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Volume 10 February 2017 ISSN 1865-7362

Geomechanics and Tunnelling Geomechanik und Tunnelbau

Rock Slopes – Rock Falls

-  Comparison of two 3D rockfall codes -  Rockfall hazard zones in Austria -  Dealing with natural hazards -  Application of 3D rockfall modelling -  Analysis of a rock slide in a quarry -  Remediation concept for a slope movement ÖSTERREICHISCHE GESELLSCHAFT FÜR GEOMECHANIK


Handbooks of Tunnel Engineering Das zweibändige „Handbuch des Tunnel- und Stollenbaus“ gilt seit 30 Jahren in der deutschsprachigen Fachwelt als Standardwerk für Lehre und Praxis. Die vorliegende englische Ausgabe basiert auf einer überarbeiteten und angepassten Fassung der dritten deutschen Auflage und ist auf dem heutigen Stand der Kenntnisse. Das Buch erscheint in zwei Bänden, wobei sich der erste Band den mehr praktischen Themen von Konstruktion und Bauverfahren im Sprengvortrieb und maschinellen Vortrieb widmet. Zudem wird der Vortrieb kleiner Querschnitte, Belüftung behandelt. Der zweite Band befasst sich sowohl mit theoretischen Themen wie Planungsgrundsätze, Ingenieurgeologie, Tunnelstatik und messtechnischer Überwachung als auch mit praktischen Belangen der Baustellenabwicklung und Wasserhaltung, Abdichtung und Terminplanung sowie Fragen der Ausschreibung, Vergabe und Vertrag, Datenmanagement und Prozess-Controlling. In allen Kapiteln beider Bände werden Beispiele aus der Praxis vorgestellt.

Bernhard Maidl, Markus Thewes, Ulrich Maidl Handbook of Tunnel Engineering, Vol. I and Vol. II 2014. € 149,–* ISBN 978-3-433-03078-3 Auch als erhältlich

Weitere Buchempfehlungen: Rock Mechanics Based on an Anisotropic Jointed Rock Modell (AJRM) Taschenbuch für den Tunnelbau 2016

Maschineller Tunnelbau im Schildvortrieb Hardrock Tunnel Boring Machines

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Content

The new Eibsee cable car is being built on the highest construction site in Germany, the Zugspitze, to replace the old cable car from 1963. About 1,000 m3 of rock had to be removed for the new mountain station. Altogether 1,200 m3 of concrete, 500 t of steel and 330 t of reinforcement were used for the building. The new summit station is designed with a free-standing area projecting 30 m. in order to secure and back-anchor the foundation, DSI supplied numerous anchors of various types (see page 92). Photo: Hajo Dietz. Auf Deutschlands höchster Baustelle, der Zugspitze, wird zurzeit die neue Eibsee-Seilbahn gebaut, welche die alte Seilbahn aus dem Jahr 1963 ersetzen soll. Für die neue Bergstation mussten zunächst ca. 1.000 m3 Fels abgetragen werden. Insgesamt werden für dieses Gebäude 1.200 m3 Beton, 500 t Stahl und 330 t Bewehrungsstahl verbaut. Die neue Gipfelstation wurde mit einem freitragenden Bereich konzipiert, der 30 m weit auskragt. Für die Sicherung und Rückverankerung der Fundamente liefert DSI zahlreiche Anker in unterschiedlichen Bauformen (siehe Seite 92). Foto: Hajo Dietz.

Geomechanics and Tunnelling 1 Volume 10 February 2017 • No. 1 ISSN 1865-7362 (print) ISSN 1865-7389 (online)

Editor ÖSTERREICHISCHE GESELLSCHAFT FÜR GEOMECHANIK

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Editorial

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Kurosch Thuro Rock Slopes – Rock Falls Felsböschungen und Sturzprozesse

Topics 15

Bettina Sellmeier, Kurosch Thuro Comparison of two 3D rockfall codes on behalf of a case study in the Bavarian Alps

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Michael Mölk, Benedikt Rieder Rockfall hazard zones in Austria. Experience, problems and solutions in the development of a standardised procedure Steinschlag-Gefahrenzonen in Österreich. Erfahrungen, Probleme und Lösungsansätze bei der Entwicklung einer standardisierten Vorgangsweise

