unterhalb von Zerrzonen in Kammnähe, – keine Gebirgsmitwirkung in der unmittelbaren Nähe sehr steiler Talflanken oder bei offenen Klüften. Die Beispiele zeigen, dass die Abschätzung der minimalen Gebirgsmitwirkung eine anspruchsvolle Aufgabe mit entsprechenden Unsicherheiten darstellt und dass diese Annahmen in der Bemessung eine entsprechende Umsicht erfordern.

2.3 Anwendungstechnische Aspekte Wie eingangs erwähnt, stellen die Kraftabstiege hinsichtlich Länge und Beanspruchung den anspruchsvollsten Teil von Hochdruckanlagen dar. Dies legt einerseits nahe, dass man sie möglichst kostengünstig unter bestmöglicher Ausnutzung der Gebirgsmitwirkung errichten möchte. Andererseits bergen sie ein sehr großes Schadenspotenzial im Fall des Versagens. Wie ebenfalls bereits beschrieben, stellt die Interaktion zwischen Auskleidung und Gebirge bei expliziter Beachtung aller Einflussfaktoren ein sehr komplexes System dar, welches Seeber mit seinem Verfahren auf ein einfach überschaubares Zweikomponentensystem reduziert hat. Dabei gilt: – Die Entscheidungen für Vereinfachungen wurden von Seeber in der Regel so getroffen, dass die Ergebnisse tendenziell auf der sicheren Seite liegen. – Gleichzeitig wurde aber auch vorausgesetzt, dass die Erhebung der Grundlagen, die Planung selbst, die bauliche Ausführung sowie die Beobachtung und Wartung der Anlagen im Betrieb mit der nötigen Sorgfalt, dem nötigen Aufwand und von fachkundigen Personen wahrgenommen werden. – Die angenommene Gebirgsmitwirkung wird in der Regel nicht so hoch ausgenützt, dass nicht die Auskleidung


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– Materials with sufficiently ductile properties should be selected so that reserves are available before actual failure when localised loading exceeds the design limits. Another very important aspect of application is the significance of grouting: – It has been shown in Fig. 3 how a gap between lining and rock mass has an effect on the load bearing contribution of the rock mass that is activated. This makes complete contact grouting important, which applies particularly to jumps in the cross-section, where a different shrinkage gap has to be expected. In such locations, not only is the load bearing contribution of the rock mass reduced but also a notch stress situation can occur in the lining. – The timing of grouting is also important. Seeber reports from the Kaunertalwerk, where the working curve of the rock mass was determined before and after the performance of contact grouting [1]. The effects of preloading by the trial filling and the subsequent grouting of gaps considerably increased the rock mass module that could be activated. A similar situation is reported by Bonapace and Hofer [6] from the recently constructed pressure shaft of the Kaunertalwerk. – The effect of systematic consolidation grouting of the rock mass after excavation and before the performance of gap grouting (contact grouting, prestress grouting) is similar [6]. In order to work in accordance with the principles above, it is essential to include in the design work an investigation of the probable range of thealues of the key parameters in the form of a parameter study [5].

3 Lining systems and constraints 3.1 Unlined headraces As soon as a pressure shaft requires lining, this results in requirements that are intrinsic to the system such as prestressing pressure, buckling safety, overbridging of gaps, corrosion protection etc., which can all be omitted if there is no lining. This demands that the rock mass is sufficiently low permeable, the overburden is deep enough and the structure of the rock mass is sufficiently stable that no damaging effects can be expected in the long term from the expected internal pressure and pressure fluctuations. Such conditions have been successfully exploited in Scandinavian granite. In general, however, the coincidence of all the rock mass properties mentioned above is very rare and in any case probably only localised. This applies in the experience of the author in the European Alps, and also in the Indian Himalaya, the igneous rocks of African vulcanite and the mountain ranges of the South American Cordilleras with their tectonic history.

3.2 in-situ concrete without reinforcement An unreinforced in-situ concrete lining is classically prestressed by grouting to prevent cracking under dynamic internal pressure. This makes necessary a load bearing contribution of the rock mass, which exceeds the design internal pressure and the required prestressing pressure including the margin that has to be provided against loss-

in der Lage wäre, bei reduzierter Sicherheit den Innendruck zu übernehmen. – Die Werkstoffwahl ist so zu treffen, dass die Werkstoffe soweit duktile Eigenschaften aufweisen, dass bei örtlicher Beanspruchung über die Bemessungsgrenzen hinaus noch Reserven gegenüber dem Versagen verbleiben. Ein weiterer sehr wesentlicher anwendungstechnischer Aspekt liegt im Stellenwert der Injektion: – In Bild 3 wurde gezeigt, wie sich ein Spalt zwischen Auskleidung und Gebirge auf die aktivierbare Gebirgsmitwirkung auswirkt. Aus diesem Grund ist auf eine vollflächige Kontaktinjektion unbedingt zu achten. Dies gilt insbesondere auch bei Querschnittssprüngen, wo mit einem unterschiedlichen Schwindspalt zu rechnen ist. Dort kann sich neben der reduzierten Gebirgsmitwirkung zusätzlich eine Kerbspannungssituation für die Auskleidung ergeben. – Auch der Zeitpunkt der Injektion ist wesentlich. Seeber berichtet vom Kaunertalwerk, wo vor und nach erfolgter Spaltinjektion die Arbeitslinie des Gebirges ermittelt wurde [1]. Der Einfluss der Vorbelastung durch die Füllprobe und die nachfolgende Spaltinjektion haben dort den aktivierbaren Gebirgsmodul deutlich angehoben. Ähnliches berichten Bonapace und Hofer vom soeben neu errichteten Druckschacht des Kaunertalwerks [6]. – In dieselbe Kerbe schlägt die Wirkungsweise einer systematischen Konsolidierungsinjektion des Gebirges nach dem Ausbruch und vor Aufbringen der Spaltinjektion (Kontaktinjektion, Vorspanninjektion) [6]. Um den obigen Grundsätzen zu entsprechen, ist es im Zuge der Planung unerlässlich, die wahrscheinliche Bandbreite der Werte der Schlüsselparameter im Zuge von Parameterstudien zu untersuchen [5].

3 Auskleidungssysteme und Randbedingungen 3.1 Unausgekleidete Kraftabstiege Sobald ein Druckschacht eine Auskleidung erfordert, ergeben sich im Zusammenhang damit systemimmanente Anforderungen wie Vorspanndruck, Beulsicherheit, Spaltüberbrückung, Korrosionsschutz etc., die sich erübrigen, wenn die Auskleidung entfallen kann. Dies ist der Fall, wenn das Gebirge ausreichend dicht, die Überlagerungshöhe hoch genug und der Gebirgsverband so stabil ist, dass sich bei den zu erwartenden Innendrücken und Druckschwankungen auch auf Dauer keine schädlichen Auswirkungen zeigen. Solche Bedingungen konnten im skandinavischen Granit erfolgreich genutzt werden. Im Allgemeinen ist das Zusammentreffen der oben genannten Gebirgseigenschaften jedoch sehr selten und wenn, dann sehr lokal begrenzt. Dies trifft nach den Erfahrungen des Autors auf den europäischen Alpenraum genauso zu wie auf den indischen Himalaya, die afrikanischen Vulkanite oder die Gebirgsserien der südamerikanischen Kordilleren mit ihrer tektonischen Geschichte.

3.2 Ortbeton ohne Bewehrung Eine unbewehrte Ortbeton-Schale wird klassisch mittels Injektion auf Rissfreiheit bei dynamischem Innendruck

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es of prestress from cooling and creep (Figs. 3 and 4). If the groundwater table is reliably above the internal pressure, consolidation grouting slightly exceeding the internal pressure is generally sufficient.

3.3 In-situ concrete with synthetic waterproofing membrane When an in-situ concrete lining is provided with a waterproofing membrane, the membrane is taking over the function of waterproofing and the surrounding rock mass is taking the full design internal pressure. This makes necessary a load bearing contribution of the rock mass that exceeds the design internal pressure. In order to minimise any cracking and provide the required overbridging of crack widths, previous consolidation grouting and grouting to prestress the concrete lining should be carried out.

3.4 Thin-walled steel lining With “thin-walled steel lining”, the steel lining provides the waterproofing function and also resists a part of the internal pressure. The rock mass resists the remainder of the internal pressure. It is sensible for the safety of the plant that the thin-walled lining should be in a position to resist the full internal pressure, but only with a reduced factor of safety [6]. The scope of application is restricted to sections of the headrace where the external pressure was decisive for buckling safety. The advantages of previous consolidation grouting of the rock mass and grouting of the gap also apply in this case One alternative to an in-situ concrete inner ring can be represented by non-return valves, which close under internal pressure and relieve increased external water pressure. Such valves require maintenance, with which the experience has been good on some projects and less good on others. The alternative, to anchor the steel lining into the concrete lining, is now seldom used and mostly limited to flat or only slightly curved transition sections.

3.5 Conventional steel lining Conventional steel lining resists the design internal pressure together with the rock mass and resists the external water pressure alone, although supported by anchoring into the backfill concrete. In the structural design of a conventional steel lining, the rock mass is generally exploited up to the minimum principal stress under the assumption of a conservatively selected deformation modulus. In addition, it is ensured that the steel lining, with a reduced factor of safety, can independently resist the entire internal pressure. Previous consolidation grouting is also sensible when a conventional steel lining is specified. In order to activate the stiffest possible rock mass, the steel lining should also be preloaded by the internal pressure, before the necessary gap grouting is performed [1], [6].

3.6 Reinforced in-situ concrete A reinforced in-situ concrete lining is capable of resisting part of the internal pressure as long as it is effectively watertight and has considerably less permeability than the

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vorgespannt. Dazu ist eine Gebirgsmitwirkung erforderlich, die über dem Bemessungs-Innendruck und dem erforderlichen Vorspanndruck einschließlich der vorzuhaltenden Vorspannverluste aus Abkühlung und Kriechen liegt (vgl. Bilder 3 und 4). Bei gesichertem Bergwasserspiegel über dem Innendruck genügt im Allgemeinen eine Konsolidierungsinjektion etwas über dem Bemessungs-Innendruck.

3.3 Ortbeton mit Kunststoffdichtungsbahn Bei Ortbeton mit Kunststoffdichtungsbahn übernimmt die Dichtungsbahn die Funktion der Abdichtung und das umgebende Gebirge den vollen Bemessungs-Innendruck. Dazu ist eine Gebirgsmitwirkung erforderlich, die über dem Bemessungs-Innendruck liegt. Um mögliche Rissweiten und die erforderliche Rissweitenüberbrückung zu minimieren, sind eine vorgängige Konsolidierungsinjektion und eine Vorspanninjektion der Betonauskleidung zweckmäßig.

3.4 Dünnwandige Panzerung Bei der dünnwandigen Panzerung übernimmt die Panzerung die Dichtfunktion sowie einen Teil des Innendrucks. Das Gebirge übernimmt den restlichen Teil des Innendrucks. Ein Ortbeton-Innenring übernimmt den Bergwasserdruck. Es ist im Sinne der Anlagensicherheit von Vorteil, wenn die dünnwandige Panzerung, allenfalls bei abgeminderter Sicherheit, in der Lage ist, den vollen Innendruck zu übernehmen [6]. Der Einsatzbereich beschränkt sich dann auf jenen Abschnitt des Kraftabstiegs, in dem der Außendruck hinsichtlich Beulsicherheit maßgeblich würde. Auch für die dünnwandige Panzerung gelten die Vorzüge einer vorgängigen Konsolidierungsinjektion des Gebirges und einer Spaltinjektion. Eine Alternative zum Ortbeton-Innenring können Rückschlagventile darstellen, die unter Innendruck schließen und bei erhöhtem Außenwasserdruck entlasten. Solche Ventile stellen Wartungselemente dar, mit denen projektspezifisch gute bis weniger gute Erfahrungen gemacht wurden. Die Alternative, die Panzerung im Außenringbeton zu verankern, findet sich hingegen neuerdings eher selten und beschränkt sich meist auf ebene oder lediglich schwach gekrümmte Übergangsquerschnitte.

3.5 Konventionelle Stahlpanzerung Die konventionelle Stahlpanzerung übernimmt zusammen mit dem Gebirge den Bemessungs-Innendruck und eigenständig, allenfalls durch Verankerung im Hinterfüllbeton unterstützt, den Außenwasserdruck. Bei der Bemessung konventioneller Stahlpanzerungen nützt man im Allgemeinen das Gebirge unter Annahme eines vorsichtig gewählten Verformungsmoduls bis zur minimalen Hauptspannung aus. Darüber hinaus stellt man im Allgemeinen sicher, dass die Stahlpanzerung bei abgeminderter Sicherheit auch alleine in der Lage ist, den Innendruck zur Gänze aufzunehmen. Auch beim Einsatz einer konventionellen Panzerung ist eine vorgängige Konsolidierungsinjektion anzustreben. Zur Aktivierung eines möglichst steifen Gebirges ist es möglich, die Panzerung durch Innendruck


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surrounding rock mass. Effective water tightness can be assumed up to a crack width of about 0.15–0.2 mm, at the most 0.3 mm, particularly since it is often safe to assume that cracks close themselves. The reinforcement thus has the primary role of crack distribution and waterproofing. The rock mass with its stiffness resists most of the internal pressure and limits crack widths. If the rock mass does not have the necessary stiffness, then the function of crack width limitation has to be undertaken by the reinforced in-situ concrete. This would lead to very high costs, which in an extreme case could exceed the costs of a conventional steel lining. An in-situ reinforced concrete lining thus in effect assumes the availability of a load bearing contribution of the rock mass, which exceeds the design internal pressure, and a rock mass stiffness, which enables the required limitation of crack widths at reasonable expense. The local conditions should thus be very carefully balanced against the cost of reinforcement. As in all other cases, consolidation grouting of the rock mass and gap grouting are generally advantageous and in this case can also be carried out more advantageously in one step by injecting through drilled holes. Schleiss points out the particular advantages of using a reinforced in-situ lining for the headrace of pumped storage schemes [2].

3.7 GRP solutions The technological development of glass fibre reinforced plastic (GRP) pipes increasingly also enables the use of this comparatively lightweight and cheap material, both for thin-walled and thick-walled inner linings. It should however be noted that GRP is a fundamentally hygroscopic material, which can have a disadvantageous ageing behaviour depending on the resin saturation. A high-quality manufacturing process is therefore important. Concerning the buckling safety of the pipes, an analogy with steel lining is sometimes used. However, testing to ensure the conclusions of such an analogy would seem appropriate.

vorzubelasten, bevor die erforderliche Spaltinjektion ausgeführt wird [1], [6].

3.6 Ortbeton bewehrt Eine bewehrte Ortbetonschale ist in der Lage, einen Teil des Innendrucks aufzunehmen, solange sie weitestgehend dicht ist und eine deutlich geringere Durchlässigkeit aufweist als das umgebende Gebirge. Die weitestgehende Dichtheit kann bis etwa 0,15 bis 0,2 mm, allenfalls 0,3 mm Rissweite angenommen werden, insbesondere weil vielfach von einer Selbstheilung der Risse ausgegangen werden kann. Somit hat die Bewehrung in erster Linie die Funktion einer Risseverteilung und Abdichtung. Das Gebirge übernimmt mit seiner Steifigkeit den Großteil des Innendrucks und der Rissweitenbegrenzung. Weist das Gebirge nicht die erforderliche Steifigkeit auf, müsste die Funktion der Rissweitenbegrenzung durch den bewehrten Ortbeton übernommen werden. Das würde zu sehr hohen Kosten führen, die im Extremfall die Kosten einer konventionellen Panzerung übersteigen würden. Somit setzt eine bewehrte Ortbetonschale de facto eine verfügbare Gebirgsmitwirkung voraus, die über dem Bemessungs-Innendruck liegt und eine Gebirgssteifigkeit, die zusammen mit einem vertretbaren Aufwand an Bewehrung die geforderte Rissweitenbegrenzung ermöglicht. Die Randbedingungen sind demnach sehr sorgfältig gegenüber dem Bewehrungsaufwand abzuwägen. Wie in allen anderen Fällen sind eine Konsolidierungsinjektion des Gebirges und eine Spalt-

4 Construction practicalities 4.1 Application of various construction methods Figure 5 and Table 1 show a selection of pressure shafts that were driven or at least started by mechanised methods (TBM or raise boring). For most of the inclined shafts, open gripper TBMs were used. DS-TBMs were successfully used with segment linings for the 2 shafts in Parbati and the recently driven pressure shaft at Kaunertal. For the headrace at Reisseck II, an attempt was made to bore the inclined shaft by inclined raise boring. This however had to be changed to sinking from the top after various difficulties. The selection also shows a range of vertical shafts, which were successfully bored by the raise boring technology. In one example, the vertical shaft at Palomino, the raise boring process had to be abandoned due to collapses that could not be overcome and a shaft sunk from the top instead. The inclinations of the inclined shafts are concentrated in the range 30°–45°. This is essentially determined by the acceptability of the working conditions and the mucking process (Fig. 6).

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Fig. 5. Inclination of pressure shafts excavated by mechanised excavation Bild 5. Neigungen von Druckschächten mit mechanischen Verfahren

Project

Inclination [°]

Length [m]

injektion generell von Vorteil und können hier vorteilhaft auch in einem Arbeitsgang als Bohrlochinjektion erfolgen. Schleiss weist besonders auf den vorteilhaften Einsatz bewehrter Ortbetonschalen bei Kraftabstiegen von Pumpspeicheranlagen hin [2].

Uttendorf

90°

587

3.7 GFK-Lösungen

Palomino

90°

354

Limberg II

45°

750

Kopswerk II

39°

1135

Gerlos

36°

1000

Parpati I + II

30°

1542

Feldsee II

90°

450

Vianden

90°

291

Zillergründl

42°

887

Vermuntwerk

38°

1150

KW Innertkirchen

32°

1000

KW Mutt; Zermatt

31°

442

Nant de Drance

90°

424

Kaprun

45°

1450

Reisseck II

42°

817

Bannalp

37°

1069

Kaunertal

31°

1450

KW Kaiserstuhl

18°

740

Table 1. Inclination and length of pressure shafts excavated by mechanised excavation (examples) Tabelle 1. Neigung und Länge von Druckschächten mit mechanischen Verfahren (Beispiele)

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Die technologische Entwicklung bei glasfaserverstärkten Kunststoffrohren (GFK) gestattet zunehmend auch den Einsatz dieses vergleichsweise leichten und kostengünstigen Werkstoffs sowohl im Bereich dünnwandiger als auch dickwandiger Panzerungen. Es ist allerdings zu beachten, dass GFK grundsätzlich ein hygroskopischer Werkstoff ist, der je nach Harzsättigung ein nachteiliges Alterungsverhalten aufweisen kann. Daher ist auf ein hochwertiges Herstellungsverfahren zu achten. Was die Beulsteifigkeit der Rohre betrifft, wird mitunter auf eine Analogie zu Stahlpanzerungen zurückgegriffen. Hier scheint allerdings eine Absicherung der Analogieschlüsse durch Versuche angebracht.

4 Baupraktische Umsetzung 4.1 Baupraktische Anwendungsbereiche Bild 5 und Tabelle 1 zeigen eine Auswahl von Druckschächten, die mit mechanischen Verfahren (TBM oder Raise-Boring) aufgefahren oder zumindest begonnen wurden. Bei der überwiegenden Anzahl der Schrägschächte kamen bisher offene Gripper-TBM zum Einsatz. Bei den zwei Schrägschächten in Parbati und dem zuletzt aufgefahrenen Druckschacht Kaunertal wurden DS-TBM mit Tübbingausbau erfolgreich eingesetzt. Beim Kraftabstieg


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Fig. 6. Common mucking methods for pressure shafts Bild 6. Gängige und anwendbare Schutterverfahren bei Druckschächten

Above a limit inclination of about 30°, flushing of the muck is possible at reasonable expense. It should be noted that this first requires the provision of the water, then separation of the muck and lastly cleaning of the flushing water. One attempt to divert the the muck through the invert channel of the invert segment at such inclinations led to erosion and exposure of the reinforcement. Steel channels, on the other hand, have been used successfulIy. With increasing inclination, approximately between 35° and 40°, the use of water flushing becomes unnecessary, but the free dynamic energy of the muck increases. This has the effect of erosion and scouring at the bottom of the shaft and can demand additional erosion protection in some cases, such as the inclined shaft for Kops II. At the same time, the jump heights of the rock lumps also increase with increasing inclination, which requires effective covering of the mucking section to enable the supply to and access in the remaining cross-section of the shaft as it is driven. At a shaft inclination of between 40° and 45°, covering and a generously sized mucking cross-section are always required, and damaging of any excavation support also has to be considered. Shaft inclinations of less than 30° normally require a special solution such as mucking skips or a tunnel conveyor.

4.2 Risk scenarios of various construction methods In the table below (Table 2), the practicality of the application of various mechanised processes is assessed depending on the forecast rock mass behaviour according to the Austrian ÖGG guideline for geotechnical design [8] and the feasibility is roughly evaluated with a traffic light system: – Green: The process can be expected to be successful. – Orange: The process can be expected to lead to considerable difficulties. – Red: The process can be expected to be at the limits of its feasibility. The estimation given above is based on the current state of the technology and a background of subjective experi-

Reisseck II wurde der Versuch unternommen, den Schrägschacht mittels geneigtem Raise-Boring aufzufahren. Es musste nach diversen Schwierigkeiten jedoch auf ein Abteufen von oben umgestellt werden. Die Auswahl zeigt auch eine Reihe von Lotschächten, die mittels RaiseBoring-Verfahren erfolgreich aufgefahren wurden. Bei einem Beispiel, dem Lotschacht Palomino, musste das Raise-Boring-Verfahren im obersten Abschnitt aufgrund nicht beherrschbarer Nachbrüche aufgegeben und ein Ersatzschacht von oben abgeteuft werden. Die Neigungswinkel der Schrägschächte konzentrieren sich auf den Bereich zwischen 30° und 45°. Dies wird maßgeblich durch die zumutbaren Arbeitsbedingungen und das Schutterverfahren bestimmt (Bild 6). Ab einer Grenzneigung von ca. 30° ist mit vertretbarem Aufwand eine Nassspülung des Schutterguts möglich. Dabei ist zu beachten, dass zunächst das Spülwasser bereitgestellt, anschließend das Schuttergut separiert und zuletzt das Spülwasser gereinigt werden muss. Beim Versuch, bei solchen Neigungen über den Sohlgraben des Sohltübbings zu schuttern, kam es zu Erosionen und zum Freilegen der Bewehrung. Hingegen haben sich Stahlrinnen gut bewährt. Mit zunehmender Neigung, etwa zwischen 35° und 40°, erübrigt sich zunehmend der Einsatz von Spülwasser, allerdings nimmt die freie dynamische Energie des Schutterguts zu. Dies wirkt sich in Form von Erosion und Kolkbildung im Bereich der Schachtsohle aus und erfordert fallweise wie beim Schrägschacht Kops II einen zusätzlichen Erosionsschutz. Gleichzeitig steigen mit der Steilheit die Sprunghöhen der Gesteinsbrocken und erfordern eine wirkungsvolle Abdeckung nach oben, um während des Vortriebs auch die Versorgung und Schachtbefahrung im verbleibenden Querschnitt zu ermöglichen. Bei einer Schachtneigung zwischen 40 und 45° sind jedenfalls eine wirkungsvolle Abdeckung und ein großzügig bemessener Schutterquerschnitt notwendig, wobei auf eine etwa vorhandene Hohlraumsicherung besonders Rücksicht zu nehmen ist. Schachtneigungen unter 30° erfordern in der Regel eine Sonderlösung, z. B. Schuttermulden oder ein Streckenförderband.

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Table 2. Qualitative assessment of mechanised excavation methods with regard to the rock mass behaviour Tabelle 2. Qualitative Bewertung mechanischer Schachtvortriebsverfahren in Abhängigkeit des Gebirgsverhaltens Proposed rock mass Inclined shas TBM o Inclined shas TBM DS behavior (30-45°) (30-40°) Stable rock mass, well suitable, lile well suitable, no potenal of small support required, fallsegmental lining local gravity induced back protecon required sliding of blocks efficient Stable with the well suitable, support well suitable, increasing potenal of measures with benefit of segmental disconnuity increased efforts lining controlled block fall well suitable, support measures with well suitable, increasing Shallow shear failure increased efforts; fall- benefit of segmental back protecon with lining increasing problems difficult excavaon, with difficult support probably addional and measures with highly Deep seated shear special measures, danger increased efforts; fallfailure for trapping of shield; back protecon with advantages of segmental big problems lining well suitable, increasing Rock burst and huge support required benefit of segmental Buckling failure lining Shear failure under requires for extensive requires for extensive low confining support in advance support in advance pressure difficult excavaon, with difficult support measures with highly probably addional and Ravelling ground and increased efforts; fallspecial measures; Flowing ground back protecon with advantages of segmental big problems lining Swelling

very lile negave impact

very lile negave impact

ence. Despite this, it is recommended to question the use of any construction method against the potential scenarios that have already been described.

5 Summary and acknowledgement Headraces of high head hydropower plants pose great challenges for design and construction. This applies to the determination of the constraints imposed by the surrounding rock mass, the selection of a system, the structural and rock mechanical design, the selection of a suitable construction process and lastly also construction and commissioning. Although these questions have a long tradition and although suitable design procedures, materials and construction processes are available, there are no simple recipes for standard solutions. In addition, the task is normally very complex and the economic pressure is great due to the consequences of detail decisions. Every project thus demands a fundamental understanding and the investigation of the specific situation. In this sense, the article should also be understood as an appreciation of the work

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Inclined shas RB (> 45°)

Vercal RB (90°)

pilot drill hole and enlargement without problems

pilot drill hole and enlargement without problems

pilot drill hole without problems, enlargement with probable problems

pilot drill hole and enlargement without problems

pilot drill hole and enlargement with probable problems

pilot drill hole and enlargement with probable problems

pilot drill hole difficult pilot drill hole difficult or or not feasible; too big not feasible; big risk for risk for enlargement enlargement without without support support

no negave impact

no negave impact

too big risk for enlargement without support

can become a no go criterion regarding sha walls

pilot drill hole difficult pilot drill hole difficult or or not feasible; too big not feasible; big risk for risk for enlargement enlargement without without support support can lead to a relevant increase of the fricon upon the drilling rod

can lead to a relevant increase of the fricon upon the drilling rod

4.2 Risikoszenarien der Baumethoden In der Tabelle 2 wurde die Anwendbarkeit der gebräuchlichen mechanischen Vortriebsverfahren einem prognostizierten Gebirgsverhalten gemäß ÖGG-Richtlinie für geotechnische Planung [8] zugeordnet, um die Eignung im Sinne eines Ampelsystems grob zu bewerten: – Grün: Das Verfahren ist voraussichtlich mit gutem Erfolg einzusetzen. – Orange: Das Verfahren ist voraussichtlich mit erheblichen Schwierigkeiten einsetzbar. – Rot: Das Verfahren stößt voraussichtlich an die Grenzen seiner Anwendbarkeit. Die obige Einschätzung beruht auf dem aktuellen Stand der Technik und einem subjektiven Erfahrungshintergrund. Jedenfalls erscheint es angeraten, den jeweiligen Methodeneinsatz auf die aufgeführten potenziellen Szenarien hin zu hinterfragen.


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of Professor Gerhard Seeber. He understood in an impressive way how to methodically deal with the challenging interface between the natural conditions and the technical possibilities. His approach reduces the complex relationships to a simply understood system, which is sufficiently precise and extensive to be able to design and construct a headrace with reasonable safety. 6 References [1] Seeber, G.: Druckstollen und Druckschächte. Bemessung – Konstruktion – Ausführung. Stuttgart: Ferdinand Enke im Georg Thieme Verlag, 1999. [2] Schleiss, A.: Competitive pumped-storage projects with vertical pressure shafts without steel linings/Konkurrenzfähige Pumpspeicherwerksprojekte dank ungepanzerter, vertikaler Druckschächte. Geomechanics and Tunnelling 6 (2013), No. 5, pp. 456–463. [3] Innerhofer, G., Vigl, A., Gerstner, R.: Druckstollenbau und Gebirgsmitwirkung. Felsbau 25 (2007), Nr. 5, pp. 19–31. [4] Innerhofer, G.: Action of Force on Rock Mass by Crack Water Pressure. Geomechanics and Tunnelling 1 (2008), No. 6, pp. 259–266. [5] Vigl, A.: Conventional Design of HPP Pressure Shafts according to G. Seeber, considering the surrounding rock mass. Proceedings of the 3rd International Conference “High Strength Steel for Hydropower Plants”, pp. 39–47, Graz: Verlag TU Graz, 2013. [6] Bonapace, P., Hofer, B.: Headrace tunnels at Tiwag – experience, examples, existing tunnels and projects under consideration/Erfahrungen, Beispiele und Neubauüberlegungen zu Triebwasserwegen der Tiwag. Geomechanics and Tunnelling 8 (2015), No. 1, pp. 35–49. [7] Stakne, P.: Basic considerations and practical experience with the boring of deep shafts by the raise boring process/ Grundsatzüberlegungen und baupraktische Erfahrungen beim Auffahren tiefer Schächte im Raise-Boring-Verfahren. Geomechanics and Tunnelling 8 (2015), No. 1, pp. 50–59. [8] ÖGG-Richtlinie für die Geotechnische Planung von Untertagebauten mit zyklischem Vortrieb. Salzburg: Österreichische Gesellschaft für Geomechanik (Hg.), 2008 (2. überarbeitete Auflage).

5 Resümee und Dank Kraftabstiege von Hochdruckanlagen stellen sehr hohe Ansprüche an Planung und Ausführung. Dies trifft gleichermaßen für die Bestimmung der Randbedingungen aus dem umgebenden Gebirge, die Systemauswahl, die konstruktive und gebirgsmechanische Bemessung, die Auswahl der geeigneten Bauverfahren wie zuletzt auch auf die Bauausführung und Inbetriebsetzung zu. Obwohl die Fragestellungen eine lange Tradition haben und obwohl probate Bemessungsverfahren sowie Werkstoffe und Bauverfahren zur Verfügung stehen, zeichnen sich keine einfachen Rezepte für Standardlösungen ab. Dazu ist die Aufgabenstellung in der Regel zu komplex und der wirtschaftliche Druck aufgrund der Tragweite der Detailentscheidungen zu groß. So erfordert jedes einzelne Projekt ein grundlegendes Verständnis und ein Eingehen auf die individuelle Situation. In diesem Sinn ist dieser Beitrag auch als eine Würdigung von Professor Gerhard Seeber zu verstehen. Er hat es in bewundernswerter Weise verstanden, die anspruchsvolle Schnittstelle zwischen den natürlichen Gegebenheiten und den technischen Möglichkeiten methodisch aufzulösen. Sein Ansatz reduziert die komplexen Zusammenhänge auf ein einfach verständliches System, das genau und weitreichend genug ist, um damit angemessen sicher planen und bauen zu können.

Dr. Alois Vigl viglconsult ZT Batloggstrasse 52a 6780 Schruns Austria alois.vigl@viglconsult.at

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Topics Reinhold Gerstner

DOI: 10.1002/geot.201400067

Geological experience with the design of pressure shafts Geologische Erfahrungen mit dem Entwurf von Druckschächten The example of many hydropower plants shows that the pressure shafts of high pressure power stations lie in very varied geological conditions, which has a great influence on the layout of the pressure shaft and the structural design of the lining. Despite this variability, it is possible to formulate a few basic geological criteria whose application, however, cannot replace the detailed consideration of the specific geological conditions that is essential for every pressure shaft.

Die Beispiele mehrerer Wasserkraftwerke zeigen, dass die Druckschächte von Hochdruckanlagen in sehr unterschiedlichen geologischen Verhältnissen liegen, die den Entwurf des Druckschachts und die Bemessung der Auskleidung stark beeinflussen. Bei aller Variabilität können aber einige grundsätzliche geologische Kriterien formuliert werden, deren Anwendung jedoch nicht die eingehende Befassung mit den spezifischen geologischen Verhältnissen ersetzt, die für jeden Druckschacht unabdingbar ist.

1 Introduction 1 Einleitung In recent years and decades, the Vorarlberger Illwerke AG has built several pressure shafts, either for new power plants or as part of the renewal of existing plants. This article describes the pressure shafts of the Kopswerk II, the Vermuntwerk and the Langenegg power plants, which are situated in very different geological conditions. This leads to the discussion of basic geological criteria for the design of such facilities, even though every pressure shaft still has to be considered as unique according to the specific local conditions.

2 Examples 2.1 Pressure shaft Kopswerk II The pressure shaft Kopswerk II, which was constructed between 2005 and 2007 as a steel-lined inclined shaft with a length of 1,200 m, was driven by an open TBM with a diameter of 4.6 m. The pressure shaft passes through the crystalline rocks of the Silvretta, which mainly consist of amphibolites, hornblende gneiss, quartzitic gneiss, biotite gneiss and mica schist [3]. At the location of the pressure shaft, the strata dip into the mountain slope and thus face the pressure shaft approximately at a right angle (Fig. 1). This results in marked alternations between competent amphibolites and gneisses and the deformable mica schists. The latter served as movement planes during the Alpine orogenesis, which explains why they are heavily fractured. The resulting high deformability of the mica schist was appropriately considered in the structural design of the steel lining. The rock mass was also grouted in the affected stretches of the shaft to homogenise the deformation properties of the rock mass as far as possible. The groundwater conditions are characterised by pronounced groundwater storeys caused by the low permeability of the mica schist layers. These conditions lead to

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In den letzten Jahren und Jahrzehnten hat die Vorarlberger Illwerke AG mehrere Druckschächte gebaut, entweder für ein neues Wasserkraftwerk oder als Erneuerung eines alten Kraftwerks. Im vorliegenden Beitrag werden die Druckschächte für das Kopswerk II, das Vermuntwerk und das Kraftwerk Langenegg dargestellt, die in sehr unterschiedlichen geologischen Verhältnisse liegen. Daran knüpft sich die Beleuchtung grundsätzlicher geologischer Kriterien für den Entwurf solcher Anlagen, auch wenn jeder Druckschacht entsprechend den spezifischen Verhältnissen als Einzelstück zu betrachten ist.

2 Fallbeispiele 2.1 Druckschacht Kopswerk II Der Druckschacht des Kopswerks II, der in den Jahren 2005 bis 2007 als gepanzerter Schrägschacht mit einer Länge von 1.200 m errichtet worden ist, wurde mit einer offenen TBM mit 4,6 m Durchmesser aufgefahren. Der Druckschacht liegt in den kristallinen Gesteinen der Silvretta, die hauptsächlich aus Amphiboliten, Hornblendegneisen, quarzitischen Gneisen und Biotitgneisen sowie aus Glimmerschiefern bestehen [3]. Im Bereich des Druckschachts fallen die Schichten bergwärts ein, sodass sie etwa quer zur Achse des Druckschachts stehen (Bild 1). Dadurch kommt es entlang des Druckschachts zu markanten Wechseln von kompetenten Amphiboliten und Gneisen mit den verformbareren Glimmerschiefern. Letztere dienten bei der alpidischen Orogenese als Bewegungsbahnen, wodurch sie zum Teil in stark gestörter Form vorliegen. Die damit verbundene starke Verformbarkeit der Glimmerschiefer wurde bei der Bemessung der Panzerung entsprechend berücksichtigt. Zusätzlich wurde in den betreffenden Schachtabschnitten eine Gebirgs-

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Fig. 1. Pressure shaft Kopswerk II, geological profile Bild 1. Druckschacht Kopswerk II, geologischer Längenschnitt

an discontinuous curve of the groundwater table, represented by a high design water level. The depth of the pressure shaft was selected so that not the external pressure but the internal pressure is decisive for the thickness of the steel lining. The groundwater table was monitored through the entire construction period with two piezometers, which showed both the influence of construction works on the groundwater and also its recovery after the installation of the steel lining and the performance of grouting.

2.2 Pressure shaft Vermunt The pressure shaft Vermunt, which was constructed between 1994 and 1995, also lies in the Silvretta crystalline, but due to the bedding conditions shows almost opposite conditions to those of the pressure shaft Kopswerk II. The foliation of the granite gneiss dips with the mountainside and thus runs parallel or sub-parallel to the axis of the steel-lined inclined shaft (Fig. 2). The closed structure of the rock mass and the folding of the foliation planes had the effect that loosening of the crown and invert only occurred in short sections in the 1,150 m long shaft while it was driven by an open TBM with a diameter of 3.4 m. Most of the shaft was completely free of noticeable loosening [2]. The groundwater table around the pressure shaft is just below the surface, as was shown by the piezometers, which also showed the lowering of the groundwater table

injektion ausgeführt, um die Verformungseigenschaften des Gebirges so weit wie möglich zu homogenisieren. Die Bergwasserverhältnisse zeichnen sich durch einen ausgeprägten Stockwerksbau aus, der durch die geringe Durchlässigkeit der Glimmerschieferschichten hervorgerufen wird. Diese Verhältnisse bewirken einen unstetigen Verlauf des Bergwasserspiegels, der durch einen hochliegenden Bemessungswasserspiegel repräsentiert wird. Die Tiefenlage des Druckschachts wurde so gewählt, dass nicht der Außendruck, sondern der Innendruck für die Stärke der Stahlpanzerung maßgebend war. Der Bergwasserspiegel wurde über die gesamte Bauzeit mit zwei Piezometern überwacht, wodurch sowohl die Beeinflussung des Bergwassers durch den Vortrieb als auch der Wiederanstieg nach der Installation der Panzerung und der Ausführung der Injektionen nachvollziehbar war.

2.2 Druckschacht Vermunt Der Druckschacht Vermunt, der in den Jahren 1994 und 1995 gebaut worden ist, liegt ebenfalls im Silvrettakristallin, weist aber bei den Lagerungsverhältnissen gegenüber dem Druckschacht des Kopswerks II geradezu konträre Verhältnisse auf. Die Schieferungsflächen des dort anstehenden Granitgneises fallen mit dem Hang ein und verlaufen damit parallel bis subparallel zur Achse des gepanzerten Schrägschachts (Bild 2). Der geschlossene Gebirgsverband und die Verfaltung der Schieferungsflächen be-

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Fig. 2. Pressure shaft Vermunt, geological profile Bild 2. Druckschacht Vermunt, geologischer Längenschnitt

as the shaft was driven and its recovery after the completion of the works. The pressure shaft could be positioned so that the external pressure was only decisive for the thickness of the steel lining in one section. The construction of the Vermunt pressure shaft was preceded by a variant study, which also investigated a variant with a vertical shaft without steel lining and a flat section with only partial steel lining. The overall costs of construction and operation of a steel lined inclined shaft turned out to provide the most economic solution.

2.3 Langenegg power plant The headrace of the Langenegg power plant, which started operation in 1978, lies in the molasse zone of the Bregenzerwald, which in this area is mostly formed of marls, clay marls and sandstones [1]. In order to reduce the requirements for the lining, the pressure shaft was placed near the reservoir with most of the headrace distance flowing through a deep pressure tunnel (Fig. 3). Although the dynamic curve of internal pressure is above the groundwater table along two thirds of this tunnel, a waterproof lining did not have to be provided because the rock mass is largely watertight and the minimum rock mass stress in this section exceeds the internal pressure. In the following section, where the rock mass permeability is relatively high but the minimum rock mass stress is still sufficient, a “Kernring” (core ring) section was constructed with waterproofing membrane. The last section, where the minimum rock mass stress is less than the internal pressure, was constructed with a steel lining with an

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wirkten, dass es beim Vortrieb des 1.150 m langen Schachts, der mit einer offenen TBM mit 3,4 m Durchmesser erfolgte, nur in kurzen Abschnitten zur Bildung von Auflockerungen an der Firste und der Sohle kam, während der größte Teil des Schachts frei von erkennbaren Auflockerungen blieb [2]. Der Bergwasserspiegel liegt im Bereich des Druckschachts knapp unter der Geländeoberfläche, wie die Piezometermessungen ergeben haben, die auch die Absenkung des Bergwasserspiegels im Zuge des Vortriebs und dessen Wiederherstellung nach Abschluss der Arbeiten zeigten. Der Druckschacht konnte so gelegt werden, dass der Außendruck nur in einer Teilstrecke für die Stärke der Panzerung bestimmend war. Dem Bau des Druckschachts Vermunt war eine Variantenuntersuchung vorausgegangen, bei der unter anderem auch die Variante eines ungepanzerten Lotschachts und einer nur zum Teil gepanzerten Flachstrecke untersucht worden ist. Dabei ging beim Ansatz der Gesamtkosten für Bau und Betrieb der gepanzerte Schrägschacht als wirtschaftlichste Lösung hervor.

2.3 Kraftwerk Langenegg Die Triebwasserführung des Kraftwerks Langenegg, die im Jahr 1978 in Betrieb genommen wurde, liegt in der Molassezone des Bregenzerwaldes, die in diesem Bereich hauptsächlich aus Mergeln, Tonmergeln und Sandsteinen aufgebaut ist [1]. Um die Auskleidungserfordernisse zu reduzieren, wurde der Druckschacht in der Nähe des Speichers angeordnet und der Großteil der Triebwasserfüh-


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Fig. 3. Langenegg power plant, overview in longitudinal section Bild 3. Kraftwerk Langenegg, Übersichtslängenschnitt

appropriate structural contribution from the rock mass being considered [4].

3 Geological criteria A few basic geological criteria can be derived from the work on the design and construction of pressure shafts, and these can be considered as generally applicable despite the variability of the local conditions. These criteria concern the morphological conditions, the slope stability, the geological structure and the hydrogeological conditions.

3.1 Morphological conditions One of the preconditions is morphological conditions to enable the layout of a pressure shaft with an economically justifiable length. This may sound self-evident but is difficult to achieve in some cases and it should be considered that the selection of a location is often restricted by hydrological constraints. Concerning the morphology of the mountain ridge or slope, which the shaft is to pass through, the most uniform possible form is advantageous, if not absolutely vital. Particularly for relatively shallow inclined shafts, a homogeneous shape of the slope provides uniform conditions of overburden and stress conditions.

rung wurde als tiefliegender Druckstollen ausgeführt (Bild 3). Obwohl die dynamische Innendrucklinie über zwei Drittel des Stollens oberhalb des Bergwasserspiegels liegt, konnte aufgrund des weitgehend dichten Gebirges auf eine dichte Auskleidung verzichtet werden, weil die minimale Gebirgsspannung in diesem Bereich den Innendruck übersteigt. Im anschließenden Bereich, in dem die Gebirgsdurchlässigkeit relativ hoch ist, die minimalen Gebirgsspannungen aber immer noch ausreichend sind, wurde eine Kernringstrecke mit Dichtungsfolie ausgeführt. Der letzte Abschnitt, in dem die minimale Gebirgsspannung kleiner als der Innendruck ist, wurde gepanzert, wobei eine entsprechende Gebirgsmitwirkung in Rechnung gestellt wurde [4].

3 Geologische Kriterien Aus der Befassung mit dem Entwurf und dem Bau von Druckschächten bei sehr unterschiedlichen geologischen Verhältnissen können einige grundsätzliche geologische Kriterien abgeleitet werden, die bei aller Variabilität der Gegebenheiten als allgemein gültig angesehen werden können. Diese Kriterien betreffen die morphologischen Verhältnisse, die Hangstabilität, den geologischen Aufbau, die Spannungsverhältnisse und die hydrogeologischen Bedingungen.

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3.2 Slope stability

3.1 Morphologische Verhältnisse

One essential precondition for the layout of a pressure shaft is the stability of the overall slope. Even if some pressure shafts are situated in a slope affected by slope movements, the alignment of the pressure shaft must lie below the base of the movement. If this is not the case, detailed investigations of the kinematics and recent movement rates of the slope are necessary to make a decision about the reliability of the construction of a pressure shaft.

Eine der Voraussetzungen sind morphologische Verhältnisse, welche die Anlage eines Kraftabstiegs mit wirtschaftlich vertretbaren Längen ermöglichen. Das klingt selbstverständlich, ist aber in manchen Fällen schwierig zu erreichen, wobei hier anzumerken ist, dass die Wahl des Standorts oft durch wasserwirtschaftliche Zwänge eingeengt ist. Bei der Morphologie des Bergrückens oder des Berghangs, der mit dem Druckschacht durchörtert werden soll, sind möglichst gleichmäßige Formen von Vorteil, wenngleich nicht zwingende Voraussetzung. Besonders bei verhältnismäßig seicht liegenden Schrägschächten erzeugen homogene Hangformen gleichmäßige Verhältnisse in Bezug auf die Überdeckungshöhe und die Spannungsverhältnisse.

3.3 Geological structure The geological structure mostly determines the rock mass conditions where the shaft will be placed, with rock types, stratification and geological structures being of most importance. The rock types, in which a pressure shaft can be constructed, range from competent crystalline rocks as at the Kopswerk II or the Vermuntwerk through carbonate rocks to the less competent molasse rocks, as at Langenegg power plant. Considering the stratification, dipping transversely to the pressure shaft axis, as is the case at Kopswerk II, is generally of advantage, not only for driving the shaft but also the deformation properties. It does however have to be accepted that the rock mass properties can show considerable differences according to the changing strata. But even stratification parallel to the shaft, which is generally and correctly seen as disadvantageous both for boring and in operation, can sometimes offer favourable conditions depending on the properties of the rock mass, as is shown by the pressure shaft Vermunt. Tectonic structures such as shear or fault zones have an effect on the construction and operation of a pressure shaft to the extent that they change the properties of the rock mass. Of the rock mass properties, which are significant for the design of a pressure shaft, the deformation properties in particular are of great importance and determine the load-bearing contribution of the rock mass, which can be considered in the design. The determination of the deformation properties of the rock mass, which of course cannot be obtained by testing the entire length of the pressure shaft, normally has to be derived from various parameters that are often available from the results of double plate loading tests, the tunnel radial press or gripper force measurements.