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Thomas Zumbrunnen, Kurosch Thuro, Sebald König Dealing with natural hazards along federal and state roads in Bavaria Umgang mit gravitativen Naturgefahren entlang von Bundes- und Staatstraßen in Bayern

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Marion Nickmann, Theresa Schweigl, Kurosch Thuro Engineering geological and geotechnical analysis of a rock slide in the quarry Frauenmühle near Metten (Lower Bavaria) Ingenieurgeologisch-geotechnische Analyse einer Felsrutschung im Steinbruch Frauenmühle bei Metten (Niederbayern)

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Robert Hofmann, Johann Thomas Sausgruber Creep behaviour and remediation concept for a deep-seated landslide, Navistal, Tyrol, Austria Kriechverhalten und Sanierungskonzept einer Großhangbewegung, Navistal, Tirol, Österreich

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Corinna Wendeler, Yves Bühler, Perry Bartelt, James Glover Application of three-dimensional rockfall modelling to rock face engineering Anwendung eines 3D-Steinschlag Modells für Felssicherungen

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Daniele Martinelli, Rodrigo Winderholler, Daniele Peila Undrained behaviour of granular soils conditioned for EPB tunnelling – AUSTRIAN A new experimental procedure tunnelling

Rubrics

SOCIETY FOR GEOMECHANICS

3 News 90 Conference Report 92 Site Report 94 Product Information 100 Diary of Events

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

Bautechnik 81 (2004), Heft 1

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Editorial

Rock Slopes – Rock Falls Felsböschungen und Sturzprozesse Rock fall events of the last years, for example the multiple rock fall events along the ­Gotthard Railway alignment at Gurtnellen or single mid magnitude events as in “Stein an der Traun” (Bavaria), emphasize the relevance of hazard assessment along vulnerable infrastructure alignments. In the last years, considerable improvements have been achieved, for example: – The investigation and analysis of rock fall source, transit and accumulation areas – based on field work to the point of numerical modelling – The hazard- and risk assessment along natural and engineered rock slopes – The design of integral mitigation concepts for infrastructure – The prevention and reduction of landslides including the development of sustainable protection systems, like rock fall meshes and -galleries The current issue covers this broad topic in seven selected contributions provided by authors working at alpine rock slopes. The first paper provides an applied comparison of two 3D-rockfall codes (RAMMS::Rockfall and Rockyfor3D) on behalf of a case study at the federal road B 305 near Bad Reichenhall in the Bavarian Alps. The experiences, challenges and approaches for rock fall hazard zoning in Austria are summed up by authors of the Aus­ trian Agency of Torrent and Avalanche Control. Furthermore, colleges from the State Agency for Construction in Traunstein contribute an integral mitigation concept for the region Berchtesgaden. For the design of rock fall protection measures the small scaled layout plays an evident role. This aspect is revealed by a contribution about the application of 3D rock fall models in the context of rock slope protection. Two articles focus on single rock fall events on different scales. The case study of a small scaled rock slide in Lower Bavaria describes the approach of analyzing instable rock slopes from an engineering geological perspective. The behavior of a complex slow moving landslide as well as the associated remediation concept at the Navistal valley (Austria) is presented by the Agency for Torrent and Avalanche Control in Innsbruck. I hope, the contributions of the current issue, dear readers, provide a wide and interesting diversity among the topic of rock slopes, rock falls and hazard assessment. Please enjoy! Kurosch Thuro Chair of Engineering Geology, Technical University of Munich