3.4 Stress conditions The geological conditions, in particular the morphological conditions, the geological structure and any existing tectonic stresses cause three-dimensional stress conditions, which are of decisive importance for the layout and structural design of the pressure shaft. The structural contribution of the rock mass, which can be considered in the design of the steel lining and mainly depends on the deformation properties of the rock mass, is also limited by the smallest relevant rock mass stress. This limiting stress is in some cases generated by the smallest principal normal stress σ3, which with homogeneous slope forms is often aligned approximately normal to the slope surface and approximately normal to the shaft axis. Particularly for steel-

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3.2 Hangstabilität Eine unabdingbare Voraussetzung für die Anlage eines Druckschachts ist die Stabilität des Hangs als Ganzes. Auch wenn manche Druckschächte in einem Hang situiert sind, der von Hangbewegungen erfasst ist, muss die Linie des Druckschachts unterhalb der Basis der Hangbewegung liegen. Sollte das nicht der Fall sein, sind eingehende Untersuchungen der Kinematik und der rezenten Bewegungsraten des Hangs erforderlich, um über die Zulässigkeit der Anlage eines Druckschachts entscheiden zu können.

3.3 Geologischer Aufbau Der geologische Aufbau bestimmt wesentlich, in welchen Gebirgsverhältnissen der Druckschacht zu liegen kommen wird, wobei vor allem die Gesteinsarten, die Lagerungsverhältnisse und die geologischen Strukturen zu betrachten sind. Die Gesteinsarten, in denen Druckschächte ausgeführt worden sind, reichen von festen Kristallingesteinen wie beim Kopswerk II oder beim Vermuntwerk über karbonatische Gesteine bis zu wenig kompetenten Molassegesteinen, wie es beim Kraftwerk Langenegg der Fall ist. Bei den Lagerungsverhältnissen ist das Einfallen der Schichten quer zur Druckschachtachse, wie es beim Kopswerk II der Fall ist, grundsätzlich von Vorteil, nicht nur beim Vortrieb, sondern auch im Hinblick auf die Verformungseigenschaften. Allerdings ist dabei in Kauf zu nehmen, dass die Gebirgseigenschaften entsprechend den wechselnden Schichtgliedern deutliche Unterschiede aufweisen können. Aber auch bei einer Lagerung des Gebirges, die parallel zur Schachtachse liegt, die gemeinhin zu Recht sowohl im Vortrieb als auch im Betrieb als ungünstig gilt, können aufgrund der Ausbildung des Gebirges unter Umständen sogar günstige Verhältnisse gegeben sein, wie der Druckschacht Vermunt gezeigt hat. Die tektonischen Strukturen wie Scherzonen oder Störungszonen haben in dem Maß Einfluss auf den Bau und den Betrieb des Druckschachts, wie sie die Gebirgseigenschaften verändern. Bei den Gebirgseigenschaften, die für die Auslegung des Druckschachts maßgebend sind, haben besonders die Verformungseigenschaften überra-


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lined flat sections, however, the smallest rock mass stress acting on the shaft cross-section is greater in most cases than the smallest principal normal stress σ3. This consideration does of course demand a precise determination of the stress conditions, for which both in-situ tests and stress calculations can be useful.

3.5 Hydrogeological conditions For the hydrogeological conditions, both the permeability of the rock mass and the joint water pressure have to be considered. The rock mass permeability, which always represents a significant parameter for the driving of a shaft, is of comparatively less significance for the operation of steel-lined pressure shafts since the pressure shaft lining has to be watertight in any way and the permeability of the rock mass only becomes important when a leak is discovered. In deep pressure shafts with concrete linings, which are not steel-lined and thus not watertight, the permeability of the rock mass together with the permeability of the lining are responsible for the extent of interaction between the headrace water and the groundwater. The permissibility of this interaction depends, in addition to economic considerations, to a great degree on the erosion stability of the rock mass or the joint fillings. The joint water pressure is of essential importance for the structural design of the steel lining against external pressure in order to ensure safety against buckling when the pressure shaft is emptied. This makes it necessary to record the groundwater level around the pressure shaft, for which the installation of piezometers is appropriate. These can also be used to follow the effect on the groundwater of the driving of the shaft and its recovery after the installation of the lining and the performance of grouting. For economic reasons, it is better that the depth of the pressure shaft, particularly at its foot, should be selected so that not the external pressure but the internal pressure is decisive for the thickness of the steel lining if possible.

4 Variant comparison In many cases, the design of a pressure shaft is preceded by an investigation of variants, particularly regarding the depth of the shaft and thus the necessary lining. One possible result of a comparison is that a deep pressure shaft, for example a vertical shaft requiring no steel lining, can be preferable for economic reasons. This variant is feasible when the minimum rock mass stress is high enough, the deformability of the rock mass is low and its permeability is slight. Considered on an overall economic basis, it can be that a classic steel-lined pressure shaft is better, as has been shown by the example of the pressure shaft Vermunt. One disadvantage of deep pressure shafts is that the steel lining of the flat section at the foot, which may run for example from the bottom of the shaft to the machine cavern, is often exposed to high external pressure, which leads to a thicker steel lining or has to be relieved. The provision of relief valves represents an economic solution but has to be assessed critical considering the long-term maintenance of the function of the valves [5].

gende Bedeutung und bestimmen das Ausmaß der Gebirgsmitwirkung, das berücksichtigt werden kann. Die Bestimmung der Verformungseigenschaften des Gebirges, die de facto nicht über die ganze Länge des Druckschachts durch Versuche erfolgen kann, muss meistens aus verschiedenen Kennwerten abgeleitet werden, wobei in vielen Fällen die Ergebnisse von Doppellastplattenversuchen, von Versuchen mit der Stollenradialpresse oder von Verspannpratzenmessungen zur Verfügung stehen.

3.4 Spannungsverhältnisse Die geologischen Verhältnisse, besonders die morphologischen Verhältnisse, der geologische Aufbau und allenfalls vorhandene tektonische Spannungen, bedingen räumliche Spannungsverhältnisse, die für die Auslegung und die Bemessung des Druckschachts von ausschlaggebender Bedeutung sind. Die Gebirgsmitwirkung, die bei der Bemessung der Panzerung angesetzt werden kann und hauptsächlich von den Verformungseigenschaften des Gebirges abhängt, ist jedenfalls mit der kleinsten maßgebenden Gebirgsspannung begrenzt. Diese begrenzende Spannung wird in einigen Fällen von der kleinsten Hauptnormalspannung σ3 gebildet, die bei homogenen Hangformen häufig etwa normal zur Hangoberfläche und damit bei einem Schrägschacht etwa normal auf die Schachtachse steht. Gerade bei gepanzerten Flachstrecken ist aber die kleinste, im Schachtquerschnitt wirkende Gebirgsspannung in den meisten Fällen größer als die kleinste Hauptnormalspannung σ3. Allerdings erfordert diese Betrachtung eine hinreichend genaue Bestimmung der Spannungsverhältnisse, wofür sowohl Versuche in situ als auch Spannungsberechnungen dienlich sind.

3.5 Hydrogeologische Verhältnisse Bei den hydrogeologischen Verhältnissen sind die Gebirgsdurchlässigkeit und der Kluftwasserdruck zu betrachten. Die Gebirgsdurchlässigkeit, die für den Schachtvortrieb immer einen wesentlichen Parameter bildet, ist für den Betrieb gepanzerter Druckschächte von vergleichsweiser kleiner Bedeutung, weil die Druckschachtauskleidung ohnehin dicht sein muss und die Gebirgsdurchlässigkeit erst im Fall einer Leckage zum Tragen kommt. Bei tiefliegenden, mit Beton ausgekleideten Druckschächten, die nicht gepanzert und daher nicht dicht sind, ist die Gebirgsdurchlässigkeit im Verein mit der Durchlässigkeit der Auskleidung für das Ausmaß der Wechselwirkung von Triebwasser und Bergwasser verantwortlich. Die Zulässigkeit dieser Wechselwirkung hängt neben wirtschaftlichen Überlegungen in entscheidendem Maße von der Erosionsstabilität des Gebirges oder von Kluftfüllungen ab. Der Kluftwasserdruck ist von essentieller Bedeutung für die Bemessung der Panzerung auf Außendruck, um die Beulsicherheit bei der Entleerung des Druckschachts sicherzustellen. Deshalb ist die Erfassung des Bergwasserspiegels im Bereich des Druckschachts notwendig, wofür sich die Einrichtung von Piezometern empfiehlt, mit denen auch die Beeinflussung des Bergwassers durch den Schachtvortrieb und dessen Wiederherstellung nach der Installation der Panzerung und der Ausführung der Injek-

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5 Outlook Experience with the construction of pressure shafts shows that basic geological design criteria can indeed be formulated. Despite this, the variability of local conditions will always demand detailed consideration of the specific geological conditions and this cannot be replaced by general rules. This means that every pressure shaft will still remain an individual facility in the future. References [1] Loacker, H.: Kraftwerksbauten im Bregenzerwald und ihre Anpassung an die geologischen Verhältnisse. Jb. Geol. B.-A., Bd. 135 (1992), H. 4, pp. 857–866. [2] Netzer, E., Steiner, M.: Der Druckschacht Vermunt. Felsbau 13 (1995), No. 6, pp. 451–456. [3] Gerstner, R., Bilak, A., Mähr, L.: Kops II Pressure Shaft – Geology and Excavation. Felsbau 24 (2006), No. 6, pp. 15–18. [4] Innerhofer, G., Vigl, A., Gerstner, R.: Druckstollenbau und Gebirgsmitwirkung. Felsbau 25 (2007), No. 5, pp. 19–31. [5] Gerstner, R., Netzer, E., Vigl, A.: Long-term behaviour of pressure tunnels/Langzeitverhalten von Druckstollen. Geomechanics and Tunnelling 6 (2013), No. 5, pp. 407–421.

Dipl.-Ing. Reinhold Gerstner Vorarlberger Illwerke AG Anton-Amann-Straße 12 6773 Vandans Austria reinhold.gerstner@illwerke.at

tionen verfolgt werden kann. Aus wirtschaftlichen Gründen ist zu beachten, dass die Tiefenlage des Druckschachts, insbesondere im Fußbereich, so gewählt wird, dass für die Stärke der Panzerung nach Möglichkeit nicht der Außendruck sondern der Innendruck bestimmend ist.

4 Variantenvergleich In vielen Fällen geht der Auslegung eines Druckschachts ein Variantenvergleich voraus, besonders die Tiefenlage des Schachts und damit die erforderliche Auskleidung betreffend. Ein mögliches Ergebnis des Vergleichs ist, dass ein tiefliegender Druckschacht, zum Beispiel ein Vertikalschacht, der keine Stahlpanzerung benötigt, in wirtschaftlicher Hinsicht überlegen sein kann. Diese Variante ist dann machbar, wenn die minimale Gebirgsspannung groß genug, die Verformbarkeit des Gebirges klein und die Gebirgsdurchlässigkeit gering ist. Aus der gesamten wirtschaftlichen Betrachtung kann aber auch hervorgehen, dass ein klassischer, gepanzerter Druckschacht überlegen ist, wie das Beispiel des Druckschachts Vermunt gezeigt hat. Ein Nachteil tiefliegender Druckschächte ist, dass die Panzerung der unteren Flachstrecke, die beispielsweise zwischen Schachtfuß und Maschinenkaverne angeordnet werden muss, oft einem hohen Außendruck ausgesetzt ist, der zu großen Panzerungsstärken führt oder entlastet werden muss. Die Anordnung von Entlastungsventilen stellt eine wirtschaftliche Lösung dar, muss aber im Hinblick auf die dauerhafte Erhaltung der Funktion der Ventile als kritisch betrachtet werden [5].

5 Ausblick Die Erfahrungen mit dem Bau von Druckschächten zeigen, dass wohl grundsätzliche geologische Kriterien für den Entwurf formuliert werden können. Trotzdem erfordert die Variabilität der Gegebenheiten die eingehende Befassung mit den spezifischen geologischen Verhältnissen, die nicht durch allgemeine Regeln ersetzt werden kann. Deshalb wird auch in Zukunft jeder Druckschacht eine individuelle Anlage sein.

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Topics Paul Bonapace Bernhard Hofer

DOI: 10.1002/geot.201400054

Headrace tunnels at Tiwag – Experience, examples, existing tunnels and projects under consideration Erfahrungen, Beispiele, Bestand und Neubauüberlegungen zu Triebwasserwegen der Tiwag The Tiroler Wasserkraft AG (Tiwag) currently operates eleven large hydropower stations (> 8 MW) and more than 30 smaller plants (< 5 MW) generating electricity for commercial consumption. Most of the larger stations are storage schemes in the high mountains, intended to be able to balance the opposing seasonal supply and demand situation in the Alps and current fluctuations in the network. The headrace tunnels and penstocks of the highpressure power stations of Tiwag are some of the most highly loaded of their type in the world. Great emphasis is placed on sustainable use and low maintenance costs, starting with the construction. Some stations have already been in operation for more than 60 years. This article describes the experience with the headrace tunnels of some of the larger hydropower stations.

1 Power stations of the Tiwag 1.1 The Imst river diversion station The Imst power station was constructed by the Tiwag between 1952 and 1956 and has a headrace that cuts off the elbow of the River Inn (Innknie) near Landeck to generate electricity. The Inn is diverted at the weir in Runserau into a 12.3 km long pressurised headrace tunnel of 5.1 to 5.3 m diameter and then down a 121 m long steel-lined penstock of 4.4 m diameter to the Imst cavern power station. At the upper end of the penstock is a 60 m high differential surge tank with a 190 m long lower chamber and a main shaft of 12 m diameter connecting the lower chamber to the upper chamber. The Imst power station has an installed capacity of 89 MW from a water quantity of 85 m3/s and a fall of 145 m, with annual generation of 550 GWh. The headrace tunnel runs through the Landecker quartz phyllite for a distance of almost 11 km. The last 1.5 km of the headrace tunnel and the penstock pass through intercalated dolomite, limestone and slate (Partnach strata) of the northern limestone Alpine.

1.2 Kaunertal power station The Kaunertal power station was built by the Tiwag in the years 1961 to 1965 as a high-pressure pumped storage scheme with the annual reservoir at Gepatsch in the upper Kaunertal valley. With an installed capacity of 392 MW and regular annual generation of 661 GWh, it was the most powerful power station in Austria at the time. The headrace consists of a 13 km long pressure tunnel with a diameter of 4.0 m, a 1.6 km long steel-lined inclined pen-

Bei der Tiroler Wasserkraft AG (Tiwag) sind elf große Wasserkraftwerke (> 8 MW) und über 30 Kleinanlagen (< 5 MW) in Betrieb, die elektrische Energie für den kommerziellen Gebrauch erzeugen. Die meisten Großanlagen sind als Hochgebirgsspeicherkraftwerke ausgelegt, um die jahreszeitlich entgegengesetzte Angebot- und Nachfragesituation in den Alpen sowie Stromschwankungen im Netz ausgleichen zu können. Die für die Hochdruckanlagen der Tiwag gebauten Triebwasserwege und Kraftabstiege gehören zu den am höchsten beanspruchten derartigen Anlagenteilen der Welt. Es wurde bereits beim Bau großer Wert auf eine nachhaltige Nutzung mit geringem Instandhaltungsaufwand gelegt. Manche Anlagen sind bereits seit über 60 Jahren in Betrieb. In diesem Beitrag werden die Erfahrungen mit den Triebwasserwegen einiger größerer Wasserkraftanlagen dargestellt.

1 Kraftwerksanlagen der Tiwag 1.1 Ausleitungskraftwerk Imst Das Kraftwerk Imst wurde von 1952 bis 1956 von der Tiwag errichtet und nutzt eine Abkürzung des Landecker Innknies im oberen Inntal zur Erzeugung von elektrischer Energie. Der Inn wird beim Wehr Runserau über einen 12,3 km langen Druckstollen mit 5,1 bis 5,3 m Durchmesser und anschließend über einen 121 m langen gepanzerten schrägen Druckschacht mit 4,4 m Durchmesser zum Kavernenkraftwerk Imst geleitet. Am oberen Ende des Druckschachts befindet sich ein 60 m hohes Differenzialwasserschloss mit einer 190 m langen Unterkammer und einem Hauptschacht mit 12 m Durchmesser, der die Unterkammer mit der Oberkammer verbindet. Das Kraftwerk Imst erzielt mit einer Ausbauwassermenge von 85 m3/s und einer Fallhöhe von 145 m eine Leistung von 89 MW und ein Jahresarbeitsvermögen von 550 GWh. Der Triebwasserweg durchquert auf einer Länge von fast 11 km den Landecker Quarzphyllit. Die letzten 1,5 km des Druckstollens und der Druckschacht liegen in einer Wechsellagerung von Dolomit, Kalk und Tonschiefer (Partnach-Schichten) des nördlichen Kalkalpin.

1.2 Kaunertalkraftwerk Das Kaunertalkraftwerk wurde von der Tiwag in den Jahren 1961 bis 1965 als Hochdruck-Speicherkraftwerk mit dem Jahresspeicher Gepatsch im hinteren Kaunertal errichtet. Mit einer Leistung von 392 MW und einem Regel-

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stock and finally a level section with an internal diameter of 2.85 to 3.30 m. At the upper end of the penstock is a throttled two-chamber surge tank, with the upper and lower chambers connected by an inclined shaft. This gives a raw head of 895 m and thus a dynamic design pressure of 100 bar between the Gepatsch reservoir and the open-air power house in Prutz. The water flow used for generation is 52 m³/s. The first 9.6 km of the pressure tunnel from the reservoir are situated in the Ötztal crystalline, which mostly consists of gneiss, schistose gneiss and amphibolite rocks. The remaining 5.6 km of the headrace lie in the Bündner schist at the northern border of the Engadin window. The main rock types are calcareous phyllites with inclusions of greenish chlorite-sericite phyllites with localised layers of gypsum and anhydrite, dolomite lenses and lime sandstones (coloured Bündner schist) in the upper part of the penstock and calcareous schist (grey Bündner schist) in the lower part of the penstock and the level section.

1.3 Sellrain-Silz power station group The Sellrain-Silz power station group was built between 1977 and 1981 and consists of an upper stage between the Finstertal reservoir and the Kühtai pumped storage station and a lower stage between the Längental reservoir and the high-pressure power station at Silz (Fig. 1). The annual production of the power station group including pumped storage operation is 719 GWh. The upper stage has a head difference of 421 m without a surge tank between the Finstertal and Längental reservoirs connected by a 1.5 km long inclined concrete-lined penstock with a diameter of 4.4 to 4.0 m and a 265 m long steel-lined level section with a diameter of 3.0 m. The shaft power station at Kühtai is equipped with two pump turbines and uses a

arbeitsvermögen von 661 GWh war es damals das leistungsstärkste Wasserkraftwerk Österreichs. Der Triebwasserweg besteht aus einem 13 km langen Druckstollen mit 4,0 m Durchmesser, einem 1,6 km langen gepanzerten schrägen Druckschacht und einer anschließenden 300 m langen Flachstrecke mit einem Innendurchmesser von 2,85 bis 3,30 m. Am oberen Ende des Druckschachts befindet sich ein gedrosseltes Zwei-Kammer-Wasserschloss, dessen Ober- und Unterkammer durch einen Schrägschacht verbunden sind. Zwischen dem Speicher Gepatsch und dem frei stehenden Krafthaus Prutz ergibt sich eine maximale Rohfallhöhe von 895 m und somit ein dynamischer Bemessungsdruck von 100 bar. Die Ausbauwassermenge beträgt 52 m³/s. Die ersten 9,6 km des Druckstollens nach dem Speicher befinden sich im Ötztal-Kristallin, das zum Großteil aus festen Gneisen, Schiefergneisen und Amphiboliten besteht. Die restlichen 5,6 km des Triebwasserwegs und das Wasserschloss liegen in den Bündner Schiefern am Nordrand des Engadiner Fensters. Die Hauptgesteinsarten sind Kalkphyllite mit Einlagerungen von grünlichen ChloritSerizit-Phylliten, mit örtlichen Gips- bzw. Anhydritlagen, Dolomitschollen und Kalksandsteinen (Bunte Bündner Schiefer) im oberen Teil des Druckschachts mit dem Wasserschloss sowie Kalkschiefer (Graue Bündner Schiefer) im unteren Teil des Druckschachts und der Flachstrecke.

1.3 Kraftwerksgruppe Sellrain-Silz Die Kraftwerksgruppe Sellrain-Silz wurde in den Jahren 1977 bis 1981 errichtet und besteht aus einer Oberstufe zwischen dem Speicher Finstertal und dem Pumpspeicherkraftwerk Kühtai sowie einer Unterstufe zwischen dem Speicher Längental und dem Hochdruckkraftwerk in

Fig. 1. Typical High-Head Hydropower Scheme (HPP Sellrain-Silz) Bild 1. Schema einer typischen Hochgebirgskraftwerksanlage der Tiwag (Kraftwerksgruppe Sellrain-Silz)

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water flow of 80 m3/s to generate electricity with a power of 289 MW. The headrace to the lower stage uses a head of 1,257.5 m with a water quantity of 48.6 m³/s to generate 500 MW of electrical power. From the headrace intake, a short inclined shaft leads to the deepest point of the 4.6 km long pressure tunnel with a diameter of 3.3 m, which after passing the Hemerwald adit climbs again to the surge tank. The surge tank consists of a lower chamber, an inclined riser shaft and an upper chamber. Finally, the headwater runs down a 2.4 km long steel-lined penstock, which is inclined at more than 80 % and has a diameter of 2.4 to 2.7 m, and a 523 m long level section with a diameter of 2.2 m into the open-air power house at Silz with two Pelton turbine sets. The penstock of the upper stage is located in schistose gneiss and hornblende gneiss. The penstock of the lower stage passes through the Pirchkogel Massif, which is composed of alternating bands of muscovite granite gneiss, schistose gneiss and mica schist. The upper part of the penstock passes through schistose gneiss and mica schist, with the lower part being in biotite granite gneiss and the level section in heavily fractured mica schist.

1.4 Amlach river diversion station The Amlach power station was built by Tiwag in the years 1984 to 1989 on the River Drau. It uses a water flow of 20 m3/s and a head of 370 m to generate 60 MW of electricity with an annual production of 219 GWh. From the balancing reservoir at Tassenbach, the headrace runs along a 21.8 km long pressure tunnel with a diameter of 3.4 to 3.2 m to the surge tank. The fall to the powerhouse is down a 500 m long penstock inclined at 33° with a 490 m level section of 2.5 and 2.1 m diameter to the openair powerhouse at Amlach with two Francis turbines. The surge tank consists of an inclined shaft with integrated nozzle and an upper chamber 130 m long. The first 3.5 km of the pressure tunnel run through the schists of the Gailtaler crystalline, followed by limestones and dolomites of the Lienzer dolomites down to the powerhouse.

1.5 GKI diversion power station The Inn collaborative power station (GKI) being constructed between 2014 and 2018 uses a diversion of the River Inn in the area of the Tschlin (Switzerland) and Ried (Austria) councils. The water entering the headrace at the weir in Ovella flows to the open-air powerhouse in Ried. The headrace consists of a 23 km long pressure tunnel with an internal diameter of 5.80 m and a 360 m long steel-lined penstock with a short level section and an internal diameter of 3.80 m. Before the junction of the pressure tunnel into the penstock is a surge tank consisting of a vertical riser shaft and an upper chamber. Two Francis turbines are housed in the powerhouse of the GKI to generate electricity. With a water through flow of 75 m³/s and a head of 105 m, the power station has an installed capacity of 87 MW and can generate 407 GWh a year. The headrace is located entirely in the geological formation of the Engadin window, with the upper 22 km of the pressure tunnel in the grey Bündner schists. A section

Silz (Bild 1). Das Jahresarbeitsvermögen der Kraftwerksgruppe beträgt mit Wälzbetrieb 719 GWh. Die Oberstufe überwindet ohne Wasserschloss den Höhenunterschied von 421 m zwischen den beiden Speichern Finstertal und Längental durch einen 1,5 km langen mit Beton ausgekleideten schrägen Druckschacht mit 4,4 bis 4,0 m Durchmesser und einer 265 m langen gepanzerten Flachstrecke mit 3,0 m Durchmesser. Das Schachtkraftwerk Kühtai ist mit zwei Pumpturbinen ausgestattet und erzeugt bei einer Ausbauwassermenge von 80 m3/s elektrische Energie mit einer Leistung von 289 MW. Der Kraftabstieg der Unterstufe nutzt eine Fallhöhe von 1.257,5 m mit einer Ausbauwassermenge von 48,6 m³/s zur Erzeugung von 500 MW elektrischer Leistung. Vom Triebwassereinlauf führt ein kurzer Schrägschacht zum Tiefpunkt des 4,6 km langen Druckstollens mit einem Durchmesser von 3,3 m, der nach dem Fenster Hemerwald wieder bis zum Wasserschloss ansteigt. Das Wasserschloss besteht aus einer Unterkammer, dem schrägen Steigschacht und einer Oberkammer. Anschließend wird das Triebwasser über einen 2,4 km langen und 80 % geneigten gepanzerten Druckschacht mit einem Durchmesser von 2,4 bis 2,7 m und über eine 523 m lange Flachstrecke mit einem Durchmesser von 2,2 m ins frei stehende Krafthaus Silz mit zwei Peltonturbinensätzen geführt. Der Druckschacht der Oberstufe liegt im Schiefergneis und Hornblendegneis. Der Druckstollen der Unterstufe durchquert das Pirchkogelmassiv, das aus Wechsellagen von Muskovitgranitgneis, Schiefergneis und Glimmerschiefer aufgebaut ist. Der Druckschacht durchörtert im oberen Abschnitt Schiefergneis und Glimmerschiefer, im unteren Abschnitt Biotitgranitgneis und in der Flachstrecke stark zerlegten Glimmerschiefer.

1.4 Ausleitungskraftwerk Amlach Das Ausleitungskraftwerk Amlach wurde von der Tiwag in den Jahren 1984 bis 1989 an der Drau errichtet. Es erzeugt mit einer Ausbauwassermenge von 20 m3/s und einer Fallhöhe von 370 m elektrische Energie mit einer Leistung von 60 MW und einem Jahresarbeitsvermögen von 219 GWh. Vom Ausgleichsspeicher Tassenbach führt der Triebwasserweg über einen 21,8 km langen Druckstollen mit 3,4 bis 3,2 m Durchmesser zum Wasserschloss. Der weitere Kraftabstieg verläuft über einen 33° geneigten, 500 m langen Schrägschacht und eine 490 m lange Flachstrecke mit 2,5 bzw. 2,1 m Durchmesser zum frei stehenden Krafthaus Amlach mit zwei Francisturbinen. Das Wasserschloss besteht aus einem schrägen Schacht mit eingebauter Düse und einer 130 m langen Oberkammer. Der Druckstollen führt auf den ersten 3,5 km Länge durch die Schiefer des Gailtaler Kristallins und im Weiteren bis zum Krafthaus durch die Kalke und Dolomite der Lienzer Dolomiten.

1.5 Ausleitungskraftwerk GKI Das Gemeinschaftskraftwerk Inn (GKI) wird in den Jahren 2014 bis 2018 als Innausleitungskraftwerk im Bereich zwischen den Gemeinden Tschlin (Schweiz) und Ried (Österreich) errichtet. Das durch den Triebwassereinlauf bei der Wehranlage in Ovella eingezogene Wasser gelangt über

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about 1 km long from before the surge tank to the powerhouse lies in the coloured Bündner schists with gypsum content.

2 Unlined penstocks No unlined penstocks are in operation in the power stations of the Tiwag. During the construction of the Kaunertal power station, however, a trial was undertaken with an unlined section of headrace tunnel in largely stable Augen gneiss and schistose gneiss. This was then pressure tested to investigate the practicality of an unlined pressure tunnel. The section was divided into three parts separated from each other by concrete bulkheads. The inside of the 1,374 m section was pressurised through pipes, with a constantly increasing pressure for seven days up to a maximum of 12 bar. The internal pressure was held for seven days and then carefully released to zero over a period of 14 days. When the sealing bulkheads were removed, however, it was discovered that collapses had occurred in the tunnel crown in the schistose gneiss of the third partial section, which had partially been supported with shotcrete, and were of considerable extent. At one location, a cavity 10 m long and 8 m wide had been created with a height of 20 m above the tunnel axis when first seen, which then increased to 27 m in the course of the repair works. Altogether, more than 1,500 m³ of rock had collapsed into the tunnel. This had to be cleared and the resulting cavity supported and filled with concrete. The presumed cause was the maintenance of water pressure as the water was released affecting the partially loamy joint filling in the rock mass.

3 Lining with unreinforced formed concrete 3.1 Imst power station Most of the pressure tunnels of the Tiwag are at least lined with unreinforced formed concrete. In order that this system can seal adequately, systematic grouting (prestress or waterproofing grouting) is considered important. The pressure tunnels at the Imst power station were driven in a two-stage process with the enlargement of a pilot tunnel. In place of the then usual timber forepoling of the tunnel profile, the New Austrian Tunnelling Method was used for the first time in Austria, with shotcrete, rock bolts and steel arches to support the tunnel sides [1], [2]. After the completion of the tunnel drive, which had been associated with considerable geological difficulties, a concrete invert with a large water channel and a 20 to 40 cm thick inner lining was concreted using steel formwork and systematically grouted at the back through drilled holes. The pressure tunnel has now been in operation for 60 years without major repair works and shows scarcely any deterioration. In the carbonate section and also at some places in the quartz phyllite, however, considerable water quantities enter through the construction joints and through cracks, where the mixing of scale with the fines from the headrace water forms an accretion, which has led to a noticeable increase of friction losses since the start of operation. Worse damage occurred in 1987 at the intake from the Pitzbach diversion, which runs directly into the pressure tunnel. The damaged buried prestressed concrete pipe was re-

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den Triebwasserweg zum frei stehenden Krafthaus in Ried. Der Triebwasserweg besteht aus einem 23 km langen Druckstollen mit einem Innendurchmesser von 5,80 m und einem 360 m langen gepanzerten Schrägschacht mit kurzer Flachstrecke und einem Innendurchmesser von 3,80 m. Vor dem Übergang des Druckstollens in den Schrägschacht befindet sich ein Wasserschloss bestehend aus einem vertikalen Steigschacht und einer Oberkammer. Im Krafthaus des GKI sind zwei Francis-Maschinensätze zur Erzeugung von elektrischer Energie angeordnet. Mit dem Ausbaudurchfluss von 75 m³/s und der Fallhöhe von 105 m stehen eine Leistung von 87 MW und ein Jahresarbeitsvermögen von 407 GWh zur Verfügung. Der Triebwasserweg befindet sich vollständig in den geologischen Formationen des Engadiner Fensters, wobei die oberen 22 km des Druckstollens in den Grauen Bündner Schiefern liegen. Auf einer Strecke von ca. 1 km vor dem Wasserschloss bis zum Krafthaus liegt der Triebwasserweg in den Gips führenden Bunten Bündner Schiefern.

2 Unausgekleidete Druckstollen Bei den Kraftwerken der Tiwag ist kein unausgekleideter Druckstollen in Betrieb. Beim Bau des Kaunertalkraftwerks wurde aber der Versuch unternommen, eine unausgekleidete Teilstrecke des Triebwasserwegs im weitgehend standfesten Augengneis und Schiefergneis einer Druckprobe zu unterziehen, um die Ausführbarkeit eines unausgekleideten Druckstollens zu prüfen. Dabei wurde die Teilstrecke in drei Abschnitte unterteilt, die jeweils durch ein Betondruckschott voneinander getrennt waren. Über Rohrleitungen wurde der Innendruck der 1.374 m langen Teilstrecke über einen Zeitraum von sieben Tagen stetig erhöht, bis ein Maximaldruck von 12 bar erreicht war. Der Innendruck wurde sieben Tage lang gehalten und anschließend vorsichtig über einen Zeitraum von 14 Tagen wieder auf null reduziert. Bei der Beseitigung der Dichtschotten musste jedoch festgestellt werden, dass im Schiefergneis des dritten Abschnitts an fünf Stellen Verbrüche der teilweise mit Spritzbeton gesicherten Stollenfirste ausgelöst worden waren, die erhebliche Ausmaße annahmen. An einer Stelle entstand ein Hohlraum von 10 m Länge und 8 m Breite, der beim ersten Einblick eine Höhe von 20 m über Stollenachse hatte, die sich im Laufe der Sanierungsarbeiten auf 27 m vergrößerte. Insgesamt verlegten über 1.500 m³ Gestein den Stollen. Sie mussten beseitigt sowie die entstandenen Hohlräume gesichert und mit Beton verfüllt werden. Vermutete Ursache war der beim Abstau nachdrängende Wasserdruck in Kombination mit den teils lehmigen Kluftfüllungen des Gebirges.

3 Auskleidung mit unbewehrtem Schalbeton 3.1 Kraftwerk Imst Die meisten Druckstollen der Tiwag sind zumindest mit unbewehrtem Schalbeton ausgekleidet. Damit dieses Auskleidungssystem ausreichende Dichtheit erlangt, wird auf eine systematische Injektion (Vorspann- und/oder Abdichtungsinjektion) großer Wert gelegt. Der Druckstollen des Kraftwerks Imst wurde in einem zweistufigen Prozess über Aufweitung eines Pilotstollens vorgetrieben. Dabei kamen in Österreich erstmals statt der damals üblichen Holzpfän-


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paired with a GRP inner liner. When however due to a mistake during the loading test, the valve installed there caused a pressure surge and damaged the concrete lining of the diversion tunnel, the cracked tunnel lining had to be repaired by resin grouting of the cracks. In the lower chamber of the differential surge tank, sediments collect, which are noticed at the regular inspections but do not impair operation.

3.2 Kaunertal power station In the pressure tunnel of the Kaunertal power station, the entire tunnel was lined with formed concrete after the unsuccessful trial of an unlined section presented in Chapter 2. In order to be able to demonstrate adequate success of grouting in the Bündner schists of the Engadin window, which are considered difficult for grouting, an interface grouting process was developed on this Tiwag project and carried out in the Feichten – Burgschrofen section along a length of about 3 km [7]. In this process, the interface between concrete lining and rock mass (or between concrete lining and shotcrete support) is grouted with cement suspension through manchette grouting tubes provided systematically around the tunnel perimeter. This causes a defined compression of the inner lining and prestresses the concrete, which is intended to keep the concrete free of cracking even under operational pressure. The remaining ca. 10 km long tunnel section in the Ötztal crystalline was

dung des Stollenprofils Elemente der Neuen Österreichischen Tunnelbauweise wie Spritzbeton, Felsnägel und Stahlbögen zur Sicherung der Stollenlaibung zum Einsatz [1], [2]. Nach Fertigstellung des Vortriebs, der mit erheblichen geologischen Schwierigkeiten verbunden war, wurde eine Betonsohle mit großem Wassergraben sowie eine 20 bis 40 cm dicke Innenschale mittels Stahlschalungen eingebaut und systematisch mit Bohrlochinjektionen hinterpresst. Der Druckstollen ist seit 60 Jahren ohne größere Reparaturmaßnahmen in Betrieb und zeigt kaum Verschleißerscheinungen. In der Karbonatstrecke und stellenweise auch im Quarzphyllit treten jedoch an Blockfugen und durch Rissbildung größere Wassermengen ein, die durch eine Vermengung von Sinter mit den Feinteilen aus dem Triebwasser eine Ablagerung bilden, die den Reibungsverlust seit Inbetriebnahme merklich ansteigen ließ. Ein größerer Schaden trat im Jahre 1987 an der Einleitung des Pitzbaches ein, die direkt in den Druckstollen mündet. Die beschädigte erdverlegte Spannbetonleitung wurde mit einem GFK-Inliner saniert. Als jedoch durch einen Fehler bei Lastfalltests durch den erzeugten Druckstoß mit der dort eingebauten Drosselklappe die Betonauskleidung im Überleitungsstollen beschädigt wurde, musste auch noch die gerissene Betonschale des Stollens mittels einer Kunstharzinjektion im Rissbereich saniert werden. In der Unterkammer des Differenzialwasserschlosses sammeln sich Anlandungen, die bei den regelmäßigen Inspektionen zwar auffallen, aber nicht zu einer Beeinträchtigung des Betriebs führen.


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systematically grouted conventionally through drilled holes. This section shows on inspection considerable water ingress through cracks in the lining and the construction joints. The section that was grouted using the Tiwag prestress process is indeed in a rock mass zone with lower permeability but the tunnel lining seems noticeably more watertight here, and only water jets of the thickness of a lead emerge at high pressure from the concrete. It is noticeable that calcareous aggregates, which had been included in the concrete mixes in some sections, have been dissolved to a depth of about 5 cm in places by the aggressive glacier water after 50 years of operation. Drilled cores show that the lining concrete is still bonded solid to the support shotcrete and a great increase of concrete strength was also measured, so the attack has not had an effect on the structural stability.

3.3 Amlach power station The first 1.6 km from the intake of the Amlach power station pressure tunnel was excavated by roadheader. It was lined with concrete, which is supported on the precast concrete elements installed in the invert as the tunnel advanced and grouted with the Tiwag interface grouting process. During inspections, similar scaling has been detected to that at the Imst power station. In the section excavated by drilling and blasting, this occurs predominantly along the radial cracks, which are located at regular in-

3.2 Kaunertalkraftwerk Beim Druckstollen des Kaunertalkraftwerks wurde nach dem gescheiterten Versuch in der unausgekleideten Teilstrecke der gesamte Druckstollen mit Schalbeton ausgekleidet (siehe Kapitel 2). Um in den Bündner Schiefern des Engadiner Fensters, die als schwer injizierbar gelten, einen ausreichenden Injektionserfolg nachweisen zu können, wurde bei diesem Projekt das Tiwag-Spaltinjektionsverfahren entwickelt und im Abschnitt Feichten – Burgschrofen auf einer Länge von ca. 3 km ausgeführt [7]. Bei diesem Verfahren wird der Spalt zwischen Betonauskleidung und Gebirge (oder zwischen Betonauskleidung und Spritzbetonsicherung) durch eine systematische Anordnung von am Stollenumfang verlegten Manschetteninjektionsschläuchen mit Zementsuspension verpresst. Dabei wird über eine definierte Verformung der Innenschale eine Vorspannung des Betons erzielt, die auch bei Betriebsdruck eine rissfreie Oberfläche garantieren soll. Die restliche ca. 10 km lange Stollenstrecke im Ötztal-Kristallin wurde mit herkömmlichen Bohrlochinjektionen systematisch injiziert. Sie zeigt bei Inspektionen bereichsweise erhebliche Wasserzutritte durch Risse in der Auskleidung und den Betonierfugen. Die Teilstrecke, die mit dem Tiwag-Vorspannverfahren injiziert wurde, liegt zwar in einem Gebirgsbereich von geringerer Durchlässigkeit, aber auch die Tunnelschale ist hier offensichtlich dichter, und es treten nur vereinzelt bleistiftminendicke Wasserstrahlen mit hohem Druck durch den Beton. Auffällig ist, dass kalkhaltige Zuschläge, die in Teilabschnitten dem Auskleidungsbeton zugemischt wurden, nach einer Betriebszeit von 50 Jahren durch das aggressive Gletscherwasser stellenweise bis zu einer Tiefe von ca. 5 cm ausgelöst wurden. Da Bohrkernproben zufolge der Auskleidungsbeton fest mit dem Sicherungsspritzbeton verbunden ist und zudem eine starke Erhöhung der Betonfestigkeit gemessen wurde, ist ein Einfluss auf die Standsicherheit durch die Abnutzung aber nicht gegeben.

3.3 Kraftwerk Amlach

Fig. 2. Pressure relief pipes in the headrace tunnel (HPP Sellrain-Silz) Bild 2. Einleitung von Bergwasser in betonausgekleideten Druckstollen (KW Sellrain-Silz)

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Der Druckstollen des Kraftwerks Amlach wurde bis auf die ersten 1,6 km nach dem Einlauf im Fräsvortrieb ausgebrochen. Er wurde mit einer Betonschale ausgekleidet, die sich an den im Vortrieb versetzten Sohlfertigteilen abstützt, und mit dem Tiwag-Spaltinjektionsverfahren hinterpresst. Bei Begehungen sind ähnliche Aussinterungen wie beim Druckstollen des Kraftwerks Imst festzustellen. In der im Sprengvortrieb ausgebrochenen Teilstrecke treten diese vorwiegend entlang von Radialrissen auf, die sich in regelmäßigen Abständen von 3 m möglicherweise mit der Lage der Ringschläuche für die Vorspanninjektion decken. Stellenweise sind auch beim Druckstollen Amlach erhöhte Wassereintritte anzutreffen, die insbesondere am Ende der Folienstrecken und bei dokumentierten Störungen lokal Spitzenwerte von ca. 5 l/s erreichen. Kurz nach der Inbetriebnahme 1989 traten an mehreren Stellen Sohlhebungen infolge des starken Bergwasserdrucks auf, die mit Ankern und Entlastungsbohrungen saniert werden konnten. Seither sind keine weiteren Schadstellen im Druckstollen hinzugekommen.


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tervals of 3 m and probably coincide with the ring hoses for the prestress grouting. More severe water ingress also occurs in places in the Amlach pressure tunnel, and can reach local quantities of about 5 l/s, particularly at the end of the membrane section and where faults were documented. Shortly after being put into operation in 1989, invert heaving occurred at several locations due to the high formation water pressure, which was repaired with rock bolts and relief drilling. Since then, no further damage has occurred in the pressure tunnel.

3.4 Sellrain-Silz power station group The pressure tunnel of the lower stage of the Sellrain-Silz power station group was also excavated by roadheader, lined with formed concrete and grouted with the Tiwag interface grouting process. Apart from some water ingress, which is concentrated at a fault with several relief drillings, the tunnel is still in very good condition (Fig. 2). What is noticeable here as well is some solution of calcareous aggregates by the glacier water, which has a disadvantageous effect on the smoothness of the steel-formed concrete surface. At the Sellrain-Silz power station group, the penstock of the upper stage is also lined with an unreinforced concrete lining. The penstock is exposed to a high dynamic loading of up to 80 bar. It was therefore prestressed with the Tiwag interface grouting process with a high pressure of 50 bar in order to maintain the lining in a largely uncracked state. During inspections, diagonal and longitudinal cracks have been detected in the lower third of the penstock and in the level section, which is not steel-lined but membrane waterproofed. This situation has, however, not changed since the first filling. This fact and the consistently very small water loss of 1.6 to 3 l/s along 1.5 km of penstock length, which is measured by regular leak checks, enable safe continued operation.

Fig. 3. Transition from the concrete-lined tunnel section backed with a waterproofing membrane to the steel-lined section in the lower surge chamber (HPP Sellrain-Silz) Bild 3. Übergang der Betonauskleidung mit Dichtfolie zur Panzerung in der Wasserschlossunterkammer (KW SellrainSilz)

3.4 Kraftwerksgruppe Sellrain-Silz Der Druckstollen der Unterstufe der Kraftwerksgruppe Sellrain-Silz wurde ebenfalls im Fräsvortrieb ausgebrochen, mit Schalbeton ausgekleidet und mit dem TiwagSpaltinjektionsverfahren hinterpresst. Von einigen Wassereintritten abgesehen, die sich an einer Störung mit mehreren Entlastungsbohrungen konzentrieren, befindet sich der Stollen in sehr gutem Zustand (Bild 2). Auffällig ist auch hier das stellenweise Lösen von kalkhaltigen Zuschlagstoffen durch das Gletscherwasser, das die Glattheit der stahlgeschalten Betonoberfläche im Sohlbereich nachteilig beeinflusst. Bei der Kraftwerksgruppe Sellrain-Silz ist auch der Druckschacht der Oberstufe mit einer unbewehrten Betonschale ausgekleidet. Der Druckschacht ist einer hohen dynamischen Beanspruchung von bis zu 80 bar ausgesetzt. Er wurde daher auch mit einem hohen Druck bis zu 50 bar mit dem Tiwag-Spaltinjektionsverfahren vorgespannt, um die Auskleidung in weitgehend ungerissenem Zustand zu erhalten. Bei Begehungen wurden im unteren Drittel des Schachts und im ungepanzerten, jedoch mit Folie abgedichteten Teil der Flachstrecke Diagonal- und Längsrisse festgestellt, die aber seit der Erstbefüllung keine Veränderung mehr aufweisen. Dieser Umstand und ein konstanter sehr geringer Wasserverlust von 1,6 bis 3 l/s auf 1,5 km Druckschachtlänge, der bei den regelmäßigen Dichtheitskontrollen gemessen wird, ermöglichen die sichere Betriebsführung.

4 Schalbetonauskleidung mit Dichtfolie Im Druckstollenbau kommt die Dichtfolie insbesondere in den Übergangsbereichen vom betonausgekleideten Druckstollen zu gepanzerten Strecken zur Anwendung. Auch bei der Durchquerung von größeren Störzonen mit hohem Wasserandrang findet die Betonauskleidung mit Dichtfolie häufig Anwendung. Beim Bau des Kraftwerks Sellrain-Silz wurden von der Tiwag erstmals 3 mm dicke Dichtfolien aus PVC eingesetzt. Vor dem Einsatz wurden in umfangreichen Versuchsreihen die Dauerhaftigkeit und das Rissüberbrückungsvermögen verschiedener Produkte von der Tiwag getestet. Schließlich wurde auch das Spaltinjektionsverfahren für den Einsatz mit Dichtfolie weiterentwickelt. Die mit Beton und Dichtfolie ausgekleidete Wasserschlossunterkammer der Unterstufe (KW Silz) zeigt auch heute noch keine einzige Feuchtstelle. Die Flanschanschlüsse zur gepanzerten Düse und zum gepanzerten Anschluss an den Druckstollen sind dauerhaft dicht (Bild 3). Ebenso sind die betonausgekleideten Ein-/Auslaufschächte des Schachtkraftwerks Kühtai am Speicher Längental mit Dichtfolie abgedichtet und zeigen keine Undichtigkeit. In der Flachstrecke des Druckschachts der Oberstufe (KW Kühtai) wurden vermutlich bereits beim Bau die Folienstrecke und der Anschluss der Folie an die dünnwandige Panzerung mit Betoninnenring beschädigt. Es treten Undichtigkeiten auf, die bei entleertem Schacht zu Wassereintritten von ca. 4 l/s führen. Eine Stelle musste nach 30 Jahren Betrieb saniert werden, nachdem ein ca. 30 × 70 cm² großes Stück in der Betonschale auszubrechen drohte. Beim Druckstollen des Kraftwerks Amlach wurde eine Großstörung durchörtert, die den Fräsvortrieb für elf

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4 Formed concrete lining with waterproofing membrane In the construction of pressure tunnels, waterproofing membranes are used particularly at the transitions of concrete-lined pressure tunnels to steel-lined sections. Concrete lining with waterproofing membrane is also often used where the tunnel passes through larger fault zones with high water ingress. PVC waterproofing membrane 3 mm thick was used for the first time by Tiwag during the construction of the Sellrain-Silz power station. Before it was used, Tiwag carried out an extensive series of tests to investigate the durability and ability to bridge cracks of various products. Finally, the interface grouting process was developed further for use with membrane waterproofing. The lower chamber of the surge tank at Silz, which is lined with concrete with a waterproofing membrane, still does not show any leaks today. The flanged connections to the steel-lined nozzle and to the steel-lined junction with the pressure tunnel are permanently watertight (Fig. 3). The concrete-lined intake/discharge shafts of the shaft power station at Kühtai at the Längental reservoir are also waterproofed with membrane and do not show any leaks. In the level section of the penstock of the upper stage (Kühtai), the membrane section and the connection of the membrane to the thin-walled lining with a concrete inner ring were presumably damaged during construction. There are leaks, which lead to water inflow of about 4 l/s when the penstock is emptied. One location had to be repaired after 30 years of operation because a 30 × 70 cm² piece looked likely to break out of the concrete lining. The pressure tunnel of the Amlach power station was driven through a large fault, which stopped the roadheader drive for eleven months. This approx. 250 m long section was sealed with waterproofing membrane and a concrete lining. In order to achieve the required prestress with the Tiwag interface grouting process, a bearing had to be formed in the highly softened rock mass (karst filling) with a heavily reinforced outer shotcrete layer. During inspections, this section was found to be watertight. Water ingress from the construction joints was only detected at the transition to the concrete-lined part without membrane.

5 Thin-walled lining with concrete inner ring At the Kaunertal power station, a thin-walled (not pressure-resistant) steel lining was used for waterproofing like a membrane. This lining consists of 5 mm thick steel sheet, which is welded on site on to steel ribs and then concreted in. The lower chamber of the surge tank and an 800 m long section of the pressure tunnel were lined in this way. In the first years of operation, the section leaked repeatedly. The leaks could generally be detected from a long-term rise of the seepage water in the adit and localised and repaired in good time. In 1982, however, a repeat crack at an already repaired location led to a collapse of the surge tank when the station had to be shut down for a short time. This section of concrete lining with thinwalled lining was then replaced with a pressure-resistant internal lining and the collapsed area was grouted. Since that time, Tiwag has only continued to use thinwalled lining, which can resist internal pressure and with

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Fig. 4. Steel penstock lined with concrete (HPP Amlach) Bild 4. Gepanzerte Flachstrecke mit Betoninnenring (KW Amlach)

Monate zum Stehen brachte. Diese ca. 250 m lange Strecke wurde mit Dichtfolie und Betonauskleidung abgedichtet. Zum Erreichen der Vorspannung mit dem Tiwag-Spaltinjektionsverfahren musste im stark aufgeweichten Gebirge (Karstfüllung) ein Widerlager mittels einer stark bewehrten äußeren Spritzbetonschale geschaffen werden. Bei Begehungen zeigt sich dieser Teilabschnitt dicht. Lediglich in den Randbereichen wurden am Übergang zum betonausgekleideten Teil Wasserzutritte an den Blockfugen vorgefunden.

5 Dünnwandige Panzerung mit Betoninnenring Beim Kaunertalkraftwerk wurde die dünnwandige (nicht druckhaltende) Panzerung als Abdichtungsmaßnahme wie eine Dichtfolie eingesetzt. Diese Panzerung besteht aus Stahlblechen mit 5 mm Dicke, die mithilfe von Leerbögen vor Ort geschweißt und einbetoniert wurden. Mit diesem System wurden die Wasserschlossunterkammer und ein 800 m langer Abschnitt des Druckstollens ausgekleidet. In den ersten Jahren des Betriebs wiesen diese Anlagenteile wiederholt Undichtigkeiten auf. Im Allgemeinen konnten diese Undichtigkeiten über einen langfristigen Anstieg der Sickerwässer im Fensterstollen beobachtet und rechtzeitig lokalisiert und saniert werden. 1982 kam es jedoch wegen eines erneuten Risses an einer bereits sanierten Stelle zum Verbruch des Wasserschlosses beim kurzfristigen Abschalten der Anlage. Daraufhin wurden in diesem Bereich die Betonauskleidung mit dünnwandiger Panzerung durch eine druckhaltende innenliegende Panzerung ersetzt und der Verbruchbereich mittels Injektion verpresst. Seit dieser Zeit werden von der Tiwag nur noch die dünnwandigen Panzerungen eingesetzt, die dem Innendruck standhalten und zur Aufnahme des Außendrucks eine Betoninnenschale erhalten (Bild 4). 1964 wurden beim Wasserschlosssteigschacht des Kaunertalkraftwerks und später bei den Druckschächten des Kraftwerks SellrainSilz/Unterstufe und des Kraftwerks Amlach erstmals dünnwandige Panzerrohre mit 10 bis 16 mm Wandstärke und bis zu 3 m Außendurchmesser vorgefertigt und mitsamt der Betoninnenschale eingebaut. Die Bleche wurden


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a concrete inner lining to resist the external pressure (Fig. 4). In 1964, thin-walled lining pipes with a wall thickness of 10 to 16 mm and up to 3 m outside diameter were prefabricated and installed for the first time with a concrete inner lining in the surge tank riser shaft of the Kaunertal power station and later also for the penstocks of the Sellrain-Silz lower stage and the Amlach power station. The steel sheet was rolled at the works, welded to form 5 m long pipe sections, stood a fabrication pit and an inner lining of B400 concrete (corresponding to the current C30/37 according to ÖN B 1992) was installed. A welding zone about 20 cm wide was left free at each end of the pipe section for welding. After installation and concreting behind the pipe sections in the shaft, these thin strips 40 cm wide were filled using full-round formwork and shrinkage-compensated mortar. The subsequent grouting of the interface to the lining was injected through 3/ ′′ steel manchette grouting pipes, which were laid along 8 the outer wall of the pipe. The concrete lining inside the lining not only safely resists external water pressure when the penstock is emptied but also provides permanent and economic corrosion protection. During the regular inspections of the system, only minor damage, water seepage and wear has been discovered to this type of lining. In the upper part of the penstock of the lower stage of the Sellrain-Silz power station, two cavities were discovered in the concrete, which extended to the thin-walled lining, and four locations with extensive erosion of the sur-

Fig. 5. Steel level section of the penstock at Kühtai (HPP Sellrain-Silz, upper section) Bild 5. Gepanzerte Flachstrecke des Druckschachts Kühtai (KW Sellrain-Silz Oberstufe)

im Werk gerollt, zu 5 m langen Rohrschüssen verschweißt und stehend in einer Grube mit der Innenschale aus Beton B400 (entspricht einem heutigen C30/37 lt. ÖN B 1992) versehen. An jedem Ende des Rohrschusses blieb für die Montagerundnaht eine ca. 20 cm breite Schweißzone frei. Nach dem Einbau und dem Hinterbetonieren


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face of the concrete inner ring, which required repair. For the new surge tank lower chamber of the Kaunertal power station, where this type of lining was also provided, the concrete inner lining had to be placed on site with fullround formwork due to the size of the pipe with an internal diameter of 5.5 m and the associated transport difficulties.

6 Internal steel lining Tiwag prefers the use of plain pipes (without stiffening rings or dowels) for the lining of penstocks. An extensive programme of grouting behind the lining can then create uniform bedding conditions and thus avoid irregularities, which can negatively affect the load-bearing behaviour (Fig. 5). The penstock of the Kaunertal power station with its diameter of about 3 m and an operating pressure of about 100 bar is one of the most highly loaded penstocks belonging to Tiwag. Due to its shallow location and the unfavourable ground conditions, the entire penstock was lined with steel. For design purposes, a contribution from the rock mass was assumed [8], as is usual in Austria, and the authority specified for the plain pipe a permissible steel stress (σd) of 58 % of the yield limit (σy). For the selection of material, high elasticity was considered important in addition to high strength. The yield strain of the selected hydraulic construction steel Aldur 58 is thus more than ten percent. Since the penstock however is exposed to heavy loading from a ground movement discovered in the 1980s, it is being replaced with a new penstock with 4.3 m diameter and a new alignment. This new construction was started in 2012 and will be completed by 2016. In order to design to resist internal pressure economically, penstock construction has increasingly used highstrength steels in recent decades. The high strength is, however, often achieved at the cost of the deformability, which can have an unfavourable effect on the brittle behaviour of the material. Neither the codes nor the usual design concepts adequately cover the requirements for such a highly loaded system as the Kaunertal power station, so the following additional requirements have been

der Rohrschüsse im Schacht wurden diese schmalen Streifen von 40 cm Breite mithilfe einer Full-Round-Schalung und schwindkompensiertem Mörtel verschlossen. Die abschließende Spaltinjektion der Panzerung wurde über 3/ ′′-Manschetteninjektionsleitungen aus Stahl, die ent8 lang der äußeren Rohrwand verlegt wurden, ausgeführt. Die Betonschale innerhalb der Panzerung nimmt nicht nur den Außenwasserdruck bei Entleeren der Anlage sicher auf, sondern sorgt auch für einen dauerhaften und wirtschaftlichen Korrosionsschutz. Bei den regelmäßigen Begehungen der Anlagen wurden nur wenige Beschädigungen, Wassereintritte oder Abnutzungserscheinungen bei diesem Auskleidungstyp festgestellt. Im oberen Abschnitt des Druckschachts der Unterstufe des Kraftwerks Sellrain-Silz wurden zwei Betonlunker festgestellt, die bis auf die dünnwandige Panzerung reichten, ebenso vier Stellen mit flächenhaftem Abtrag der Oberfläche des Betoninnenrings, die eine Sanierung erforderten. Für die neue Wasserschlossunterkammer des Kaunertalkraftwerks, bei der ebenfalls dieser Auskleidungstyp vorgesehen war, musste aufgrund der Größe des Rohres mit einem Außendurchmesser von 5,5 m und den damit verbundenen Transportschwierigkeiten, die Innenschale aus Beton mit einer Full-Round-Schalung vor Ort eingebaut werden.

6 Innenliegende Stahlpanzerungen Bei der Tiwag werden für Panzerungen von Druckschächten bevorzugt glatte Rohre (ohne Aussteifungsringe oder Dübel) eingesetzt, da mithilfe eines umfangreichen Injektionsprogramms an der Rückseite der Panzerung gleichmäßige Bettungsverhältnisse erzeugt und damit Unstetigkeiten, die das Tragverhalten negativ beeinflussen, vermieden werden (Bild 5). Der Druckschacht des Kaunertalkraftwerks zählt mit seinem Durchmesser von ca. 3 m und einem Betriebsdruck von ca. 100 bar zu den am höchsten beanspruchten Druckschächten der Tiwag. Aufgrund seiner oberflächennahen Trasse und der ungünstigen Gebirgseigenschaften wurde der gesamte Schacht mit einer Stahlpanzerung ausgekleidet. Bei der Bemessung wurde, wie in Österreich üblich, die

Fig. 6. Rock mass contribution to bearing the internal pressure in the penstock, measured with and without interface grouting (HPP Kaunertal) Bild 6. Gemessene Gebirgsmitwirkung mit und ohne Spaltinjektion bei der Füllprobe (KW Kaunertal)

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Fig. 7. Measured longitudinal deformation in an anchored plain steel pipe emerging from rock (HPP Kaunertal) Bild 7. Gemessene Längsdehnung des glatten Rohres beim Austritt aus dem Gebirge (KW Kaunertal)

formulated by the Tiwag: – Design with assitance from the rock mass and the classic stress verifications (σd = 0.6 σy) for a plain pipe, in which case a value of 90 % of the yield strain must not be exceeded, without considering the contribution of the rock mass. – Limitation of the tension strength of the basic material in order to ensure a high-strength weld seam (“overmatching”). In this way, the extension of the entire pipe can be mobilised in case of local plastification, which does not remain concentrated in the weld seam. – Verification of a certain crack toughness, in a material test as well as through calculations [10]. The crack toughness is selected so that the presence of an imperfection, which just does not have to be repaired according to the code, cannot precipitate a failure during the lifetime of the structure. – 100 % weld seam testing, both in the classic way with UT (Ultrasound) and also with the more modern TOFD or Phased Array process. – Extended preliminary testing of permissible welding processes, including consideration of the construction element size and an unfavourable position of the weld. For the penstock of the Kaunertal power station, a special thermo-mechanically processed fine steel S 580/820 M (min. yield strength/max. tensile strength) was developed

Gebirgsmitwirkung beim Spannungsnachweis berücksichtigt [8], und von der Behörde wurde für glatte Rohre eine zulässige Stahlspannung (σd) von 58 % der Streckgrenze (σy) vorgeschrieben. Bei der Werkstoffwahl wurde neben einer hohen Festigkeit auch großer Wert auf die Dehnfähigkeit gelegt. Die Bruchdehnung liegt daher beim ausgewählten Wasserbaustahl Aldur 58 im zweistelligen Prozentbereich. Da der Druckschacht jedoch durch eine in den 1980er-Jahren entdeckte Bodenbewegung sehr starken Beanspruchungen ausgesetzt ist, wird dieser durch einen neuen Schacht mit 4,3 m Durchmesser und neuer Trassenführung ersetzt. Dieser Neubau wurde 2012 begonnen und wird bis 2016 fertiggestellt sein. Um auch bei hohem Innendruck wirtschaftlich planen zu können, wurden im letzten Jahrzehnt im Druckschachtbau vermehrt hochfeste Stahlwerkstoffe eingesetzt. Die hohe Festigkeit wird aber auf Kosten des Dehnvermögens erzielt, was das Sprödbruchverhalten eines solchen Werkstoffs ungünstig beeinflussen kann. Weder in den Normen noch in den üblichen Bemessungskonzepten sind die Anforderungen für eine so hoch beanspruchte Anlage wie das Kaunertalkraftwerk ausreichend erfasst. Daher wurden folgende zusätzliche Anforderungen von der Tiwag formuliert: – Bemessung mit Gebirgsmitwirkung und den klassischen Spannungsnachweisen (σd = 0,6 σy) am glatten Rohr, wobei ein Wert von 90 % der Dehngrenze auch ohne Gebirgsmitwirkung nicht überschritten werden darf.

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based on these requirements and used in most of the penstock. It proved to be a great challenge to make sure the strength of the weld seam exceeded that of the steel plate and this was ensured by testing each batch or evaluating individual cases. The design, assuming a contribution from the rock mass, made use of a deformation modulus for the rock mass, which had been determined at points using the Tiwag radial press [9]. Rock strain measurements were also carried out during the drive above the gripper shoes of the tunnel boring machine in order to be able to determine the qualitative distribution of the rock strength along the length of the shaft. Since the deformation modulus determined with the radial press differs considerably from that from the rock strain measurements using the grippers, only relative qualities can be evaluated. For the design concept being used, only rock with a stiffness < 4,000 MPa is relevant for design purposes, since otherwise the observation of the 90 % strain limit for the steel pipe without the rock mass would have been decisive and no advantage from higher rock mass stiffness been allowed. For the existing level section, the contribution of the rock mass was verified with strain measurement strips during the trial filling (Fig. 6). At the first filling (loading 1), a deformation modulus Vf* of the rock mass of 4,000 MPa was calculated from the deformation of the overall pipe at 95 bar internal pressure. For loading 2, a gap of about 0.03 % of pipe strain could be measured and then a higher rock mass stiffness, until finally the same overall deformation as the first loading was reached. After the grouting of the interface at 40 bar, a permanent compression stress was measured in the pipe. On refilling (loading 3 with prestress), considerably less pipe deformation without temperature gap and a higher rock mass stiffness of Vf* = 10,000 MPa were registered. In the diagram (Fig. 6), the working curve for loading 3 is also entered without prestress, in order to make the comparison with the deformation modulus of the rock mass easier to recognise. Another particular challenge was the design of the branch pieces and special components for the new system. As a first step, these were simulated with a finite element model (FEM) for a trial filling, unsupported and fully covered. A further FEM calculation for the state of bedding in rock was more difficult, so the finding of a model for bedding, friction and bearing led to a considerable amount of (discussion and) work. Another point for discussion is the modelling of anchorage lengths into the rock where a pipe emerges at the surface. Near the valves installed in the headrace tunnel to prevent unintended emptying of the reservoir, the transition from the free pipe to the concrete lining is constructed with steel lining for a length of 20 m at Tiwag power stations. In the steel-lined transition zone is a tapered widening to the larger diameter of the concrete lining, which also serves to anchor the compression forces from the cover. Where the pipe emerges from the rock mass, no shear rings are provided except in special cases, since it has already been demonstrated by measurements at the Kaunertal power station that, assuming an intensive grouting campaign, the compression from the cover is already transferred into the rock mass by friction after two pipe diameters (Fig. 7). In two special cases – at the Kühtai shaft pow-

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– Beschränkung der Zugfestigkeit des Grundwerkstoffs, um eine höherfeste Schweißnaht sicherzustellen („Overmatching“). So kann im Falle eines lokalen Plastifizierens das Dehnvermögen des gesamten Rohrs mobilisiert werden und bleibt nicht nur auf die Schweißnaht begrenzt. – Nachweis einer bestimmten Risszähigkeit sowohl im Eignungsversuch als auch über Berechnungen [10]. Die Risszähigkeit wird so gewählt, dass eine vorhandene Imperfektion, die lt. Norm gerade nicht mehr repariert werden muss, während der Lebensdauer des Bauwerks kein Versagen auslösen kann. – 100 % Schweißnahtprüfung sowohl klassisch mit UT (Ultraschall) als auch mit den moderneren TOFD- oder Phased-Array-Verfahren. – Erweiterte Eignungsprüfung für die zulässigen Schweißverfahren, die Bauteilgröße und ungünstigste Schweißposition mit einbezieht. Für den neuen Druckschacht des Kaunertalkraftwerks wurde auf Grundlage dieser Anforderungen ein eigener thermomechanisch bearbeiteter Feinkornstahl S 580/ 820 M (min. Dehngrenze/max. Zugfestigkeit) entwickelt, der im Großteil des Druckschachts eingesetzt wurde. Das gesicherte Übertreffen der Zugfestigkeit des Blechwerkstoffs durch das Schweißgut stellte eine große Herausforderung dar und wurde durch eine Chargenprüfung oder Bewertung im Einzelfall sichergestellt. Die Bemessung mit Gebirgsmitwirkung erfolgte auf Grundlage eines Verformungsmoduls für das Gebirge, der seinerzeit punktweise mit der Tiwag-Radialpresse [9] ermittelt wurde. Zusätzlich wurden Felsdehnungsmessungen während des Vortriebs über die Gripperplatten der Tunnelbohrmaschine ausgeführt, um die qualitative Verteilung der Gebirgssteifigkeit über die Schachtlänge feststellen zu können. Da der mit der Radialpresse ermittelte Verformungsmodul von der Felsdehnungsmessung über die Gripper erheblich abweicht, können nur relative Größen zur Bewertung herangezogen werden. Beim vorliegenden Bemessungskonzept war nur ein Gebirge mit einer Steifigkeit < 4.000 MPa bemessungsrelevant, da andernfalls die Beachtung der 90 %-Dehngrenze des Stahlrohrs ohne Gebirge maßgeblich wird und somit Vorteile einer höheren Gebirgssteifigkeit nicht zulässig wären. Bei der bestehenden Flachstrecke wurde die Gebirgsmitwirkung bei der Füllprobe mit Dehnmessstreifen nachgewiesen (Bild 6). Hier wurde bei der Erstbefüllung (Belastung 1) ein Verformungsmodul Vf* des Gebirges über die Gesamtrohrverformung bei 95 bar Innendruck von 4.000 MPa errechnet. Bei Belastung 2 konnte ein Spalt von ca. 0,03 % Rohrdehnung und anschließend eine höhere Gebirgssteifigkeit gemessen werden, bis schließlich die gleiche Gesamtverformung wie bei der Erstbelastung erreicht war. Nach der Spaltinjektion mit 40 bar wurde eine verbleibende Druckvorspannung im Rohr gemessen. Bei der Wiederbefüllung (Belastung 3 mit Vorspannung) wurden eine wesentlich geringere Rohrverformung ohne Temperaturspalt und eine höhere Gebirgssteifigkeit von Vf* = 10.000 MPa registriert. Im Diagramm (Bild 6) ist zusätzlich die Arbeitslinie der Belastung 3 auch ohne Vorspannung eingetragen, um den Vergleich mit dem Verformungsmodul des Gebirges leichter zu erkennen.


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er station (Sellrain-Silz upper stage) and the highly loaded lower stage of the Sellrain-Silz power station – the end of the steel-lined level section was concreted during a pressure test for the penstock and thus prestressed between two massive shear rings in order to completely avoid longitudinal deformation from power station operation. Corrosion protection of the steel lining always provides problems. Older products containing lead have to be disposed of expensively. And finally, the paint on the steel lining at the Sellrain-Silz power station group had to be renewed as part of the major overhaul after ten years of operation because the coating was severely damaged by the formation of bubbles.

7 Lining with precast concrete elements There are no headrace tunnels with complete segment linings currently in operation at any Tiwag power station, but a lining with precast elements is planned for the pressure tunnel at the GKI diversion power station, which is currently under construction. During the construction of the new penstock for the Kaunertal power station, good experience was gained with segment lining, although this only served to support the rock mass since a steel lining is installed inside the precast elements. The hexagonal precast concrete elements are provided with foam rubber gaskets and backfilled with annular gap grout, which provides an exceptionally good seal against external pressure for the subsequent grouting of the rock mass through drilled holes. Some instances of spalling did, however, occur during installation due to the brittle concrete with a compression strength of 50 Mpa, which was not too serious on this project since they are concreted behind the steel lining. In the pressure tunnel of the existing Amlach power station, precast invert segments with a water channel were installed as the tunnel was driven. In general, these form a reliable joint with the concreted inner lining and the longitudinal joints are found to be largely watertight on inspection due to the prestress grouting. At some locations under high pressure, it is rather the ring joints that leak despite the use of sealing gaskets and this can favour the formation of deposits of scale and fine material, as for example in the Amlach pressure tunnel (Fig. 8).

Fig. 8. Calcified mud sediments at radial joints (HPP Amlach) Bild 8. Ablagerung durch Aussinterung und Schlick an Ringfugen (KW Amlach)

Eine besondere Herausforderung stellte die Bemessung der Abzweigstücke und Sonderbauteile der neuen Anlage dar. Diese wurden im ersten Schritt mit einem Finite-Elemente-Modell (FEM) für eine Füllprobe frei tragend und voll abgedeckelt bemessen. Eine weitere Berechnung mit FEM für den Zustand der Einbettung im Fels war schwieriger, sodass die richtige Modellfindung für Bettung, Reibung und Auflager einen erheblichen (Diskussions-)Aufwand nach sich zog. Ein weiterer Diskussionspunkt ist die Ausbildung von Verankerungsstrecken im Fels bei Austritt einer Rohrleitung an die freie Oberfläche. Im Nahbereich der im Triebwasserweg eingebauten Drosselklappen zum Schutz gegen ein ungewolltes Auslaufen der Speicher wird bei den Anlagen der Tiwag der Übergang von der freien Rohrstrecke zur Betonauskleidung auf ca. 20 m Länge gepanzert ausgeführt. Im gepanzerten Übergangsbereich befindet sich eine konische Aufweitung zum jeweils größeren Durchmesser der Betonauskleidung, die auch als Verankerung der Deckeldruckkräfte dient. Beim Austritt der Rohrleitung aus dem Gebirge sind – außer in Sonderfällen – keine Schubringe angeordnet, da bereits beim Kaunertalkraftwerk durch Messungen nachgewiesen wurde, dass, eine intensive Injektionskampagne vorausgesetzt, der

Table 1. Friction loss coefficients in pressure tunnels according to Manning-Strickler kSt Tabelle 1. Reibungsverlustbeiwerte in Druckstollen nach Manning-Strickler kSt Power station Kraftwerksanlage

kSt [m1/3/s] at commissioning kSt [m1/3/s] bei Inbetriebnahme

kSt [m1/3/s] after years of operation kSt [m1/3/s] nach mehrjährigem Betrieb

KW Imst

≈ 81

KW Imst

≈ 81

≈ 72 (after 27 years) ≈ 75 (after 54 years) ≈ 72 (nach 27 Betriebsjahren) ≈ 75 (nach 54 Betriebsjahren und Reinigung)

KW Kaunertal KW Kaunertal

— —

≈ 88 (after 40 years) ≈ 88 (nach 40 Betriebsjahren)

KW Sellrain-Silz, lower stage KW Sellrain-Silz Unterstufe

≈ 81 ≈ 81

≈ 76 (after 32 years) ≈ 76 (nach 32 Betriebsjahren)

KW Amlach KW Amlach

≈ 85 ≈ 85

≈ 76 (after 25 years) ≈ 76 (nach 25 Betriebsjahren)

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8 Flow losses due to friction in pressure tunnels Losses due to friction of the flowing water against the tunnel sides make up most of the total flow losses in a pressure tunnel. Therefore – especially for longer tunnels – particular attention is paid to lining with as little friction as possible in pressure tunnel construction. At the Tiwag power stations described in sections 1.1 to 1.4, the pressure tunnels are provided with prestressed unreinforced concrete linings, for which steel formwork is used. This type of lining ensures a very low roughness, described in the specialist literature as a friction loss coefficient according to Manning-Strickler of kSt = 80 to 85 m1/3/s. These coefficients, which are used for the hydraulic design of the pressure tunnel, can be back-calculated from flow loss measurements after the start of operation and again after many years of operation (Table 1). The measurements undertaken generally show, with the exception of the Kaunertal power station, a noticeable increase of friction losses compared to measurements made at commissioning, which show in a reduction of the calculated ManningStrickler coefficient kSt. The reason for this measured increase of flow losses is the already described occurrence of roughness elements as a result of calification and the erosion of aggregates from the concrete structure. One particular case is the accretion of mud on the tunnel sides, which is found above all during inspections of the Amlach and Imst river diversion stations. In contrast to small-scale grain roughness resulting from erosion of the concrete, these form much larger and wave-shaped flow resistance elements. The effect of these deposits on the roughness can be seen from the reduction of flow losses, or increase of the Strickler coefficient, determined during the third in comparison to the second measurement in the Imst pressure tunnel (Table 1). About seven years after the second measurement, the pressure tunnel was empty for several months, after which the deposits were observed to have dried out. When the tunnel was put back into operation, a noticeable flushing of the tunnel was observed. The measurable increase of performance after the reopening confirms the success of this unplanned cleaning effect.

9 Conclusions The pressure tunnels and penstocks at the Tiwag hydropower stations are mostly in a very good condition. The cost of refurbishment for the headraces is quite low after the initial repair after starting operation. Particularly the extensive grouting work in the long pressure tunnels, not least through the use of the Tiwag interface grouting process, has proved successful by providing a more watertight concrete lining in comparison with simple grouting through drilled holes. In the headraces of the high mountain stations, the erosion of calcareous aggregates out of the concrete lining has had an increasingly negative effect on the surface roughness. In the headraces of the river diversion stations, roughness has been worsened by calification and the accretion of mud. During the regular inspections of the headrace tunnels lined with in-situ and precast concrete, it has been noted that leaking ring joints worsen the formation of these deposits.

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Deckeldruck bereits nach zwei Rohrdurchmessern durch Reibung ins Gebirge übertragen ist (Bild 7). Um Längsverformungen durch den Kraftwerksbetrieb gänzlich zu vermeiden, wurde in zwei Sonderfällen – beim Schachtkraftwerk Kühtai (Sellrain-Silz Oberstufe) und bei der hochbeanspruchten Unterstufe des Kraftwerks Sellrain-Silz – das Ende der gepanzerten Flachstrecke in gefülltem Zustand einbetoniert und somit in Längsrichtung zwischen zwei massiven Schubringen vorgespannt. Der Korrosionsschutz der Panzerung erzeugt immer wieder Probleme. So erfordern ältere Fabrikate, die Bleibestandteile enthalten, einen erhöhten Aufwand bei der Entsorgung. Nicht zuletzt musste anlässlich einer Großrevision der Kraftwerksgruppe Sellrain-Silz nach zehn Jahren Betrieb der Anstrich der Panzerung erneuert werden, da dieser durch Blasenbildung stark beschädigt war.

7 Auskleidung mit Betonfertigteilen Ein Triebwasserweg mit vollflächiger Tübbingauskleidung ist bei den bestehenden Kraftwerksanlagen der Tiwag nicht in Betrieb, jedoch ist für den in Bau befindlichen Druckstollen des Ausleitungskraftwerks GKI eine solche Fertigteilauskleidung vorgesehen. Beim Bau des neuen Druckschachts für das Kaunertalkraftwerk wurden gute Erfahrungen mit dem Tübbingausbau gemacht, der dort jedoch ausschließlich zur Gebirgssicherung dient, da innerhalb der Fertigteile eine Stahlpanzerung eingebaut ist. Die hexagonalen Betonfertigteile wurden mit Moosgummidichtungen versehen und mit Ringspaltmörtel hinterfüllt, was für die nachfolgende Gebirgsinjektion über Bohrlöcher eine außerordentlich gute Abdichtung gegen Außendruck bewirkte. Aufgrund des spröden Betons mit 50 MPa Druckfestigkeit wurden aber beim Einbau doch einige Abplatzungen verzeichnet, die bei diesem Projekt (da hinter der Panzerung einbetoniert) nicht ins Gewicht fielen. Im Druckstollen des bestehenden Kraftwerks Amlach wurden bereits während des Vortriebs Sohlfertigteile mit Wassergraben verlegt. Im Allgemeinen gehen diese mit der eingebauten Innenschale eine verlässliche Verbindung ein und die Längsfugen zeigen sich bei Begehungen wegen der Vorspanninjektion weitgehend dicht. An Stellen mit hohem Druck sind es eher die Ringfugen, die trotz der Anwendung von Dichtstreifen Wasser eindringen lassen und die Bildung von Anlagerungen aus Sinter und Feinmaterial, z. B. im Druckstollen Amlach, begünstigen (Bild 8).

8 Fließverluste in Druckstollen infolge Reibung An den gesamten Fließverlusten in einem Druckstollen haben die Verluste aus der Reibung des Triebwassers an der Stollenauskleidung den größten Anteil. Daher wird im Druckstollenbau – vor allem bei größeren Längen – auf eine möglichst reibungsarme Auskleidung besonderer Wert gelegt. Bei den in den Kapiteln 1.1 bis 1.4 beschriebenen Kraftwerken der Tiwag wurden die Druckstollen mit vorgespannten unbewehrten Schalbetonauskleidungen versehen, für die Stahlschalungen verwendet wurden. Diese Auskleidungsart gewährleistet im Bau sehr geringe Rauigkeiten, die in der Fachliteratur durch einen Reibungsverlustbeiwert nach Manning-Strickler von kSt = 80 bis 85 m1/3/s beschrieben werden. Diese für die hydraulische


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It has been demonstrated that plastic waterproofing membranes, as long as they are not damaged during construction, ensure decades of waterproofing. Waterproofing with thin sheet steel, which was formerly common in headrace tunnels, is no longer used for new tunnels. Concerning steel lining, good experience has been gained with ductile materials and also a high elasticity of the pipe (overmatching and crack toughness) and the verification of the structural contribution of the rock mass has been found more important than high strength of the steel. References [1] Dezlhofer, H.: Die Stollenarbeiten für das Innkraftwerk Prutz-Imst der Tiroler Wasserkraftwerke AG. Montan-Rundschau, Sdh. Tunnel und Stollenbau (1960). [2] Lauffer, H.: Entwurfsprobleme und Bauerfahrungen beim Innkraftwerk Imst der Tiwag. Österreichische Wasserwirtschaft, Jg. 13, Heft 5/6 (1961). [3] Detzlhofer H.: Gebirgswassereinflüsse beim Stollenbau – Bau- und Betriebserfahrungen beim Druckstollen des Kaunertalkraftwerks. Rock Mechanics 1 (1969), S. 207–240. [4] Lauffer, H.: Das Kaunertalkraftwerk. Österreichische Wasserwirtschaft, Jg. 20, Heft 7/8 (1968). [5] Neuhauser, E.: Das bauliche Wagnis bei Tiefbauarbeiten des Kaunertalkraftwerks. Österreichische Ingenieurzeitschrift, Jg. 13, Heft 3, 4 und 6 (1970). [6] Bonapace, B.: Versuche und Messungen für die hochbeanspruchten Druckstollen und Schächte der Werksgruppe Sellrain-Silz. 5. Internationaler Kongress für Felsmechanik (ISRM), Melbourne, 1983. [7] Bonapace, B.: Vorspanninjektionen für Stollenauskleidungen von Wasserkraftanlagen. 38. Salzburger Kolloquium für Geomechanik, 1989. [8] Seeber, G.: Druckstollen und Druckschächte. Stuttgart: Enke/Georg Thieme 1999. [9] Eibl, F., Mähr, M., Vögele, D.: Automated rock strain measurements for the planned pumped storage plant Kühtai using the “TIWAG-Radial Press”/Automatisierte Felsdehnungsmessungen mit der Tiwag-Radialpresse für das geplante Speicherkraftwerk Kühtai. Geomechanik und Tunnelbau, Volume 5, (2012), Nr. 1, S. 31–40. [10] Bonapace, P., Hammer, A., Maldet, R., Schüller, O.: The renewal of the penstock for the Kaunertal high-head hydropower plant in Austria. Steel Construction, Volume 6 (2013), Nr. 4, S. 257–264.

Dipl.-Ing. Paul Bonapace Tiwag – Tiroler Wasserkraft AG Eduard-Wallnöfer-Platz 2 A-6020 Innsbruck Austria paul.bonapace@Tiwag.at

Dr. Dipl.-Ing. Bernhard Hofer Tiwag-Tiroler Wasserkraft AG Eduard-Wallnöfer-Platz 2 A-6020 Innsbruck Austria bernhard.hofer@Tiwag.at

Bemessung der Druckstollen verwendeten Beiwerte wurden nach der Inbetriebnahme und zusätzlich nach mehrjährigem Betrieb aus Fließverlustmessungen rückgerechnet (Tabelle 1). Aus den vorgenommenen Messungen konnte, mit Ausnahme des Kaunertalkraftwerks, im Vergleich zum Zeitpunkt der jeweiligen Kraftwerksinbetriebnahme generell eine merkbare Erhöhung der Fließverluste festgestellt werden, was sich in der Reduktion der errechneten Manning-Strickler-Beiwerte kSt zeigt. Grund für diese gemessenen Erhöhungen der Fließverluste sind die beschriebenen Entstehungen von Rauigkeitselementen infolge von Aussinterungen sowie von Auslösen von Zuschlagstoffen aus der Betonstruktur. Eine Besonderheit stellen vor allem bei Begehungen in den Druckstollen der Flusskraftwerke Amlach und Imst vorgefundene Schlickablagerungen an der Stollenwandung dar. Diese bilden im Gegensatz zur kleinstrukturierten Kornrauigkeit (infolge Auslösungserscheinungen aus dem Beton) deutlich größer strukturierte und wellige Fließwiderstandselemente. Der Rauigkeitseinfluss dieser Ablagerungen ist aus der Reduktion der Fließverluste bzw. der Erhöhung des Stricklerbeiwertes bei der dritten im Vergleich zur zweiten Messung am Druckstollen Imst erkennbar (Tabelle 1). Etwa sieben Jahre nach der zweiten Messung konnte nach einer mehrmonatigen Entleerung des Druckstollens eine Austrocknung der Schlickablagerungen festgestellt und nach Wiederinbetriebnahme ein merkbarer Austrag aus dem Stollen beobachtet werden. Eine messbare Leistungserhöhung bei der Wiederinbetriebnahme bestätigte den Erfolg dieses ungeplanten Reinigungseffekts.

9 Schlussfolgerungen Die Druckstollen und Druckschächte der Wasserkraftanlagen der Tiwag befinden sich zum Großteil in sehr gutem Zustand. Der Sanierungsaufwand für die Triebwasserwege ist nach einer Erstinstandsetzung nach erfolgter Inbetriebnahme eher gering. Insbesondere der hohe Injektionsaufwand in den langen Druckstollen, nicht zuletzt durch Einsatz des Tiwag-Spaltinjektionsverfahrens, macht sich erfolgreich durch eine dichtere Betonauskleidung im Vergleich zur Bohrlochinjektion bemerkbar. In den Triebwasserwegen der Hochgebirgsanlagen hat das Herauslösen der kalkhaltigen Zuschlagstoffe aus der Betonschale die Rauigkeit zunehmend negativ beeinflusst. In den Triebwasserwegen der Ausleitungskraftwerke wurde die Rauigkeit durch das Aussintern und Anlagern von Schlick vergrößert. Bei den regelmäßigen Inspektionen der mit Schalbeton und Betonfertigteilen ausgekleideten Triebwasserwege zeigte sich, dass undichte Ringfugen diese Ausbildung von Ablagerungen fördern. Es wurde nachgewiesen, dass Kunststoff-Dichtfolien, falls sie beim Bau nicht beschädigt wurden, jahrzehntelange Abdichtung sicherstellen. Eine Abdichtung mit dünnen Stahlblechen, wie sie früher im Stollenbau angewandt wurde und noch vereinzelt vorhanden ist, wird beim Neubau nicht mehr verwendet. Bei der Stahlpanzerung wird nach den guten Erfahrungen mit duktilen Werkstoffen weiterhin auf eine hohe Verformbarkeit der Rohrleitung (Overmatching und Risszähigkeit) und eine gesicherte Gebirgsmitwirkung größerer Wert gelegt als auf eine hohe Festigkeit des Stahlwerkstoffs.

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Topics Peter Stakne

DOI: 10.1002/geot.201400056

Basic considerations and practical experience with the boring of deep shafts by the raise boring process Grundsatzüberlegungen und baupraktische Erfahrungen beim Auffahren tiefer Schächte im Raise-Boring-Verfahren Despite the English description, the raise boring originated in Germany, where the first raise boring machine was developed by the engineer Bade in 1949. Today it is possible to bore diameters of more than 7 m and depths of more than 1,200 m with machines, which can apply tension forces of about 1,600 t and torques of about 1,100 kNm. The deepest shaft yet bored by the raise boring method has a depth of 1,260 m and a diameter of 7.10 m. The raise boring method is purely mechanised and consists of two steps: Pilot boring and reaming. Depending on the rock hardness, the penetration rates range from 0.75 to 1.50 m/h for the pilot hole and between 0.20 and more than 2 m/h for the reaming, depending on geology and diameter. Modern guided drilling rigs can achieve an accuracy of about 0.1 m over 500 m (= 0.002 %) for the pilot hole. Geological faults encountered drilling the pilot can be stabilised by grouting, and in some cases the use of plastic packers can be helpful. If collapses occur during enlargement, they have to be stabilised in a separate working step. Even though the raise boring method has already been able to bore diameters of more than 7 m, there are shafts that cannot be bored by raise boring. But in this case a raise bored shaft can be used as a mucking shaft and the shaft enlarged to the final diameter by blasting without expensive shaft sinking machinery.

1 Historical background of the raise boring technique Despite the English description, raise boring originated in Germany, where the engineer Bade developed the first raise boring machine as long ago as 1949. This consisted of a winch and a borer to cut a shaft of 1.52 m diameter (Fig. 1). Before Bade’s device could be used, a pilot hole had to be drilled in order to let a cable for the drill head down from the upper to the lower invert. The drill head hanging from the cable was self-rotating. Bade hoped that this new method would replace conventional shaft sinking, which was dangerous for the miners. The next large development step was achieved in the late 1950s by Robert E. Cannon. The next generation of raise boring machines was developed in collaboration with other machine manufacturers. In addition to Robert E. Cannon, the Robbins Company played a large part in the development. The method was basically the same as used by Bade, but with the difference that the drill head did not need a long supply cable. The connection between machine and drill head was rigid – the drill string. From 1955, this process was first used in Germany, in a coal mine in the Saarland. A drill developed by the company

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Trotz der englischen Bezeichnung liegen die Ursprünge des Raise Borings in Deutschland. Ingenieur Bade entwickelte bereits 1949 die erste Raise-Boring-Maschine. Heute ist man in der Lage, Durchmesser von mehr als 7 m und Tiefen von mehr als 1.200 m zu bohren mit Anlagen, die Zugkräfte von ca. 1.600 t aufbringen und Drehmomente von ca. 1.100 kNm bewältigen. Der tiefste Schacht, der bisher mit der Raise-Boring-Methode hergestellt wurde, hat eine Tiefe von 1.260 m und einen Durchmesser von 7,10 m. Die Raise-Boring-Methode ist eine rein mechanische Ausbruchmethode und besteht aus zwei Arbeitsgängen: der Pilotbohrung und der Aufweitbohrung. Abhängig von der Gesteinshärte liegen die Bohrleistungen bei Pilotbohrungen zwischen 0,75 und 1,50 m/h und bei der Aufweitung, abhängig von Geologie und Durchmesser, zwischen 0,20 und mehr als 2 m/h. Mit den heutigen Zielbohrgeräten können Bohrgenauigkeiten bei der Pilotbohrung von ca. 0,1 m auf 500 m (= 0,002 %) erzielt werden. Geologische Störzonen während der Pilotbohrung kann man mittels Injektionen stabilisieren; unter Umständen kann der Einsatz von Kunststoffpackern hilfreich sein. Bei Verbrüchen während der Aufweitbohrung müssen diese in einem separaten Arbeitsschritt stabilisiert werden. Auch wenn mit der Raise-Boring-Methode bereits Durchmesser von mehr als 7 m gebohrt werden können, gibt es Schächte, deren Durchmesser mit dem Raise Boring nicht mehr hergestellt werden können. Mithilfe eines Raise-Boring-Schachts als Schutterschacht können solche Schächte ohne Installation von aufwendigen Schachtanlagen sprengtechnisch aufgeweitet werden.

1 Geschichtlicher Hintergrund der Raise-Boring-Technik Trotz der englischen Bezeichnung liegen die Ursprünge des Raise Borings in Deutschland. Ingenieur Bade entwickelte bereits 1949 die erste Raise-Boring-Maschine, bestehend aus einer Winde und einem Bohrer, um einen Schacht mit einem Durchmesser von 1,52 m zu fräsen (Bild 1). Bevor Bades Gerät eingesetzt werden konnte, musste ein Pilotloch gebohrt werden, um das Seil für den Bohrkopf von der oberen zur unteren Sohle abzulassen. Der am Seil hängende Bohrkopf war selbstrotierend. Bade hoffte, mit dieser neuen Methode, die für die Mineure gefährlichere konventionelle Schachtherstellung zu verdrängen. Der nächste größere Schritt in der Entwicklung erfolgte in den späten 1950er-Jahren durch Robert E. Cannon. In Zusammenarbeit mit anderen Maschinenbau-

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Fig. 1. Original raise boring principle according to Bade Bild 1. Ursprüngliches Raise-Boring-Prinzip nach Bade

Wirth, Erkelenz was used. The process was thus in competition with the conventional type of large-diameter borers used in German mining since 1945. The first raise boring machine of the design still used today was made in 1962. This 31R machine was made by the Robbins Company and tested in the Homer-Wauseca mine in Michigan. After a few modifications, this machine could bore shafts with a diameter of up to 1.83 m. This first raise boring machine was also used in 1975 for shaft boring. The Canadian Inco mine was the first mine where the raise boring machine was regularly used for ventilation and gravity shafts. In 1975, Inco already possessed nine 61R machines from Robbins, which could bore shafts up to 2.44 m diameter and 450 m deep.