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Die Steinschlag- und Felssturzereignisse der letzten Jahre, z. B. die Steinschläge entlang der Gotthard Bahntrasse bei Gurtnellen oder Einzelereignisse wie der Felssturz von Stein an der Traun in Bayern 2010 (siehe Geomechanics and Tunnelling 4/2012), zeigen, dass die Gefährdungs­ betrachtung entlang von Verkehrswegen zunehmend an Bedeutung gewinnt. In den letzten Jahren wurden große Fortschritte gemacht, beispielsweise – Bei der Untersuchung und Analyse im Abrissbereich, Sturzbereich und Auslaufbereich von Steinschlägen und Felsstürzen – vom Gelände bis zur numerischen Modellierung und Simulation, – Bei der Gefahren- und Risikobeurteilung in natürlichen Hängen und künstlichen Böschungen, – Im Risikomanagement bei der Erstellung von integralen Schutzkonzepten für Straßen und Bahnlinien sowie – Bei der Prävention und Reduktion von Naturgefahren sowie der Entwicklung von Schutzsystemen wie Steinschlagzäunen und -galerien. Dieses Heft widmet sich diesem Thema in insgesamt sieben Beiträgen aus dem alpinen Umfeld. Den An­ fang macht ein Paper über die Anwendung von zwei verschiedenen 3D-Steinschlag-Simulationsprogrammen (RAMMS::Rockfall und Rockyfor3D) am Beispiel der hoch frequentierten Bundesstraße B 305 im „Deutschen Eck“ in den Bayerischen Alpen. Im zweiten Beitrag werden Erfahrungen, Probleme und Lösungsansätze bei der SteinschlagGefahrenzonierung in Österreich von der ­österreichischen Wildbach- und Lawinenverbauung resümiert. Schließlich wird vom Staatlichen Bauamt Traunstein ein integrales Schutzkonzept für die Steinschlaggefährdung des Berchtesgadener Landes vorgestellt. Bei der Auslegung von Steinschlagschutzsystemen spielt die kleinräumige Dimensionierung eine große Rolle. Im Beitrag über die Anwendung eines 3D Steinschlag Modells für Felssicherungs­ anwendungen wird dies von ausführender Seite aus beleuchtet. Zwei Heftbeiträge konzentrieren sich auf – wenn auch sehr unterschiedlich dimensionierte – Einzelereignisse. Das Fallbeispiel einer kleinen Felsgleitung in einem niederbayrischen Granitsteinbruch zeigt beispielhaft die Vorgehensweise bei der ingenieurgeolo­gischen Analyse bei instabilen Steinbruchwänden. Diese Problematik stellt ­einen „Dauerbrenner“ bei der Stabilitätsanalyse in Steinbrüchen dar. Das Kriechverhalten und das Sanierungskonzept einer komplexen Großhangbewegung im tirolerischen Navistal wird von der Wildbach- und Lawinenverbauung in Innsbruck präsentiert. Die Beiträge aus Österreich, der Schweiz und Deutschland in diesem Heft bieten Ihnen, liebe Leser, ein hoffentlich interessantes Spektrum aus dem Gebiet Felsböschungen und Sturzprozesse. Kurosch Thuro Ordinarius Lehrstuhl für Ingenieurgeologie, Technische Universität München

© 2017 Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG, Berlin · Geomechanics and Tunnelling 10 (2017), No. 1


News Ceremonial breakthrough in the Bad Cannstatt Tunnel The DB Projekt Stuttgart-Ulm GmbH celebrated the first tunnel breakthrough in the Stuttgart city area in the presence of numerous honorary guests on 19 December 2016. After ecumenical blessings, the last few metres of rock were broken through in the east bore of the Bad Cannstatt Tunnel under the Stuttgart Kriegsberg. Part of the Stuttgart 21 project to rearrange the Stuttgart rail node, the 3,507 m long Bad Cannstatt Tunnel links the Stuttgart-Bad Cannstatt station to the main station, which is being rebuilt as a through station. It will be used by long-distance and regional trains with speeds of about 120 km/h. The approach to the main station runs

from Bad Cannstatt over the new ­Neckar bridge and joins the tunnel on the west side of the river. The tunnel first runs under the Rosensteinpark and then beneath the Stuttgart district Nord. Near the Kriegsberg, the tunnel joins the tunnel coming from Feuerbach and soon runs into the north head of the future main station before the trains reach the new station hall. For the S-Bahn rapid transit between Stuttgart-Bad Cannstatt and the existing S-Bahn station at the main station (deep), a separate approach tunnel will be built as part of Stuttgart 21. This will run through the Mittnachtstraße station, which is being newly built to serve the

Route of the Bad Cannstatt Tunnel (graphic: DB Projekt Stuttgart-Ulm GmbH) Trassenführung Tunnel Bad Cannstatt (Grafik: DB Projekt Stuttgart-Ulm GmbH)

Breakthrough of the Bad Cannstatt Tunnel (photo: DB Projekt Stuttgart-Ulm GmbH, Thomas Niedermüller) Durchschlag Tunnel Bad Cannstatt (Foto: DB Projekt Stuttgart-Ulm GmbH, Thomas ­Niedermüller)

Rosensteinquartier. The construction of the tunnel was awarded in 2012 to a joint venture of the companies Hochtief (lead), Bemo Tunnelling and Wayss & Freytag. The contract includes the building of the Rosenstein S-Bahn tunnel (1,170 m) between the Neckar bridge and the Mittnachtstraße S-Bahn station. This adds up to a tunnel construction distance of about 9 km with a contract volume of about 285 m. Euro. Construction of the Cannstatter Tunnel started on 16 April 2012, and the christening took place on 21 March 2014. The tunnels for long-distance and regional trains will be constructed by the shotcrete method. Most of the tunnels will consist of two single-track tubes connected every 500 m. Immediately following the Neckar bridge, a two-track tunnel will be built, which will branch into two tunnels after crossing the new tunnel for the S-Bahn in a crossing structure. In the section where the new lines from Stuttgart- Feuerbach and Stuttgart-Bad Cannstatt run together toward the main station, there will also be two two-track tunnel sections separated according to the direction of travel. The tunnels excavated so far with a distance of altogether more than 5,600 m in both tubes have been undertaken from the 26 m deep intermediate starting access Nord, from which the two running tunnels have been excavated by drill and blast both toward the main station and toward the Rosensteinpark. The tunnel section between main station and the line branch structure in the Kriegsberg have been excavated by drill and blast working from the excavation for the tunnel north head of the main station. The crossing structure, in which the new long-distance tunnel from Bad Cannstatt crosses the new S-Bahn tunnel from Bad Cannstatt, should originally have been built by cut-and-cover at the edge of the Rosensteinpark, but order to sustainably preserve the identified habitat of the hermit beetle, German Railways changed the method of construction to underground drill and blast. In this way the trees in the site area, which are suitable as habitat for the hermit beetle, can be saved. A corresponding application for a variation of the construction method has been handed into the federal railway office. The rearrangement of the rail node in the state capital together with the line to Wendlingen am Neckar are part of the Stuttgart 21 project, which includes more than 50 km of new line, with 20 km on the high-speed line to Ulm ­designed for speeds of up to 250 km/h. More than 30 km of the lines will run in

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News tunnels. In the city area, there will be a predominantly underground railway ring, along which trains can enter the new main station from both sides. The main station, which is being rebuilt as a through station with a 447 m long platform hall with imposing goblet columns and light eyes, will be the heart of the new rail node. The financial framework of Stuttgart 21 is EUR 6.526 billion. The regular finance and the risk margin are being split between the project partners according

to the finance contract as follows: DB companies EUR 1,747 million, federal government and EU subsidy EUR 1,229 million, the state of Baden-Württemberg EUR 31 million, the state capital Stuttgart EUR 292 million, S ­ tuttgart airport EUR 227 million, confederation of the Region Stuttgart EUR 100 million. The supervisory board of German Railways DB AG decided in 2013 to increase this financing framework for Stuttgart 21 by two billion ­Euros. According to the finance contract from 2009, the project

partners have to discus extra costs in excess of EUR 4.526 billion. Since the claim of the DB for the involvement of the partners in the collaborative project Stuttgart 21 threatens to expire due to the ­extra costs, DB currently finds it necessary to have an involvement clarified by a court. An extensive stock-taking by DB this year showed that the Stuttgart 21 project would even remain within the finance framework of EUR 6.526 billion if all newly identified risks actually occur.