2 Technical capabilities of the raise boring technique While at the start of the use of this method the diameters and depths were fairly small, machines today can cope with diameters of over 7 m and depths of over 1,200 m, depending on the geology (Table 1). The basic idea of Bade has however never been forgotten. The method is currently the safest and has become the quickest method of excavating shafts. The trend, according to the statements of various raise boring machinery manufacturers, is to machines capable of boring diameters of 4 m or more (Fig. 2). The requirement to bore larger diameters and greater depths naturally also increases the risks. The main attention is not now paid to the machine but also to the accessories such as drill string, pilot bit or the cutters for the reaming head. The risks for longer shafts with larger diameters are above all the drill string and particularly the threaded connections. The manufacturers react to this fact by paying great attention to the drive and control system. Raise boring machines can have various drives: – The hydraulic drive has a variable speed and very elastic torque behaviour with simple limitation. Due to the small mass of the rotor, the danger of rod breakage is very low. – The electric drive also has variable speed and is regulated by frequency conversion, with very precise torque limitation and control. The application of force at the

firmen wurde die nächste Generation der Raise-BoringMaschinen entwickelt. Neben Robert E. Cannon war die Firma Robbins maßgeblich an der Entwicklung beteiligt. Grundsätzlich war die Arbeitsweise dieselbe wie bei Bade, jedoch mit dem Unterschied, dass der Bohrkopf ohne lange Versorgungskabel auskam. Die Verbindung zwischen Maschine und Bohrkopf war eine starre Welle – das Bohrgestänge. Ab 1955 wurde das Verfahren erstmals in Westdeutschland angewendet – im Steinkohlenbergbau des Saarlandes. Eingesetzt wurde ein von der Firma Wirth aus Erkelenz entwickeltes Bohrgerät. Das Verfahren trat damit in Wettbewerb zu dem seit 1945 im deutschen Steinkohlenbergbau entwickelten Großlochbohren herkömmlicher Art. Die erste Raise-Boring-Maschine, die dem heutigen Design entspricht, entstand 1962. Diese Maschine mit der Bezeichnung 31R wurde von der Firma Robbins gebaut und in der Homer-Wauseca-Mine in Michigan getestet. Nach einigen Modifikationen konnten mit dieser Maschine Schächte mit einem Durchmesser von bis zu 1,83 m gebohrt werden. Diese erste Raise-Boring-Maschine wurde auch 1975 noch für Schachtbohrungen eingesetzt. Die kanadische Grube Inco war der erste Untertagebau, welcher die Raise-Boring-Maschinen regelmäßig für Ventilationsund Sturzschächte einsetzte. Bis 1975 besaß Inco bereits neun Maschinen des Typs 61R von Robbins, mit denen Bohrungen bis zu 2,44 m Durchmesser und Tiefen bis zu 450 m niedergebracht werden konnten.

2 Technische Möglichkeiten der Raise-Boring-Technik Kamen zu Beginn dieser technischen Art der Schachtherstellung eher kleinere Durchmesser und kurze Längen zur Ausführung, so ist man heute, abhängig von der Geologie, in der Lage, Durchmesser über 7 m und Tiefen über 1.200 m zu bohren (Tabelle 1). Die Grundidee von Bade wurde dabei nie außer Acht gelassen. Diese Methode ist zurzeit die sicherste und wurde mit der Zeit auch die schnellste, um Schächte herzustellen. Der Trend geht laut Aussage verschiedener Raise-Boring-Gerätehersteller zu Bohrgeräten mit der Möglichkeit, Durchmesser von 4 m und mehr bohren zu können (Bild 2). Mit der Vorgabe, größere Durchmesser und größere Tiefen bohren zu können, steigen natürlich auch die Risiken. Hauptaugenmerk legt man nun nicht mehr nur auf die Maschinen, sondern auch auf das Zubehör wie Bohrgestänge, Pilotkrone oder Meißel für die Aufweitkrone. Die Risiken bei längeren Bohrungen mit größeren Durchmessern liegen vor allem beim Bohrgestänge, besonders dem Gewindeteil. Die Hersteller berücksichtigen diese Tatsache, indem sie dem Antrieb und dem Kontrollsystem große Aufmerksamkeit widmen. Die Raise-Boring-Maschinen haben verschiedene Antriebe: – Der hydraulische Antrieb hat eine variable Geschwindigkeit und ein sehr elastisches Drehmomentverhalten bei einfacher Begrenzung. Durch die geringe Masse des Rotors ist die Gefahr eines Gestängebruchs sehr gering. – Der elektrische Antrieb hat ebenfalls eine variable Geschwindigkeit und wird durch Frequenzumwandlung und sehr präzise Drehmomentbegrenzung und -kontrolle geregelt. Die Kraftumsetzung zum Bohrkopf ist bei

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Table 1. Examples of vertical raise boring shafts Tabelle 1. Beispiele für lotrechte Raise-Boring-Schächte Country

Name

Location

Depth

Diameter

Switzerland

Sedrun II

Sedrun

785 m

∼ 3.00 m

Australia

Cadia East

Cadia mine, Orange

930 m

6.00 m

Australia

Telfer VR12

Telfer VR 12

900 m

5.00 m

Canada

Totten VI

Totten mine

622 m

4.50 m

South Africa

Linmin Ventshaft

Lonmin mine

1,070 m

5.50 m

Canada

Red Lake

Red Lake Gold Mines

694 m

5.50 m

9 8

Diameter [m]

7 Redbore

6

Atlas Copco

5

Wirth Terratec

4

Sandvik 3

Stublattner

2

Herrenknecht OY Indau

1 0 0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

Torque [kNm]

Fig. 2. Comparison of torque and diameter of raise boring machines Bild 2. Gegenüberstellung von Drehmoment und Durchmesser von Raise-Boring-Maschinen

reaming head is better with this sort of drive but the rotation of the reaming head is irregular, since there is less elasticity than with a hydraulic drive.

diesem Antrieb besser, jedoch ist die Rotation des Aufweitkopfs unruhiger, da die Elastizität wie beim hydraulischen Antrieb nicht gegeben ist.

Large raise boring machines are currently capable of exerting tension forces of about 1,600 t and torques of about 1,100 kNm. These forces are necessary since the drill string for a shaft 1,000 m deep will weight about 500 t, and the weight of a reaming head including the necessary cutters is about 35 t. This means that a maximum thrust of about 28 t per cutter is available, which is sufficient for a good, efficient advance rate. In a mine in Chile, two shafts were bored in 2013/2014 with depths of 383 and 280 m and a diameter of 3.86 m. The raise boring machine used had a tension force of 1,000 t and a torque of 600 kNm. The rock hardness was 120 to 165 Mpa. The average advance rates were 0.90 and 0.78 m/h respectively. The wear on the cutters in the cutting head was about 40 to 45 % of the wear volume, and the wear was found to be variable. The inner cutters (directly next to the stem of the reaming head) showed the greatest wear of up to 70 % and the cutters in the centre of the reaming head with less than 50 % had the least wear. At the moment, a shaft is being bored in the same mine with a depth of 385 m and a diameter of 5.00 m. The already mentioned raise boring machine is being used again in rock hardnesses of 120 to 165 Mpa. After the first 60 m, the average advance rate is 0.375 m/h.

Die großen Raise-Boring-Maschinen sind heute in der Lage, Zugkräfte von ca. 1.600 t aufzubringen und Drehmomente von ca. 1.100 kNm zu bewältigen. Diese Kräfte sind notwendig, da das einzusetzende Bohrgestänge bei einer Schachttiefe von 1.000 m ein Eigengewicht von ca. 500 t hat. Das Gewicht einer Aufweitkrone mit 6,00 m Durchmesser einschließlich der erforderlichen Meißel beträgt ca. 35 t. Dies bedeutet, dass ein maximaler Anpressdruck von ca. 28 t je Meißel zur Verfügung steht, was ausreichend für eine gute, effiziente Vortriebsleistung ist. In einem Untertagebau in Chile wurden 2013/2014 zwei Schächte mit einer Länge von 383 bzw. 280 m mit einem Durchmesser von 3,86 m gebohrt. Das dabei zum Einsatz gekommene Raise-Boring-Gerät hatte eine Zugkraft von 1.000 t und ein Drehmoment von 600 kNm. Die Gesteinshärte betrug 120 bis 165 Mpa. Die mittlere Bohrleistung betrug 0,90 bzw. 0,78 m/h. Der Verschleiß der Meißel am Bohrkopf betrug ca. 40 bis 45 % des Verschleißvolumens, wobei keine gleichmäßige Abnutzung festgestellt werden konnte. Die inneren Meißel (direkt am Bohrkopfstamm) wiesen mit bis zu 70 % die größte Abnutzung auf, die Meißel im Bohrkopfzentrum mit weniger als 50 % die geringste Abnutzung. Zurzeit wird im selben Untertagebau ein Schacht mit einer Tiefe von 385 m und

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The largest shaft ever bored by a raise boring machine has a depth of 1,260 m and a diameter of 7.10 m. Even if there is now interest in boring diameters of over 6 m to depths of over 1,400 m, the cost of the appropriate drill string and the risk are factors that demonstrate the limits of the technology. Apart from isolated shafts in mines, however, the stated diameters and depths are sufficient to meet the demands of the market. On power station projects, inclined shafts are now often replaced with raise boring to reduce costs and accelerate schedules.

3 Working principle of raise boring Raise boring is a purely mechanised method of excavation. In order to be able to install the machine, a system has been developed to enable it to travel to its workplace on crawlers and move into the required position. This system can reduce the installation time by up to 75 %. With the appropriate planning (completed concrete foundation), the raise boring machine complete with all accessories as well as drill rod delivery and store can be assembled and ready to start work within 5 to 7 days. The lifting of the reaming head is not included here since this depends on the diameter One precondition for the use of the raise boring method is access to the head and bottom of the shaft. The machine needs about 6 m × 10 m for setting up, and sufficient storage space is also needed for the drill rods. The size of this storage area depends on the depth of the shaft to be bored. This method of shaft sinking is divided into two working steps: pilot drilling and reaming, in addition to setting up and clearing the site. The working steps are illustrated in Fig. 3 and are now explained.

3.1 Pilot drilling from top to bottom The selection of the drill bit (Fig. 4) depends on the rock (hardness, elasticity, porosity, ease of penetration, toughness). Various types are used with different tooth lengths in double tapered or spherical shapes. Stabilisers are used behind the pilot bit. The stabilisers have longitudinal or spiral ribs with the same diameter as the pilot bit. They centre the drill string and are vital for maintaining the direction of the pilot hole. Behind the stabilisers is the drill string, which has a diameter 1 to 2′′ less than the pilot bit.

a) Access required top and boom

b) Pilot drilling

einem Durchmesser von 5,00 m gebohrt. Zum Einsatz kommt das vorgenannte Raise-Boring-Gerät, die Gesteinshärte liegt wieder bei 120 bis 165 Mpa. Nach den ersten 60 m liegt die durchschnittliche Bohrleistung bei 0,375 m/h. Der bis heute größte Schacht, der mit einer RaiseBoring-Maschine hergestellt wurde, hat eine Tiefe von 1.260 m und einen Durchmesser von 7,10 m. Auch wenn man an Durchmessern von über 6 m und einer Bohrtiefe von über 1.400 m interessiert ist, sind zurzeit die Kosten für ein entsprechendes Bohrgestänge und der Risikofaktor Elemente, die dem System die Grenzen aufzeigen. Abgesehen von einzelnen Schächten im Bergbau sind jedoch die vorgenannten Tiefen und Durchmesser ausreichend, um den Ansprüchen des Marktes gerecht zu werden. Bei Kraftwerksprojekten wurden zur Kostensenkung und Terminstraffung des Öfteren Schrägschächte durch RaiseBoring-Schächte ersetzt.

3 Arbeitsprinzip des Raise Borings Die Raise-Boring-Methode ist eine rein mechanische Ausbruchmethode. Um dem auch bei der Installation der Geräte gerecht zu werden, wurde ein System entwickelt, das erlaubt, das Bohrgerät mittels Crawler selbstfahrend zum Bohrplatz zu bewegen und dort in der erforderlichen Position zu platzieren. Dieses System kann den Zeitaufwand der Installation um bis zu 75 % reduzieren. Bei entsprechender Planung (fertiges Betonfundament) ist die RaiseBoring-Anlage inklusive aller Nebengeräte sowie Bohrgestängezuführung und -lager innerhalb von 5 bis 7 Tagen aufgebaut und bohrbereit. Für die Demontage, ohne Entsorgung des Betonfundaments, werden ebenfalls ca. 5 bis 7 Tage benötigt. Das Herausheben des Aufweitkopfs ist hierbei noch nicht berücksichtigt, da der Zeitaufwand vom Durchmesser des Aufweitkopfs abhängig ist. Voraussetzung für die Anwendung der Raise-BoringMethode ist der Zugang zu Schachtkopf und -fuß. Der Bohrplatz sollte eine Größe von ca. 6 m × 10 m haben. Zusätzlich ist eine ausreichende Lagerfläche für das Bohrgestänge erforderlich. Die Größe dieser Lagerfläche ist abhängig von der Tiefe des zu bohrenden Schachts. Diese Art der Schachtherstellung ist neben der Baustelleneinrichtung und Baustellenräumung in zwei Arbeitsschritte geteilt: die Pilotbohrung und die Aufweitbohrung. Die

c) Reaming

Fig. 3. Working steps of shaft excavation Bild 3. Arbeitsschritte der Schachtherstellung

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Arbeitsschritte werden in Bild 3 sowie nachfolgend erläutert.

3.1 Die Pilotbohrung von oben nach unten

Fig. 4. Pilot bits (source: Smith tools) Bild 4. Pilotkronen (Quelle: Smith tools)

Fig. 5. Roller reamer (source: Smith tools) Bild 5. Roller Reamer (Quelle: Smith tools)

The stabilisers and the drill rods generally have a length of 1.50 m, but for greater depths and larger shaft diameters, rods up to 3.00 m long are increasingly used. The lengthening of the individual drill rods also reduces the number of threaded connections, which are the weak point of the drill string. In order to support the pilot bit, a roller reamer can be used directly behind the pilot bit (Fig. 5). These are intended not only to hold the pilot bit central but also to maintain the precision of the pilot hole if the bit is worn. This can prevent increased torques and at the same time guarantee a uniform diameter of the hole in case a bit has to be changed. The cuttings are normally cleared from the pilot hole with water, which is pumped down the drill stem to the pilot bit and transports the cuttings up in the space between the drill stem and the side of the hole. The annular gap between the drill stem and the side of the hole is thus always filled and the flushing column exerts a certain pressure on the surrounding rock mass and contributes to the stability of the hole. Under difficult geological conditions (unstable rock mass), it may be necessary to use a support fluid (e.g. bentonite) instead of water. Keeping the hole clean is generally of great importance. Tests have shown that cuttings with a thickness of 0.5 to 5 mm can reduce boring performance by 40 %. The

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Die Wahl der Pilotkrone (Bild 4) ist gebirgsabhängig (Härte, Elastizität, Abrasivität, Porosität, Durchdringbarkeit, Zähigkeit). Es werden Typen mit verschiedenen Zahnlängen in doppelkonischer oder sphärischer Form verwendet. Hinter der Pilotkrone kommen Stabilisatoren zum Einsatz. Diese Stabilisatoren haben Längs- oder Spiralrippen, die den gleichen Durchmesser wie die Pilotkrone aufweisen. Die Stabilisatoren zentrieren den Bohrstrang und sind maßgeblich für die Einhaltung der Richtung der Pilotbohrung verantwortlich. Hinter den Stabilisatoren kommt das Bohrgestänge, das einen um 1 bis 2′′ geringeren Durchmesser als die Pilotkrone hat. Im Allgemeinen haben die Stabilisatoren bzw. die Bohrstangen eine Länge von 1,50 m. Bei größeren Tiefen und größerem Schachtdurchmesser nutzt man immer öfter Bohrstangenlängen von bis zu 3,00 m. Durch die Verlängerung der einzelnen Bohrstangen reduziert sich die Anzahl der Gewindeverbindungen und somit die Anzahl der Schwachpunkte des Bohrstrangs. Zur Unterstützung der Pilotkrone kann unmittelbar hinter der Pilotkrone ein Roller Reamer (Bild 5) eingesetzt werden. Dieser soll nicht nur die Pilotkrone in Mittellage, sondern auch das Pilotloch bei erhöhtem Verschleiß der Pilotkrone auf Maßgenauigkeit halten. Damit können erhöhte Drehmomente verhindert werden, und gleichzeitig wird ein gleichmäßiger Durchmesser für eventuelle Kronenwechsel gewährleistet. Der Austrag des Bohrguts während der Pilotbohrung erfolgt meistens mittels Wasser, das im Bohrgestänge zur Pilotkrone gepumpt wird, sodass das Bohrklein zwischen dem Bohrgestänge und der Bohrlochwandung nach oben gefördert werden kann. Der Ringraum zwischen dem Bohrgestänge und der Bohrlochwand bleibt somit immer gefüllt, sodass die Spülungssäule einen gewissen Druck auf das umgebende Gebirge ausübt und somit bedingt zur Stabilisierung des Bohrlochs beiträgt. Bei schwierigen geologischen Verhältnissen (instabiles Gebirge) kann es erforderlich sein, dass statt Wasser eine Stützflüssigkeit (z. B. Bentonit) verwendet werden muss. Generell ist das Sauberhalten der Bohrlochsohle von entscheidender Bedeutung. Versuche haben ergeben, dass Bohrklein mit einer Stärke von 0,5 bis 5 mm eine um bis zu 40 % reduzierte Bohrleistung hervorrufen kann. Die Spülflüssigkeit kann mittels Absetzbecken gereinigt und somit wieder verwendet werden. Wegen der zunehmenden Tiefe muss jedoch regelmäßig zusätzliches Frischwasser zugeführt werden. Alternativ zum Austragen des Bohrkleins mittels Spülwasser oder Stützflüssigkeit besteht auch die Möglichkeit, das Bohrklein mit Druckluft auszutragen. Hierfür sind jedoch im Bereich des Raisers entsprechende Vorkehrungen zu treffen, um die geforderten Sicherheits- und Gesundheitsbestimmungen einzuhalten. Wegen der erforderlichen Luftmenge ist dieses Spülverfahren für tiefere Schächte eher nicht geeignet. Aufgrund des hohen Gewichts des Bohrstranges wird, ausgenommen auf den ersten Metern, die Pilotbohrung auf Zug gebohrt und nicht auf Druck. Die Vortriebsleistung kann je nach Art der Geologie bis zu mehrere Me-


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flushing fluid can be cleaned in a settling basin and thus reused, although fresh water always has to be added with increasing depth. Alternatively, the cuttings can be cleared with compressed air instead of water or support fluid. This does however require the appropriate equipment of the raiser in order to comply with the required health and safety. Due to the quantity of air required, this method of flushing is not suitable for deeper shafts. Due to the great weight of the drill stem, the pilot hole is drilled in tension, not compression, except for the first few metres. The penetration rate can be up to several metres per hour depending on the geology. In soft rock, with rapid progress, attention needs to be paid to adequate clearing of the cuttings. An emergency power supply should be on hand while drilling the pilot hole. This is not absolutely necessary in order be able to continue boring, but it should be possible to maintain flushing. If the flushing circulation stops, the cuttings in the gap between drill stem and the hole sides can fall to the bottom, become compressed and jam the drill stem; a jammed drill stem is very difficult to free. It should also be possible to lift the drill stem in order to fix it in the raiser. If this is not the case, the pilot bit can be subjected to excessively high loading from the weight of the drill stem, which can cause damage to the bearings of the pilot bit. Penetration rates for pilot holes are generally between 0.75 and 1.50 m/h depending on the geology.

3.2 Reaming from bottom to top After the pilot bit has been replaced with the reaming head, the reaming stage starts. In order to avoid increased torque or neutral rotation during the cutting phase, the cut face should be as uniform as possible. While the shaft is reamed, the muck falls to the shaft bottom and can be cleared with loading machinery. Protection measures should be undertaken at the shaft bottom to prevent accidents from the falling muck. This can take the form of a curtain (for example of old conveyor belting) fixed to the crown of the shaft bottom and extending to about 1.50 m above the invert. It has to be ensured that larger excavated lumps cannot bounce off the cone of muck at the shaft bottom toward the loading machinery. No water flushing is necessary for reaming. The largest bending moment at this stage is between the reaming head stem and the first connection to the drill string. In order to overcome the resulting bending moments, this reaming head stem should have a length of up to 3 m, also depending on the reaming head diameter. Although reaming heads formerly had a so-called Christmas tree shape, flat reaming heads are now used, with sufficiently large openings between the cutter mounting surfaces so the muck can fall down without problems. In order to be able to deal with various geological conditions, the cutting geometry of the reaming head can be changed by adding a different number of button cutters to the cutter arrangement (Fig. 6). The spacing of the button cutters can be changed to suit the prevailing geology and optimise the advance rate and the wear rate. The design of the newest generation of cutters attempts to make variable spacing of the cutters unnecessary. This is intended to cover a greater range of rock hardness. First trials of

ter pro Stunde betragen. Bei weichem Gebirge mit hohem Bohrfortschritt ist auf eine ausreichende Bohrkleinaustragung zu achten. Während der Pilotbohrung ist das Vorhalten einer Notstromversorgung zu gewährleisten. Diese ist zwar nicht zwingend erforderlich, um die Bohraktivitäten weiterführen zu können, jedoch soll die Möglichkeit gegeben sein, jederzeit die Spülung aufrechtzuerhalten. Ist das nicht gewährleistet, kann das Bohrgut, das sich zwischen Fels und Bohrgestänge befindet, zur Bohrsohle absinken, sich dort komprimieren und das Bohrgestänge blockieren. Ein festgefahrenes Bohrgestänge ist nur mit sehr hohem Aufwand freizubringen. Außerdem sollte die Möglichkeit gegeben sein, das Bohrgestänge anzuheben, um es im Raiser fixieren zu können. Ist das nicht der Fall, kann die Pilotkrone aufgrund des Gewichts des Bohrgestänges mit zu hoher Last beaufschlagt werden. Dies kann zu Schäden an den Lagern der Pilotkrone führen. Abhängig von der Gesteinshärte liegen die Bohrleistungen bei Pilotbohrungen im Allgemeinen zwischen 0,75 und 1,50 m/h.

3.2 Die Aufweitung von unten nach oben Nachdem die Pilotkrone gegen die Aufweitkrone ausgewechselt wurde, beginnt die Aufweitung. Um größere Drehmomente bzw. ein leeres Durchdrehen während der Anschneidphase zu vermeiden, sollte die Anschneidfläche möglichst eben hergestellt werden. Während der Aufweitbohrung fällt das gebohrte Gestein zum Schachtfuß und kann dort mittels Ladegeräten entfernt werden. Im Bereich des Schachtfußes sind entsprechende Schutzmaßnahmen zu treffen, damit durch das herabfallende Bohrklein keine Unfälle entstehen. Dies kann durch einen Vorhang (z. B. aus altem Förderbandgummi) erfolgen, der im Firstbereich des Schachtfußes montiert und bis ca. 1,50 m oberhalb der Sohle geführt wird. Es wird somit verhindert, dass größeres Bohrklein vom im Schachtfußbereich aufgebauten Schuttkegel abprallen und in Richtung Schuttergerät springen kann. Für den Aufweitvorgang ist keine Wasserspülung erforderlich. Das größte Biegemoment bei diesem Arbeitsschritt entsteht in der Verbindung zwischen dem Aufweitkronenstamm und der ersten Verbindung zum Bohrstrang. Um die dabei entstehenden Biegekräfte zu beherrschen, sollte dieser Aufweitkronenstamm (abhängig auch vom Aufweitkronendurchmesser) eine Länge von bis zu 3 m haben. Hatten die Aufweitkronen früher eine sogenannte Weihnachtsbaumform, so arbeitet man heute mit flachen Aufweitköpfen mit ausreichend großen Öffnungen zwischen den Meißelmontageflächen, damit das gebohrte Material problemlos nach unten fallen kann. Um die verschiedenen geologischen Gegebenheiten zu berücksichtigen, kann die Schneidgeometrie der Aufweitkrone durch die Anordnung der Meißel (Bild 6) mit einer unterschiedlichen Anzahl von sogenannten Warzenreihen beeinflusst werden. Durch den unterschiedlichen Abstand der Warzenreihen in Verbindung mit der anstehenden Geologie können die Vortriebsleistung und der Abnutzungsgrad der Warzen verbessert werden. Das Design der neuesten Generation der Meißel für die Aufweitkronen versucht, ohne variablen Abstand der Warzenreihen auszukommen. Damit möchte man eine größere

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(a) Arrangement for harder rock

(b) Arrangement for soer rock

such heads have shown very good results. About 32 cutters are required on a reaming head of 6.00 m diameter. The cutters positioned nearer to the pilot hole have less inclination than the outer edge cutters. The advance rate in this case does not depend on the geology but the diameter to be bored.

4 Directional drilling for raise boring Originally, the main problem with raise boring was the precision of the pilot hole. Frequent reasons for deviations are steeply dipping stratification with differing rock hardness. On the Uttendorf II power station project (1982), a directional drilling rig was used for the first time (apart from a few previous trials) positioned immediately behind the pilot bit. The use of such a drilling rig enables drilling with a precision of less than 0.5 % of the boring length. At Uttendorf II, the figure was 0.17 % or about 1.00 m down a shaft depth of 587 m. With the experience gained from this project, the rig was developed further and used on projects such as the German Continental Deep Drilling Program up to 3,000 m deep. Another application was flooding drilling 710 m deep in the Mansfeld copper shale mine, where the deviation was only 0.75. With the current further development of the drilling rig, the Rotary Vertical Drilling System (RVDS), a precision of about 0.1 m over 500 m (= 0.002 %) can be achieved (Fig. 7). This self-steering rig delivers, in addition to the technical functional data for the rig, the current location (inclination and direction) of the drilling to the control position of the raise boring machine. A turbine

Hydraulic steerable rib

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Bandbreite an Gesteinshärte abdecken. Erste Versuche diesbezüglich haben sehr gute Erfolge gebracht. Bei einer Aufweitkrone mit einem Durchmesser von 6,00 m sind ca. 32 Meißel erforderlich. Die Meißel, die näher am Pilotloch positioniert sind, haben einen geringeren Neigungswinkel als die äußersten, die sogenannten Randmeißel. Die Bohrleistung ist hier nicht nur abhängig von der Geologie, sondern auch von dem zu bohrenden Durchmesser.

4 Zielbohrtechnik für das Raise Boring Ursprünglich war das Hauptproblem beim Raise Boring die Genauigkeit der Pilotbohrung. Häufige Ursachen für Abweichungen sind steil einfallende Schichtungen mit unterschiedlicher Härte der Gesteine. Beim Projekt Kraftwerk Uttendorf II (1982) wurde erstmals (abgesehen von einigen vorausgegangenen Probeeinsätzen) ein sogenanntes Zielbohrgerät eingesetzt, das unmittelbar hinter der Pilotkrone angeordnet wurde. Mit dem Einsatz eines solchen Gerätes waren Bohrgenauigkeiten mit Abweichungen von weniger als 0,5 % der Bohrlänge erzielbar. In Uttendorf II waren das 0,17 % oder ca. 1,00 m bei einer Schachtlänge von 587 m. Mit den Erkenntnissen aus dieser Bohrung wurde das Gerät weiterentwickelt und erfolgreich u. a. bei der Kontinentaltiefbohrung in Deutschland von bis zu 3.000 m eingesetzt. Ein weiterer Einsatz war eine Flutungsbohrung mit einer Tiefe von 710 m im Mansfelder Kupferschieferbergbau, wobei die Abweichung lediglich 0,75 m betrug. Mit dem heutigen weiterentwickelten Zielbohrgerät, dem Rotary-Vertical-Drilling-System (RVDS), werden Ge-

Steerable Stabilizer Sub (as non rotated Stabilitzer)

Fig. 7. Rotary vertical drilling system (source: Micon) Bild 7. Rotary-Vertical-Drilling-System (Quelle: Micon)

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Fig. 6. Arrangement of cutters (source: Sandvik) Bild 6. Anordung der Meißel (Quelle: Sandvik)

Generator and turbine Oil tank

Pulser Sub incl. Tank

Mud pulse valve


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Table 2. Examples of pilot drilling with RVDS Tabelle 2. Beispiele für Pilotbohrungen mit RVDS Land

Location

Depth

Deviation

South Africa

Carletonville Kloof Gold Mine

1,200 m

0.03 m

South Africa

Karee Shaft

1,074 m

0.04 m

RSA

Marikana I

978 m

0.04 m

Australia

Cadia Mine

915 m

0.02 m

Australia

Telfer RUC

867 m

0.02 m

Canada

Mine Doyon II (Iamgold)

845 m

0.04 m

Canada

Mine Doyon (Iamgold)

835 m

0.08 m

Canada

Totten Mine

830 m

0.04 m

South Africa

Townlands II

823 m

0.00 m

with coupled generator and hydraulic pump are driven by the flow of flushing water in the drill stem. Since no energy for the directional drill comes from the rotation of the drill stem, data can still be collected while the drill stem is still. The operating time of such a targeted drilling rig is generally about 250 hours although some have already worked for 641 hours. This process can only be used without problems for vertical drilling at the moment. With guided pilot drilling, the deviation is less than 1.00 m, even for depths of over 1,000 m. This widens the scope of application of raise boring. Some examples of pilot drilling with RVDS are shown in Table 2. Another example is the construction of two shafts at the Nant de Drance hydropower station in Switzerland. Both shafts have a depth of 425 m and were completed with deviations of 27 and 21 cm respectively. The penetration rate for pilot drilling was up to 2.80 m/h with an average of over 1.25 m/h. The use of RVDS increases the drilling rate up to 100 % in comparison with conventional methods. In a mine in Chile, a ventilation shaft was bored with a depth of 385 m without the use of RVDS. The deviation was 5.6 m (= 1.45 %) with an average penetration rate of 0.75 m/h. Before the start of reaming to a diameter of 5.00 m, the shaft bottom had to be widened by blasting in order to be able to mount the reaming head. The drilling precision with RVDS also enables greater depths for raise boring. A straight pilot hole minimises the bending moments in the drill string compared to a pilot with several metres of deviation. For inclined holes, processes from the oil and gas industry are used, which are more expensive and time-consuming than the vertical process described above. For example, a pilot drilling can be steered by a turbine drill or turbodrill. This has a drill motor installed directly behind the pilot bit. The rotation of the bit is powered by the motor; the drill stem only rotates to alter the direction of the hole. In contrast to the already described self-steering directional drill, which can correct deviations of millimetres from the correct axis, the drill motor makes much coarser corrections. Pilot holes can naturally also be surveyed, for which purpose two methods have to be differentiated: – Downhole surveying of the drillhole with single or multi shot instruments, which requires the extraction of the drill string, or

nauigkeiten von ca. 0,1 m auf 500 m (= 0,002 %) erzielt (Bild 7). Dieses selbststeuernde Gerät liefert neben den technischen Funktionsdaten für das Gerät selbst auch die jeweilige Lage (Neigung und Richtung) der Bohrung zum Steuerstand des Raise-Boring-Bohrgeräts. Durch den Spülwasserfluss im Gestänge wird eine Turbine mit gekoppeltem Generator und einer Hydraulikpumpe betrieben. Ebenso erfolgt über diese Wassersäule die Datenübertragung von der Zielbohreinheit zum Steuerstand. Da aus der Rotation des Bohrstrangs keine Energie für die Zielbohreinheit erzeugt wird, kann somit auch bei stillstehendem Bohrstrang eine Datenübertragung erfolgen. Die Einsatzzeit einer solchen Zielbohreinheit beträgt im Allgemeinen ca. 250 Stunden, jedoch wurden auch schon Einsatzzeiten von 641 Stunden erreicht. Dieses Verfahren ist zurzeit nur bei Vertikalbohrungen problemlos einsetzbar. Durch die gesteuerte Pilotbohrung beträgt auch bei Bohrtiefen von über 1.000 m die Abweichung weniger als 1,00 m. Dadurch vergrößerte sich der Einsatz der RaiseBoring-Methode beträchtlich. Beispiele für Pilotbohrungen mit RVDS sind in Tabelle 2 dargestellt. Als weiteres Beispiel sei die Herstellung der zwei Druckschächte am Wasserkraftwerk Nant de Drance in der Schweiz erwähnt. Beide Schächte haben eine Tiefe von 425 m und wurden mit einer Abweichung von 27 bzw. 21 cm hergestellt. Die Bohrgeschwindigkeit der Pilotbohrung betrug bis zu 2,80 m/h und lag im Mittel über 1,25 m/h. Mit dem Einsatz des RVDS erhöht sich die Bohrgeschwindigkeit um bis zu 100 % im Vergleich zur herkömmlichen Bohrmethode. In einem Untertagebau in Chile wurde ein Lüftungsschacht mit einer Tiefe von 385 m ohne Einsatz des RVDS gebohrt. Die Abweichung betrug 5,6 m (= 1,45 %) bei einer mittleren Bohrleistung von 0,75 m/h. Vor Beginn der Aufweitung mit einem Durchmesser von 5,00 m musste der Schachtfußbereich sprengtechnisch vergrößert werden, um die Aufweitkrone montieren zu können. Die Bohrgenauigkeit des RVDS ermöglicht auch größere Tiefen für das Raise Boring. Eine gerade Pilotbohrung minimiert die Biegemomente im Bohrgestänge im Verhältnis zu einer Bohrung mit mehreren Metern Abweichung. Bei geneigten Bohrungen kommen die Verfahren aus der Erdöl- und Erdgasindustrie zum Einsatz, welche kostenintensiver und zeitaufwendiger sind als die oben be-

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– Surveying using the measuring while drilling (MWD) system. In this case, surveying can be performed while drilling continues without extracting the drill string. Data recorded during drilling is transmitted from the probe to the surface by pressure pulse telemetry.

5 Risks of raise boring The selection of a drill string depends primarily on the reamed diameter, since the drill string is most highly loaded during reaming. In addition to the tension force, the string has to resist very high torque forces. Both these actions are concentrated in the threaded connections of the drill string. The forces are resisted by a specially developed double thread. In addition to the technical possibilities, the geology to be bored through remains the greatest challenge. The geology is decisive for the feasibility whether a shaft of a certain diameter and great depth can be bored at all. As with all underground works, geological investigations is also essential for the correct planning of raise boring. In principle, the process requires competent rock. A jointed rock mass can be unfavourable, above all joints that do not fill up with cuttings and thus hinder flushing. If geological fault zones are discovered during the pilot drilling, then they can be drilled and grouted to stabilise them. The use of plastic packers can also be useful in some circumstances. In such cases, an attempt is first made to drill into the fault zone. Then the packer is lowered into the appropriate position with a rope and the grout is pumped into the fault zone through the hose connecting the packer to the grout pumps at the shaft head. After an appropriate wait for the grout to harden, the plastic packer is drilled through with the pilot bit. When fault zones are several metres thick, it may be necessary to repeat this ground improvement several times. When the pilot hole was drilled for the 630 m deep pressure shaft of the Uma Oya power station in Sri Lanka, a fault zone was encountered at a depth of 70 m, which ended in a cavity several metres thick at a depth of 85 m. An attempt was made to fill this cavity with concrete. After more than 700 m³ of concrete had been pumped into the fault zone through the pilot hole without any sign of success, a decision was reached to selectively grout the zone using a plastic packer. The use of such packers is possible down depths of several hundred metres. Even if it is possible to complete the pilot drilling despite such problems, there still remains a danger that collapses occur in the shaft during or after the reaming stage. This may be because the shaft has a large diameter and the grout injected through the pilot hole has not sufficiently improved the entire extent of the shaft. Such collapses have to be cleared in a separate working step and supported with measures such as steel mesh, shotcrete and rock bolts. It is necessary to install an access platform after raise boring for the performance of such support work. It can also occur that a slab of rock breaks out of steeply dipping strata. This could block the bored shaft and prevent the completion of raise boring, since the muck cannot fall down to the bottom. The debris then has to be cleared by blasting in order that the reaming can continue.

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schriebene vertikale Methode. So kann z. B. die Pilotbohrung mittels Bohrturbinen gesteuert werden. Dabei wird ein Bohrmotor, der unmittelbar hinter der Pilotkrone angeordnet ist, eingebaut. Das Drehen der Pilotkrone erfolgt mit diesem Bohrmotor; das Bohrgestänge dreht nur, um der Bohrung eine andere Richtung zu geben. Zum Unterschied zur vorgenannten selbststeuernden Zielbohrtechnik, die die Abweichungen von der Sollachse bereits im Millimeterbereich korrigiert, erfolgt die Korrektur mittels Bohrmotor in wesentlich größeren Bereichen. Pilotbohrungen können natürlich auch vermessen werden, wobei grundsätzlich zwischen zwei Möglichkeiten unterschieden werden muss: – Die Vermessung des Bohrlochs mittels Single- oder Multi-Shot-Geräten, wozu das Bohrgestänge ausgebaut werden muss, oder – die Vermessung mit dem sogenannten MeasuringWhile-Drilling-System (MWD). Hierbei erfolgt die Messung des Bohrlochverlaufs während der Bohrung selbst, also ohne Ausbau des Bohrgestänges. Die während des Bohrens gewonnenen Daten werden mittels Druck-Puls-Verfahren von der Sonde nach Übertage übertragen.

5 Risiken des Raise Borings Die Wahl des Bohrgestänges richtet sich vorrangig nach dem zu bohrenden Aufweitungsdurchmesser, da während des Aufweitungsvorgangs das Bohrgestänge am meisten beansprucht wird. Neben den Zugkräften entstehen sehr hohe Drehmomentkräfte. Beide Komponenten konzentrieren sich in den Gewindeteilen des Bohrgestänges. Mit einem speziell entwickelten Doppelgewinde werden diese Kräfte aufgenommen. Neben den technischen Möglichkeiten ist und bleibt die größte Herausforderung die zu bewältigende Geologie. Die Geologie maßgebend dafür, ob ein Schacht mit entsprechendem Durchmesser und großer Tiefe gebohrt werden kann oder nicht. Wie bei allen Untertagebauwerken ist auch beim Raise Boring eine gute geologische Erkundung für die richtige Planung unerlässlich. Prinzipiell benötigt dieses Verfahren ein standfestes Gebirge. Klüftiges Gebirge kann sich ungünstig auswirken, vor allem dann, wenn es sich um Klüfte handelt, die sich nicht mit Bohrklein verlegen und somit die Spülung nachteilig beeinflussen. Stellt man während der Pilotbohrung geologische Störzonen fest, so kann man diese Störzonen anbohren und versuchen, sie mittels Injektionen zu stabilisieren. Unter Umständen kann der Einsatz von Kunststoffpackern hilfreich sein. In solchen Fällen versucht man, soweit möglich, in die Störzone zu bohren. Anschließend wird der Packer mithilfe eines Seils im Pilotloch an der entsprechenden Stelle platziert. Über einen Schlauch, der den Packer mit den Injektionspumpen am Schachtkopf verbindet, wird das Injektionsgut in die Störzone gepumpt. Nach entsprechender Aushärtungszeit des Injektionsguts wird der Kunststoffpacker mit der Pilotkrone des Raise-Boring-Geräts überbohrt. Bei Störzonen mit einer Mächtigkeit von mehreren Metern kann es vorkommen, dass man diese gebirgsverbessernden Maßnahmen mehrmals wiederholen muss. Bei der Pilotbohrung des 630 m tiefen Druckschachtes am


P. Stakne · Basic considerations and practical experience with the boring of deep shafts by the raise boring process

6 Raise bored mucking shaft with excavation top-to-bottom Even although the raise boring method has already successfully bored diameters of more than 7 m, there are shafts whose diameter is no longer feasible for raise boring. Nonetheless, it can still be practical to raise bore a shaft of a smaller diameter to serve as a mucking shaft. This simplifies the construction of larger diameter shafts, which are subsequently enlarged to the full width by blasting. It saves the installation of an expensive system to lift the muck from the shaft bottom, and the combined system also saves construction time. The blasted rock mostly falls down the mucking shaft (raise bored shaft) when it is blasted and the rest can be cleared into the existing mucking shaft with compressed air or a machine, depending on the space available. The diameter of the mucking shaft depends on the final shaft diameter, but should not be smaller than 1.80 m. If the diameter is less than this, there is a risk that the mucking shaft is blocked by debris after blasting. Experience has shown that a diameter between 2.20 and 3.00 m is best for the mucking shaft.

Ing. Peter Stakne Marti Contractors Ltd. Seedorffeldstr. 21 CH-3302 Moosseedorf peter.stakne@martiag.ch

Wasserkraftwerk Uma Oya auf Sri Lanka wurde bei einer Tiefe von 70 m eine geologische Störzone angebohrt, die bei einer Tiefe von 85 m in einem Hohlraum von mehreren Metern Mächtigkeit endete. Man versuchte, diesen Hohlraum mit Beton zu verfüllen. Nachdem mehr als 700 m³ Beton ohne erkennbaren Erfolg über das Pilotloch in die Störzone verfüllt wurden, entschied man sich, die Zone mithilfe eines Kunststoffpackers gezielt zu injizieren. Der Einsatz eines solchen Packers ist auch bei Tiefen von mehreren hundert Metern möglich. Auch wenn die Pilotbohrung trotz solcher Störzonen fertiggestellt werden könnte, besteht die Gefahr, dass es zu Verbrüchen im Schacht während bzw. nach der Aufweitbohrung kommt. Diese Möglichkeit ist dann gegeben, wenn der Schacht einen größeren Durchmesser aufweist und das über das Pilotloch verpresste Injektionsgut nicht den gesamten Schachtbereich ausreichend verbessert hat. Solche Verbrüche müssen in einem eigenen Arbeitsschritt ausgeräumt und mithilfe von Stützmitteln wie Baustahlgittern, Spritzbeton und Ankern gesichert werden. Dafür ist es notwendig, im Anschluss an die Raise-Boring-Arbeiten eine Schachtbefahrungsanlage zu installieren, mit der diese Arbeiten durchgeführt werden können. Es besteht außerdem die Möglichkeit, dass aus einer geologisch steil einfallenden Schicht eine Felsplatte in den Schacht abrutscht. Eine solche Felsplatte kann den gebohrten Schacht blockieren und eine Fortsetzung der Aufweitbohrung verhindern, da das Bohrklein nicht zum Schachtfuß fallen kann. Dieser verlegte Teil des Schachts muss vom Schachtfuß aus freigesprengt werden, um die Aufweitungsbohrung fortsetzen zu können.

6 Raise-Boring-Schacht als Schutterschacht in Kombination mit Aufweitung von oben Auch wenn mit der Raise-Boring-Methode bereits Durchmesser von mehr als 7 m gebohrt werden können, gibt es Schächte, deren Durchmesser mit dem Raise Boring nicht mehr hergestellt werden können. Trotzdem kann es bei solchen Schächten von Vorteil sein, einen Schacht mit kleinerem Durchmesser als sogenannten Schutterschacht mittels Raise Boring zu bohren. Dieser erleichtert die Herstellung von Schächten mit großem Durchmesser, die anschließend im Sprengverfahren abgeteuft werden. Es entfällt die Installation eines aufwendigen Schuttersystems, das den gesprengten Fels von der Schachtsohle nach oben fördert. Dieses kombinierte System hat auch den Vorteil einer kürzeren Bauzeit. Der gesprengte Fels fällt zu einem großen Teil bereits während der Sprengung in den Schutterschacht (Raise-Boring-Schacht). Der restliche gesprengte Fels kann, je nach vorhandener Fläche, durch Druckluft oder mithilfe eines Schuttergeräts über den vorhandenen Schutterschacht abgefördert werden. Der Durchmesser des Schutterschachts hängt vom endgültigen Schachtdurchmesser ab, sollte aber nicht kleiner als 1,80 m sein. Bei kleineren Durchmessern besteht die Gefahr, dass während des Nachrisses mittels Sprengverfahren sich der Schacht mit gesprengtem Fels verlegt. Die Erfahrung hat gezeigt, dass für den Schutterschacht Durchmesser zwischen 2,20 und 3,00 m am zweckmäßigsten sind.

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Topics Wolfgang Richter Gerald Zenz Josef Schneider Helmut Knoblauch

DOI: 10.1002/geot.201400057

Surge tanks for high head hydropower plants – Hydraulic layout – New developments Wasserschlösser für Hochdruck-Wasserkraftanlagen – Hydraulische Auslegung – Neue Entwicklungen High head hydropower plants can generate high electrical power at very short notice, or if equipped with pumps can also draw electricity from the distribution grid and store its energy very efficiently. In this way, hydropower plants can make an indispensable contribution to regulating the grid and the use of regenerative energy sources. Physically, this requires reservoirs at various altitudes connected through headraces. In order to be able to use high head hydropower plants with longer headrace tunnels for the generation of electricity, surge tanks are needed to compensate the kinetic energy. A surge tank thus represents an interface between civil, mechanical and electrical engineering. The construction of new high head plants and particularly of pumped storage schemes, exploiting ever greater quantities of water and with increasingly stringent demands for flexibility, leads to additional criteria and requirements, which are explained in this article. The article describes also some specific designs of surge tanks in Austria.

1 Introduction Surge tanks were already built for ancient siphons in Middle East and before the distribution structures of Roman aqueducts to ensure safe operation. Modern construction technology and materials can withstand very high loadings in pipe systems such as those used in high head hydropower plants [1] Changes of flow caused by opening and closing actions can generate positive or negative pressure surges (water hammer) according to the velocity gradient. Very different transient flow characteristics can occur depending to the type of turbine. Surge tanks are used in order to protect the tunnel system against excessive positive or negative pressures. In addition, the coupling of the high-pressure pipeline to the electricity grid with its condition of frequency-stable operation has a retroactive effect on the hydraulic system. This must be in accordance with the requirements of machine regulation to prevent resonance effects. This applies particularly in cases of electrically isolated operation. This condition leads to a required minimum cross-section (stability cross-section) of the riser shaft in the surge tank [2]. Fig. 1 shows a typical high head hydropower plant with a long pressure tunnel and the most direct possible steel lined pressure shaft (penstock). The headraces of high head stations contain large quantities of water under

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Hochdruckwasserkraftanlagen können hohe elektrische Leistungen in kürzester Zeit bereitstellen oder bei zusätzlichen Pumpanlagen aus dem Netz abziehen und diese damit sehr effizient speicherbar machen. Damit leisten diese Anlagen einen unverzichtbaren Beitrag zur Netzregelung und Nutzung der regenerativen Energiequellen. Physikalisch sind dazu Speicher auf unterschiedlichen Höhen verbunden durch Triebwasserwege erforderlich. Um nun Hochdruckwasserkraftanlagen mit längeren Stollen für die Erzeugung von elektrischem Strom betreiben zu können, sind zum Ausgleich der kinetischen Energie Wasserschlösser notwendig. Das Wasserschloss stellt dabei eine Schnittstelle zwischen Bauingenieurwesen, Maschinenbau und Elektrotechnik dar. Durch den Bau von neuen Hochdruckanlagen und insbesondere von Pumpspeicherkraftwerken mit steigenden Ausbauwassermengen und steigenden Anforderungen an die Anlagenflexibilität ergeben sich auch für die hydraulische Auslegung von Wasserschlössern zusätzliche Kriterien und Anforderungen, die in diesem Beitrag erörtert werden. Auch werden in diesem Artikel zusammenfassend spezifische Wasserschlossdesigns in Österreich dargestellt.