Feierlicher Durchschlag im Tunnel Bad Cannstatt Die DB Projekt Stuttgart-Ulm GmbH hat am 19. Dezember 2016 unter Be­ teiligung zahlreicher Ehrengäste den ersten Tunneldurchschlag auf Stuttgarter Stadtgebiet gefeiert. Nach ökumenischen Segensworten wurde in der OstRöhre des Tunnels Bad Cannstatt Tunnel unter dem Stuttgarter Kriegsberg der letzte Meter Fels durchgeschlagen. Bei der Neuordnung des Stuttgarter Bahnknotens mit Stuttgart 21 verbindet der 3.507 m lange Tunnel Bad Cannstatt den Bahnhof Stuttgart-Bad Cannstatt mit dem zum Durchgangsbahnhof umgebauten Stuttgarter Hauptbahnhof. Er wird später planmäßig von Zügen des Fern- und des Regionalverkehrs mit Geschwindigkeiten von rund 120 km/h befahren. Die Zuführung zum Hauptbahnhof verläuft von Bad Cannstatt über die neue Neckarbrücke und mündet auf der Westseite des Flusses in den Tunnel. Dieser unterfährt zunächst den Rosensteinpark und unterquert im weiteren Verlauf den Stuttgarter Stadtbezirk Nord. Im Bereich des Kriegsbergs schließt der Tunnel an den Tunnel aus Richtung Feuerbach an und geht wenig später in den Nordkopf des künftigen Hauptbahnhofs über, bevor die Züge dann die neue Bahnsteighalle erreichen. Für die S-Bahn zwischen Stuttgart-Bad Cannstatt und der bestehenden S-Bahnstation Hauptbahnhof (tief) wird im Rahmen von Stuttgart 21 eine separate Tunnelzuführung gebaut. Diese wird über die Station Mittnachtstraße geführt, die zur Anbindung des Rosensteinquartiers neu gebaut wird. Mit dem Bau des Tunnels wurde 2012 eine Arbeitsgemeinschaft aus den Unternehmen Hochtief (Federführung), Bemo Tunnelling und Wayss & Freytag beauftragt. Im Bauumfang eingeschlossen ist der Bau des S-Bahntunnels Rosenstein (1.170 m) zwischen der Neckarbrücke und der SBahnstation Mittnachtstraße. Dadurch ergibt sich eine Tunnelbauleistung von rund 9 km mit einem Auftragswert von rund 285 Mio. Euro. Baubeginn für den Cannstatter Tunnel war am 16. April

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2012; die Tunneltaufe fand am 21. März 2014 statt. Der Tunnel für die Fern- und Regionalzüge wird in der Spritzbetonbauweise hergestellt. Für das Bauwerk werden überwiegend zwei eingleisige Tunnelröhren hergestellt, die alle 500 m mit Verbindungsbauwerken miteinander verknüpft werden. Unmittelbar im Anschluss an die Neckarbrücke wird für die Bahnstrecke ein zweigleisiger Tunnel gebaut, der – nachdem der neue Tunnel für die S-Bahn in einem Kreuzungsbauwerk überquert wurde – sich zu zwei Tunnelröhren verzweigt. Im Abschnitt, in dem die neuen Bahnstrecken aus Stuttgart- Feuerbach und StuttgartBad Cannstatt gemeinsam Richtung Hauptbahnhof verlaufen, entstehen getrennt nach Fahrtrichtungen zwei – ebenfalls – zweigleisige Tunnelbereiche. Der bisherige Vortrieb von insgesamt über 5.600 m in beiden Röhren erfolgte aus einem 26 m tiefen Zwischenangriff Nord, aus dem die beiden Streckentunnel bergmännisch sowohl in Richtung Hauptbahnhof als auch in Richtung Rosensteinpark hergestellt wurden. Der Tunnelbereich zwischen Hauptbahnhof und dem Bauwerk der Streckenverzweigung im Kriegsberg wurde bergmännisch aus der Baugrube für den Tunnel Nordkopf des Hauptbahnhofs gebaut. Das Kreuzungsbauwerk, in dem der neue Fernbahntunnel aus Bad Cannstatt den neuen S-Bahn-Tunnel aus Bad Cannstatt überquert, sollte ursprünglich am Rande des Rosensteinparks in offener Bauweise hergestellt werden. Um in diesem Bereich den identifizierten Lebensraum des Juchtenkäfers nachhaltig zu sichern, stellt die Bahn die Arbeiten auf bergmännischen Vortrieb um. So können die Bäume im Bereich des Baufelds, die sich als Lebensraum für den Juchtenkäfer eignen, erhalten bleiben. Ein entsprechender Antrag zur Änderung der Bauweise liegt dem EisenbahnBundesamt vor. Die Neuordnung des Bahnknotens in der Landeshauptstadt mitsamt der Stre-

ckenführung bis Wendlingen am Neckar zählt zum Projektteil Stuttgart 21. Er umfasst einen Streckenneubau von über 50 km, rund 20 km davon sind Teil der Schnellfahrstrecke Richtung Ulm, die für eine Geschwindigkeit bis zu 250 km/h ausgelegt ist. Über 30 km der Strecken verlaufen in Tunneln. Innerhalb des Stadtgebiets entsteht ein überwiegend unterirdisch verlaufender Schienenring, über den Züge von beiden Seiten in den neuen Hauptbahnhof einfahren können. Der zum Durchgangsbahnhof umgebaute Hauptbahnhof mit seiner 447 m langen Bahnsteighalle sowie den imposanten Kelch­ stützen und Lichtaugen ist das Herzstück des neuen Bahnknotens. Der Finanzierungsrahmen von Stuttgart 21 beträgt 6,526 Mrd.Euro. Die ­Regelfinanzierung und der Risikopuffer verteilen sich unter den Projektpartnern gemäß Finanzierungsvertrag wie folgt: DB-Gesellschaften 1.747 Mio. Euro, Bund und EU-Fördermittel 1.229 Mio. Euro, Land Baden-Württemberg 31 Mio. Euro, Landeshauptstadt Stuttgart 292 Mio. Euro, Flughafen Stuttgart 227 Mio. Euro, Verband Region Stuttgart 100 Mio. Euro. Der Aufsichtsrat der Deutschen Bahn AG hat 2013 beschlossen, diesen Finanzierungsrahmen für Stuttgart 21 um zwei Milliarden Euro zu erhöhen. Aus dem Finanzierungsvertrag von 2009 ergibt sich, dass die Projektpartner über die Verteilung von Mehrkosten über 4,526 Milliarden Euro hinaus sprechen müssen. Da der Anspruch der Bahn auf Beteiligung der Partner des Gemeinschaftsprojekts Stuttgart 21 an den Mehrkosten zu verjähren droht, sieht sich die Bahn aktuell veranlasst, ­eine Beteiligung gerichtlich klären zu lassen. Eine umfängliche Bestandsaufnahme der Bahn hatte in diesem Jahr ­ergeben, dass das Projekt Stuttgart 21 selbst dann im Finanzierungsrahmen von 6,526 Milliarden Euro bleibt, wenn auch alle neu identifizierten Kosten­ risiken eintreten würden.


News Salini Impregilo reaches a milestone on the Riyadh Metro Project Salini Impregilo reached an important milestone in the construction of Line 3 of the new Metro in Riyadh in the middle of November 2016 with the breakthrough of the TBM into Qasr Al-Hukm station in the inner city. Line 3 (Orange Line) of the new Metro system in Riyadh with a length of about 40 km is the longest line in the entire project, which comprises six lines with a total distance of 176 km. However, only 11 km of Line 3 will run below ground, bored by a TBM or cut-and-cover; the rest will be

gers and guide sunlight into the underground station. The consortium ArRiyadh New ­Mobility (ANM) led by Salini Impregilo is one of three consortiums involved in the construction of the Riyadh Metro project with a total volume of about USD 23 billion. The Metro system will reduce traffic jams and air pollution in a city where the population is forecast to increase from the current 6.5 million to 8.3 million by 2030.

elevated or at ground level. The TBM named Jazlah had covered 4.34 km of altogether 5.35 km o arrival at the station. It has a diameter of 10.16 m, a length of 100 m and a weight of 1,300 t. Qasr Al-Hukm station near the palace of the governor of Riyadh in the heart of the city will connect two lines (1 and 3) and has been designed by the Norwegian architectural practice Snøhetta. The station entrance will be covered by a massive upside-down cone of stainless steel, which will offer shade for passen-

Salini Impregilo erreicht Meilenstein im Riad-Metro-Projekt Bei den Bauarbeiten für die Linie 3 der neuen Metro in Riad hat Salini Impre­ gilo Mitte November 2016 mit dem Durchbruch der TBM in die Station Qasr Al-Hukm in der Innenstadt einen wichtigen Meilenstein erreicht. Die ­Linie 3 (Orange Line) des neuen Metrosystems in Riad ist mit rund 40 km die längste Linie in dem Gesamtprojekt, das sechs Linien mit einer Gesamtlänge von 176 km umfasst. Allerdings werden auf der Linie 3 nur 11 km unterirdisch mit der TBM oder in offener Bauweise angelegt; der Rest verläuft in Hochlage oder