1 Einleitung Bereits für antike Siphonstrecken in Vorderasien und vor den Verteilbauwerken der Aquädukte im alten Rom wurden Wasserschlösser (castelli) zur Betriebssicherheit und Betriebsgewährleistung errichtet. Durch moderne Bautechniken und Baumaterialien sind heutzutage große Belastungen von Rohr- und Stollensystemen möglich, wie diese bei Hochdruckwasserkraftanlagen auftreten [1] Durchflussänderungen bei An- und Abschaltvorgängen generieren je nach Geschwindigkeitsgradiente negative und positive Druckstöße. Je nach Turbinentyp können hier sehr unterschiedliche transiente Durchflusscharakteristika auftreten. Um das Leitungssystem vor zu hohem Über- bzw. Unterdruck zu bewahren, werden Wasserschlösser eingesetzt. Zusätzlich ergeben sich durch die Koppelung der Hochdruckrohrleitung mit dem elektrischen Verbundnetz und dessen Bedingung eines frequenzstabilen Betriebs, Rückwirkungen auf das hydraulische System. Dieses muss den Anforderungen der Maschinenregelung entsprechen, und es darf zu keinen Resonanzerscheinungen kommen. Dies gilt besonders in Fällen des elektrischen Inselbetriebs. Aus dieser Bedingung ergibt sich ein erforderlicher Mindestquerschnitt (Stabilitätsquerschnitt) des Steigschachts im Wasserschloss [2].

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Fig. 1. Schematic diagram of a high head hydropower plant Bild 1. Schematische Darstellung einer Hochdruckwasserkraftanlage

pressure, which gain an additional and considerable kinetic energy in operation. When control actions are undertaken, the kinetic energy is either generated (starting/accelerating) or dissipated (closing/throttling). Communication in the headrace occurs in pressure waves, which propagate through the headwater with sound velocity (ca. 1.000 m/s). Since this communication takes some seconds in slower pipe systems, regulation actions can cause unintended overlapping. The placing of a surge tank makes it possible to hydraulically separate the power water way into two systems. The pressure shaft system from power house to surge tank thus enables a rapid reaction in this water route and is accelerated or braked according to turbine demand. In the second system between the surge tank and the reservoir, a mass oscillates with frequencies in a range of minutes. Highly frequent pressure waves communicate in the entire headrace between the two free water surfaces (reservoir and surge tank) and the machines or closing facilities. The kinetic energy is converted into pressure energy in the pressure shaft according to the flow gradient. Since the surge tank reflects the pressure waves, it is alternatively experienced in the pressure shaft as pressure surges (water hammer). This is determined by the reaction time, which passes from the disturbance (machine) to the free water surface and back. The surge tank reacts to control actions with a rise or fall of the water level. Due to the separation of the water systems, the pressure in the pressure tunnel only reacts to the prevailing pressure in the surge tank. There is thus theoretically a linear pressure curve between the pressure at the foot point of the surge tank and the water surface in the reservoir. Since the pressure waves divide at the branch to the surge tank equivalent to area (one part enters the surge tank, the other continues to the reservoir), short-term water hammer interference can occur in pressure tunnels [3]. With such overlapping, it is important to ensure that no section of the tunnel experiences a critical negative pressure that could lead to cavitation with the danger of column separation [4]. When the flow rate changes, the kinetic energy of the pressure tunnel is converted into potential energy through

Bild 1 zeigt eine typische Hochdruckwasserkraftanlage mit langem Druckstollen und möglichst direktem (stahlgepanzerten) Druckschacht. Im Triebwasserweg von Hochdruckanlagen befinden sich große Wassermengen unter Druck, die bei Betrieb eine zusätzliche, erhebliche kinetische Energie beinhalten. Bei Schaltvorgängen wird die kinetische Energie entweder generiert (Anfahren/Beschleunigung) oder dissipiert (Abschalten/Drosselung). Der Informationsaustausch im Wasserweg erfolgt mittels Druckwellen, die sich mit Schallgeschwindigkeit (ca. 1.000 m/s) durch das Triebwasser bewegen. Da bei längeren Leitungssystemen der Informationsaustausch mehrere Sekunden dauert, kann es bei Regelungsvorgängen zu ungewollten Überlagerungen kommen. Durch die Situierung von Wasserschlössern gelingt es, den Triebwasserweg hydraulisch in zwei Systeme zu trennen. Somit ermöglicht das Druckschachtsystem vom Krafthaus bis zum Wasserschloss eine schnelle Reaktion dieses Wasserwegs und wird entsprechend der Turbinenanforderung beschleunigt oder abgebremst. Im zweiten System zwischen dem Wasserschloss und dem Reservoir bildet sich eine oszillierende Massenschwingung mit Frequenzen im Minutenbereich aus. Hochfrequente Druckwellen kommunizieren im gesamten Triebwasserweg zwischen den beiden freien Wasserspiegeln (Speicher und Wasserschloss) und den Maschinen bzw. Abschlussorganen. Die kinetische Energie wird im Druckschacht je nach Durchflussgradiente in Druckenergie umgewandelt. Da das Wasserschloss die Druckwellen reflektiert, wird dies im Druckschacht alternierend durch Druckstöße vernommen. Hierbei entscheidet die Reaktionszeit, die von der Störung (Maschine) bis zum freien Wasserspiegel und zurück verstreicht. Das Wasserschloss reagiert auf Schaltvorgänge mit einem Steigen oder Fallen des Wasserspiegels. Der Druck im Druckstollen reagiert durch die Trennung der Wassersysteme lediglich auf den vorherrschenden Druck im Wasserschloss. Somit ergibt sich theoretisch ein linearer Druckverlauf zwischen dem Druck im Fußpunkt des Wasserschlosses mit dem Wasserspiegel im Speicher. Da sich Druckstoßwellen beim Wasserschloss-Abzweiger flächenäquivalent aufteilen (ein Teil geht ins Wasser-

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the rising and falling in the surge tank and dissipated through hydraulic losses such as friction and local losses (throttle loss). Particularly modern pumped storage power plants (PSP) with high requirements for flexible operation pose more stringent requirements on the design of surge tanks and pipe systems. Rapid switching times increase the change of velocity and thus the pressure loading in the pressure tunnel and other parts of the plant. Above all, plants are much more heavily strained by flexible operation with many starts and stops than was the case before the massive expansion of wind and solar generation in Germany. At the moment, many mechanical and electrical developments are being driven forward to enable the most flexible possible operation of pumped storage stations. One common type of turbine is the pump turbine, which can be operated both as pump and turbine and is thus very compact. If the pumps and the turbines are separate (ternary machine sets), these can be specially optimised for each mode of operation and even hydraulic short circuits are possible (e.g. PSKW Kops II and PSKW Obervermunt II). This type of machine set also needs extended caverns. With compact pump turbines, the resistance of the generator stops suddenly in case of a load rejection and the turbine accelerates to the runaway speed. Depending on the characteristics of the machine, this can lead to a short-term reversal of the flow direction, which can occur in a few seconds after the load rejection and generates very high pressure loadings, acting with increasing pressure on the headrace side and with decreasing pressure on the tailrace side. It is important to ensure that this does not lead to separation of the water column (formation of a large cavity). In case of a sudden collapse of the cavity, very large pressure surges can occur, even greater than the “Joukovsky surge” that is normally assumed as a maximum [4]. Pressure surge reflection in the surge tank is considered as the collaboration of pressure surge generation in the turbines and the pressure surge reflection in the surge tanks. This is considered in the modelling of surge tanks with an inertia term [5].

2 High head hydropower in Austria Hydropower exploitation at high head stations has a long and successful tradition in Austria due to the location in the Alps. Figs. 2 to 5 show the installed capacity, internal diameter of the pressure tunnel, water flow used for generation and pressure tunnel volumes of selected large hydropower generation and pumped storage schemes in Austria. The reservoirs now enable the storage of electrical energy from photovoltaic and wind generation and can generate electricity rapidly. The facilities thus make an important contribution to the use of energy from sustainable sources. Also listed is the planned pump storage station at Atdorf in the Black Forest, which demonstrates the trend to increasing capacities with the maintenance of existing facilities and the facilities currently under construction. The diagrams show that over a period of about 15 years – between 1993 and 2008 – no large high head stations could be built in Austria. The new stations, which have

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schloss, und der andere Teil geht weiter zum Speicher) kann es auch im Druckstollen zu kurzzeitigen Druckstoßinterferenzen kommen [3]. Bei solchen Überlagerungen ist zu beachten, dass keine Stollenabschnitte mit kritischen Unterdrücken im Bereich einer möglichen Kavitationsbildung, mit der Gefahr eines Abreißens der Wassersäule, auftreten [4]. Die kinetische Energie des Druckstollens wird bei Durchflussänderungen in potenzielle Energie durch Aufund Abschwingen des Wasserschlosses umgelegt und über hydraulische Verluste wie Reibung und lokale Verluste (Drosselverlust) dissipiert. Insbesondere moderne Pumpspeicherkraftwerke (Abkürzung in Österreich: PSKW, in Deutschland: PSW) mit hohen Anforderungen an einen flexiblen Betrieb erhöhen die Anforderungen an die Auslegung der Wasserschlösser und Leitungssysteme. Schnelle Schaltzeiten erhöhen die Geschwindigkeitsänderung und somit die Druckbelastung des Druckschachts und der Anlagenteile. Die Anlagen werden vor allem durch den flexiblen Betrieb mit vielen Starts und Stopps wesentlich stärker belastet als dies noch vor dem massiven Wind- und Sonnenkraftausbau in Deutschland der Fall war. Derzeit werden viele maschinenbau- und elektrotechnische Entwicklungen vorangetrieben, um für Pumpspeicherkraftwerke möglichst flexible Betriebsweisen zu ermöglichen. Eine übliche Turbinenbauart stellt die Pumpturbine dar, die sowohl als Turbine, als auch als Pumpe betrieben werden kann, und somit sehr kompakt ist. Werden die Pumpen und die Turbinen getrennt angeordnet (ternäre Maschinensätze) können diese spezieller für die jeweiligen Betriebsweisen optimiert werden und auch hydraulische Kurschlüsse gefahren werden (z. B. PSKW Kops II und PSKW Obervermunt II). Für diese Bauart werden auch größere Kavernen benötigt. Bei kompakten Pumpturbinen fällt bei Lastabwurf vom elektrischen Netz der Widerstand des Generators aus, und die Turbine beschleunigt bis zur Durchgangsdrehzahl. Je nach Bauart kann in diesem Fall ein kurzfristiges Umkehren der Fließrichtung eintreten. Dies kann in wenigen Sekunden nach dem Abfallen eintreten und generiert sehr hohe Druckbelastungen. Diese wirken sich auf der Oberwasserseite in positiver und auf der Unterwasserseite in negativer Wirkrichtung des Drucks aus. Hierbei ist zu beachten, dass es zu keinem Abreißen der Wassersäule (Dampfblasenbildung) kommt. Beim Zusammenschlagen der Hohlräume könnten sehr große Druckstöße auftreten, die auch über dem sonst maximal anzusetzenden „Joukovsky Stoß“ zu liegen kommen [4]. Aus dem Zusammenwirken von Druckstoßgenerierung in den Turbinen und der Druckstoßreflektion in den Wasserschlössern ergibt sich eine Berücksichtigung der Druckstoßreflektion im Wasserschloss. Dies wird durch Trägheitsterme in der Wasserschlossmodellierung berücksichtigt [5].

2 Hochdruckwasserkraft in Österreich Die Wasserkraftnutzung mit großen Fallhöhen hat in Österreich durch dessen Lage in den Alpen eine lange und erfolgreiche Tradition. Die Bilder 2 bis 5 zeigen Ausbauleistung, Innendurchmesser Druckstollen, Ausbauwassermenge sowie Druckstollenvolumen von großen, ausge-


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Fig. 2. Installed capacity (turbine and pumping modes) in [MW] of selected high head hydropower plants in Austria (+ under construction, * design phase) Bild 2. Ausbauleistung (Turbinenbetrieb und Pumpbetrieb) in [MW] ausgewählter Hochdruckwasserkraftanlagen in Österreich (+ in Bau, * in Planung)

Fig. 3. Internal diameter of pressure tunnels in [m] of selected high head hydropower plants in Austria (+ under construction, * design phase) Bild 3. Innendurchmesser Druckstollen in [m] ausgewählter Hochdruckwasserkraftanlagen in Österreich (+ in Bau, * in Planung)

been built since the beginning of the millennium and are currently being built, are all pumped storage schemes making use of existing reservoirs. It can also be seen that due to changed circumstances regarding the energy markets, that has lead to more frequent changing of operation modes, the new pumped storage schemes were designed with higher capacities than those built before. Projects with new reservoirs or even new high-voltage transmission

wählten Wasserkraft- und Pumpspeicheranlagen in Österreich. Die Talsperren ermöglichen heute die Speicherung elektrischer Energie aus Photovoltaik- und Windkraftanlagen und können kurzfristig elektrische Energie bereitstellen. Damit leisten diese Anlagen einen wertvollen Beitrag zur Nutzung von Energie aus erneuerbarer Quelle. Darüber hinaus aufgeführt ist das geplante Pumpspeicherkraftwerk Atdorf im Schwarzwald, das in Weiterfüh-

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Fig. 4. Flow used for generation in [m³/s] of selected high head hydropower plants in Austria (+ under construction, * design phase) Bild 4. Ausbauwassermenge in [m³/s] ausgewählter Hochdruckwasserkraftanlagen in Österreich (+ in Bau, * in Planung)

Fig. 5. Pressure tunnel volume in [m³] or [t] of selected high head hydropower plants in Austria Bild 5. Druckstollenvolumen in [m³] bzw. [t] ausgewählter Hochdruckwasserkraftanlagen in Österreich

lines are now subject to a much more complicated and longer-lasting design and approval phase. Figs. 2 to 5 also show how the number of high head stations has grown over the last 100 years. Increasing capacity demands leads subsequently to increased design

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rung der bestehenden sowie derzeit entstehenden Anlagen die Tendenz zunehmender Ausbaugrößen aufzeigt. Die Diagramme verdeutlichten, dass über einen Zeitraum von etwa 15 Jahren – zwischen 1993 und 2008 – keine großen Hochdruckanlagen in Österreich gebaut werden konnten.


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flow through larger diameter tunnels. For the PSP Atdorf, for example, a tunnel with an internal diameter of about 10 m is planned. The largest headrace tunnels in current use in Austria range between 6 and 7 m. However it is also possible, as it is shown by the examples of the PSP Nant de Drance and Linthal 2015 in Switzerland, that larger flow quantities are overcome using twin tunnels or shafts. These large water volumes in the tunnel and shaft system possess a large kinetic energy as they flow. The acceleration of the great water masses in operation is ensured by the hydraulic layout of the surge tank. Fig. 5 shows the water volume of the pressure tunnel of selected power stations.

3 Surge tank construction Surge tanks represent a construction challenge, especially since they are normally optimised special solutions and additional access routes often have to be created. This applies both to the lower and the upper chamber and to the riser shaft. Local separation of the access to the surge tank through connection tunnels or staggered riser shafts enables parallel construction. For example the lower chambers of the surge tanks at Limberg II [6] and Reisseck II [7] were integrated into the headrace tunnel by widening the tunnel. In the case of Limberg II, only the upper chamber had to be driven additionally from the surface. The surge tank with vortex throttle, a design used many times since the 1960s (KW Kaunertal (existing), PSKW Roßhag, KW Gerlos II, PSKW Malta Hauptstufe and PSKW Häusling), offers a very large intended hydraulic loss ratio between downsurge and upsurge behaviour. This makes it possible in particular to considerably reduce the excavation volume of the lower chamber [8]. However, the construction of the surge tank with vortex throttle requires high efforts. It has also shown that the massive dissipation of energy in the throttle and particularly its unsteady loss behaviour can lead to severe dynamic shaking. For this reason, an orifice throttle is increasingly being used in Austria to dampen the oscillation in large surge tanks. When the overburden at the lower chamber is insufficient – compared to the maximum internal pressure – special lining measures are undertaken, e.g. steel lining (surge tank at KW Kaunertal) or reinforced concrete lining with limitation of crack width. For many surge tanks (e.g. KW Sellrain-Silz or PSKW Limberg II), an extension of the pressure shaft has been chosen for the driving of the riser shaft. This means that no additional process is required to drive the riser shaft. The stability criterion of the riser shaft from the operational and hydraulic points of view does however have to be considered. Particularly when the head of the power plant decreases a considerably larger diameter of the riser shaft compared to the pressure shaft is needed in order fulfill the theoretic criterion of stability [2]. The transition construction from the pressure shaft to the riser shaft demands well-considered construction if the surge tank is to be throttled. In the current surge tanks at KW Kaunertal and KW Reißeck II (WS Schoberboden), vertical shafts are used as riser shafts.

Die Anlagen, die nach der Jahrtausendwende gebaut wurden bzw. sich derzeit noch in Bau befinden, sind durchwegs Pumpspeicherkraftwerke, die an bestehende Speicher anschließen. Es zeigt sich auch, dass die neuen Pumpspeicherkraftwerke aufgrund veränderter Rahmenbedingungen mit stark erhöhten Betriebswechseln eine höhere Ausbauleistung aufweisen als Pumpspeicherkraftwerke vor der Jahrtausendwende. Projekte mit neu zu errichtendem Speicher oder auch neuen Hochspannungsleitungen weisen derzeit eine wesentlich kompliziertere und längerfristige Planungs- und Bewilligungsphase auf. Die Bilder 2 bis 5 zeigen, wie sich über etwa 100 Jahre die Größenordnungen von Hochdruckanlagen nach oben bewegt haben. Eine steigende Ausbauleistung erfordert einen erhöhten Ausbaudurchfluss mit größerem Stollendurchmesser. Für das PSW Atdorf ist beispielsweise ein Stollen-Innendurchmesser von etwa 10 m geplant. Die derzeitig realisierten oberen Druckstollen-Innendurchmesser in Österreich bewegen sich zwischen 6 und 7 m. Allerdings besteht auch die Möglichkeit, wie es die PSKW Nant de Drance und Linthal 2015 in der Schweiz zeigen, dass größere Durchflussmengen mithilfe von Doppelstollen bzw. -schächten realisiert werden. Die großen Wasservolumina in den Stollen- und Schachtsystemen enthalten im Fließzustand große kinetische Energie. Die Beschleunigung der großen Wassermassen wird im Betrieb über die hydraulische Auslegung des Wasserschlosses gewährleistet. Bild 5 zeigt den Wasserinhalt der Druckstollen ausgewählter Kraftwerksanlagen.

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Table 1 shows an overview of surge tank types used in Austria. One particular feature of the surge tanks is the frequent use of throttles. The surge tanks mostly have two chambers. Another scheme that is apparent is the complex

3 Wasserschlossbau Wasserschlösser stellen eine Herausforderung an die Bauausführung dar, insbesondere da es sich in der Regel um

Table 1. Hydropower plants with different surge tank designs (schematic diagrams) Tabelle 1. Kraftwerksanlagen mit unterschiedlichen Wasserschlosskonzepten (schematische Darstellung)

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Table 1. Continued Tabelle 1. Fortsetzung

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arrangement of the tailwater system with two surge tanks (compressed air surge tank and shaft surge tank) of the highly modern pumped storage station Kops II. In combination with Fig. 5, it can be seen that above all power stations with pressure tunnel volumes in the range of 100,000 m³ and greater are mostly optimised for operation with complex surge tank systems.

4 Hydraulic layout A surge tank is designed under the following hydraulic aspects: – Water volume – for unfavourable multiple switching cases of starting and stopping (in each case for the worst case of filling and lowering), – Shaft cross-section – to ensure sufficient hydraulic damping, – Throttle – designed for optimised hydraulic conditions, – Surface wave behavior – verification of the worst operational case, particularly that no water spills over the ventilation construction of the upper chamber and that the lower chamber does not run dry. The following criteria are recommended to achieve stability in the determination of the cross-sectional areas of riser shafts in the basic design of surge tanks: – Headrace-side surge tank with free water surface: Thoma area [2], – Tailrace-side surge tank with free water surface: Svee area [9], – For short tailrace tunnels, there is a significant difference to the Thoma criterion; only for longer tunnels does the Svee criterion asymptotically near that of Thoma, – Compressed air surge tank: Svee volume [10]. For the precise analysis of the pressure surge, the method of functioning of the surge tank is of great importance. The dynamic behaviour of the water in the surge tank is decisive. The water quantity in a long slightly inclined chamber is accelerated more slowly due to its inertia compared to the standing water of a shaft. This can result in loading cases with particularly unfavourable pressure surge effects.

5 Design loading case For the design of the volume, the worst multiple switching case [8] – both for capacity and drawdown levels in the reservoir – been used in Austria since the 1960s. 1D numerical simulation is used iteratively to bring the hydraulic system into the maximum possible state of oscillation. For the simulation the machines are switched near the flow maximum in the pressure tunnel. For pumped storage plants, the mode is switched directly from turbine to pumping. In order to comply with the requirements, particularly for normal output, switching processes in modern plants are even carried out with an overlap. Decisive for the size of the surge tank are the water masses that have to be accelerated in the pressure tunnel.

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optimierte Sonderlösungen handelt und oft zusätzliche Zugänglichkeiten geschaffen werden müssen. Dies gilt sowohl für die Unter- und die Oberkammer als auch für die Steigschachterstellung. Örtliche Trennungen der Zugänglichkeit des Wasserschlosses durch Verbindungsstollen oder in der Lage versetzte Steigschächte ermöglichen parallele Bauabläufe. Zum Beispiel wurde bei den Wasserschlössern Limberg II [6] und Reisseck II [7] die Unterkammer in den Triebwasserweg durch Stollenaufweitung integriert. Im Fall von Limberg II musste dadurch lediglich die Oberkammer zusätzlich von der Oberfläche aus aufgefahren werden. Die mehrfach seit den 1960er-Jahren verwendete Wirbelkammerdrossel (KW Kaunertal (Bestand), PSKW Roßhag, KW Gerlos II, PSKW Malta Hauptstufe und PSKW Häusling) bietet ein sehr großes erwünschtes hydraulisches Verlustverhältnis zwischen Abschwing- und Aufschwingverhalten. Dadurch ist es möglich, insbesondere das Ausbruchsvolumen der Unterkammer wesentlich zu verringern [8]. Allerdings ist der Bau der Wirbelkammerdrossel mit großem Aufwand verbunden. Auch hat sich gezeigt, dass es durch die massive Energiedissipation in der Drossel und insbesondere dessen instationärem Verlustverhalten zu großen dynamischen Erschütterungen kommen kann. Daher wird in Österreich vermehrt eine Düsendrossel zur Dämpfung der Wasserschlossschwingung bei großen Wasserschlössern verwendet. Bei zu geringen Gebirgsüberlagerungen im Bereich der Unterkammer – im Vergleich zum maximalen Innendruck – werden besondere Auskleidungsmaßnahmen getroffen, z. B. Stahlpanzerung (Wasserschloss KW Kaunertal) oder Stahlbetonauskleidung mit Rissbreitenbeschränkung. Für manche Wasserschlösser (z. B. KW Sellrain-Silz oder PSKW Limberg II) wurde eine Verlängerung des Druckschachts für den Steigschachtvortrieb gewählt. Dadurch wird kein zusätzliches Verfahren zur Herstellung des Steigschachts benötigt. Zu bedenken ist hierbei allerdings aus betrieblicher und hydraulischer Sicht das erforderliche hydrodynamische Stabilitätskriterium des Steigschachts. Insbesondere bei geringen Fallhöhen erfordert dies einen wesentlich größeren Steigschacht- als Druckschachtquerschnitt. Die Übergangskonstruktion vom Druckstollen zum Steigschacht erfordert komplexe und aufwändige Baumaßnahmen, wenn das Wasserschloss gedrosselt ausgeführt wird. Bei den aktuellen Wasserschlössern KW Kaunertal und KW Reißeck II (WS Schoberboden) sind vertikale Schächte als Steigschächte angeordnet. Tabelle 1 zeigt eine Übersicht der verwendeten Wasserschlosstypen in Österreich. Eine Besonderheit der eingesetzten Wasserschlösser stellt die häufige Verwendung von Drosseln dar. Zumeist werden dabei Zweikammerwasserschlösser angeordnet. Insgesamt wurden sechs Wasserschlösser mit Wirbelkammerdrosseln ausgestattet. Als Schema ist auch die komplexe Anordnung des Unterwassersystems mit zwei Wasserschlössern (Druckluftwasserschloss und Schachtwasserschloss) des hochmodernen Pumpspeicherkraftwerks Kops II ersichtlich. In Verbindung mit Bild 5 zeigt sich, dass vor allem Kraftwerksanlagen mit Stollenvolumina im Bereich von 100.000 m³ und darüber meist mit komplexen Wasserschlosssystemen für den Betrieb optimiert werden.


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6 Surge tank modelling

4 Hydraulische Auslegung

The 1D numerical processes are necessary for the calculation of mass oscillations in pressure shafts due to the unsteady flow. The continued development of computing power now already enables completely 3D numerical flow calculations in the surge tank itself and parts of it, which enables variant studies to be carried out for the optimisation of the hydraulic components. Physical model tests are however still unavoidable for the investigation of flow states and flow losses in the throttle as well as to ensure the safety of the entire plant. These so-called hybrid models (numerical and physical tests) offer advantages for the optimisation of the plant and the visualization and checking in a physical model test. Still chalenging are 3D numerical multi-phase simulations for water flows with air bubbles. Particularly in the riser shaft, transient waterfalls occur in some loading cases. The positive effect of the waterfall with the decoupling of the water at the transition of the upper chamber and in the main shaft leads to the differential effect that is additionally damping the mass oscillation. If this is considered, a reduction of the required surge tank volume can be achieved, particularly for larger surge tanks. The transported air should in this case be able to escape in the surge tank itself without entering the pressure tunnel system. A more detailed surge tank design procedure can be summarised in the following steps: – 1D numerical simulation: • of the mass oscillation – sizing of surge tank volume, • of the pressure surge in the overall system with machine characteristics, • of the stability behaviour of the plant at constant output, – Frequency analysis of the hydraulic system, in order to prevent resonance (this calculation is standard practice in Norway, where the entire electricity grid is regulated by hydropower plants and there is not yet such a closely spaced network as the synchronous grid of Continental Europe), – 3D numerical simulation: • Details such as throttles, overflow structures – determination of the hydraulic values, • Multi-phase simulation – free surface flow behaviour in the chambers, investigation of rotational flow, air bubble simulation and gas release in the lower chamber, waterfall simulation, • Physical modelling of the entire surge tank and of parts of it.

Ein Wasserschloss wird nach folgenden hydraulischen Gesichtspunkten ausgelegt: – Wasservolumen – für ungünstige Mehrfachschaltfälle aus Anfahren und Abschalten (jeweils für ungünstigste Konstellationen von Stau-und Absenkziel), – Schachtquerschnitt – zur Gewährleistung ausreichender hydraulischer Dämpfung, – Drossel – Auslegung für optimierte hydraulische Verlustverhältnisse, – Schwall- und Sunkerscheinungen – Nachweis ungünstigster Betriebszustände insbesondere, dass kein Wasserschwall über die Belüftung der Oberkammer fließt und dass die Unterkammer nicht trocken läuft. Folgende Kriterien zur Erzielung der Stabilität werden für die Ermittlung von Querschnittsflächen für den Steigschacht zur grundsätzlichen Konzipierung von Wasserschlössern empfohlen: – Oberwasserseitiges Wasserschloss mit freiem Wasserspiegel: Thoma-Fläche [2], – Unterwasserseitiges Wasserschloss mit freiem Wasserspiegel: Svee-Fläche [9], – Bei kurzen Unterwasserstollen ergibt sich ein signifikanter Unterschied zum Thomaschen Kriterium; erst bei längeren Stollen nähert sich das Svee-Kriterium jenem von Thoma asymptotisch an, – Druckluftwasserschloss: Svee-Volumen [10]. Für die genaue Analyse des Druckstoßes ist die Wirkungsweise des Wasserschlosses von bedeutender Relevanz. Dabei ist das dynamische Verhalten des Wassers im Wasserschloss wesentlich. Die Wassermenge einer langen flachen Kammer wird aufgrund der Trägheit langsamer beschleunigt im Vergleich zum stehenden Wasser eines Schachts. Daraus können sich Lastfälle mit besonders ungünstigen Druckstoßerscheinungen ergeben.

5 Auslegungslastfälle

Two selected modern surge tank designs, which have been investigated and optimised in the hydraulics laboratory of the TU Graz, are now described in more detail.

Für die Auslegung der Volumina werden in Österreich seit den 1960er-Jahren die ungünstigsten Mehrfachschaltfälle – jeweils bei Stau- und Absenkziel im Reservoir – herangezogen [8]. Hierbei wird mittels 1D numerischer Simulation das hydraulische System iterativ in einen maximal möglichen Schwingungszustand gebracht. Die Maschinen werden im Bereich des Durchflussmaximums im Druckstollen geschaltet. Im Fall von Pumpspeicherkraftwerken wird direkt von Turbinenbetrieb in Pumpbetrieb gewechselt. Um den Anforderungen insbesondere für Regelleistung gerecht zu werden, finden Umschaltvorgänge bei manchen modernen Anlagen auch überlappend statt. Entscheidend für die Größe des Wasserschlosses sind die zu beschleunigenden Wassermassen im Druckstollen.

7.1 Surge tank at Atdorf (PSP Atdorf)

6 Wasserschlossmodellierung

This surge tank for the PSP Atdorf in the Black Forest [11], which is currently in the approvals phase, is a tailwaterside tank placed after the power cavern (Fig. 6). Due to the large volume of water in the tailrace tunnel of over

Die 1D numerischen Verfahren sind aufgrund der instationären Strömung für die Berechnung der Massenschwingung im Druckstollen notwendig. Die Weiterentwicklung der Computerleistung ermöglicht mittlerweile bereits eine

7 Current surge tank concepts

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b)

Fig. 6. PSP Atdorf: a) physical model test at the TU Graz, b) 3D numerical investigation of the multi-switching case [12] Bild 6. PSW Atdorf: a) physikalischer Modellversuch an der TU Graz, b) 3D numerische Untersuchung für Mehrfachschaltfall [12]

620,000 m³, a total net volume of the surge tank of about 132,000 m³ is required for the decisive multi-switching case. In order to enable the best possible functioning of filling and emptying, the surge tank is connected with two connecting shafts to the tailrace tunnel, which is constructed as a pressure tunnel, and the lower and upper chambers are each formed as an eight-shaped loop. This hydraulically short surge tank connection to the pressure tunnel also ensures an adequate pressure surge reflection for the decisive pressure surge loading cases [5]. The lower chamber tunnel has a gradient of 1.35 % from the connecting shaft. The upper chamber tunnel starting from the connection to the riser shaft has a gradient of 1.15 %. When the upper chamber empties, a massive transient waterfall of about 150 m³/s occurs for the design case from about the point in time of separation. Fig. 6b shows a point in time of the 3D numerical simulation of the entire surge tank. The lower chamber already has a free water surface while the lower chamber is still emptying. The water drops in a waterfall over 100 m down the riser shaft onto the water surface in the lower chamber. This action, and the preceding flow situation in the waterfall, which dives into the water cushion in the riser shaft, intruses air bubbles. The chamber length to the connecting shafts enables the venting of the back to the riser shaft.

7.2 Surge tank Krespa (PSP Obervermunt II) The headrace-side surge tank Krespa of the PSP Obervermunt II [12], which is currently under construction in the Austrian state of Vorarlberg, has a total net volume of about 41,000 m³. The actual surge tank from the inlet into the lower chamber is connected to the pressure tunnel through a 208 m high vertical shaft and a 50 m long connection tunnel with an orifice throttle. The headrace for the PSP runs from the power cavern in a direct connection to the upper reservoir. The three lower chambers are arranged in a star shape around the main shaft in order to offer the best possible optimised filling and emptying be-

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vollständige 3D numerische Strömungsberechnung im Wasserschloss selbst und von Teilkomponenten. Dadurch können Variantenuntersuchungen zur Optimierung der hydraulischen Komponenten durchgeführt werden. Physikalische Modellversuche sind allerdings nach wie vor unabdingbar zur Untersuchung der Strömungszustände sowie der Strömungsverluste in der Drossel sowie zur Gewährleistung der Sicherheit der Gesamtanlage. Diese sogenannte hybride Modellierung (Numerik und physikalischer Versuch) bietet Vorteile für die Anlagenoptimierung und der Darstellung sowie der Überprüfung im physikalischen Modellversuch. Eine Herausforderung in der Modellierung stellen 3D numerische Mehrphasenberechnungen für Wasserströmungen mit Luftblasen dar. Insbesondere im Steigschacht treten bei manchen Lastfällen instationäre Wasserfälle auf. Die positive Eigenschaft der Wasserfälle mit der Entkoppelung des Wassers in der Oberkammer und im Steigschacht besteht durch die Wirkung des Differenzialeffektes. Bei dessen Mitberücksichtigung kann insbesondere für große Wasserschlösser eine Reduktion des erforderlichen Unterwasservolumens erzielt werden. Die eingetragene Luft sollte hierbei im Wasserschloss selbst entweichen können, ohne in das Druckstollensystem zu gelangen. Eine vertiefte und detaillierte Wasserschlossauslegung kann anhand folgender Schritte zusammengefasst werden: – 1D numerische Simulation: • der Massenschwingung – Bemessung WS Volumina, • des Druckstoßes des Gesamtsystems mit Maschinencharakteristik, • des Stabilitätsverhaltens der Anlage bei konstanter Leistung, – Frequenzanalyse des hydraulischen Systems, um Resonanzen zu verhindern (diese Berechnung ist in Norwegen üblich, wo das gesamte elektrische Netz nur durch Wasserkraftanlagen geregelt wird und bisher kein so engmaschiges Netz vorherrscht, wie im Europäischen Verbundnetz), – 3D numerische Simulation: • Details wie Drossel, Überlauf – Ermittlung der hydraulische Werte,


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b)

Fig. 7. Surge tank at Krespa: a) geometrical arrangement, b) physical model test at the TU Graz Bild 7. Wasserschloss Krespa: a) geometrische Anordnung, b) physikalischer Modellversuch an der TU Graz

havoir. The invert of the lower chamber has an inclination towards the main shaft and the crown of the lower chamber has an upward slope in order to the dearation. Fig. 7 shows the geometric arrangement of the surge tank. The upper chamber is, in contrast to the lower chamber, designed as a 311 m long tunnel with an internal diameter of 7 m. The transition of the riser shaft into the upper chamber is constructed as a retention cavern. The riser shaft has an internal diameter of 17 m, which enlarge to 20.3 m in the retention cavern. This widening with such a large volume enables damping of the oscillating water in order to enable filling of the upper chamber without a total filling of the cross section the design case. As a special feature and an innovation, a waterfall damping element is provided in the retention cavern (Fig. 8). For the selected design loading case, a waterfall occurs with about 80 m³/s, which falls 3 m into the filled shaft at the definition point in time. Air is thus pushed down about 70 m deep into the riser shaft by the momentum of the waterfall, without a damping element. One of the aims of design optimisation was to prevent the carrying of air bubbles into the pressure tunnel. Since both the waterfall itself and the water surface in the riser shaft show transient flow behaviour, intensive investigations and optimisations were carried out for this purpose in the hydraulic laboratory of the TU Graz. The waterfall damping element functions similarly to a shower head. The water is directed through 368 pipe openings of 180 mm diameter in the balcony floor as vertical water jets with a defined initial diameter. This limits the maximum penetration depth to about 23 m. There are also 64 pipe openings of 180 mm diameter in the balcony parapet. This limits the maximum penetration depth of air and prevents it entering the pressure tunnel in the waterfall design loading case. This optimised design of the surge tank was also confirmed in physical tests.

8 Summary and outlook There is a long and successful tradition of constructing high head hydropower plants in Austria with their dams,

Fig. 8. Waterfall damping element in the retention cavern (only without cover in the model test) [14] Bild 8. Wasserfall-Dämpfungselement in der Kopfkaverne (nur im Modellversuch ohne Abdeckung) [14]

• Mehrphasensimulation – Schwall und Sunkverhalten in den Kammern, Untersuchung von Rotationsströmungen, Luftblasensimulation und Entgasung in der Unterkammer, Wasserfallsimulation, • Physikalische Modellierung des gesamten Wasserschlosses und von Teilbereichen.

7 Aktuelle Wasserschlosskonzepte Auf zwei ausgewählte aktuelle, im Wasserbaulabor der TU Graz untersuchte und optimierte Wasserschlösser wird folgend vertieft eingegangen.

7.1 Wasserschloss Atdorf (PSW Atdorf) Bei diesem Wasserschloss des im Genehmigungsverfahren befindlichen PSW Atdorf im Schwarzwald [11] handelt es sich um ein Unterwasser-Wasserschloss nach der Kraftkaverne (Bild 6). Aufgrund des großen Wasservolumens im Unterwasserstollen von über 620.000 m³ ergibt sich für die maßgebenden Mehrfachschaltfälle ein Gesamt-Nettovolumen des Wasserschlosses von etwa 132.000 m³. Um ein möglichst gut funktionierendes Füllen und Entleeren zu ermöglichen, wird das Wasserschloss mit zwei Verbindungschächten an den als Druckstollen ausge-

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headrace tunnels and caverns. The results and knowledge gained from this research and engineering work are used all over the world. In order to keep up with the increasing requirement for modern high head hydropower plants, particularly pumped storage plants, for quicker starting and switching times, frequent and often changes of operation mode and higher capacities, surge tank designs have to be specifically developed. Surge tanks are essential for power plants with longer headrace tunnels in order to ensure safe operation and comply with the requirements of the machines and also of the electricity grid. The geometry of the surge tank has to be adapted to suit both hydraulic and geotechnical requirements. It is practical to design and optimise the hydraulic functionality of the entire surge tank and its construction elements, e.g. throttles, using 1D and 3D numerical flow simulations, and to check the results with physical model tests. The tendency in the construction of high head hydropower, particularly pumped storage plants, shows further increases of installed capacity together with the most flexible operation. This makes particularly the tunnel systems and the requirements for surge tanks larger and more complex. The development of the best possible economic and functional solutions with long lifetimes demands interdisciplinary working and conservative forecasts for the design and layout.

bildeten Unterwasserstollen angebunden sowie die Geometrie der Unter- und Oberkammer jeweils als AchterSchleife vorgesehen. Diese hydraulisch kurze Wasserschlossanbindung an den Druckstollen gewährleistet ebenfalls eine ausreichende Druckstoßreflektion für die maßgebenden Druckstoßlastfälle [5]. Die Unterkammerstollen sind mit 1,35 % geneigt vom Verbindungsschacht ausgehend ausgeführt. Die Oberkammerstollen werden ausgehend vom Steigschachtanschluss spiralförmig mit der Neigung von 1,15 % ausgeführt. Im Entleervorgang der Oberkammer tritt für den Auslegungslastfall ein massiver instationärer Wasserfall von etwa 150 m³/s zum Zeitpunkt des Abreißens auf. Bild 6b zeigt einen Zeitpunkt der 3D numerischen Strömungssimulation des gesamten Wasserschlosses. Die Unterkammer hat bereits einen freien Wasserspiegel, wobei die Oberkammer noch entleert wird. Das Wasser stürzt in einem Wasserfall über 100 m durch den Steigschacht auf die Wasseroberfläche in der Unterkammer. Dadurch und durch den vorhergehenden Strömungszustand bei einem Wasserfall, der in den Wasserpolster im Steigschacht eintaucht, werden Luftblasen eingetragen. Die Kammerlänge bis zu den Verbindungsschächten hin ermöglicht das Entgasen der eingetragenen Luftmenge. Die Be- und Entlüftung des Wasserschlosses erfolgt über den Steigschacht.

References

7.2 Wasserschloss Krespa (PSKW Obervermunt II)

[1] Cerjak et al.: “High Strength Steels for Hydropower Plants – Design Concepts – Pressure Conduits,” Verlag TU-Graz, 2013. [2] Thoma, D.: Theorie des Wasserschlosses bei selbsttätig geregelten Turbinenanlagen, Dissertation, Kgl. Technische Hochschule zu München: R. Oldenbourg, 1910. [3] Hudovernik, W.: Untersuchungen über die dynamische Druckbeanspruchung im Triebwassersystem von HochdruckWasserkraftanlagen, Habilitation, Universität Innsbruck, 1987. [4] Bergant, A., Simpson, A. R., Tijsseling, A. S.: “Water hammer with column separation: A historical review,” Journal of Fluids and Structures, pp. 135–171, 2006. [5] Brost, V., Reinhardt, H., Ruprecht, A., Kolb, S., Wiesemann, J.-U.: Dimensioning of the Tailwater System of the PumpedStorage Plant Atdorf, Proceedings of 16th International Seminar on Hydropower Plants, Vienna University of Technology, 2010. [6] Larcher, M., Knoblauch, H., Heigerth, G., Wagner, E., Stering, P.: Instationäre Füll- und Entleervorgänge bei der Auslegung der Oberkammer des Wasserschlosses Limberg II, Wasserwirtschaft Nr. 4 Pg. 107–109, 2010. [7] Freitag, M., Larcher, M., Blauhut, A.: “The Reißeck II pumped storage power station/Das Pumpspeicherkraftwerk (PSKW) Reißeck II,” Geomechanics and Tunnelling, vol. 4, no. 2, pp. 119–128, 2011. [8] Seeber, G.: Das Wasserschloss des Kaunertalkraftwerkes der TIWAG, Schweizerische Bauzeitung, Heft 1, 1970. [9] Svee, R.: „Untersuchungen über die Stabilität bei Wasserkraftanlagen mit idealer Regelung,“ Mitteilung 15, Inst. für Wasserwirtschaft und konstruktivem Wasserbau an der Technischen Hochschule Graz , 1970. [10] R. Svee: “Surge Chamber with an enclosed, Compressed AirCushion,” Proceedings of International Conference on Pressure Surges, Canterbury, England, pp. G2 15–G2 24, 1972. [11] Kolb, S., Brost, V.: Neubauprojekt Pumpspeicherwerk Atdorf, Auslegung des hydraulischen Systems, Proceedings of Wasserbausymposium, TU Graz, 2012.

Das oberwasserseitige Wasserschloss Krespa des sich in Bau befindlichen PSKW Obervermunt II [13] in Vorarlberg weist ein Gesamt-Nettovolumen von etwa 41.000 m³ auf. Das eigentliche Wasserschloss ab dem Eintritt in die Unterkammer ist über einen 208 m hohen Vertikalschachtschacht und einen 50 m langen Verbindungsstollen mit Drossel an den Druckstollen angeschlossen. Der Triebwasserweg für das PSKW wird von der Kraftkaverne in direkter Verbindung zum Oberwasserbecken geführt. Die drei Unterkammern werden sternförmig an den Hauptschacht angeordnet, um ein möglichst optimales Befüllen und Entleeren zu ermöglichen. Hierbei ist die Sohle der Unterkammer zum Hauptschacht fallend und die Firste der Unterkammer steigend geneigt ausgeführt, um sowohl die Entlüftung als auch das Entleeren möglichst optimal zu ermöglichen. Bild 7 zeigt die geometrische Anordnung des Wasserschlosses. Die Oberkammer wird im Unterschied zur Unterkammer als 311 m langer Stollen mit Innendurchmesser von 7 m ausgeführt. Der Übergang des Steigschachts in die Oberkammer wird mittels Kopfkaverne realisiert. Der Steigschacht weist einen Innendurchmesser von 17 m auf. In der Kopfkaverne wird dieser auf 20,3 m aufgeweitet. Diese Aufweitung mit dem großen Volumen ermöglicht eine Dämpfung des aufschwingenden Wassers, um auch für den Auslegungsfall ein Befüllen der Oberkammer ohne Zuschlagen zu ermöglichen. Als Besonderheit und Neuheit wird in der Kopfkaverne ein Wasserfall-Dämpfungselement vorgesehen (Bild 8). Für den Bemessungslastfall tritt ein Wasserfall mit etwa 80 m³/s auf, der zum Definitionszeitpunkt 3 m in den gefüllten Schacht stürzt. Luft würde so ohne Dämpfungselement etwa bis 70 m tief in den Steigschacht durch den

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W. Richter/G. Zenz/J. Schneider/H. Knoblauch · Surge tanks for high head hydropower plants – Hydraulic layout – New developments

[12] Wegeler, G.: „Das Obervermuntwerk II trägt der Energiewende Rechnung,“ Österreichs Energie, no. April, pp. 56–59, 2014. [13] Richter, W., Schneider, J., Zenz, G., Kolb, S.: “Hybrid Modelling of a Large Surge Tank,” Proceedings of 17th International Seminar on Hydropower Plants, Vienna, 2012. [14] Richter, W., Schneider, J., Zenz, G., Innerhofer, G.: “Hybrid Modelling and Development of a long Upper Chamber in a Surge Tank,” Proceedings of Hydro Conference, Innsbruck, 2013.