durch Kanäle Sonnenlicht in die U-Bahnstation leitet, abgedeckt werden. Das von Salini Impregilo geführte Konsortium ArRiyadh New Mobility (ANM) ist eines der drei Konsortien, die an dem Riad-Metro-Projekt mit einem Gesamtvolumen von rund 23 Mrd. USD beteiligt sind. Das Metro-System reduziert Verkehrsstaus und Luftverschmutzung in einer Stadt, für die ein Bevölkerungszuwachs von heute 6,5 Millionen Einwohner auf 8,3 Millionen im Jahr 2030 prognostiziert wird.

ebenerdig. Die Jazlah genannte TBM hat bis zur Ankunft an der Station 4,34 km von insgesamt 5,35 km zurückgelegt. Sie hat einen Durchmesser von 10,16 m, eine Länge von 100 m und ein Gewicht von 1.300 t. Die Station Qasr Al-Hukm In der Nähe des Riyadh Governors Palast im Herzen der Stadt wird zwei Linien (1 und 3) verbinden und wurde von dem norwegischen Architekturbüro Snøhetta entworfen. Der Stationeingang wird durch einen massiven umgekehrten Kegel aus Edelstahl, der Schatten für Reisende bietet und

Gesellschaft für Baugeologie und -meßtechnik mbH Baugrundinstitut

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News New Autotunnel in Karlsruhe awarded The Karlsruher SchieneninfrastrukturGesellschaft mbH (KASIG) has awarded a contract to a joint venture of the companies Ed. Züblin AG and the Schleith GmbH to build the “Kriegs­ straße” Autotunnel in Karlsruhe. The two-lane tunnel in the Kriegsstraße is the second part of the so-called combisolution, in which the inner city of Karls­ruhe will gain a high-capacity public transport rail network and relief from above-ground car traffic. The contract volume for the road tunnel project in the range of low three figures of million Euros. Construction works should start in April 2017, with completion planned for the middle of 2021 when the Kriegs­ straße will run below ground for through traffic along a distance of about 1.6 km between Mendelssohnplatz and Karlstor. The road tunnel will be constructed in cut-and-cover with a rectangular frame of reinforced concrete. The joint venture led by Züblin will first construct a concrete trough up to 9 m deep, which will then be provided with a cover slab for tramlines. The works are

­ ivided into nine construction fields, d which will be exposed from above, concreted and backfilled. The adjacent

building in the inner city and the high groundwater table demand watertight support to the excavation.

Combi-solution Kriegsstraße Tunnel (graphic: Kasig AG) Kombilösung Tunnel Kriegsstraße (Grafik: Kasig AG)

Neuer Autotunnel in Karlsruhe vergeben Die Karlsruher SchieneninfrastrukturGesellschaft mbH (KASIG) beauftragte eine Arbeitsgemeinschaft, bestehend aus der Ed. Züblin AG und der Schleith GmbH, mit dem Bau des Autotunnels „Kriegsstraße“ in Karlsruhe erhalten. Der zweispurige Tunnel in der Kriegsstraße ist der zweite Teil der sogenannten Kombilösung, mit der die Karlsruher Innenstadt ein leistungsfähiges Schienennetz für den ÖPNV erhält und in­ folgedessen auch eine Entlastung vom

oberirdischen Autoverkehr erfährt. Das Auftragsvolumen für das StraßentunnelProjekt liegt im niedrigen dreistelligen Millionen-Euro-Bereich. Die Bauarbeiten sollen im April 2017 beginnen; die Fertigstellung ist für Mitte 2021 geplant. Dann wird die Kriegs­ straße zwischen Mendelssohnplatz und Karlstor für den Durchgangsverkehr auf einer Strecke von ca. 1,6 km unterirdisch verlaufen. Der Straßentunnel wird in offener Bauweise mit einem Recht-

eckstahlbetonrahmen erstellt. Die von Züblin angeführte Arge baut zunächst einen bis zu 9 m tiefen Betontrog, der dann mit einem Deckel versehen wird, auf dem künftig die Straßenbahntrasse verlaufen soll. Die Arbeiten unterteilen sich in neun Baufelder, die von oben freigelegt, betoniert und wiederverfüllt werden. Die angrenzende innerstädtische Bebauung und der hohe Grundwasserspiegel erfordern eine wasser­ dichte Baugrubenumschließung.