Impuls des Wasserfalls mit hinabgedrückt. Bei der Optimierung der Auslegung gilt es, ein Eintragen von Luftblasen in den Druckstollen zu verhindern. Da sowohl der Wasserfall selbst, als auch der Wasserspiegel im Steigschacht ein instationäres Fließverhalten aufweisen, wurden hierfür intensive Untersuchungen und Optimierungen im Wasserbaulabor der TU Graz durchgeführt. Das Wasserfall-Dämpfungselement funktioniert ähnlich einem Brausekopf. Durch 368 Rohrdurchbrüche mit DN180 im Balkonboden wird das Wasser in vertikale Wasserstrahlen mit definiertem Anfangsdurchmesser gelenkt. Dadurch wird die maximale Eindringtiefe auf etwa 23 m beschränkt Zusätzlich wirken 64 Rohrdurchbrüche mit DN 180 in der Balkonbrüstung. Dadurch wird die maximale Lufteindringtiefe begrenzt und ein Eindringen in den Druckstollen auch für den Wasserfall-Bemessungslastfall verhindert, womit eine optimierte Auslegung des Wasserschlosses auch am physikalischen Modell bestätigt werden konnte

8 Zusammenfassung und Ausblick Dipl.-Ing. Wolfgang Richter wolfgang.richter@tugraz.at

Dipl.-Ing. Dr. techn. Univ.-Prof. Gerald Zenz gerald.zenz@tugraz.at

Ass. Prof. Dipl.-Ing. Dr.nat.techn. Josef Schneider schneider@tugraz.at

Ass. Prof. Dipl.-Ing. Dr.techn. Helmut Knoblauch helmut.knoblauch@tugraz.at Graz University of Technology Institute of Hydraulic Engineering and Water Resources Management Stremayrgasse 10/2 Graz 8010 Austria

In Österreich besteht eine lange und erfolgreiche Tradition im Bau von Hochdruckwasserkraftanlagen mit den Talsperrenbauwerken, Verbindungsstollen und Kavernen. Die Ergebnisse und Erkenntnisse aus den Forschungsund Ingenieurleistungen kommen weltweit zum Einsatz. Um den steigenden Anspruch moderner Hochdruck-Wasserkraftanlagen, insbesondere von Pumpspeicherkraftwerken, hinsichtlich schneller Anfahr- und Umschaltzeiten, vielen Betriebswechseln sowie hoher Ausbauleistung gerecht zu werden, sind anlagenspezifische Wasserschlosskonzepte zu entwickeln. Wasserschlösser stellen bei Anlagen mit längeren Stollen eine notwendige Konstruktion dar, um den sicheren Betrieb zu gewährleisten und den Anforderungen der Maschinen sowie dem elektrischen Netz gerecht zu werden. Die Geometrie des Wasserschlosses wird sowohl den hydraulischen, als auch den geotechnischen Anforderung angepasst. Die hydraulische Funktionalität des gesamten Wasserschlosses und der Anlagenteile, z. B. Drossel, werden zielführenderweise mittels 1D und 3D numerischer Strömungssimulationen optimiert und ausgelegt, sowie anhand physikalischer Modellversuche überprüft. Die Tendenz im Ausbau von Hochdruck-Wasserkraftanlagen, besonders Pumpspeicherkraftwerken, deutet auf eine weitere Steigerung der Ausbauleistung und von möglichst schnellen Reaktionszeiten der Anlagen hin. Dadurch werden insbesondere die Stollensysteme und Wasserschlossanforderungen größer und komplexer. Um stets möglichst wirtschaftliche und funktionelle Lösungen mit langer Lebensdauer entwickeln zu können, ist eine hohe Interdisziplinarität und konservative Vorausschau beim Entwurf und der Auslegung nötig.

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Topics Georg Atzl Gerhard Ullmann Martin Schmidt

DOI: 10.1002/geot.201400068

Planning of tunnel excavation for the Vienna underground – construction Lot U1/9 Planung der Tunnelvortriebe für die Wiener U-Bahn – Bauabschnitt U1/9 The extension of underground line U1 from Reumannplatz station to Oberlaa station, which includes construction lot U1/9, significantly enhances accessibility for local residents and workplaces, achieves optimal regional accessibility and improves connections to regional buses, a park & ride facility as well as easing the pressure on the Reumannplatz station. Starting from Reumannplatz, the U1 will increase by 4.6 km with five new stations in the forthcoming years. By 2017, it will be the longest underground line in Vienna (19.2 km). Planning for construction preparation and the detailed design of construction lot U1/9 is being carried out by the planning group PCD – FCP – iC in cooperation with Architektengruppe AGU. PCD, the lead planning partner, is responsible for planning of the cutand-cover method, whilst iC is responsible for the design of the mined tunnel sections. Preliminary geotechnical work, main geotechnical investigations and geotechnical support during construction were undertaken by the municipal department MA 29 (bridge construction and ground engineering). Project management incl. controlling and site supervision is done by the Client (Abteilung Bau, Planung und Projektmanagement of Wiener Linien). The design for obtaining the building permit in accordance with the Austrian railway law was carried out in 2009 and 2010 and approval was given in January 2011. Tenders were first drafted in 2010, and were published in the summer of 2011. The tender was awarded to the Strabag company. Construction started in the spring of 2012. Tunnel excavation commenced at the end of January 2014.

Die Verlängerung der U-Bahn-Linie U1 von der Station Reumannplatz bis zur Station Oberlaa, zu der auch der Bauabschnitt U1/9 gehört, dient der Erschließung von Wohnquartieren, der regionalen Erreichbarkeit, der Anbindung an die Regionalbusse, beinhaltet eine Park & Ride-Anlage und sorgt zusätzlich für eine Entlastung der Station Reumannplatz. Insgesamt wächst die U1 in den nächsten Jahren vom Reumannplatz ausgehend um 4,6 km und fünf Stationen. 2017 ist sie mit 19,2 km dann die längste U-Bahnlinie Wiens. Die Planung des Bauabschnitts U1/9 wird durch die Planungsgemeinschaft PCD – FCP – iC in Zusammenarbeit mit der Architektengruppe AGU durchgeführt. PCD ist federführend zuständig für die Planung der offenen Bauweise. Für die Planung der geschlossenen Bauweise ist iC federführend verantwortlich. Die geotechnischen Vorarbeiten und Hauptuntersuchungen sowie die baubegleitende geotechnische Betreuung erfolgten durch die MA 29 Brückenbau und Grundbau. Die Aufgaben des Projektmanagements einschließlich Controlling und Steuerung sowie die örtliche Bauaufsicht werden vom Bauherrn selbst, durch die Abteilung Bau, Planung und Projektmanagement der Wiener Linien wahrgenommen. Die Planung für die eisenbahnrechtliche Baugenehmigung wurde in den Jahren 2009 und 2010 durchgeführt, der positive Bescheid wurde im Januar 2011 erteilt. Bereits im Jahr 2010 wurde mit der Planung der Ausschreibung begonnen, die im Sommer 2011 aufgelegt wurde. Den Zuschlag erhielt die Firma Strabag. Der Baubeginn erfolgte im Frühjahr 2012. Die Tunnelvortriebe wurden Ende Januar 2014 begonnen.

1 General overview

1 Allgemeiner Überblick

Underground line U1 traverses the entire U1/9 construction lot at a deep level (Fig. 1). The line tunnels (construction section B and C) run from the boundary of construction lot U1/8 – U 1/9 in Favoritenstrasse, curving left under the Favoriten ring road and the A23 Laaerberg tunnel up to Altes Landgut station. The two tracks each run in single track tunnels with a centre to centre distance of approx. 9 m at the beginning of the construction lot and widening to a distance of approx. 31 m at the approach to the station. The Altes Landgut station lies along a straight section and comprises the two station shafts Altes Landgut (construction section L) and Katharinengasse (construction section K) with the 115 m long station tunnels in between (construction section S). The tunnels between Altes Landgut station and the boundary of lot U1/9 – U 1/10 run under the Favoritenstrasse, with the spacing between the lines reducing from

Die U-Bahn-Linie U1 verläuft über den ganzen Baulosbereich U1/9 in Tieflage (Bild 1). Die Trasse der Streckenröhren (Bauteile B und C) wird von der Baulosgrenze U1/8 – U 1/9 in der Favoritenstraße weg in einem Linksbogen unter dem Verteilerkreis Favoriten und dem Laaerbergtunnel der A23 bis zur Station Altes Landgut geführt. Die beiden Gleise verlaufen dabei jeweils in eingleisigen Streckentunneln und weisen am Baulosbeginn einen minimalen Achsabstand von ca. 9 m auf, der sich bis zur Station auf einen Achsabstand von ca. 31 m aufweitet. Die Station Altes Landgut liegt in einer Geraden und setzt sich aus den beiden Stationsschächten Altes Landgut (Bauteil L) im Verteilerkreis Favoriten und Katharinengasse (Bauteil K) in der Favoritenstraße sowie den dazwischenliegenden 115 m langen Stationsröhren (Bauteil S) zusammen.

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© 2015 Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG, Berlin · Geomechanics and Tunnelling 8 (2015), No. 1


G. Atzl/G. Ullmann/M. Schmidt · Planning of tunnel excavation for the Vienna underground – construction Lot U1/9

Fig. 1. Layout – tunnel and shaft constructions, construction lot U1/9 Bild 1. Lageplan – Tunnel und Schachtbauwerke Bauabschnitt U1/9

approx. 31m to approx. 13 m (construction section G); track 2 runs in a straight line (construction section F). A cross-passage (construction sections P and Q) is located immediately before and after the station at ca. 60° to the tunnel axes. These cross-passages serve to reduce wind pressure loading and wind speeds caused by trains entering the Altes Landgut station. The Maria-Rekker-Gasse emergency exit is located just before the boundary of construction lots U1/9 – U 1/10 (construction section N). The emergency exit is a shaft construction located to the west of the two line tunnels. A cross-passage links the two line tunnels to the emergency exit.

Von der Station Altes Landgut bis zur Baulosgrenze U1/9 – U 1/10 wird die Trasse der Streckenröhren in der Favoritenstraße geführt, wobei sich der Gleisabstand von ca. 31 m auf ca. 13 m verringert (Bauteile F und G). Unmittelbar vor und nach der Station ist jeweils ein Querschlag (Bauteile P und Q) mit ca. 60° zu den Tunnelachsen angeordnet. Diese Querschläge dienen zum Abbau der Winddruckbelastung und Windgeschwindigkeiten einfahrender Züge in die Station. Knapp vor der Baulosgrenze U1/9 – U 1/10 ist der Notausstieg Maria-Rekker-Gasse situiert (Bauteil N). Der Notausstieg ist ein westlich der beiden Streckenröhren liegendes Schachtbauwerk, das mittels eines Querschlags mit den Streckenröhren verbunden ist.

2 Geotechnical conditions 2 Geotechnische Bedingungen The project area is located in the 10th district of Vienna at Laaerberg. Below made ground (locally refilled brick quarries) are the gravels of the Laaerberg terrace underlain by Miocene inter-bedded layers which are divided with the U1/9 area being in four different layers. The upper weathered Miocene groundmass type GA IV is underlain by the unweathered upper Miozene (GA IVa), both consisting of clayey silts with soft to stiff consistency. The groundmass type IVb – which is most relevant for the tunnel excavation – consists of poorly graded coarse silts and fine sands. The range of its consistency is between stiff and semi-solid. Within this layer, with permeability up to 5 · 10–5 m/s, perched groundwater with low yield but hydrostatic pressure of 15 m above the tunnel crown is prevailing. This layer GA IVb was most relevant for assessment of face stability due to the hydro-geological boundary conditions. In particular, the fine sands showed high potential for flowing ground conditions during the execution of long-term pumping tests. The lowest layer of interest comprises the ground mass type IVc, to be expected at the invert level, which consists of clayey silt with at-least semi-solid consistency with a permeability of about 10–8 m/s. Due to this technically impervious layer a full de-watering of the upper GA IVb is not feasible and residual pore pressures will remain. Based on extensive geological and geotechnical site investigations, including pressure meter tests in various

Das Projektgebiet liegt im 10. Wiener Gemeindebezirk am Laaerberg. Unter künstlichen Anschüttungen (bereichsweise wiederverfüllte Ziegelgruben) befinden sich die Schotter der Laaerbergterrassen, darunter folgen die miozänen Wechsellagerungen, die sich am Bauabschnitt U1/9 in vier unterscheidbare Schichten gliedern. Das verwitterte oberflächennahe Miozän (GA IV) wird vom unverwitterten oberflächennahen Miozän (GA IVa) unterlagert, beide bestehend aus tonigen Schluffen mit einer Konsistenz von weich bis steif. Die darunterliegende für die Tunnelvortriebsarbeiten wesentliche Schichtfolge ist die Gebirgsart GA IVb bestehend aus sehr enggestuften Grobschluffen und Feinsanden. Die Konsistenz schwankt von steif bis halbfest. In dieser Schichtabfolge mit Durchlässigkeitskoeffizienten von bis zu 5 · 10–5 m/s befindet sich gespanntes Schichtwasser mit geringer Ergiebigkeit jedoch Druckpotenzial von bis zu 15 m über Tunnelfirste. Für die Vortriebsarbeiten war die Gebirgsart IVb von Bedeutung, da aufgrund der Randbedingungen eine stabile Ortsbrust im Vortrieb nicht erwartet werden konnte. Gerade die Feinsande zeigten in den durchgeführten Langzeitpumpversuchen ein deutliches Potenzial zum Strukturverlust und eine Neigung zum Ausfließen. Im Liegenden befindet sich die Schicht GA IVc, die im Sohlbereich der Tunnelröhren auftritt, aus tonigen Schluffen von zumeist halbfester Konsistenz besteht und Durchlässigkei-

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Table 1. Geotechnical characteristic parameter Tabelle 1. Geotechnische charakteristische Rechenkennwerte Parameter

Unit

Rock mass type/Gebirgsart I

II

IV

IVa

IVa/IVb transition

IVb

IVc

IVc below invert

Unit weight Wichte

γ

[kN/m³] 19

19

20

20

20

20

20

Poisson’s ratio Querdehnungszahl

ν

[–]

0.3

0.33

0.35

0.35

0.34

0.33

0.35

Decompression modulus (first loading modulus) Entlastungsmodul (Erstbelastungsmodul)

E [MPa]

20

30 (15)

40 (20)

60 (30)

90 (45)

120 (60) 100 (50) 250 (50)

Friction angle Reibungswinkel

ϕ

[°]

25

27.5

23

23

25

27.5

23

Cohesion Kohäsion

c

[kPa]

0

0

30

30

20

10

50

Vertical coefficient of permeability Durchlässigkeitsbeiwert vertikal

kv [m/s]

5 · 10–5

1 · 10–9

1 · 10–9

2 · 10–9

5 · 10–6

1 · 10–9

Horizontal coefficient of permeability kh [m/s] Durchlässigkeitsbeiwert horizontal

5 · 10–4

1 · 10–8

1 · 10–8

2.5 · 10–5

5 · 10–5

1 · 10–8

0.43

0.61

0.61

0.58

0.54

0.61

Lateral pressure coefficient Seitendruckbeiwert

k0

0.58

depth and soil mechanics laboratory test, the geotechnical parameters summarized in Table 1 were derived for the relevant groundmass types: The tunnels run mainly in the Miocene silt/clay layers which have a relatively homogeneous structure. They basically comprise of slightly sandy, grey, dark grey to grey-blue silts/clays, becoming semi-solid to solid with increasing depth. They may in part contain white precipitates or concretions and hardened layers. From MariaRekker-Gasse to the centre of the Favoriten ring road a thick mixed layer of fine sand or sandy silt layers, 5m thick on average, runs through the construction lot from approx. 20 m below ground level; this mixed layer is also found in construction lot U1/10. About 95 % of groundwater infiltration into the tunnel occurred on this level. Fig. 2 shows the surveyed geological conditions over a longitudinal section through track 1.

ten von ca. 10–8 m/s aufweist. Durch diese unterlagernde, technisch dichte Schicht ist eine vollständige Entwässerung der GA IVb nicht möglich, und es verbleiben somit Restwasserdrücke. Nach umfangreichen geologischen und geotechnischen Erkundungsmaßnahmen, auch mithilfe von Pressiometerversuchen in verschiedenen Tiefenstufen sowie bodenphysikalischen Untersuchungen konnten für die relevanten Schichten die in Tabelle 1 zusammengefassten Parameter angegeben werden. Die Tunnel verlaufen großteils in den miozänen Schluff/Ton-Schichten, die relativ homogen aufgebaut sind. Sie bestehen grundsätzlich aus gering sandigen Schluffen/Tonen von grauer, dunkelgrauer bis graublauer Färbung und werden mit zunehmender Tiefe halbfest bis fest. Teilweise sind weiße Ausfällungen bzw. Konkretionen und lagige Verhärtungen enthalten. Ab der Maria-Rekker-

Fig. 2. Geological model for track 1 Bild 2. Geologisches Modell Gleis 1

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3 Planning of the NATM tunnels 3.1 Running tunnels The overburden over the tunnel crown is between 16 and 20 m and approx. 6.5 m up to the road surface of the A23. Fig. 3 shows a cross-section of the line tunnels in the area of the A23 Laaerberg tunnel. The clear internal area of the standard cross-section types of running tunnels is 24.12 m2. The load-bearing water pressure resisting 40 cm thick secondary lining is made of fire-resistant reinforced C25/30-WDI fibre concrete. The excavation area amounts to 37.74 m2 for the 25 cm shotcrete thickness, with 3 cm extra for deformation. The running tunnels underpass the existing A23 Laaerberg tunnel over a length of approx. 35.1 m (track 1) and 33.7 m (track 2). A thicker reinforced secondary lining is provided in this area and also extends for several adjacent metres at both ends. Tunnelling is carried out underneath a pipe roof umbrella (see Fig. 3). The pipe roof umbrella comprises 12 m long steel pipes (dia. 114 mm, t = 6 mm) with a spacing of normally 300 mm at the bore face and a longitudinal overlap of at least 4 m. The pipe roof through the existing diaphragm walls of the Laaerberg tunnel were drilled by three subsequent drillings: first pipe to the D-wall, core drilling through the D-wall and second pipe beyond D-wall. The pipes and annular space of the pipe bore are grouted with a cement suspension from the driving end of the pipe, avoiding heaving. The axes of the A23 tunnel and the subway tunnel are angled at ca. 60°, enabling the diaphragm walls to be separated into short sections during undercutting and to be underpinned with a reinforced shotcrete ring. A reinforced shotcrete primary lining with all-round lattice girders was constructed in the entire underpass area. The surfaces of the sawtooth-like excavation amount to 42.24 m2 min./54.18 m2 max. in the case of a 45 cm thick cast-in-situ secondary lining and a 40 cm thick shot-

Gasse bis zur Mitte des Verteilerkreises Favoriten zieht ca. ab 20 m unter GOK eine durchschnittlich 5 m mächtige Wechsellage von Feinsand- bzw. sandigen Schluffschichten durch den Bauabschnitt; diese Wechsellage ist auch im BA U1/10 vorhanden. Die in den Bohrungen angetroffenen GW-Zutritte waren zu ca. 95 % auf diesen Horizont konzentriert. Bild 2 zeigt die erkundeten geologischen Verhältnisse in Form eines Längsschnittes durch Gleis 1.

3 Planung der NÖT-Tunnel 3.1 Streckenröhren Die Überlagerung über Firste beträgt zwischen ca. 16 und 20 m, im Bereich der A23 ca. 6,5 m bis zur Fahrbahndecke. Bild 3 zeigt einen Querschnitt der Streckenröhren im Bereich des Laaerbergtunnels der A23. Die innere lichte Fläche der Regelquerschnittstypen der Streckenröhren beträgt 24,12 m2. Die tragende druckwasserhaltende 40 cm dicke Innenschale besteht aus brandbeständigem bewehrtem C25/30-WDI-Faser-Beton. Die Ausbruchfläche ergibt sich zu 37,74 m2 im Fall einer Spritzbetondicke von 25 cm und 3 cm Übermaß für Deformationen. Der bestehende A23-Laabergtunnel wird mit den Streckenröhren auf einer Länge von ca. 35,1 m (Gleis 1) und 33,7 m (Gleis 2) unterfahren. In diesem Bereich – sowie beidseitig angrenzend auf eine Länge von mehreren Metern – wird eine verstärkte Innenschale vorgesehen. Der Vortrieb erfolgt unter Rohrschirmen (vgl. Bild 3). Der Rohrschirm besteht aus 12 m langen Stahlrohren (∅ 114 mm, t = 6 mm) mit einem Achsabstand im Regelfall von 300 mm am Bohransatz und mit einer Längsüberlappung von mindestens 4 m. Der Rohrschirm durch die bestehenden Schlitzwände des A23-Tunnels wurden mit jeweils drei aufeinanderfolgenden Bohrungen hergestellt: Erstes Futterohr bis zur Schlitzwand, Kernbohrung durch Schlitzwand und zweites Futterohr nach der Schlitzwand. Die Flächen des sägezahnartigen Ausbruchs ergeben sich zu mindestens 42,24 m2/maximal 54,18 m2 für den

Fig. 3. Running tunnel cross-section under the A23 (A-11-022) Laaerberg tunnel Bild 3. Querschnitt Streckenröhre mit Setzungen

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Fig. 4. Longitudinal section and plan view – underpassing the A23 Laaerberg tunnel Bild 4. Längsschnitt Grundriss – Unterfahrung des Laaerbergtunnels der A23

crete primary lining with 3 cm extra for deformation. The primary lining underneath the A23 is fully electrically insulated isolated from the remaining structure via GRP armouring and FPO foil (Fig. 4). The fine sand layers were drained from above ground using vacuum filter wells and vacuum lances were also deployed from the driving side where necessary. Systematic face anchoring and short ring closure were provided in order to minimise subsidences. The permissible subsidence of the A23 tunnel – especially the diaphragm walls – was determined using detailed structural calculations.

3.2 Platform tunnels The section “Altes Landgut station shaft up to approx. the centre of Katharinengasse station shaft” will have mined platform tunnels. The tunnels are below the ring road and Favoritenstrasse connecting in the north, under buildings. The overburden over tunnel crown is between 16 and 17 m

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Fall einer 45 cm dicken Innenschale sowie einer Spritzbetondicke von 40 cm und 3 cm Übermaß. Die Außenschale unter der A23 wird vollständig elektrisch von den restlichen Bereichen mittels GFK-Bewehrung und FPO-Folie getrennt (Bild 4). Die Rohre und der Bohrlochringraum wurden vom vortriebsseitigen Ende des Rohrs aus mit Zementsuspension unter Vermeidung von Hebungen verpresst. Die Herstellung und Verpressung erfolgte nach einem Bohrschema (Rohre Nr. 1, 5, 9 etc.). Die Achsen des A23-Tunnels und der U-Bahn-Tunnel stehen in einem Winkel von ca. 60°. Daher konnten die Schlitzwände bei der Unterfahrung in geringen Abschnitten abgebrochen und durch einen bewehrten Spritzbetonring unterfangen werden. Es wurde im gesamten Bereich der Unterfahrung eine verstärkte Spritzbetonschale mit rundum laufenden Gitterbögen vorgesehen. Die Entwässerung der Feinsandschichten sollte von über Tage aus mittels Vakuumfilterbrunnen und erforder-


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to the terrain surface and approx. 14 m to the foundation base in the built-up area (Fig. 5). The clear internal area of the platform tunnels is 55.47 m2. The load-bearing water pressure resisting 40 cm thick secondary lining comprises fire-resistant reinforced C25/30-WDI fibre concrete. The excavation area measures 77.60 m2 for 30 cm shotcrete primary lining thickness with 3 cm extra for deformation.

lichenfalls zusätzlich vom Vortrieb aus mit Vakuumlanzen erfolgen. Eine systematische Brustankerung und ein möglichst rascher Ringschluss wurden zur Setzungsminimierung vorgesehen. Die zulässigen Setzungen des A23-Tunnels – insbesondere der Schlitzwände – wurden anhand detaillierter FE-Berechnungen ermittelt.

4 De-watering from groundsurface

Im Abschnitt Stationsschacht Altes Landgut bis ca. Mitte Stationsschacht Katharinengasse sind Stationsröhren in geschlossener Bauweise vorgesehen. Die Röhren liegen unter dem Verteilerkreis und der nördlich anschließenden Favoritenstraße unter Bebauung. Die Überlagerung über Firste beträgt zwischen ca. 16 und 17 m bis Geländeoberkante, im Bereich der Bebauung ca. 14 m bis zur Fundamentunterkante (Bild 5). Die innere lichte Fläche der Stationsröhre beträgt 55,47 m2. Die tragende Druckwasser haltende 40 cm dicke Innenschale besteht aus brandbeständigem bewehrtem C25/30-WDI-Faser-Beton. Dieausbruchfläche ergibt sich zu 77,60 m2 für eine Spritzbetondicke von 30 cm und 3 cm Übermaß.

Two long-term pumping tests were carried out for verification of the best de-watering measures to achieve pore pressure relief within the GA IVb layer. Different types of filter wells were undertaken with variety of boring methods (cable tool or percussion core drilling), drilling diameter (DN 640, DN 324), filter-tunnel diameter, grain size distribution of filter and width of filter slots. The pumping was done with and the without use of a vacuum, each for three weeks. Based on the results of the pumping tests it could be confirmed that the various layers were hydraulically connected and could be designated as a sort of aquifer. The success of pore pressure relief depended on well installation type and duration of pumping. The filter wells DN 640 showed better success in pore pressure relief. Due to the low yield (< 1 litre/sec) additional vacuum was quite beneficial to reduce pore pressures. Based on the results of the pumping tests, the following concept was derived for the filter well design and operation. In general a 5 m deep pump sump was proposed within the GA IVc to contain the pump and common grading (0.7 to 1.2 mm) was used as filter material. The rise of the free flowing water into the pump sump was controlled by the instant turn-on of the pump. In order to reduce hydraulic gradient and minimise the risk of erosion and/or suffusion during tunnel excavation the operation of the filter wells were started simultaneously in a staged process some weeks ahead. The lead time of well operation was two months whilst the yield increased slowly during first five to six weeks. After reaching more-less steady state conditions the pump operation was done within the pre-defined power limits. During design it was already clear that the pumped water will not be completely free from fines. The limits according to the Austrian standard B 2601 for fines were adjusted to the prevailing silty fine sandy soils. During construction a test field with twelve filter wells and piezometers were installed. The basic assumptions of the design were verified and confirmed during the operation. In the course of the pumping tests and field tests, the surface settlements were monitored. The settlements which were due to pore pressure relief were up to 6 mm, after a re-rise of the water head heave of same magnitude occurred. This deformation practically elastic behaviour is mainly caused by the over-consolidation of the unweathered Miocene layers.

5 Tunnel construction Starting from the South shaft (construction section L), the running tunnels are excavated southwards and the plat-

3.2 Stationsröhren

4 Übertägige Wasserhaltung Für die Planung der Wasserhaltungsmaßnahmen von über Tage aus wurden zwei Langzeitpumpversuche mit verschiedenen Aufgabestellungen zur Verifizierung der bestmöglichen Entspannung der GA IVb im Zuge der Auf-

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Fig. 5. Cross-section, platform tunnel Bild 5. Querschnitt Stationstunnel mit Setzungen

form tunnels northwards in soft ground in cyclical tunnel driving in accordance with NATM principles and applying the ON B 2203 Part 1 standard. A flexible construction time model was put to tender for tunnel driving. The scheduling provided for excavating the entire excavation cross-section of the single tunnel tunnels with short top heading and fast ring closure (max. 5 m), divided into the partial cross-sections of top heading, bench and invert. The excavation cross-section of the platform tunnels was excavated using a single-sidewall drift and subsequent enlargement. Top heading and bench excavation used a round length of max. 1 m. The invert was excavated in sections with a maximum length of 2 m. Fore poling is used for pre-support. In general, construction should ensure minimum settlement in built-up areas and traffic zones. This requires rigid construction with short ring closure as well as face anchors to reduce pre-relief. Subsidence due to ground water stress relief is due to increase of the effective stress in the ground (no hydrostatic uplift). Drainage was carried out especially in secondary sand layers, thus anticipating rather minor subsidence and expansive flat subsidence basins with little effect on the existing buildings. The measures were specified based on structural calculations and permissible deformation of existing structures. Photographs of the construction are shown below (Figs 7, 8, 9, 10).

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Geomechanics and Tunnelling 8 (2015), No. 1

schlusskampagne durchgeführt. Die für den Pumpversuch vorgesehenen Brunnen wurden mit unterschiedlichen Bohrverfahren (Greiferschlag- und Rammkernbohrungen), Bohrdurchmessern (DN 640, DN 324), Filterrohrdurchmessern, Filterkörungen und Filterschlitzweiten hergestellt bzw. ausgebaut. Der Betrieb erfolgte gravitativ sowie mittels Vakuumbeaufschlagung über eine Versuchsdauer von je ca. drei Wochen. Aufgrund der Langzeitpumpversuche konnte eine Kommunikation zwischen den Wechsellagerungen festgestellt werden, so dass von einem zusammenhängenden gespannten Aquifer gesprochen werden kann. Die Entspannung hing wesentlich von den gewählten Ausbauparametern und dem Betrieb ab. Die Bohrungen DN 640 zeigten einen höheren Entspannungserfolg. Aufgrund der geringen Wassermengen (< 1 l/s) konnte zur Erreichung des maximalen Entspannungserfolgs zusätzlich Vakuum aufgebracht werden. Auf Basis der Pumpversuche wurde folgendes Konzept für den Brunnenausbau und -betrieb erarbeitet. Die zu entspannenden Wechsellagerungen wurden mit einer herkömmlichen Filterkörnung (0,7 bis 1,2 mm) ausgebaut. Es wurde grundsätzlich ein 5 m tiefer Pumpensumpf zur Aufnahme der Pumpe in die GA IVc abgeteuft. Ein Aufspiegeln des frei in den Pumpensumpf zuströmenden Wassers über die Sumpfrohroberkante wurde über die Steuerung des Einschaltzeitpunkts der Pumpen geregelt. Damit sich beim frei einströmenden Grundwasser kein zu großes hydraulisches Gefälle entwickelt und die Brunnen versanden, mussten die Brunnen möglichst gleichzeitig dem Vortrieb vorauseilend stufenweise in Be-


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6 Geotechnical measurements The tunnel driving had commenced by the end of January 2014. The entire tunnel driving has already been successfully completed and the installation of the secondary lining is in full swing. During excavation, the water pressure relieved ground is temporarily stable. The monitoring equipment comprises bolt gauges for 3D trigonometric shotcrete shell displacement measurements, surface settlement points, horizontal automatic inclinometers above the tunnel tunnels underneath the A23 and above the platform tunnel in places. The supporting structure of the A23 was constantly monitored using a tunnel level. Control values such as advance warning, warning and alarm values were defined for all monitoring parameters considered. The horizontal inclinometers and tunnel levels generate automatic messages when the control values are exceeded. During excavation in the vicinity of the A23, shotcrete lining displacements were less than 10 mm, subsidence of the A23 road surface was in the region of the predicted 15 mm and the subsidences of the diaphragm walls were below 10 mm. The probably most critical specification for the project was the twisting of the joists spanning the centre diaphragm wall with an advance warning ratio of 1:1,000 and an alarm ratio of 1:500. Measured twisting did not exceed approx. 1:2000, due to more favourable characteristics encountered.

trieb genommen werden. Die Vorlaufzeit betrug ca. zwei Monate, wobei in den ersten fünf bis sechs Wochen die Fördermenge der Brunnen langsam gesteigert wurde. Nach der Einlaufzeit hat sich der freie Zustrom im Brunnen eingestellt, und die Pumpen konnten mit der für das System festgelegten maximalen Leistung arbeiten. Bereits in der Planung wurde davon ausgegangen, dass eine grundsätzliche Feinteilfreiheit des Pumpwassers in diesen Böden nicht erzielbar ist. Um den unerwünschten Feinteilaustrag zu verringern, wurde das Kriterium für die technische Sandfreiheit der ÖN B 2601 auf den anstehenden Boden angepasst. Im Zuge der Ausführung wurde ein Probefeld mit zwölf Brunnen und Pegeln hergestellt. Im Probefeld wurden die grundsätzlichen Annahmen der Planung verifiziert und im Rahmen des Betriebs bestätigt. Im Zuge der Pumpversuche und des Probefelds wurden auch die Oberflächensetzungen gemessen. Es ergaben sich Setzungen bis 6 mm, nach Wiederaufspiegelung wurden Hebungen vom selben Betrag gemessen. Dieses praktisch elastische Verschiebungsverhalten ist in der Überkonsolidierung der unverwitterten miozänen Schichten begründet.

5 Bauausführung Beginnend vom Schacht Süd (Bauteil L) wurden die Streckenröhren in Richtung Süden und die Stationsröhren nach Norden im zyklischen Vortrieb nach den Prinzipien


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The survey of the remaining tunnel excavation was within the prediction – settlements less than 30 mm and trough inclinations flatter than 1:500.

Dipl.-Ing. Dr. Georg Atzl iC consulenten ZT GmbH Schönbrunner Str. 297 1120 Vienna Austria g.atzl@ic-group.org

Ing. Gerhard Ullmann Wiener Linien GmbH & Co KG Bauabschnitt U1/9 „Altes Landgut“ Erdbergstr. 202 1030 Vienna Austria gerhard.ullmann@wienerlinien.at Dipl.-Ing. Martin Schmidt Magistrat der Stadt Wien Magistratsabteilung 29 Brückenbau und Grundbau Wilhelminenstr. 93 1160 Vienna Austria martin.schmidt@wien.gv.at

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der NÖT unter der Anwendung der ÖN B 2203 Teil 1 aufgefahren. Für die Vortriebe wurde ein flexibles Bauzeitmodell ausgeschrieben. Der gesamteausbruchquerschnitt der eingleisigen Streckentunnel wurde gemäß Planung mit kurzer Kalotte und raschem Sohlschluss (maximal 5 m) aufgefahren, unterteilt in die Teilquerschnitte Kalotte, Strosse und Sohle. Der Ausbruchquerschnitt der Stationsröhren wurde mit einem einhüftigen Ulmenstollen und dem nachfolgenden Restquerschnitt aufgefahren. Der Ausbruch der Kalotte und Strosse erfolgte mit einer Abschlagslänge von maximal 1 m, die Sohle mit der Öffnungslänge von maximal 2 m. Die Voraussicherung erfolgte mit Spießen. Generell wr in den Bereichen mit Bebauung, Einbauten und Verkehrsflächen setzungsarm zu bauen. Das heißt, es war ein steifer Ausbau mit kurzem Ringschluss erforderlich sowie eine Brustankerung zur Reduktion der Vorentspannung. Setzungen zufolge der Grundwasserentspannung entstehen durch die Erhöhung der effektiven Spannungen im Boden (Wegfall des Auftriebs). Die Entwässerung erfolgte vor allem in den untergeordneten Sandschichten. Dadurch wurden eher geringe Setzungsbeträge und weitläufige flache Setzungsmulden mit geringen Auswirkungen auf die Bebauung erwartet. Die Maßnahmen wurden aufgrund statischer Berechnungen und der zulässigen Verformungen des Bestands festgelegt.

6 Geotechnische Messungen Die Tunnelvortriebsarbeiten begannen Ende Januar 2014. Sämtliche Vortriebe sind bereits erfolgreich fertiggestellt, und die Herstellung der Innenschale ist im vollen Gang. Beim Ausbruch erwies sich das druckwasserentspannte Gebirge meist als kurzeitig standfest mit maßhaltigemausbruchverhalten. Die Überwachungsgeräte umfassten Messbolzen für die 3D trigonometrischen Verschiebungsmessungen der Spritzbetonschale, Setzungsmessungen von Oberflächenpunkten (ca. 700 Haus- und Oberflächenpunkte), automatische horizontale Inklinometer über den Streckenröhren unter der A23 und teilweise über den Stationsröhren. Das Tragwerk der A23 wurde mit einer Schlauchwaage permanent überwacht. Kontrollwerte wie Vorwarn-, Warn- und Alarmwerte wurden für alle vorgesehenen Überwachungsparameter definiert. Die horizontalen Inklinometer und die Schlauchwaage lieferten automatische Meldungen bei Erreichen der Kontrollwerte. Im Bereich der A23 lagen im Zuge des Vortriebs die Verschiebungen der Spritzbetonschale unter 10 mm, die Setzung der Fahrbahn der A23 im Bereich der prognostizierten 15 mm und die Setzungen der Schlitzwände unter 10 mm. Die für das Projekt wohl kritischste Vorgabe war die Winkelverdrehung (definiert als Summe der Tangentenneigungen beidseitig der Mittelschlitzwand) der Deckenträger über der Mittelschlitzwand des Laaerbergtunnels mit dem Vorwarnwert von 1:1.000 und dem Alarmwert von 1:500. Die gemessenen Winkelverdrehungen erreichten aufgrund des günstigeren Systemerhaltens lediglich Werte von ca. 1:2.000. Die Messergebnisse der übrigen Vortriebe lag im Bereich der Erwartung – maximale Setzungen bis 30 mm und Tangentenneigungen flacher als 1:500.


Research and Development ZaB – Zentrum am Berg in the Erzberg, Styria, Austria The construction of the research, development and seminar centre “ZaB – Zentrum am Berg” for the construction and operation of underground facilities as well as deep drilling rigs for the oil industry; as a research, training and education centre for emergency services organisations; and for personnel engaged in the maintenance and repair of transport infrastructure has been approved by the Austrian Science Ministry together with the Ministry for Transport, Innovation and Technology and the state of Styria. Austria is a land of mountains and, when it comes to mobility, also a land of tunnels. The boom in railway construction in the first half of the last century also meant a boom in Alpine tunnelling. From this tradition, Austrian engineers developed a method that revolutionised tunnel building and was adopted successfully all around the world. Tunnellers originally assumed that a construction had to resist the entire pressure from the rock mass. Rabcewicz, at a conference in Salzburg in 1962, presented a method of exploiting the load bearing capacity of the rock mass, which he called the Neue Österreichische Tunnelbaumethode (NÖT), now known internationally as the New Austrian Tunnelling Method – NATM. Due to the great demand for tunnelling engineers worldwide, the Montanuniversität together with the TU Graz started special training in this construction method in 2009; there are currently students from Columbia, Mexico, Georgia, Spain, Germany, USA, Egypt, Israel, India, Turkey and Italy. The method of construction of tunnels is however just one piece in the mosaic of underground construction! Safe operation of underground facilities is also important. The appalling tunnel fires at the turn of the century woke up the specialist world. It became clear that much more knowledge from various viewpoints is needed to avoid such situations. Altogether 39 people died when a truck caught fire in March 1999 in the Mont Blanc Tunnel. The cause was found to be a cigarette thrown away. The load of margarine and flour together with an inadequate ventilation system turned the tunnel into a fire trap, and the fire could only be finally extinguished 53 hours later. Only two months later, twelve people died in a fire in the Tauern Tunnel in Austria. Due to the enormous heat development of up to 1,200 °C, the emergency services could only start extinguishing the fire twelve hours after the accident.

Fig. 1. The Erzberg in Styria (photo: VA Erzberg GmbH) Bild 1. Der Steirische Erzberg (Foto: VA Erzberg GmbH)

There are currently tunnels with a total length of 6,600 km in the European Union, and a further 2,100 km are being designed or under construction. Outside Europe, gigantic projects are considered such as a tunnel under the Bering Strait with individual tunnel lengths of more than 200 km. Many further underground railway and tunnelling projects are currently planned in Asia, which is the most significant market for tunnelling in the future. Tests of construction methods, and also of materials and fittings, under realistic conditions – from tunnel ventilation to the entire field of safety technology including extinguishing systems integrated into tunnels – have seldom been possible until now. Testing in the laboratory only has restricted relevance and even tests in existing tunnels cannot represent actual catastrophe scenarios. Tests in existing tunnels are also laborious and expensive since the tunnel has to be closed for the test and traffic diverted. Also the fire load in a tunnel test has to be limited or else the tunnel would be damaged. An underground tunnel system just for research purposes, the Zentrum am Berg, is intended to provide assistance here. The Zentrum am Berg will be the only research facility of its type in the world and will be located in a disused part of the Erzberg mountain (Fig. 1) in Styria, Austria. Altogether five tunnels are planned in full operation – ideal conditions, not only for researchers but also for a wide range of

emergency service organisations and industry. At an altitude of about 1,000 m, two railway and two road tunnels will be constructed, with a fifth tunnel for pure test purposes. This corresponds to a twin-bore system such as a real road. The standard cross-section of the road tunnel sections is based on the Styrian Gleinalm Tunnel. In the rail tunnels, tracks will be laid in order to create a realistic scenario and also to simplify the delivery and removal of test objects (Fig. 2). The altogether 3 km of tunnels pass below the highest point of the Erzberg mountain, the Erzbergspitz, and there are also sections with less overburden, which is intended to ensure that tunnel sections with various local conditions can be investigated. Students will be involved in the works from the start. Being able to experience what happens when a tunnel is built will offer the ideal basis for understanding methods. Practical work at the Zentrum am Berg is already planned as part of the course at the Montanuniversität. Scientists from other fields have already expressed interest in using the tunnels. Researchers of the TU Graz, for example, intend to test existing and new ventilation concepts. The Zentrum am Berg is ideal for the investigation of propagation of gases and the necessary safety equipment. The effects of climatic changes on tunnels, such as heavy rain or mudflows, can also be instrumented

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Research and Development and measured, which can also include further development of rockfall protection systems. Geothermal energy could be used to keep tunnel portals free of ice in the winter. 50 companies have also already shown interest in research in the mountain, with project ideas ranging from civil engineering to information

technology. There will also be a training centre in the ZAB where crisis situations like tunnel fires can be trained under realistic conditions in order to be better prepared for a real incident. Even though the construction of the centre already has research value, it will be three to four years before everything

is ready. Construction works should start early next year. Robert Galler Further information http://zab.unileoben.ac.at/

ZaB – Zentrum am Berg am steirischen Erzberg in Österreich genehmigt Die Errichtung des Forschungs-, Entwicklungs- und Seminarzentrums „ZaB – Zentrum am Berg“ für den Bau und Betrieb von Untertageanlagen sowie von Tiefbohranlagen der Erdölindustrie, einem Forschungs-, Trainings- und Schulungszentrum für Einsatzorganisationen, für das Wartungs- und Instandhaltungspersonal der Verkehrsinfrastruktur sowie für die Ausbildung von Nutzern der Straßen- und Bahninfrastruktur wurde vom Wissenschaftsministerium gemeinsam mit dem Ministerium für Verkehr-, Innovation und Technologie sowie dem Stand Steiermark genehmigt. Österreich ist ein Land der Berge und, was sich aus Mobilität ergibt, auch ein Land der Tunnel. Der Aufschwung im Eisenbahnbau in der ersten Hälfte des letzten Jahrhunderts bedeutete auch einen Aufschwung für den alpinen Tunnelbau. Aus dieser Tradition heraus entwickelten österreichische Ingenieure eine Methode, die den Tunnelbau revolutionierte und von Österreich aus den Siegeszug um die Welt antrat. Ursprünglich ging man im Tunnelbau davon aus, dass konstruktive Methoden

den Gebirgsdruck auffangen müssen. Rabcewicz präsentierte im Jahr 1962 auf einer Tagung in Salzburg eine Methode, die die Eigentragfähigkeit des Gebirges nutzt. Er nannte diese Methode die Neue Österreichische Tunnelbaumethode (NÖT), die heute international als New Austrian Tunnelling Method – kurz NATM – bekannt ist. Aufgrund des weltweit großen Bedarfs an Tunnelbauingenieuren wurde im Jahr 2009 von der Montanuniversität gemeinsam mit der TU Graz eine spezielle Ausbildung zu dieser Baumethode gestartet. Aktuell befinden sich in dieser Ausbildung Studierende aus Kolumbien, Mexiko, Georgien, Spanien, Deutschland, USA, Ägypten, Israel, Indien, Türkei und Italien. Die Baumethode zur Herstellung von Tunnelbauwerken ist aber nur ein Mosaikstein des umfassenden Fachgebietes des Untertagebaus! Es geht auch um den sicheren Betrieb dieser Anlagen. Die verheerenden Tunnelbrände um die Jahrtausendwende haben die Fachwelt aufgerüttelt. Spätestens seit damals ist klar, dass es viel mehr Wissen aus ver-

Fig. 2. Planned research tunnel system at the Zentrum am Berg Bild 2. Geplantes Tunnelsystem für das Forschungszentrum am Berg

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schiedenen Blickwinkeln braucht, um solche Situationen besser beherrschen zu können. Insgesamt 39 Menschen starben, als im März 1999 ein LKW im Mont BlancTunnel Feuer fing. Als Ursache gilt eine weggeworfene Zigarette. Die Ladung aus Margarine und Mehl und ein nicht ausreichendes Belüftungssystem machten den Tunnel zur Feuerfalle. Der Brand konnte erst 53 Stunden später gelöscht werden. Nur zwei Monate später starben zwölf Menschen bei einem Brand im österreichischen Tauerntunnel. Durch die enorme Hitzeentwicklung von bis zu 1.200 °C konnten die Einsatzkräfte erst zwölf Stunden nach dem Unfall mit den Löscharbeiten beginnen. Aktuell gibt es in der Europäischen Union Tunnel mit einer Länge von 6.600 km. Weitere 2.100 km befinden sich im Bau oder in Planung. Außerhalb Europas gibt es gigantische Projekte wie geplante Tunnel unter der Beringstraße, die Einzeltunnellängen von mehr als 200 km aufweisen. Viele weitere Projekte für U-Bahn- und Tunnelbauwerke im asiatischen Raum, die mit Abstand den stärksten Zukunftsmarkt für den Tunnelbau darstellen, befinden sich in Planung. Für die Weiterentwicklung der Baumethoden, aber auch von Materialien und der Ausstattung – von der Tunnellüftung bis zur gesamten Sicherheitstechnik inklusive im Tunnel integrierter Löschsysteme – waren Tests unter realen Bedingungen bisher kaum möglich. Eine Überprüfung im Labor ist nur eingeschränkt aussagekräftig, selbst Tests in bestehenden Tunneln können kein Szenario für den tatsächlichen Katastrophenfall bieten. Versuche in bestehenden Tunnelbauwerken sind nicht nur aufwendig und teuer, da die Tunnel für die Versuche gesperrt und der Verkehr umgeleitet werden müssen. Man kann beispielsweise in Bestandstunneln nur mit eingeschränkter Brandlast testen, da sonst Schäden am Tunnel entstehen. Ein unterirdisches Tunnelsystem zu Forschungszwecken, das sogenannte Zentrum am Berg, soll hier Abhilfe schaffen. Mit dem Zentrum am Berg soll in einem stillgelegten Teil des steiri-


Research and Development schen Erzbergs (Bild 1) eine weltweit einzigartige Forschungsstätte entstehen. Insgesamt fünf Tunnelröhren sind im Vollbetrieb vorgesehen – ideale Bedingungen nicht nur für Forscher, sondern auch für verschiedenste Bereiche von Einsatzorganisationen und der Industrie. Auf rund 1.000 m Seehöhe sollen zwei Eisenbahn- und zwei Straßentunnel sowie eine fünfte Röhre als reine Versuchsstrecke entstehen. Das entspricht einem Doppelröhrensystem wie im realen Straßenverkehr. Der Regelquerschnitt der Straßentunnelabschnitte orientiert sich am steirischen Gleinalmtunnel. In den Eisenbahntunneln werden Schienen verlegt – um ein realistisches Szenario zu schaffen, aber auch, damit Versuchsobjekte an- und abtransportiert werden können (Bild 2). Die in Summe fast 3 km langen Tunnelröhren unterqueren einerseits die höchste Stelle des Erzbergs, den sogenannten Erzbergspitz; andererseits gibt es auch Abschnitte mit geringer Über-

lagerung, wodurch sichergestellt werden soll, dass Tunnelabschnitte mit unterschiedlichen Randbedingungen untersucht werden können. Von Anfang an will man bei den Arbeiten Studierende mit einbeziehen. In der Praxis zu erleben, was passiert, wenn ein Tunnel gebaut wird, bietet die ideale Basis, um die Methoden zu verstehen. Praxisorientiertes Arbeiten am Zentrum am Berg ist bereits im Studienplan der Montanuniversität vorgesehen. Wissenschaftler anderer Einrichtungen haben bereits Interesse bekundet, die Tunnel zu nutzen. Forscher der TU Graz beabsichtigen etwa, bestehende und neue Lüftungskonzepte zu testen. Die Ausbreitung von Gasen und die notwendige sicherheitstechnische Ausrüstung lassen sich im Zentrum am Berg ideal untersuchen. Aber auch die Auswirkungen der Klimaveränderung auf Tunnel, etwa die Folgen von Starkniederschlägen oder Muren, lassen sich messtechnisch erfassen. In diesem Zusammenhang sind beispielsweise Stein-

schlagschutzsysteme weiter zu entwickeln. Geothermie, also Erdwärme, könnte genutzt werden, um Tunnelportale im Winter eisfrei zu halten. 50 Unternehmen haben bereits Interesse bekundet, im Berg zu forschen. Dabei reichen die Projektideen vom Bauingenieurwesen bis zur Informatik. Im ZAB wird es auch ein Schulungszentrum geben, in dem Krisenszenarien wie Tunnelbrände unter realen Verhältnissen trainiert werden können, um somit für den Ernstfall besser gerüstet zu sein. Auch wenn bereits der Bau als Forschung zählt, soll es drei bis vier Jahre dauern, bis alles fertig ist. Aktuell wird daran gearbeitet, die Behördengenehmigungen zu erlangen. Im kommenden Frühjahr soll dann mit dem Bau begonnen werden. Robert Galler Weitere Informationen http://zab.unileoben.ac.at/


Diary of Events International Conference and Exhibition on Tunnelling and Underground Space 2015 – ICETUS 2015

• Tunnel heading in anhydritic rock • Tunnel heading in the mudstones of the Brown Jurassic and in the limestones of the White Jurassic

3 to 5 March 2015, Selangor, Malaysia www.felsmechanik.eu Topics • Operation, ventilation and maintenance • Trenchless technology • Detection, inspection services, robotic development, sewer, services and structural aspects • Safety health environmental quality and legal aspects • Machine development and designs • Geotechnical aspects • Research and recent development www.icetus2015.iemtc.com

22. Darmstädter GeotechnikKolloquium 12. März 2015, Darmstadt, Germany Themen • Innerstädtisches Bauen • Internationale Projekte • Forschung, Entwicklung und Innovationen • Rechtsfragen und Normung in der Geotechnik www.geotechnik.tu-darmstadt.de

30. Christian Veder Kolloquium 9 to 10 April 2015, Graz, Austria Entwurf und Ausführung geotechnischer Maßnahmen zur Unterfangung und Erweiterung bestehender Bauwerke http://cvk.tugraz.at

10th WBI-International Shortcourse Rock Engineering 13 to 17 April 2015, Weinheim, Germany Topics • Fundamentals • Analyses • Tunnels • Dam foundation • Slopes www.wbionline.de

Rock Mechanics Day – Rock mechanical problems of the railway project Stuttgart-Ulm 16 April 2015, Weinheim, Germany Topics • Settlements in the city of Stuttgart, prediction and measurement results

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ISRM 2015 – Innovations in applied and theoretical rock mechanics

• Developments in use of underground space: case studies • Urban planning and using of underground space • Risk analyses and techniques for underground structures • Cost optimization and financing of underground structures www.wtc15.com

10 to 13 May 2015, Montréal, Canada Topics • Application of geophysics in rock mechanics • Enabled rock mechanics: scope of augmented reality, virtual reality and artificial intelligence • Explosive free rock breakage techniques • Fracture mechanics and fracture propagation • Fractured rock and rock mass discontinuities • Ground freezing • High temperature geomechanics • In-situ stress measurement • Lab and in-situ rock characterization and modelling • Numerical, analytical, constitutive modelling of rock processes • Prediction and modelling • Remote sensing and seismicity • Reservoir geomechanics • Rock mechanics risk assessment • Rock physics models for enhanced hydrocarbon recovery • Role of uncertainties in rock engineering design • Slope stability and landslides • Stability and excavation support • Subsidence – prediction and mitigation of its impacts • Underground storage of petroleum, gas, CO2 and nuclear waste disposal www.isrm2015.com

World Tunnel Congress 2015

Swiss Tunnel Congress 2015 10 to 12 June 2015, Lucerne, Switzerland Topics • Swiss projects • International projects www.swisstunnel.ch

Eurock 2015 & 64th Geomechanics Colloquy October 7 to 10 2015, Salzburg, Austria Topics • Long-term behaviour of engineering structures in rock • Tunnelling under challenging conditions • Mass movements • Rock mechanical aspects of excavation • Monitoring and safety management • Determination of rock properties • Rock mechanical aspects of nuclear waste repositories • Micromechanics of rocks • Modelling in rock and rock masses • Mining rock mechanics • Young researcher session www.oegg.at

STUVA Conference 2015 1 and 2 December 2015, Dortmund, Germany

22 to 28 May 2015, Dubrovnik, Croatia Topics • Planning and designing tunnels and underground structures • Mechanized tunnelling in development and use • Conventional tunnelling methods in development and use • Immersed and floating tunnelling • Operation and maintenance of tunnels and underground structures • Equipment of tunnels and underground structures • Fire safety of tunnels and underground structures • Intelligent systems, mechatronics and robotics in tunnelling

Topics • Most recent technical developments in all fields of underground construction • Major international projects • Safety during construction and operation of tunnels • Design/construction/maintenance/ refurbishment/upgrading/research • Mechanised tunnelling/tunnelling under difficult ground conditions • Sustainability, recovery and use of energy in underground constructions • Economics/contractual issues/financing www.stuva-conference.com


Imprint The journal “Geomechanics and Tunnelling” publishes international articles about the practical aspects of applied engineering geology, rock and soil mechanics and above all tunnelling. Each issue has a special topic and is dedicated to a current theme or an interesting project. Geomechanics and Tunnelling publishes six issues per year. Except for a manuscript, the publisher Ernst & Sohn purchases exclusive publishing rights. Only works are accepted for publication, whose content has never appeared before in Germany or abroad. The publishing rights for the pictures and drawings made available are to be obtained from the author. The author undertakes not to reprint his article without the express permission of the publisher Ernst & Sohn. The “Notes for authors” regulate the relationship between author and editorial staff or publisher, and the composition of articles. These can be obtained from the publisher or in the Internet under www.ernst-und-sohn.de/ zeitschriften. The articles published in the journal are protected by copyright. All rights, particularly that of translation into foreign languages, are reserved. No part of this journal may be reproduced in any form without the written approval of the publisher. Names of brands or trade names published in the journal are not to be considered free under the terms of the law regarding the protection of trademarks, even if they are not individually marked as registered trademarks. Manuscripts can be submitted via www.mc.manuscriptcentral.com/geot. If required, special prints can be made of single articles. Requests should be sent to the publisher. Current prices In addition to “Geomechanics and Tunnelling print”, the PDF version “Geomechanics and Tunnelling online” is available on subscription through the online service Wiley Online Library: wileyonlinelibrary.com/ journal/geot. Subscription price

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Editorial staff Editor in chief: Dr.-Ing. Helmut Richter, Ernst & Sohn Tel.: +49 (0)30/47031-265, Fax: -277 helmut.richter@wiley.com Project editor: Esther Schleidweiler, Ernst & Sohn Tel.: +49 (0)30/47031-267, Fax: -277 esther.schleidweiler@wiley.com Editorial board Chairmen:  Dr. Bernd Moritz / ÖBB-Infrastruktur AG, Austria, 8020 Graz  Prof. Robert Galler / Montanuniversität Leoben Austria, 8700 Leoben Members:  Prof. Georgios Anagnostou / ETH Hönggerberg Switzerland, 8093 Zurich  Dipl.-Ing. Nejad Ayaydin / IGT Austria, 5020 Salzburg  Prof. Giovanni Barla / Politecnico di Torino Italy, 10129 Turin  Prof. Tarcisio B. Celestino / Themag Engenharia & USP Brasil, Sao Paulo  Dipl.-Ing. Heinz Ehrbar / Swiss Tunnel Holding AG Switzerland, 8133 Esslingen ZH  Prof. Xia-Ting Feng, The Chinese Academy of Sciences, China, 430071 Wuhan  Dr. Andreas Goricki / 3G Gruppe Geotechnik Graz Austria, 8010 Graz  Dr. Max John / Zivilingenieur für Bauwesen Austria, 6020 Innsbruck  Prof. Scott D. Kieffer / Technische Universität Graz Austria, 8010 Graz  Dr. Harald Lauffer / Porr AG Austria, 1103 Vienna  Dr. Ulrich Maidl / MTC Maidl Tunnelconsultants Germany, 47051 Duisburg  Prof. Derek Martin / University of Alberta Canada, Edmonton  Prof. Phien-Wej Noppadol / Asian Institute of Technology Thailand, Pathumthani 12120  Prof. Pierpaolo Oreste / Politecnico di Torino Italy, 10129 Turin  Prof. Rainer Poisel / Technische Universität Wien Austria, 1040 Vienna  Dr. Peter Schubert / IC-Consulenten Austria, 5101 Bergheim  Prof. Wulf Schubert / Technische Universität Graz Austria, 8010 Graz  Prof. Helmut Schweiger / Technische Universität Graz Austria, 8010 Graz  Prof. Markus Thewes / Ruhr-Universität Bochum Germany, 44780 Bochum  Prof. Kurosch Thuro / Technische Universität München Germany, 80290 Munich  Dr. Alois Vigl / viglconsult Austria, 6780 Schruns Advertisement department Fred Doischer, Ernst & Sohn Tel.: +49 (0)30/47031-234 fred.doischer@wiley.com Advertising manager Annekatrin Gottschalk Rotherstraße 21, D-10245 Berlin Tel.: +49 (0)30/470 31-2 49, Fax: 0 30/470 31-2 30 annekatrin.gottschalk@wiley.com Service for customers and readers WILEY-VCH Kundenservice für Ernst & Sohn Boschstraße 12, D-69469 Weinheim Tel.: +49(0)8001800536 (within Germany) +49(0)1865476721 (outside of Germany) Fax: +49(0)6201606184 cs-germany@wiley.com Schnelleinstieg: www.wileycustomerhelp.com Layout and typesetting: TypoDesign Hecker GmbH, Leimen Printing: ColorDruck Solutions GmbH, Leimen © 2015 Wilhelm Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG, Berlin Inserts: This issue contains following insert: Verlag Ernst & Sohn, 10245 Berlin (2 inserts).

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Preview Rubriken

Geomechanics and Tunnelling 2/2015 Large projects in Germany Großprojekt in Deutschland Bruno Gisi, Stefan Schöbel Conventional high performance heading – Tunnel Bibra within the project VDE 8, Germany Konventioneller Hochleistungsvortrieb – Der Bibratunnel im Projekt VDE 8, Deutschland Stefan Kielbassa, Falk Prischmann, Norbert Beer High speed railway line Stuttgart-Ulm – Exploration and rehabilitation of karst in the Alb plateau section Bahnprojekt Stuttgart-Ulm – Karsterkundung und Sanierung auf der Albhochfläche Stefan Kielbassa, André Reinhardt, Adalbert Gering High speed railway line Stuttgart-Ulm – Exploration and rehabilitation of karst at the tunnel Albabstieg Bahnprojekt Stuttgart-Ulm – Karsterkundung und Sanierung im Tunnel Albabstieg Thomas Grundhoff, Sascha Björn Klar Railway line Karlsruhe-Basel – Realization of section 1 and particularities of the tunnel Raststatt ABS/NBS Karlsruhe–Basel – Realisierung des Streckenabschnitt 1 und Besonderheiten beim Bau des Rastatter Tunnels

For its entire length Tunnel Bibra cuts through middle Buntsandstein. The cross section shows layers of different fine and middle sandstone with claystone and silt. These consistent conditions in connection with the favorable hydrogeologic conditions allowed for high advance rates. Der Bibratunnel durchfährt auf seiner gesamten Länge Sedimentgesteine des Mittleren Buntsandsteins. Innerhalb des Ausbruchquerschnitts besteht die angetroffene Schichtenfolge fast ausschließlich aus einer Wechsellagerung von Fein- bis Mittelsandsteinen mit Tonund Schluffsteinen. Diese konstanten Bedingungen, verbunden mit vorteilhaften hydrogeologischen Verhältnissen erlaubten eine hohe Vortriebsleistung.

Manfred Gutfrucht, Hans-Gerd Haugwitz, Stefan Schmitz, Klaus Wecker Project Schwarzkopftunnel – Special foundation works for one of the Deutsche Bahn AG key projects Bauvorhaben Umfahrung Schwarzkopftunnel – Spezialtiefbau für ein Kernprojekt der Deutschen Bahn AG

Albert Scheller The second main line for Munich’s rapid transit system Die 2. S Bahn-Stammstrecke München

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2014 Volume 7 No 1–6 ISSN 1865-7362 77399

Geomechanics and Tunnelling Geomechanik und Tunnelbau

Annual table of contents • Jahresinhaltsverzeichnis

Editor in chief: Dr.-Ing. Helmut Richter Editorial board: Chairmen: Prof. Robert Galler, Dr. Andreas Goricki Members: Prof. Georgios Anagnostou Dipl.-Ing. Nejad Ayaydin Prof. Giovanni Barla Prof. Tarcisio B. Celestino Dipl.-Ing. Heinz Ehrbar Prof. Xia-Ting Feng Dr. Max John

Prof. Scott D. Kieffer Dr. Harald Lauffer Dr. Ulrich Maidl Prof. Derek Martin Dr. Bernd Moritz Prof. Phien-Wej Noppadol Prof. Pierpaolo Oreste Prof. Rainer Poisel Dr. Peter Schubert Prof. Wulf Schubert Prof. Helmut Schweiger Prof. Markus Thewes Prof. Kurosch Thuro Dr. Alois Vigl


Annual table of contents 2014

Geomechanics and Tunnelling: Table of contents Volume 7 (2014) List of authors/Verfasserverzeichnis (A = Topics/Aufsatz, B = Report/Bericht, E = Editorial)

Alber, Michael; s. Düllmann, Jan Alsahly, Abdullah; s. Schindler, Steffen Amadini, Federico; s. Palomba, Michele Barbanti, Marco; Bonanno, Marco; Rigazio, Andrea: Consolidation grouting using horizontal directional drilling technology in the Praga district of Warsaw prior to TBM tunnelling Heft 3 Barciaga, Thomas; s. Schindler, Steffen Barla, Giovanni; s. Lunardi, Pietro Bergmeister, Konrad; s. Weifner, Tassilo Bonanno, Marco; s. Barbanti, Marco Bourgeois, Emmanuel; s. PutzPerrier, Martin Wilhelm Burger, Daniela; Haunschmid, Bruno: Sliding slopes on the Gerlos Strasse / Rutschhänge an der Gerlos Straße Heft 3 Burger, Werner: Multi-mode tunnel boring machines / Multi-Mode Tunnelvortriebsmaschinen Heft 1 Carrieri, Giampiero; s. Palomba, Michele Coffman, Richard A.; Garner, Cyrus D.; Salazar, Sean E.: The development and implementation of a tunnel characterization method Heft 2 Comulada, Marc; s. Rocha, Hugo Cássio Cyronˇ , David; Ivor, Štefan; Hybský, Petr; Rossler, Karel: Prague Metro Heft 3 Danzer, Mathilde: Waste law framework for the recovery of material excavated from tunnels / Abfallrechtliche Rahmenbedingungen für die Verwertung von Tunnelausbruchmaterial Heft 5 Deisl, Franz; s. Mitteregger, Klaus Druckfeuchter, Hubert; s. Wagner, Oliver K. Düllmann, Jan; Alber, Michael; Plinninger, Ralf J.: Determining soil abrasiveness by use of index tests versus using intrinsic soil parameters / Bewertung der Abrasivität von Lockergesteinen mit Indexverfahren und herkömmlichen Bodenkennwerten Heft 1 Eckbauer, Walter; Insam, Romed; Zierl, Dietmar: Planning optimi2

Geomechanics and Tunnelling Volume 7

248–254

272–285

18–30

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178–184

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230–236

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411–418

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87–97

A

sation for the Brenner Base Tunnel considering both maintenance and sustainability / Planungsoptimierungen beim Brenner-Basistunnel aus Sicht der Instandhaltung und Nachhaltigkeit Engelhardt, Stephan; Schwarz, Jürgen; Thewes, Markus: The lifecycle cost concept for implementation of economic sustainability in tunnel construction / Das Lebenszykluskostenkonzept zur Umsetzung der ökonomischen Nachhaltigkeit von Tunnelbauwerken Erben, Hartmut; Galler, Robert: Tunnel spoil – New technologies on the way from waste to raw material / Tunnelausbruch – Neue Technologien für den Weg vom Abfall zum Rohstoff Eskesen, Søren Degn; Paulatto, Enrico; Stubbs, Jared: Construction challenges for urban tunnelling – The Copenhagen Metro Circle Line Fasching, Florian; s. Radinger, Alexander Fellin, Wolfgang: The rediscovery of infinite slope model / Die Wiederentdeckung der unendlich langen Böschung Galler, Robert: 9th Austrian Tunnel Day / 9. Österreichischer Tunneltag Galler, Robert; Handke, Dieter; Nolden, Mario: The determination of performance- and payment-relevant parameters in TBM tunnelling – State of the technology and outlook / Ermittlung leistungs- und vergütungsrelevanter Parameter für TVM-Vortriebe – Stand der Technik und Ausblick Galler, Robert; s. Erben, Hartmut Galli, Mario; Thewes, Markus: Investigations for the application of EPB shields in difficult grounds / Untersuchungen für den Einsatz von Erddruckschilden in schwierigem Baugrund Galli, Mario; s. Schindler, Steffen Gamper, Christian: Full face versus partial face in NATM tunnelling / Vollausbruch versus Teilausbruch bei der NÖT

Heft 5

601–609

A

Heft 5

593–600

A

Heft 5

402–410

A

Heft 3

223–229

A

Heft 4

299–305

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Heft 6

642–643

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Heft 5

511–519

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Heft 1

31–44

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Annual table of contents 2014

Garner, Cyrus D.; s. Coffman, Richard A. Gartner, Ilse; s. Herzfeld, Thomas Gilleron, Nicolas; s. Putz-Perrier, Martin Wilhelm Golger, Mario; Höfer-Öllinger, Giorgio; Prinzl, Friedrich: The Pir Panjal Railway Tunnel Heft 2 Golser, Harald: Tunnelling in India / Tunnelbau in Indien Heft 2 Gradnik, Richard; Kicherer, Manfred; Zwick, Markus: Tunnelling for the third section of the Stadtbahn line U12 in Stuttgart / Der Vortrieb für den dritten Teilabschnitt der Stadtbahnline U12 in Stuttgart Heft 5 Götz, David: The Fréjus rescue tunnel / Rettungsstollen Fréjus Heft 6 Handke, Dieter: Application of the holistic observation method on shield tunnel drives as a means of preventing disputes and conflict reduction in case of interruptions / Anwendung der ganzheitlichen Beobachtungsmethode bei Schildvortrieben als Mittel zur präventiven Streitvermeidung und Konfliktreduzierung bei Störsituationen Heft 4 Handke, Dieter; s. Galler, Robert Harml, Josef; s. Marte, Roman Haunschmid, Bruno; s. Burger, Daniela Hegemann, Felix; s. Schindler, Steffen Hein, Mario; s. Radoncic, Nedim Herzfeld, Thomas; Leitner, Andreas; Gartner, Ilse: Construction section U1/10 of the Vienna Underground / Der Bauabschnitt U1/10 der Wiener U-Bahn Heft 3 Hofmann, Bernd; s. Schubert, Peter Hollmann, Fritz; s. Thewes, Markus Holzer, Wolfgang; s. Purer, Walter Holzleitner, Wolfgang; Kraft-Fish, Martin; Steinacher, Reinhold: Lessons learnt during construction assistance for the improvement of contract models Heft 2 Huber, Helmut; s. Posch, Helmut Hybský, Petr; s. Cyronˇ , David Hödl, Reinhold; Höllrigl, Michael: Pummersdorfer Tunnel – Water conditions in the shallow tunnel / Pummersdorfer Tunnel – Wasserverhältnisse im seicht liegenden Tunnel Heft 6 Höfer-Öllinger, Giorgio; s. Golger, Mario Höfer-Öllinger, Giorgio; s. Millen, Bernard Höfer-Öllinger, Giorgio; s. Sigl, Oskar Höllrigl, Michael; s. Hödl, Reinhold

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133–141

A

102–103

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481–490

A

685–692

A

362–379

A

209–222

A

142–149

A

664–674

A

Insam, Romed; s. Eckbauer, Walter Ivor, Štefan; s. Cyronˇ , David Jaritz, Wolfgang; Soranzo, Enrico: Engineering geology of the large slope movement Sibratsgfäll and Rindberg / Ingenieurgeologie der Großhangbewegungen Sibratsgfäll und Rindberg Heft 4 Jesel, Thomas; s. Rehbock-Sander, Michael Jodl, Hans Georg: Risk in the implementation of construction projects – defining the risk / Das Risiko in der Bauprojektabwicklung – Risikodefinition Heft 6 John, Max: Risk at the implementation of construction projects / Das Risiko in der Bauprojektabwicklung aus Sicht des Planers Heft 6 Kager, Matthias; s. Posch, Helmut Kicherer, Manfred; s. Gradnik, Richard Koch, Christian; s. Schindler, Steffen Koch, Daniel; s. Wagner, Oliver K. Koch, Gerhard; s. Mlinar, Christian Kogler, Kurt; Krenn, Harald: Drilling processes to explore the rock mass and groundwater conditions in correlation with TBMtunnelling / Bohrtechnische Verfahren zur Erkundung der Gebirgs- und Bergwasserverhältnisse im Zusammenhang mit TVM-Vortrieben Heft 5 Kolb, Erich; s. Posch, Helmut Kostial, Dieter; s. Radinger, Alexander Kraft-Fish, Martin; s. Holzleitner, Wolfgang Krenn, Harald; s. Kogler, Kurt Kreutzer, Ingrid; s. Radinger, Alexander Kubin, Florian; s. Mlinar, Christian Köhler, Hans; Rengshausen, Rainer: Doha Metro Green Line – Six tunnel boring machines in the starting phase / Metro Doha Green Line – Sechs Tunnelvortriebsmaschinen in der Startphase Heft 6 Lange, Dirk; s. Mähner, Dietmar Lehner, Karlheinz; s. Schindler, Steffen Leitner, Andreas; s. Herzfeld, Thomas Lemmerer, Johann; s. Wagner, Oliver K. Lorber, Wilhelm; s. Rattei, Günter Lunardi, Pietro; Barla, Giovanni: Full face excavation in difficult ground Heft 5 Maia, Carlos Henrique Turolla; s. Rocha, Hugo Cássio Maidl, Ulrich: EPB shields are once more gaining ground

306–316

A

709–714

A

715–720

A

528–539

A

655–663

A

461–468

A

Geomechanics and Tunnelling Volume 7

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Annual table of contents 2014

against hydroshields / Erddruckschilde gewinnen gegenüber den Hydroschilden weiter an Boden Heft 1 Maidl, Ulrich; Pierri, Julio C. D. D.: Innovative hybrid EPB tunnelling in Rio de Janeiro Heft 1 Maidl, Ulrich; Stascheit, Janosch: Real time process controlling for EPB shields / Echtzeit-Prozesscontrolling bei Erddruckschilden Heft 1 Maidl, Ulrich; s. Rocha, Hugo Cássio Malkani, Shri Suresh; s. Pillai, Shri Rajan K. Marcher, Thomas; s. Saurer, Erich Marte, Roman; Moyschewitz, Gerhard; Harml, Josef: Construction of a snow retention basin in an Alpine sagging mass / Errichtung eines Beschneiungsteiches in einer alpinen Sackungsmasse Heft 4 Marte, Roman; Schweiger, Helmut F.: Stabilisation of slopes and landslides / Stabilisierung von Böschungen und Massenbewegungen Heft 4 Marte, Roman; s. Supp, Gregor Maydl, Peter: Sustainability in infrastructure construction – on the transferability of assessment concepts for buildings to civil engineering works / Nachhaltigkeit im Infrastrukturbau – Zur Übertragbarkeit von Bewertungskonzepten für Gebäude auf den Tiefbau Heft 5 Millen, Bernard; Sigl, Oskar; Höfer-Öllinger, Giorgio: Rock mass behaviour of weathered, jointed and faulted Khondalite – Examples from the underground crude oil storage caverns in Visakhapatnam, India Heft 3 Millen, Bernard; s. Sigl, Oskar Mitteregger, Klaus; Deisl, Franz: Application examples for tendering models to promote partnership at the TIWAG / Praxisbeispiele für partnerschaftsfördernde Vergabemodelle bei der TIWAG Heft 6 Mlinar, Christian; Sempelmann, Franz; Koch, Gerhard; Steiner, Michael; Kubin, Florian: Tunnel spoil as a source of raw materials for an autobahn – Sustainable reuse of resources through the example of the S 10 / Tunnelausbruch als Rohstoffquelle für eine Autobahn – Nachhaltige Ressourcenverwertung am Beispiel der S 10 Heft 5 Moritz, Bernd; s. Radoncic, Nedim

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2–3

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55–63

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328–338

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577–592

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698–708

428–436

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Moyschewitz, Gerhard; s. Marte, Roman Murr, Roland; s. Posch, Helmut Mähner, Dietmar; MüllerRochholz, Jochen; Lange, Dirk; Staubermann, Christoph: Recording of crack width changes and temperature developments in a road tunnel / Erfassung von Rissbreitenänderungen und Temperaturentwicklungen an einem Straßentunnel Müller-Rochholz, Jochen; s. Mähner, Dietmar Nolden, Mario; s. Galler, Robert Pack, Gudrun; s. Radinger, Alexander Palomba, Michele; Amadini, Federico; Russo, Giordano; Carrieri, Giampiero: ChenaniNashri Tunnel, the longest road tunnel in India: the “Himalayan challenge” for design in heterogeneous rock masses Paulatto, Enrico; s. Eskesen, Søren Degn Petraschek, Thomas; s. Wagner, Oliver K. Pierri, Julio C. D. D.; s. Maidl, Ulrich Pillai, Shri Rajan K.; Malkani, Shri Suresh: Experience of working on underground civil works contracts for strategic crude oil storage projects in India Plinninger, Ralf J.; s. Düllmann, Jan Posch, Helmut; Murr, Roland; Huber, Helmut; Kager, Matthias; Kolb, Erich: Tunnel excavation – The conflict between waste and recycling through the example of the Koralm Tunnel, contract KAT2 / Tunnelausbruch – Das Spannungsfeld zwischen Abfall und Verwertung am Beispiel Koralmtunnel, Baulos KAT2 Prinzl, Friedrich; s. Golger, Mario Purer, Walter; Holzer, Wolfgang: From the discussion at the Tunnel Day 2010 to VIP 2 / Von der Diskussion am Tunneltag 2010 bis zum VIP 2 Putz-Perrier, Martin Wilhelm; Gilleron, Nicolas; Bourgeois, Emmanuel; Saitta, Adrien: Fullface versus sequential excavation – A case study of the Chamoise Tunnel (France) / Vollausbruch versus Teilausbruch – Eine Fallstudie vom Chamoisetunnel (Frankreich) Raderbauer, Bernd; Wyss, Alexander: Tunnel excavation material as resource for underground power plants and concrete dam constructions / Tunnelausbruch

Heft 6

721–729

A

Heft 2

114–122

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150–154

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Heft 5

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Annual table of contents 2014

als Rohstoff für den unterirdischen Kraftwerks- sowie Staumauerbau im Hochgebirge Heft 5 Radinger, Alexander; Fasching, Florian; Pack, Gudrun; Kreutzer, Ingrid; Kostial, Dieter: Consistent exploration by probe drilling and TSWD through the example of the Koralm Tunnel / Konsequente Vorauserkundung mittels Bohrungen und TSWD am Beispiel des Koralmtunnels Heft 5 Radoncic, Nedim; Hein, Mario; Moritz, Bernd: Determination of the system behaviour based on data analysis of a hard rock shield TBM / Analyse der Maschinenparameter zur Erfassung des Systemverhaltens beim Hartgesteins-Schildvortrieb Heft 5 Raedle, Andreas; s. Rengshausen, Rainer Rattei, Günter; Lorber, Wilhelm: Refurbishment of tunnels on the autobahn and main road network – Experience and requirements in the view of the road operator / Sanierung von Tunnelanlagen des Autobahnen- und Schnellstraßennetzes – Erfahrungen und Anforderungen aus der Sicht des Straßenbetreibers Heft 5 Rehbock-Sander, Michael; Wieland, Gerd; Jesel, Thomas: Advance probing measures on the TBM drives of the south contracts of the Gotthard Base Tunnel – experience and implications for other projects / Vorauserkundungsmaßnahmen bei den TBM-Vortrieben der Südlose des Gotthard-Basistunnels – Erfahrungen und Folgerungen für andere Projekte Heft 5 Reichel, Paul: Tunnel spoil: Tipping or the end of the definition as waste / Tunnelausbruch: Deponierung oder Abfallende Heft 5 Reichenspurner, Peter: Rohtang Tunnel – Intermediate report at half distance / Rohtang-Tunnel – Zwischenbilanz nach halber Strecke Heft 2 Rengshausen, Rainer; Tauriainen, Riku; Raedle, Andreas: TBM and spoil treatment selection process – case history Crossrail C310 Thames Tunnel – Slurry TBM versus EPB TBM Heft 1 Rengshausen, Rainer; s. Köhler, Hans Riepler, Franz; s. Schuller, Hartmut Rigazio, Andrea; s. Barbanti, Marco

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451–460

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540–550

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619–625

551–561

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123–132

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Rocha, Hugo Cássio; Comulada, Marc; Maidl, Ulrich; Maia, Carlos Henrique Turolla: São Paulo Metro – developments in shield tunnelling Heft 3 Rodler, Johann; s. Steiner, Helmut Rossler, Karel; s. Cyronˇ , David Russo, Giordano; s. Palomba, Michele Saitta, Adrien; s. Putz-Perrier, Martin Wilhelm Salazar, Sean E.; s. Coffman, Richard A. Saurer, Erich; Marcher, Thomas; Schädlich, Bert; Schweiger, Helmut: Validation of a novel constitutive model for shotcrete using data from an executed tunnel / Validierung eines neuen Stoffgesetzes für Spritzbeton mittels Ergebnissen eines ausgeführten Tunnelprojekts Heft 4 Schachinger, Tobias; s. Schuller, Hartmut Schindler, Steffen; Hegemann, Felix; Alsahly, Abdullah; Barciaga, Thomas; Galli, Mario; Lehner, Karlheinz; Koch, Christian: An interaction platform for mechanized tunnelling. Application on the WehrhahnLine in Düsseldorf (Germany) / Eine Interaktionsplattform für maschinelle Tunnelvortriebe. Anwendung am Beispiel der Wehrhahn-Linie in Düsseldorf – Application on the Wehrhahn-Line in Düsseldorf (Germany) / Anwendung am Beispiel der Wehrhahn-Linie in Düsseldorf Heft 1 Schubert, Peter; Voringer, Jürgen; Hofmann, Bernd: Geotechnical and construction operational criteria for the selection of full or partial-face excavation / Kriterien zur Wahl von Voll- oder Teilausbruch aus geotechnischer und baubetrieblicher Sicht Heft 5 Schubert, Wulf: 63rd Geomechanics Colloquium / 63. Geomechanik Kolloquium Heft 5 Schuller, Hartmut; Schachinger, Tobias; Riepler, Franz: Preliminary works for the new Semmering Base Tunnel – geotechnical monitoring of slope stabilization measures and earth retaining structures / Vorarbeiten für den Semmering-Basistunnel neu – geotechnisches Monitoring bei Hangsicherungen und Stützkonstruktionen Heft 4 Schwarz, Jürgen; s. Engelhardt, Stephan Schweiger, Helmut F.; s. Marte, Roman Schweiger, Helmut; s. Saurer, Erich Schädlich, Bert; s. Saurer, Erich

237–247

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353–361

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Annual table of contents 2014

Sempelmann, Franz; s. Mlinar, Christian Sigl, Oskar; Millen, Bernard; Höfer-Öllinger, Giorgio: The underground crude oil storage caverns of Visakhapatnam, India Sigl, Oskar; s. Millen, Bernard Soranzo, Enrico; s. Jaritz, Wolfgang Stascheit, Janosch; s. Maidl, Ulrich Staubermann, Christoph; s. Mähner, Dietmar Steinacher, Reinhold; s. Holzleitner, Wolfgang Steiner, Helmut; Rodler, Johann: Furnishing for long railway tunnels – interplay between construction and maintenance costs (example Koralm Tunnel) / Ausstattung langer Bahntunnel im Spannungsfeld zwischen Errichtungs- und Erhaltungskosten am Beispiel des Koralmtunnels Steiner, Michael; s. Mlinar, Christian Stubbs, Jared; s. Eskesen, Søren Degn Supp, Gregor; Marte, Roman: Spideranchor Netting – full scale experiment, application and slope stability discussion / Spinnanker Netting – Großversuch, Anwendung und Standsicherheitsdiskussion Tauriainen, Riku; s. Rengshausen, Rainer Thewes, Markus: Huge potential for metro construction / Großes Potenzial für U-Bahnen weltweit Thewes, Markus; Hollmann, Fritz: TBM-specific testing scheme to assess the clogging tendency of rock / TBM-spezifisches Untersuchungsschema zur Beurteilung der Verklebungsneigung von Fels Thewes, Markus; s. Engelhardt, Stephan

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Heft 2

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Heft 4

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Heft 5

Geomechanics and Tunnelling Volume 7

155–162

610–618

317–327

194–195

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Thewes, Markus; s. Galli, Mario Urschitz, Gerhard J.: Southeast Collector Project – Procurement of TBMs by the client / Southeast Collector Project – Beistellung der TBMs durch den Bauherrn Heft 6 Voringer, Jürgen; s. Schubert, Peter Wagner, Oliver K.; Koch, Daniel; Lemmerer, Johann; Druckfeuchter, Hubert; Petraschek, Thomas: Maintenance-optimised drainage system for the New Semmering Base tunnel and Pummersdorf Tunnel / Instandhaltungsoptimiertes Entwässerungssystem für den Semmering-Basistunnel neu und Tunnel Pummersdorf Heft 5 Weifner, Tassilo; Bergmeister, Konrad; Ziegler, Hans-Jakob: Wide-area hydrogeological modelling for the Brenner Base Tunnel / Großflächige hydrogeologische Modellierung für den Brenner Basistunnel Heft 2 Wieland, Gerd; s. RehbockSander, Michael Wyss, Alexander; s. Raderbauer, Bernd Ziegler, Hans-Jakob; s. Weifner, Tassilo Zierl, Dietmar; s. Eckbauer, Walter Zwick, Markus; s. Gradnik, Richard ohne Verfassernennung High innovation potential for mechanised tunnelling / Hohes Innovationspotenzial für den maschinellen Tunnelbau Heft 1 Challenges in international tunnel consulting / Herausforderungen im internationalen Tunnel Consulting Heft 2 ITA President outlines ITA objectives and strategy after one year in service Heft 3

675–684

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Annual table of contents 2014

Subjects • Fachgebiete und Stichworte

Caverns – Kavernen Millen, Bernard; Sigl, Oskar; HöferÖllinger, Giorgio: Rock mass behaviour of weathered, jointed and faulted Khondalite – Examples from the underground crude oil storage caverns in Visakhapatnam, India [Q-value; wedge slides; failure mechanisms; FE analysis] Heft 3 Pillai, Shri Rajan K.; Malkani, Shri Suresh: Experience of working on underground civil works contracts for strategic crude oil storage projects in India [consultancy contracts; construction contracts; India] Heft 2 Sigl, Oskar; Millen, Bernard; HöferÖllinger, Giorgio: The underground crude oil storage caverns of Visakhapatnam, India [unlined caverns; containment principle; risk assessment] Heft 2

255–271

150–154

155–162

Construction works – Ausführung Cyronˇ, David; Ivor, Štefan; Hybský, Petr; Rossler, Karel: Prague Metro [urban area; metro extension; stations; EPB machines] Gamper, Christian: Full face versus partial face in NATM tunnelling / Vollausbruch versus Teilausbruch bei der NÖT [deformatiosn; comparative calculations; face stability; working operation; health & safety; Deformationen; Vergleichsberechnungen; Ortsbruststabilität; Baubetrieb; Arbeitssicherheit] Gradnik, Richard; Kicherer, Manfred; Zwick, Markus: Tunnelling for the third section of the Stadtbahn line U12 in Stuttgart / Der Vortrieb für den dritten Teilabschnitt der Stadtbahnline U12 in Stuttgart [railway underpassing; deformations; partial face excavation; full face excavation; Eisenbahnunterquerung; Verformungen; Teilausbruch; Vollausbruch] Götz, David: The Fréjus rescue tunnel / Rettungsstollen Fréjus [convergences; squeezing rock mass; Konvergenzen; drückendes Gebirge] Herzfeld, Thomas; Leitner, Andreas; Gartner, Ilse: Construction section U1/10 of the Vienna Underground / Der Bauabschnitt U1/10 der Wiener U-

Heft 3

Heft 5

230–236

491–502

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Heft 6

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Bahn [urban area; settlement minimisation; monitoring] Heft 3 Holzleitner, Wolfgang; Kraft-Fish, Martin; Steinacher, Reinhold: Lessons learnt during construction assistance for the improvement of contract models [contract; tender; Bhutan; India] Heft 2 Hödl, Reinhold; Höllrigl, Michael: Pummersdorfer Tunnel – Water conditions in the shallow tunnel / Pummersdorfer Tunnel – Wasserverhältnisse im seicht liegenden Tunnel [groundwater ingress; maintenance of a haul road; Bergwasserzutritte; Aufrechterhaltung der Fahrbahn] Heft 6 Köhler, Hans; Rengshausen, Rainer: Doha Metro Green Line – Six tunnel boring machines in the starting phase / Metro Doha Green Line – Sechs Tunnelvortriebsmaschinen in der Startphase [assembling works; labour camp; Montagearbeiten; Arbeiterlager] Heft 6 Lunardi, Pietro; Barla, Giovanni: Full face excavation in difficult ground [ADECO-RS; NATM; face extrusion; Sochi Tunnel; NÖT; Ortsbrustverschiebung] Heft 5 Marte, Roman; Moyschewitz, Gerhard; Harml, Josef: Construction of a snow retention basin in an Alpine sagging mass / Errichtung eines Beschneiungsteiches in einer alpinen Sackungsmasse Heft 4 Posch, Helmut; Murr, Roland; Huber, Helmut; Kager, Matthias; Kolb, Erich: Tunnel excavation – The conflict between waste and recycling through the example of the Koralm Tunnel, contract KAT2 / Tunnelausbruch – Das Spannungsfeld zwischen Abfall und Verwertung am Beispiel Koralmtunnel, Baulos KAT2 [waste; recycling; Abfall; Verwertung] Heft 5 Raderbauer, Bernd; Wyss, Alexander: Tunnel excavation material as resource for underground power plants and concrete dam constructions / Tunnelausbruch als Rohstoff für den unterirdischen Kraftwerkssowie Staumauerbau im Hochgebirge [processing; aggregates; power plant Linth-Limmern; Aufbereitung; Gesteinskörnung; Kraftwerk Linth.Limmern] Heft 5 Reichenspurner, Peter: Rohtang Tunnel – Intermediate report at

209–222

142–149

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Annual table of contents 2014

half distance / Rohtang-Tunnel – Zwischenbilanz nach halber Strecke [high Himalaya; winter service; clima; logistics; Hochgebirge; Winterdienst; Klima; Logistik] Schubert, Peter; Voringer, Jürgen; Hofmann, Bernd: Geotechnical and construction operational criteria for the selection of full or partial-face excavation / Kriterien zur Wahl von Voll- oder Teilausbruch aus geotechnischer und baubetrieblicher Sicht [full-face excavation; decision criteria; ring closure distance; Vollausbruch; Entscheidungskriterien; Ringschlussdistanz] Steiner, Helmut; Rodler, Johann: Furnishing for long railway tunnels – interplay between construction and maintenance costs (example Koralm Tunnel) / Ausstattung langer Bahntunnel im Spannungsfeld zwischen Errichtungs- und Erhaltungskosten am Beispiel des Koralmtunnels [long tunnels; railway equipment; cost optimisation; lange Tunnel; bahntechnische Ausrüstung; Kostenoptimierung] Urschitz, Gerhard J.: Southeast Collector Project – Procurement of TBMs by the client / Southeast Collector Project – Beistellung der TBMs durch den Bauherrn [selection of TBM; TBM procurement process; TBM-Auswahl; TBMAnschaffungsverfahren]

Heft 2

Heft 5

123–132

503–510

Heft 5

610–618

Heft 6

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Conventional tunnelling – Konventioneller Vortrieb Gamper, Christian: Full face versus partial face in NATM tunnelling / Vollausbruch versus Teilausbruch bei der NÖT [deformatiosn; comparative calculations; face stability; working operation; health & safety; Deformationen; Vergleichsberechnungen; Ortsbruststabilität; Baubetrieb; Arbeitssicherheit] Heft 5 Golger, Mario; Höfer-Öllinger, Giorgio; Prinzl, Friedrich: The Pir Panjal Railway Tunnel [NATM; Himalaya; deformations; monitoring; geological model] Heft 2 Herzfeld, Thomas; Leitner, Andreas; Gartner, Ilse: Construction section U1/10 of the Vienna Underground / Der Bauabschnitt U1/10 der Wiener UBahn [urban area; settlement minimisation; monitoring] Heft 3

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Geomechanics and Tunnelling Volume 7

491–502

133–141

209–222

Holzleitner, Wolfgang; Kraft-Fish, Martin; Steinacher, Reinhold: Lessons learnt during construction assistance for the improvement of contract models [contract; tender; Bhutan; India] Heft 2 Lunardi, Pietro; Barla, Giovanni: Full face excavation in difficult ground [ADECO-RS; NATM; face extrusion; Sochi Tunnel; NÖT; Ortsbrustverschiebung] Heft 5 Palomba, Michele; Amadini, Federico; Russo, Giordano; Carrieri, Giampiero: Chenani-Nashri Tunnel, the longest road tunnel in India: the “Himalayan challenge” for design in heterogeneous rock masses [design approach; heterogeneous rock mass; rock mass classification; numerical analyses; monitoring] Heft 2 Pillai, Shri Rajan K.; Malkani, Shri Suresh: Experience of working on underground civil works contracts for strategic crude oil storage projects in India [consultancy contracts; construction contracts; India] Heft 2 Putz-Perrier, Martin Wilhelm; Gilleron, Nicolas; Bourgeois, Emmanuel; Saitta, Adrien: Fullface versus sequential excavation – A case study of the Chamoise Tunnel (France) / Vollausbruch versus Teilausbruch – Eine Fallstudie vom Chamoisetunnel (Frankreich) [NATM; oxfordian marl; swelling rock; face reinforcement; face extrusion; NÖT; Oxfordienmergel; druckhaftes Gebirge; Ortsbruststützung; Ortsbrustverschiebung] Heft 5 Reichenspurner, Peter: Rohtang Tunnel – Intermediate report at half distance / Rohtang-Tunnel – Zwischenbilanz nach halber Strecke [high Himalaya; winter service; clima; logistics; Hochgebirge; Winterdienst; Klima; Logistik] Heft 2 Schubert, Peter; Voringer, Jürgen; Hofmann, Bernd: Geotechnical and construction operational criteria for the selection of full or partial-face excavation / Kriterien zur Wahl von Voll- oder Teilausbruch aus geotechnischer und baubetrieblicher Sicht [full-face excavation; decision criteria; ring closure distance; Vollausbruch; Entscheidungskriterien; Ringschlussdistanz] Heft 5 Sigl, Oskar; Millen, Bernard; HöferÖllinger, Giorgio: The underground crude oil storage caverns of Visakhapatnam, India [unlined caverns; containment principle; risk assessment] Heft 2

142–149

461–468

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Annual table of contents 2014

Drainage and sealings – Dränage/Abdichtung Wagner, Oliver K.; Koch, Daniel; Lemmerer, Johann; Druckfeuchter, Hubert; Petraschek, Thomas: Maintenance-optimised drainage system for the New Semmering Base tunnel and Pummersdorf Tunnel / Instandhaltungsoptimiertes Entwässerungssystem für den Semmering-Basistunnel neu und Tunnel Pummersdorf [maintenance; tunnel drainage; pressure relief; Instandhaltung; Wartung; Tunneldrainagen; Druckwasserentlastetung]

Heft 5

626–635

Economic and legal issues – Betriebswirtschaft/Recht Danzer, Mathilde: Waste law framework for the recovery of material excavated from tunnels / Abfallrechtliche Rahmenbedingungen für die Verwertung von Tunnelausbruchmaterial [waste law; landfill regulations; contaminated land remediation law; Abfallrecht; Deponieverordnung; Altlastensanierungsgesetz] Heft 5 Düllmann, Jan; Alber, Michael; Plinninger, Ralf J.: Determining soil abrasiveness by use of index tests versus using intrinsic soil parameters / Bewertung der Abrasivität von Lockergesteinen mit Indexverfahren und herkömmlichen Bodenkennwerten [LCPC-Test; Soil-Abrasivity-Index (SAI); tribological wear system; Verschleißsystem] Heft 1 Engelhardt, Stephan; Schwarz, Jürgen; Thewes, Markus: The lifecycle cost concept for implementation of economic sustainability in tunnel construction / Das Lebenszykluskostenkonzept zur Umsetzung der ökonomischen Nachhaltigkeit von Tunnelbauwerken [Modular-Process-Model; lifecycle of a tunnel; modulares Prozessmodell; Lebenszyklus eines Tunnels] Heft 5 Maydl, Peter: Sustainability in infrastructure construction – on the transferability of assessment concepts for buildings to civil engineering works / Nachhaltigkeit im Infrastrukturbau – Zur Übertragbarkeit von Bewertungskonzepten für Gebäude auf den Tiefbau [civil engineering works; environmental asessment; life cycle; Ingenieurbau; Umweltverträglichkeitsprüfung; Lebensdauer] Heft 5

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411–418

Mitteregger, Klaus; Deisl, Franz: Application examples for tendering models to promote partnership at the TIWAG / Praxisbeispiele für partnerschaftsfördernde Vergabemodelle bei der TIWAG [tendering; tender assessment; Vergabe; Angebotsprüfung] Pillai, Shri Rajan K.; Malkani, Shri Suresh: Experience of working on underground civil works contracts for strategic crude oil storage projects in India [consultancy contracts; construction contracts; India] Purer, Walter; Holzer, Wolfgang: From the discussion at the Tunnel Day 2010 to VIP 2 / Von der Diskussion am Tunneltag 2010 bis zum VIP 2 Reichel, Paul: Tunnel spoil: Tipping or the end of the definition as waste / Tunnelausbruch: Deponierung oder Abfallende [the term waste; waste regime; recycling; Abfallbegriff; Abfallregime; Verwertung] Urschitz, Gerhard J.: Southeast Collector Project – Procurement of TBMs by the client / Southeast Collector Project – Beistellung der TBMs durch den Bauherrn [selection of TBM; TBM procurement process; TBM-Auswahl; TBMAnschaffungsverfahren]

Heft 6

698–708

Heft 2

150–154

Heft 6

693–697

Heft 5

419–427

Heft 6

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Engineering geology – Ingenieurgeologie 87–97

593–600

577–592

Burger, Daniela; Haunschmid, Bruno: Sliding slopes on the Gerlos Strasse / Rutschhänge an der Gerlos Straße [lasercsan; protection measures; remedial concepts; FE analysis; Sicherungsmaßnahmen; Sanierungskonzepte; numerische Simulation] Heft 3 Galler, Robert; Handke, Dieter; Nolden, Mario: The determination of performance- and payment-relevant parameters in TBM tunnelling – State of the technology and outlook / Ermittlung leistungs- und vergütungsrelevanter Parameter für TVM-Vortriebe – Stand der Technik und Ausblick [wear; abrasiveness; clogging; mini disc cutting tests; face monitoring; Verschleiß; Abrasivität; Verklebung; Minidiskenschneidversuch; Ortsbrustaufnahme] Heft 5 Jaritz, Wolfgang; Soranzo, Enrico: Engineering geology of the large slope movement Sibratsgfäll and Rindberg / Ingenieur-

272–285

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Geomechanics and Tunnelling Volume 7

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Annual table of contents 2014

geologie der Großhangbewegungen Sibratsgfäll und Rindberg [risk assessment; movement rate; differential motion; hazard levels; Gefahrenbeurteilung; Bewegungsgeschwindigkeit; Differentialbewegung; Gefahrenstufen] Heft 4 Schuller, Hartmut; Schachinger, Tobias; Riepler, Franz: Preliminary works for the new Semmering Base Tunnel – geotechnical monitoring of slope stabilization measures and earth retaining structures / Vorarbeiten für den Semmering-Basistunnel neu – geotechnisches Monitoring bei Hangsicherungen und Stützkonstruktionen [reinforced earth method; geotechnical safety management; Longsgraben valley landfill; Bewehrte-ErdeBauweise; geotechnisches Sicherheitsmanagement; Deponie Longsgraben] Heft 4 Thewes, Markus; Hollmann, Fritz: TBM-specific testing scheme to assess the clogging tendency of rock / TBM-spezifisches Untersuchungsschema zur Beurteilung der Verklebungsneigung von Fels [clogging; slake-durability-test; Verklebung; Siebtrommelversuch] Heft 5 Weifner, Tassilo; Bergmeister, Konrad; Ziegler, Hans-Jakob: Wide-area hydrogeological modelling for the Brenner Base Tunnel / Großflächige hydrogeologische Modellierung für den Brenner Basistunnel [waterproofing grouting; lowering of the groundwater table; Modflow; Abdichtungsinjektionen; Bergwasserspiegelabsenkung] Heft 2

306–316

339–352

tabwicklung – Risikodefinition [definitions of risk; risk modelling; risk management; risk strategy; Risikodefinitionen; Risikomodellierung; Risikomanagement; Risikostrategie] Heft 6 John, Max: Risk at the implementation of construction projects / Das Risiko in der Bauprojektabwicklung aus Sicht des Planers [risk limitation; changed ground conditions; Risikoabgrenzung; Baugrundrisiko] Heft 6 Maydl, Peter: Sustainability in infrastructure construction – on the transferability of assessment concepts for buildings to civil engineering works / Nachhaltigkeit im Infrastrukturbau – Zur Übertragbarkeit von Bewertungskonzepten für Gebäude auf den Tiefbau [civil engineering works; environmental asessment; life cycle; Ingenieurbau; Umweltverträglichkeitsprüfung; Lebensdauer] Heft 5

709–714

715–720

577–592

Geophysics – Geophysik

520–527

163–177

Radinger, Alexander; Fasching, Florian; Pack, Gudrun; Kreutzer, Ingrid; Kostial, Dieter: Consistent exploration by probe drilling and TSWD through the example of the Koralm Tunnel / Konsequente Vorauserkundung mittels Bohrungen und TSWD am Beispiel des Koralmtunnels [probe drillings; hammer drillings; geophysical exploration; short term predictions; Vorausbohrungen; Drehschlagbohrungen; seismische Vorauserkundungsverfahren; Kurzzeitprognosen] Heft 5

540–550

General – Allgemeines Handke, Dieter: Application of the holistic observation method on shield tunnel drives as a means of preventing disputes and conflict reduction in case of interruptions / Anwendung der ganzheitlichen Beobachtungsmethode bei Schildvortrieben als Mittel zur präventiven Streitvermeidung und Konfliktreduzierung bei Störsituationen [data logging; measured machine data; supervision of tunnel advance; interruption analysis; Datenerfassung; maschinentechnische Messdaten; Vortriebsüberwachung; Störfallanalyse] Heft 4 Jodl, Hans Georg: Risk in the implementation of construction projects – defining the risk / Das Risiko in der Bauprojek-

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Geomechanics and Tunnelling Volume 7

Ground water management – Wasserhaltung Hödl, Reinhold; Höllrigl, Michael: Pummersdorfer Tunnel – Water conditions in the shallow tunnel / Pummersdorfer Tunnel – Wasserverhältnisse im seicht liegenden Tunnel [groundwater ingress; maintenance of a haul road; Bergwasserzutritte; Aufrechterhaltung der Fahrbahn] Heft 6

664–674

Grouting – Injektionen 362–379

Barbanti, Marco; Bonanno, Marco; Rigazio, Andrea: Consolidation grouting using horizontal directional drilling technology in the Praga district of Warsaw prior to TBM tunnelling [urban area; Find and read articles: www.ernst-und-sohn.de


Annual table of contents 2014

settlement minimisation; monitoring] Heft 3 Weifner, Tassilo; Bergmeister, Konrad; Ziegler, Hans-Jakob: Wide-area hydrogeological modelling for the Brenner Base Tunnel / Großflächige hydrogeologische Modellierung für den Brenner Basistunnel [waterproofing grouting; lowering of the groundwater table; Modflow; Abdichtungsinjektionen; Bergwasserspiegelabsenkung] Heft 2

248–254

163–177

Hydro power plants – Wasserkraftanlagen Holzleitner, Wolfgang; Kraft-Fish, Martin; Steinacher, Reinhold: Lessons learnt during construction assistance for the improvement of contract models [contract; tender; Bhutan; India] Heft 2 Raderbauer, Bernd; Wyss, Alexander: Tunnel excavation material as resource for underground power plants and concrete dam constructions / Tunnelausbruch als Rohstoff für den unterirdischen Kraftwerkssowie Staumauerbau im Hochgebirge [processing; aggregates; power plant Linth-Limmern; Aufbereitung; Gesteinskörnung; Kraftwerk Linth.Limmern] Heft 5

142–149

451–460

Hydrology – Hydrologie Weifner, Tassilo; Bergmeister, Konrad; Ziegler, Hans-Jakob: Wide-area hydrogeological modelling for the Brenner Base Tunnel / Großflächige hydrogeologische Modellierung für den Brenner Basistunnel [waterproofing grouting; lowering of the groundwater table; Modflow; Abdichtungsinjektionen; Bergwasserspiegelabsenkung] Heft 2

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Innovative procedures/test techniques – Neue Verfahren/Versuchstechnik Burger, Werner: Multi-mode tunnel boring machines / MultiMode Tunnelvortriebsmaschinen [Variable-Density; machine types; operation modes; Maschinentypen; Betriebsarten] Heft 1 Coffman, Richard A.; Garner, Cyrus D.; Salazar, Sean E.: The development and implementation of a tunnel characterization method [Garner-Coffman method; surface settlement;

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18–30

ground loss coefficient; contraction increment] Heft 2 Erben, Hartmut; Galler, Robert: Tunnel spoil – New technologies on the way from waste to raw material / Tunnelausbruch – Neue Technologien für den Weg vom Abfall zum Rohstoff [DRAGON; re-use possibilities; concept for material flow; raw material analysis; excavated material database; Verwertungsmöglichkeiten; Materialflusskonzept; Rohmaterialanalyse; Ausbruchmaterialdatenbank] Heft 5 Galli, Mario; Thewes, Markus: Investigations for the application of EPB shields in difficult grounds / Untersuchungen für den Einsatz von Erddruckschilden in schwierigem Baugrund [fields of application; conditioning; lab tests; clogging; Einsatzbereich; Konditionierung; Laborversuche; Verklebung] Heft 1 Maidl, Ulrich; Pierri, Julio C. D. D.: Innovative hybrid EPB tunnelling in Rio de Janeiro [convertible shield; process controlling; multi-mode TBM; EPB shields; soil conditioning] Heft 1 Radoncic, Nedim; Hein, Mario; Moritz, Bernd: Determination of the system behaviour based on data analysis of a hard rock shield TBM / Analyse der Maschinenparameter zur Erfassung des Systemverhaltens beim Hartgesteins-Schildvortrieb [DS TBM; TBM data analysis; system behaviour classification; Doppelschild-TBM; TBMDatenauswertung; Systemverhaltensklassifizierung] Heft 5 Rengshausen, Rainer; Tauriainen, Riku; Raedle, Andreas: TBM and spoil treatment selection process – case history Crossrail C310 Thames Tunnel – Slurry TBM versus EPB TBM [weak rock; tidal influence; spoil treatment; filterpresses] Heft 1 Schindler, Steffen; Hegemann, Felix; Alsahly, Abdullah; Barciaga, Thomas; Galli, Mario; Lehner, Karlheinz; Koch, Christian: An interaction platform for mechanized tunnelling. Application on the Wehrhahn-Line in Düsseldorf (Germany) / Eine Interaktionsplattform für maschinelle Tunnelvortriebe. Anwendung am Beispiel der Wehrhahn-Linie in Düsseldorf – Application on the Wehrhahn-Line in Düsseldorf (Germany) / Anwendung am Bei-

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spiel der Wehrhahn-Linie in Düsseldorf [BIM; IFC; numerical simulation; integrated product models; data exchange; Wehrhahn-Linie; numerische Simulation; integrierte Produktmodelle; Datenaustausch] Heft 1 Supp, Gregor; Marte, Roman: Spideranchor Netting – full scale experiment, application and slope stability discussion / Spinnanker Netting – Großversuch, Anwendung und Standsicherheitsdiskussion [slope stabilisation; applications; full scale experiment; design; Böschungssicherung; Anwendungsmöglichkeiten; Großversuch; Bemessung] Heft 4 Thewes, Markus; Hollmann, Fritz: TBM-specific testing scheme to assess the clogging tendency of rock / TBM-spezifisches Untersuchungsschema zur Beurteilung der Verklebungsneigung von Fels [clogging; slake-durability-test; Verklebung; Siebtrommelversuch] Heft 5

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317–327

520–527

Landslides – Rutschungen Burger, Daniela; Haunschmid, Bruno: Sliding slopes on the Gerlos Strasse / Rutschhänge an der Gerlos Straße [lasercsan; protection measures; remedial concepts; FE analysis; Sicherungsmaßnahmen; Sanierungskonzepte; numerische Simulation] Heft 3 Jaritz, Wolfgang; Soranzo, Enrico: Engineering geology of the large slope movement Sibratsgfäll and Rindberg / Ingenieurgeologie der Großhangbewegungen Sibratsgfäll und Rindberg [risk assessment; movement rate; differential motion; hazard levels; Gefahrenbeurteilung; Bewegungsgeschwindigkeit; Differentialbewegung; Gefahrenstufen] Heft 4

272–285

306–316

Materials management – Materialbewirtschaftung Danzer, Mathilde: Waste law framework for the recovery of material excavated from tunnels / Abfallrechtliche Rahmenbedingungen für die Verwertung von Tunnelausbruchmaterial [waste law; landfill regulations; contaminated land remediation law; Abfallrecht; Deponieverordnung; Altlastensanierungsgesetz] Heft 5 Erben, Hartmut; Galler, Robert: Tunnel spoil – New technolo-

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gies on the way from waste to raw material / Tunnelausbruch – Neue Technologien für den Weg vom Abfall zum Rohstoff [DRAGON; re-use possibilities; concept for material flow; raw material analysis; excavated material database; Verwertungsmöglichkeiten; Materialflusskonzept; Rohmaterialanalyse; Ausbruchmaterialdatenbank] Mlinar, Christian; Sempelmann, Franz; Koch, Gerhard; Steiner, Michael; Kubin, Florian: Tunnel spoil as a source of raw materials for an autobahn – Sustainable reuse of resources through the example of the S 10 / Tunnelausbruch als Rohstoffquelle für eine Autobahn – Nachhaltige Ressourcenverwertung am Beispiel der S 10 [material management concept; re-use; concrete aggregates; fill material; Materialbewirtschaftungskonzept; Verwertung; Gesteinskörnung; Schüttmaterial] Posch, Helmut; Murr, Roland; Huber, Helmut; Kager, Matthias; Kolb, Erich: Tunnel excavation – The conflict between waste and recycling through the example of the Koralm Tunnel, contract KAT2 / Tunnelausbruch – Das Spannungsfeld zwischen Abfall und Verwertung am Beispiel Koralmtunnel, Baulos KAT2 [waste; recycling; Abfall; Verwertung] Raderbauer, Bernd; Wyss, Alexander: Tunnel excavation material as resource for underground power plants and concrete dam constructions / Tunnelausbruch als Rohstoff für den unterirdischen Kraftwerkssowie Staumauerbau im Hochgebirge [processing; aggregates; power plant Linth-Limmern; Aufbereitung; Gesteinskörnung; Kraftwerk Linth.Limmern] Reichel, Paul: Tunnel spoil: Tipping or the end of the definition as waste / Tunnelausbruch: Deponierung oder Abfallende [the term waste; waste regime; recycling; Abfallbegriff; Abfallregime; Verwertung]

Heft 5

402–410

Heft 5

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Heft 5

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Heft 5

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Measuring technology – Messtechnik

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Erben, Hartmut; Galler, Robert: Tunnel spoil – New technologies on the way from waste to raw material / Tunnelausbruch – Neue Technologien für den

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Annual table of contents 2014

Weg vom Abfall zum Rohstoff [DRAGON; re-use possibilities; concept for material flow; raw material analysis; excavated material database; Verwertungsmöglichkeiten; Materialflusskonzept; Rohmaterialanalyse; Ausbruchmaterialdatenbank] Heft 5 Galler, Robert; Handke, Dieter; Nolden, Mario: The determination of performance- and payment-relevant parameters in TBM tunnelling – State of the technology and outlook / Ermittlung leistungs- und vergütungsrelevanter Parameter für TVM-Vortriebe – Stand der Technik und Ausblick [wear; abrasiveness; clogging; mini disc cutting tests; face monitoring; Verschleiß; Abrasivität; Verklebung; Minidiskenschneidversuch; Ortsbrustaufnahme] Heft 5 Golger, Mario; Höfer-Öllinger, Giorgio; Prinzl, Friedrich: The Pir Panjal Railway Tunnel [NATM; Himalaya; deformations; monitoring; geological model] Heft 2 Handke, Dieter: Application of the holistic observation method on shield tunnel drives as a means of preventing disputes and conflict reduction in case of interruptions / Anwendung der ganzheitlichen Beobachtungsmethode bei Schildvortrieben als Mittel zur präventiven Streitvermeidung und Konfliktreduzierung bei Störsituationen [data logging; measured machine data; supervision of tunnel advance; interruption analysis; Datenerfassung; maschinentechnische Messdaten; Vortriebsüberwachung; Störfallanalyse] Heft 4 Maidl, Ulrich; Stascheit, Janosch: Real time process controlling for EPB shields / EchtzeitProzesscontrolling bei Erddruckschilden [data visualisation; tool management; performance analysis; Procon; Datenvisualisierung; Werkzeugmanagement; Leistungsanalyse] Heft 1 Marte, Roman; Moyschewitz, Gerhard; Harml, Josef: Construction of a snow retention basin in an Alpine sagging mass / Errichtung eines Beschneiungsteiches in einer alpinen Sackungsmasse Heft 4 Schuller, Hartmut; Schachinger, Tobias; Riepler, Franz: Preliminary works for the new Semmering Base Tunnel – geotechnical monitoring of slope stabilization measures and earth re-

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402–410

taining structures / Vorarbeiten für den Semmering-Basistunnel neu – geotechnisches Monitoring bei Hangsicherungen und Stützkonstruktionen [reinforced earth method; geotechnical safety management; Longsgraben valley landfill; Bewehrte-ErdeBauweise; geotechnisches Sicherheitsmanagement; Deponie Longsgraben] Heft 4

339–352

Mechanised tunnelling – Maschineller Vortrieb

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133–141

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Barbanti, Marco; Bonanno, Marco; Rigazio, Andrea: Consolidation grouting using horizontal directional drilling technology in the Praga district of Warsaw prior to TBM tunnelling [urban area; settlement minimisation; monitoring] Heft 3 Burger, Werner: Multi-mode tunnel boring machines / MultiMode Tunnelvortriebsmaschinen [Variable-Density; machine types; operation modes; Maschinentypen; Betriebsarten] Heft 1 Erben, Hartmut; Galler, Robert: Tunnel spoil – New technologies on the way from waste to raw material / Tunnelausbruch – Neue Technologien für den Weg vom Abfall zum Rohstoff [DRAGON; re-use possibilities; concept for material flow; raw material analysis; excavated material database; Verwertungsmöglichkeiten; Materialflusskonzept; Rohmaterialanalyse; Ausbruchmaterialdatenbank] Heft 5 Eskesen, Søren Degn; Paulatto, Enrico; Stubbs, Jared: Construction challenges for urban tunnelling – The Copenhagen Metro Circle Line [urban area; groundwater control; settlement minimisation; monitoring] Heft 3 Galler, Robert; Handke, Dieter; Nolden, Mario: The determination of performance- and payment-relevant parameters in TBM tunnelling – State of the technology and outlook / Ermittlung leistungs- und vergütungsrelevanter Parameter für TVM-Vortriebe – Stand der Technik und Ausblick [wear; abrasiveness; clogging; mini disc cutting tests; face monitoring; Verschleiß; Abrasivität; Verklebung; Minidiskenschneidversuch; Ortsbrustaufnahme] Heft 5 Galli, Mario; Thewes, Markus: Investigations for the application of EPB shields in difficult grounds / Untersuchungen für den Einsatz von Erddruck-

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schilden in schwierigem Baugrund [fields of application; conditioning; lab tests; clogging; Einsatzbereich; Konditionierung; Laborversuche; Verklebung] Heft 1 Götz, David: The Fréjus rescue tunnel / Rettungsstollen Fréjus [convergences; squeezing rock mass; Konvergenzen; drückendes Gebirge] Heft 6 Handke, Dieter: Application of the holistic observation method on shield tunnel drives as a means of preventing disputes and conflict reduction in case of interruptions / Anwendung der ganzheitlichen Beobachtungsmethode bei Schildvortrieben als Mittel zur präventiven Streitvermeidung und Konfliktreduzierung bei Störsituationen [data logging; measured machine data; supervision of tunnel advance; interruption analysis; Datenerfassung; maschinentechnische Messdaten; Vortriebsüberwachung; Störfallanalyse] Heft 4 Kogler, Kurt; Krenn, Harald: Drilling processes to explore the rock mass and groundwater conditions in correlation with TBM-tunnelling / Bohrtechnische Verfahren zur Erkundung der Gebirgs- und Bergwasserverhältnisse im Zusammenhang mit TVM-Vortrieben [drilling equipment; drilling methods; drillhole deviation; core drillings; counter flush drillings; Bohrausrüstung; Bohrmethoden; Bohrlochabweichung; Kernbohrungen] Heft 5 Köhler, Hans; Rengshausen, Rainer: Doha Metro Green Line – Six tunnel boring machines in the starting phase / Metro Doha Green Line – Sechs Tunnelvortriebsmaschinen in der Startphase [assembling works; labour camp; Montagearbeiten; Arbeiterlager] Heft 6 Maidl, Ulrich; Pierri, Julio C. D. D.: Innovative hybrid EPB tunnelling in Rio de Janeiro [convertible shield; process controlling; multi-mode TBM; EPB shields; soil conditioning] Heft 1 Maidl, Ulrich; Stascheit, Janosch: Real time process controlling for EPB shields / EchtzeitProzesscontrolling bei Erddruckschilden [data visualisation; tool management; performance analysis; Procon; Datenvisualisierung; Werkzeugmanagement; Leistungsanalyse] Heft 1 Radinger, Alexander; Fasching, Florian; Pack, Gudrun; Kreutzer,

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31–44

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655–663

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64–71

Ingrid; Kostial, Dieter: Consistent exploration by probe drilling and TSWD through the example of the Koralm Tunnel / Konsequente Vorauserkundung mittels Bohrungen und TSWD am Beispiel des Koralmtunnels [probe drillings; hammer drillings; geophysical exploration; short term predictions; Vorausbohrungen; Drehschlagbohrungen; seismische Vorauserkundungsverfahren; Kurzzeitprognosen] Heft 5 Radoncic, Nedim; Hein, Mario; Moritz, Bernd: Determination of the system behaviour based on data analysis of a hard rock shield TBM / Analyse der Maschinenparameter zur Erfassung des Systemverhaltens beim Hartgesteins-Schildvortrieb [DS TBM; TBM data analysis; system behaviour classification; Doppelschild-TBM; TBMDatenauswertung; Systemverhaltensklassifizierung] Heft 5 Rehbock-Sander, Michael; Wieland, Gerd; Jesel, Thomas: Advance probing measures on the TBM drives of the south contracts of the Gotthard Base Tunnel – experience and implications for other projects / Vorauserkundungsmaßnahmen bei den TBM-Vortrieben der Südlose des Gotthard-Basistunnels – Erfahrungen und Folgerungen für andere Projekte [fault zones; drillings; seismic surveying; Störzonen; Bohrungen; Seismik] Heft 5 Rengshausen, Rainer; Tauriainen, Riku; Raedle, Andreas: TBM and spoil treatment selection process – case history Crossrail C310 Thames Tunnel – Slurry TBM versus EPB TBM [weak rock; tidal influence; spoil treatment; filterpresses] Heft 1 Rocha, Hugo Cássio; Comulada, Marc; Maidl, Ulrich; Maia, Carlos Henrique Turolla: São Paulo Metro – developments in shield tunnelling [urban area; metro network; settlement minimisation; data management; FE calculations] Heft 3 Schindler, Steffen; Hegemann, Felix; Alsahly, Abdullah; Barciaga, Thomas; Galli, Mario; Lehner, Karlheinz; Koch, Christian: An interaction platform for mechanized tunnelling. Application on the Wehrhahn-Line in Düsseldorf (Germany) / Eine Interaktionsplattform für maschinelle Tunnelvortriebe. Anwendung am Beispiel der Wehrhahn-Linie in Düsseldorf

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551–561

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Annual table of contents 2014

– Application on the Wehrhahn-Line in Düsseldorf (Germany) / Anwendung am Beispiel der Wehrhahn-Linie in Düsseldorf [BIM; IFC; numerical simulation; integrated product models; data exchange; Wehrhahn-Linie; numerische Simulation; integrierte Produktmodelle; Datenaustausch] Heft 1 Thewes, Markus; Hollmann, Fritz: TBM-specific testing scheme to assess the clogging tendency of rock / TBM-spezifisches Untersuchungsschema zur Beurteilung der Verklebungsneigung von Fels [clogging; slake-durability-test; Verklebung; Siebtrommelversuch] Heft 5 Urschitz, Gerhard J.: Southeast Collector Project – Procurement of TBMs by the client / Southeast Collector Project – Beistellung der TBMs durch den Bauherrn [selection of TBM; TBM procurement process; TBM-Auswahl; TBMAnschaffungsverfahren] Heft 6

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520–527

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Numerical methods – Numerische Verfahren Saurer, Erich; Marcher, Thomas; Schädlich, Bert; Schweiger, Helmut: Validation of a novel constitutive model for shotcrete using data from an executed tunnel / Validierung eines neuen Stoffgesetzes für Spritzbeton mittels Ergebnissen eines ausgeführten Tunnelprojekts [primary tunnel lining; shotcrete model; design philosophy; Tunnelaußenschale; Spritzbetonmodell; Bemessungskonzept] Heft 4

Rehbock-Sander, Michael; Wieland, Gerd; Jesel, Thomas: Advance probing measures on the TBM drives of the south contracts of the Gotthard Base Tunnel – experience and implications for other projects / Vorauserkundungsmaßnahmen bei den TBM-Vortrieben der Südlose des Gotthard-Basistunnels – Erfahrungen und Folgerungen für andere Projekte [fault zones; drillings; seismic surveying; Störzonen; Bohrungen; Seismik] Heft 5 Steiner, Helmut; Rodler, Johann: Furnishing for long railway tunnels – interplay between construction and maintenance costs (example Koralm Tunnel) / Ausstattung langer Bahntunnel im Spannungsfeld zwischen Errichtungs- und Erhaltungskosten am Beispiel des Koralmtunnels [long tunnels; railway equipment; cost optimisation; lange Tunnel; bahntechnische Ausrüstung; Kostenoptimierung] Heft 5 Wagner, Oliver K.; Koch, Daniel; Lemmerer, Johann; Druckfeuchter, Hubert; Petraschek, Thomas: Maintenance-optimised drainage system for the New Semmering Base tunnel and Pummersdorf Tunnel / Instandhaltungsoptimiertes Entwässerungssystem für den Semmering-Basistunnel neu und Tunnel Pummersdorf [maintenance; tunnel drainage; pressure relief; Instandhaltung; Wartung; Tunneldrainagen; Druckwasserentlastetung] Heft 5

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610–618

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Reconnaissance – Baugrunderkundung Railway tunnels – Eisenbahntunnel Eckbauer, Walter; Insam, Romed; Zierl, Dietmar: Planning optimisation for the Brenner Base Tunnel considering both maintenance and sustainability / Planungsoptimierungen beim Brenner-Basistunnel aus Sicht der Instandhaltung und Nachhaltigkeit [interdisciplinary design; maintenance concepts; cost optimisation; interdisziplinäre Planung; Instandhaltungskonzepte; Kostenoptimierung] Heft 5 Golger, Mario; Höfer-Öllinger, Giorgio; Prinzl, Friedrich: The Pir Panjal Railway Tunnel [NATM; Himalaya; deformations; monitoring; geological model] Heft 2

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601–609

133–141

Kogler, Kurt; Krenn, Harald: Drilling processes to explore the rock mass and groundwater conditions in correlation with TBM-tunnelling / Bohrtechnische Verfahren zur Erkundung der Gebirgs- und Bergwasserverhältnisse im Zusammenhang mit TVM-Vortrieben [drilling equipment; drilling methods; drillhole deviation; core drillings; counter flush drillings; Bohrausrüstung; Bohrmethoden; Bohrlochabweichung; Kernbohrungen] Heft 5 Radinger, Alexander; Fasching, Florian; Pack, Gudrun; Kreutzer, Ingrid; Kostial, Dieter: Consistent exploration by probe drilling and TSWD through the example of the Koralm Tunnel / Konsequente Vorauserkun-

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dung mittels Bohrungen und TSWD am Beispiel des Koralmtunnels [probe drillings; hammer drillings; geophysical exploration; short term predictions; Vorausbohrungen; Drehschlagbohrungen; seismische Vorauserkundungsverfahren; Kurzzeitprognosen] Heft 5 Rehbock-Sander, Michael; Wieland, Gerd; Jesel, Thomas: Advance probing measures on the TBM drives of the south contracts of the Gotthard Base Tunnel – experience and implications for other projects / Vorauserkundungsmaßnahmen bei den TBM-Vortrieben der Südlose des Gotthard-Basistunnels – Erfahrungen und Folgerungen für andere Projekte [fault zones; drillings; seismic surveying; Störzonen; Bohrungen; Seismik] Heft 5

540–550

551–561

Refurbishing – Sanierung Mähner, Dietmar; MüllerRochholz, Jochen; Lange, Dirk; Staubermann, Christoph: Recording of crack width changes and temperature developments in a road tunnel / Erfassung von Rissbreitenänderungen und Temperaturentwicklungen an einem Straßentunnel [temperature measurements; recording of crack width; Temperaturmessungen; Erfassung der Rissbreiten] Heft 6 Rattei, Günter; Lorber, Wilhelm: Refurbishment of tunnels on the autobahn and main road network – Experience and requirements in the view of the road operator / Sanierung von Tunnelanlagen des Autobahnen- und Schnellstraßennetzes – Erfahrungen und Anforderungen aus der Sicht des Straßenbetreibers [inner lining; drainage; carriageway; tunnel safety; Betoninnenschale; Entwässerung; Fahrbahn; Tunnelsicherheit] Heft 5

Road tunnels – Straßentunnel Mlinar, Christian; Sempelmann, Franz; Koch, Gerhard; Steiner, Michael; Kubin, Florian: Tunnel spoil as a source of raw materials for an autobahn – Sustainable reuse of resources through the example of the S 10 / Tunnelausbruch als Rohstoffquelle für eine Autobahn – Nachhaltige Ressourcenverwertung

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am Beispiel der S 10 [material management concept; re-use; concrete aggregates; fill material; Materialbewirtschaftungskonzept; Verwertung; Gesteinskörnung; Schüttmaterial] Palomba, Michele; Amadini, Federico; Russo, Giordano; Carrieri, Giampiero: Chenani-Nashri Tunnel, the longest road tunnel in India: the “Himalayan challenge” for design in heterogeneous rock masses [design approach; heterogeneous rock mass; rock mass classification; numerical analyses; monitoring] Rattei, Günter; Lorber, Wilhelm: Refurbishment of tunnels on the autobahn and main road network – Experience and requirements in the view of the road operator / Sanierung von Tunnelanlagen des Autobahnen- und Schnellstraßennetzes – Erfahrungen und Anforderungen aus der Sicht des Straßenbetreibers [inner lining; drainage; carriageway; tunnel safety; Betoninnenschale; Entwässerung; Fahrbahn; Tunnelsicherheit] Reichenspurner, Peter: Rohtang Tunnel – Intermediate report at half distance / Rohtang-Tunnel – Zwischenbilanz nach halber Strecke [high Himalaya; winter service; clima; logistics; Hochgebirge; Winterdienst; Klima; Logistik]

Heft 5

428–436

Heft 2

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Heft 5

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Heft 2

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Rock mechanics – Felsmechanik

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Golger, Mario; Höfer-Öllinger, Giorgio; Prinzl, Friedrich: The Pir Panjal Railway Tunnel [NATM; Himalaya; deformations; monitoring; geological model] Heft 2 Millen, Bernard; Sigl, Oskar; HöferÖllinger, Giorgio: Rock mass behaviour of weathered, jointed and faulted Khondalite – Examples from the underground crude oil storage caverns in Visakhapatnam, India [Q-value; wedge slides; failure mechanisms; FE analysis] Heft 3 Palomba, Michele; Amadini, Federico; Russo, Giordano; Carrieri, Giampiero: Chenani-Nashri Tunnel, the longest road tunnel in India: the “Himalayan challenge” for design in heterogeneous rock masses [design approach; heterogeneous rock mass; rock mass classification; numerical analyses; monitoring] Heft 2

133–141

255–271

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Annual table of contents 2014

Putz-Perrier, Martin Wilhelm; Gilleron, Nicolas; Bourgeois, Emmanuel; Saitta, Adrien: Fullface versus sequential excavation – A case study of the Chamoise Tunnel (France) / Vollausbruch versus Teilausbruch – Eine Fallstudie vom Chamoisetunnel (Frankreich) [NATM; oxfordian marl; swelling rock; face reinforcement; face extrusion; NÖT; Oxfordienmergel; druckhaftes Gebirge; Ortsbruststützung; Ortsbrustverschiebung] Heft 5

469–480

Slopes – Böschungen Fellin, Wolfgang: The rediscovery of infinite slope model / Die Wiederentdeckung der unendlich langen Böschung [failure models; stress state; Versagensmodelle; Spannungszustand] Heft 4 Schuller, Hartmut; Schachinger, Tobias; Riepler, Franz: Preliminary works for the new Semmering Base Tunnel – geotechnical monitoring of slope stabilization measures and earth retaining structures / Vorarbeiten für den Semmering-Basistunnel neu – geotechnisches Monitoring bei Hangsicherungen und Stützkonstruktionen [reinforced earth method; geotechnical safety management; Longsgraben valley landfill; Bewehrte-ErdeBauweise; geotechnisches Sicherheitsmanagement; Deponie Longsgraben] Heft 4 Supp, Gregor; Marte, Roman: Spideranchor Netting – full scale experiment, application and slope stability discussion / Spinnanker Netting – Großversuch, Anwendung und Standsicherheitsdiskussion [slope stabilisation; applications; full scale experiment; design; Böschungssicherung; Anwendungsmöglichkeiten; Großversuch; Bemessung] Heft 4

299–305

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87–97

299–305

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Special type of construction – Sonderbauweisen

339–352

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Soil mechanics – Bodenmechanik Coffman, Richard A.; Garner, Cyrus D.; Salazar, Sean E.: The development and implementation of a tunnel characterization method [Garner-Coffman method; surface settlement; ground loss coefficient; contraction increment] Heft 2 Düllmann, Jan; Alber, Michael; Plinninger, Ralf J.: Determining

soil abrasiveness by use of index tests versus using intrinsic soil parameters / Bewertung der Abrasivität von Lockergesteinen mit Indexverfahren und herkömmlichen Bodenkennwerten [LCPC-Test; SoilAbrasivity-Index (SAI); tribological wear system; Verschleißsystem] Heft 1 Fellin, Wolfgang: The rediscovery of infinite slope model / Die Wiederentdeckung der unendlich langen Böschung [failure models; stress state; Versagensmodelle; Spannungszustand] Heft 4 Marte, Roman; Moyschewitz, Gerhard; Harml, Josef: Construction of a snow retention basin in an Alpine sagging mass / Errichtung eines Beschneiungsteiches in einer alpinen Sackungsmasse Heft 4 Supp, Gregor; Marte, Roman: Spideranchor Netting – full scale experiment, application and slope stability discussion / Spinnanker Netting – Großversuch, Anwendung und Standsicherheitsdiskussion [slope stabilisation; applications; full scale experiment; design; Böschungssicherung; Anwendungsmöglichkeiten; Großversuch; Bemessung] Heft 4

178–184

Gradnik, Richard; Kicherer, Manfred; Zwick, Markus: Tunnelling for the third section of the Stadtbahn line U12 in Stuttgart / Der Vortrieb für den dritten Teilabschnitt der Stadtbahnline U12 in Stuttgart [railway underpassing; deformations; partial face excavation; full face excavation; Eisenbahnunterquerung; Verformungen; Teilausbruch; Vollausbruch] Heft 5

481–490

Structural analysis – Statik Saurer, Erich; Marcher, Thomas; Schädlich, Bert; Schweiger, Helmut: Validation of a novel constitutive model for shotcrete using data from an executed tunnel / Validierung eines neuen Stoffgesetzes für Spritzbeton mittels Ergebnissen eines ausgeführten Tunnelprojekts [primary tunnel lining; shotcrete model; design philosophy; Tunnelaußenschale; Spritzbetonmodell; Bemessungskonzept] Heft 4

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Annual table of contents 2014

Subway construction – U-Bahnbau

Support – Stützmittel

Barbanti, Marco; Bonanno, Marco; Rigazio, Andrea: Consolidation grouting using horizontal directional drilling technology in the Praga district of Warsaw prior to TBM tunnelling [urban area; settlement minimisation; monitoring] Heft 3 Cyronˇ , David; Ivor, Štefan; Hybský, Petr; Rossler, Karel: Prague Metro [urban area; metro extension; stations; EPB machines] Heft 3 Eskesen, Søren Degn; Paulatto, Enrico; Stubbs, Jared: Construction challenges for urban tunnelling – The Copenhagen Metro Circle Line [urban area; groundwater control; settlement minimisation; monitoring] Heft 3 Gradnik, Richard; Kicherer, Manfred; Zwick, Markus: Tunnelling for the third section of the Stadtbahn line U12 in Stuttgart / Der Vortrieb für den dritten Teilabschnitt der Stadtbahnline U12 in Stuttgart [railway underpassing; deformations; partial face excavation; full face excavation; Eisenbahnunterquerung; Verformungen; Teilausbruch; Vollausbruch] Heft 5 Herzfeld, Thomas; Leitner, Andreas; Gartner, Ilse: Construction section U1/10 of the Vienna Underground / Der Bauabschnitt U1/10 der Wiener U-Bahn [urban area; settlement minimisation; monitoring] Heft 3 Köhler, Hans; Rengshausen, Rainer: Doha Metro Green Line – Six tunnel boring machines in the starting phase / Metro Doha Green Line – Sechs Tunnelvortriebsmaschinen in der Startphase [assembling works; labour camp; Montagearbeiten; Arbeiterlager] Heft 6 Rengshausen, Rainer; Tauriainen, Riku; Raedle, Andreas: TBM and spoil treatment selection process – case history Crossrail C310 Thames Tunnel – Slurry TBM versus EPB TBM [weak rock; tidal influence; spoil treatment; filterpresses] Heft 1 Rocha, Hugo Cássio; Comulada, Marc; Maidl, Ulrich; Maia, Carlos Henrique Turolla: São Paulo Metro – developments in shield tunnelling [urban area; metro network; settlement minimisation; data management; FE calculations] Heft 3

Palomba, Michele; Amadini, Federico; Russo, Giordano; Carrieri, Giampiero: Chenani-Nashri Tunnel, the longest road tunnel in India: the “Himalayan challenge” for design in heterogeneous rock masses [design approach; heterogeneous rock mass; rock mass classification; numerical analyses; monitoring] Heft 2 Putz-Perrier, Martin Wilhelm; Gilleron, Nicolas; Bourgeois, Emmanuel; Saitta, Adrien: Fullface versus sequential excavation – A case study of the Chamoise Tunnel (France) / Vollausbruch versus Teilausbruch – Eine Fallstudie vom Chamoisetunnel (Frankreich) [NATM; oxfordian marl; swelling rock; face reinforcement; face extrusion; NÖT; Oxfordienmergel; druckhaftes Gebirge; Ortsbruststützung; Ortsbrustverschiebung] Heft 5 Saurer, Erich; Marcher, Thomas; Schädlich, Bert; Schweiger, Helmut: Validation of a novel constitutive model for shotcrete using data from an executed tunnel / Validierung eines neuen Stoffgesetzes für Spritzbeton mittels Ergebnissen eines ausgeführten Tunnelprojekts [primary tunnel lining; shotcrete model; design philosophy; Tunnelaußenschale; Spritzbetonmodell; Bemessungskonzept] Heft 4 Supp, Gregor; Marte, Roman: Spideranchor Netting – full scale experiment, application and slope stability discussion / Spinnanker Netting – Großversuch, Anwendung und Standsicherheitsdiskussion [slope stabilisation; applications; full scale experiment; design; Böschungssicherung; Anwendungsmöglichkeiten; Großversuch; Bemessung] Heft 4

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248–254

230–236

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Sustainability – Nachhaltigkeit 45–54

237–247

Eckbauer, Walter; Insam, Romed; Zierl, Dietmar: Planning optimisation for the Brenner Base Tunnel considering both maintenance and sustainability / Planungsoptimierungen beim Brenner-Basistunnel aus Sicht der Instandhaltung und Nachhaltigkeit [interdisciplinary design; maintenance concepts; cost optimisation; interdisziplinäre Planung; Instandhaltungskonzepte; Kostenoptimierung] Heft 5

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Annual table of contents 2014

Engelhardt, Stephan; Schwarz, Jürgen; Thewes, Markus: The lifecycle cost concept for implementation of economic sustainability in tunnel construction / Das Lebenszykluskostenkonzept zur Umsetzung der ökonomischen Nachhaltigkeit von Tunnelbauwerken [Modular-Process-Model; lifecycle of a tunnel; modulares Prozessmodell; Lebenszyklus eines Tunnels] Heft 5 Maydl, Peter: Sustainability in infrastructure construction – on the transferability of assessment concepts for buildings to civil engineering works / Nachhaltigkeit im Infrastrukturbau – Zur Übertragbarkeit von Be-

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593–600

wertungskonzepten für Gebäude auf den Tiefbau [civil engineering works; environmental asessment; life cycle; Ingenieurbau; Umweltverträglichkeitsprüfung; Lebensdauer] Heft 5 Steiner, Helmut; Rodler, Johann: Furnishing for long railway tunnels – interplay between construction and maintenance costs (example Koralm Tunnel) / Ausstattung langer Bahntunnel im Spannungsfeld zwischen Errichtungs- und Erhaltungskosten am Beispiel des Koralmtunnels [long tunnels; railway equipment; cost optimisation; lange Tunnel; bahntechnische Ausrüstung; Kostenoptimierung] Heft 5

577–592

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Annual table of contents 2014

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Dr. Vavrovsky awarded the Stuva Prize 2013 / Dr. Vavrovsky erhält Stuva-Preis 2013 Prize for young tunnellers awarded to Susanne Fehleisen / Susanne Fehleisen mit Stuva-Nachwuchspreis ausgezeichnet In memory of Hans-Jakob Ziegler / Im Gedenken an Hans-Jakob Ziegler Obituary for Prof. Dr.-Ing. Dietmar Grießl / Nachruf Prof. Dr.-Ing. Dietmar Grießl Horst Pöchhacker – Obituary on Austrian Tunnel Day 2014 / Horst Pöchhacker – Nachruf am Tunneltag 2014

Successful cooperation continued / Neuerliche Kooperation wird fortgesetzt Heft 5 The new Tecco system Heft 5

Heft 1

12–13

Heft 1

13

Heft 3

204–205

Heft 3

205–206

Heft 6

652–654

636–637 637

Products Improved Safety in Tunnelling / Mehr Sicherheit im Tunnelbau Fischer Highbond anchor FHB II now with even better performance

Heft 2

187–189

Heft 4

380–381

XXL tunnel boring machines in the Yangtze River Delta / XXL Tunnelbohrer im Yangtze River Delta Heft 2

185–186

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Pro Zeitschrift eine Box Ingenieurwissen aufbewahren in Zeitschriften-Archivboxen. geschlossen, staubgeschützt beschriftet mit Zeitschriftenname/Jahrgang farbliche Kennung ein Jahrgang an einem Ort

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Telefon Bestellung: +49 (0)800 1800 536

Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG

Kundenservice: Wiley-VCH Boschstraße 12 D-69469 Weinheim

Tel. +49 (0)800 1800 536 Fax +49 (0)6201 606-184 cs-germany@wiley.com 1008156_dp

Geomechanics and Tunnelling 01/2015 free sample copy  

The contributions published in Geomechanics and Tunnelling deal with tunnelling, rock engineering and applications of rock and soil mechanic...

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