Ground breaking for new S-Bahn tunnel in Gateway Gardens In order to ensure a long-term transport connection that is fit for the future for the new Gateway Gardens city quarter at Frankfurt Airport, a rail link is required in addition to the roads. The new rail link from Gateway Gardens includes the building of the new Gateway Gardens station and the diversion of the existing S-Bahn rapid transit line between Frankfurt-Stadion and Frankfurt Airport to an eastern location. This makes necessary the construction of a

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new line about 4 km long with about 50 % running below ground. Wayss & Freytag Ingenieurbau are building the key structure of the S-Bahn line, a twotrack tunnel about 2 km long passing beneath the Autobahn A5 FrankfurtBasel and the main road B43 as well as the complete area of Gateway Gardens. The tunnel will be constructed in cutand-cover except where it passes under the A5 and the B43, top-down construction will be used. The tunnel has a sec-

tion of about 11 m width and 6 m height. The construction works will involve moving about 900,000 m3 of earth and placing 180,000 m3 of concrete. The new S-Bahn line will provide transport from the Airport to the inner city of Frankfurt with the banking centre and EZB in 15 min. In a few years, up to 18,000 people will be working in the new quarter.


News Spatenstich für neuen S-Bahntunnel in Gateway Gardens Für eine langfristige und zukunftsgerechte Verkehrsanbindung des neu entstehenden Stadtteils Gateway Gardens am Frankfurter Flughafen ist neben Straßenverbindungen auch eine Anbindung an den Schienennahverkehr erforderlich. Die neue Schienenanbindung von Gateway Gardens umfasst den Bau der neuen Verkehrsstation Gateway Gardens sowie die Verlegung der bestehenden S-Bahnstrecke zwischen Frankfurt-Stadion und Frankfurt Flughafen in

östlicher Lage. Hierfür ist der Neubau einer rund 4 km langen und zu 50 % unterirdisch verlaufenden Strecke nötig. Wayss & Freytag Ingenieurbau erstellt das Herzstück der S-Bahnstrecke mit einem rund 2 km langen zweigleisigen Tunnel. Dabei wird die A5 FrankfurtBasel und die B43 sowie das komplette Areal Gateway Gardens unterfahren. Der Tunnel wird in offener Bauweise erstellt. Im Bereich der Unterfahrung der A5 und B43 kommt die Deckelbauweise

zum Einsatz. Der Tunnel hat einen Querschnitt von rund 11 m Breite und 6 m Höhe. Zur Herstellung werden etwa 900.000 m3 Erde bewegt und 180.000 m3 Beton verarbeitet. Die neue S-BahnStrecke sorgt dafür, dass der Airport und die Frankfurter Innenstadt mit Bankenviertel und EZB in 15 Min. erreichbar sind. In einigen Jahren werden im neuen Quartier bis zu 18.000 Menschen arbeiten.

Joint Venture gains framework contract from London Underground A joint venture consisting of Bemo Tunnelling and Morgan Sindall has gained the “London Underground Future ­Stations Civils and Tunnelling Works Framework” contract. The contract will run for eight years and with a volume of about EUR 415 million. The scope of

works of the joint venture includes works in the categories: “Civils”, “Tunnelling” and “Civils and Tunnelling”. The framework contract is part of the programme of the London Underground to upgrade and improve existing underground stations – including Camden,

­ lephant and Castle and Paddington. E The works include, in addition to the building of new station entrances, ticket halls and platforms, the associated tunnelling and shaft sinking works.

Joint Venture erhält Rahmenauftrag von London Underground Eine Arbeitsgemeinschaft bestehend aus Bemo Tunnelling und Morgan Sindall hat den Auftrag für das „London Underground Future Stations Civils and Tunnelling Works Framework“ erhalten. Der acht Jahre laufende Vertrag beläuft sich auf ca. 415 Mio. Euro. Der Leis-

tungsumfang der Arbeitsgemeinschaft umfasst Lose in allen Kategorien: „Civils“, „Tunnelling“ und „Civils and Tunnelling”. Der Rahmenauftrag ist Teil des Vorhabens der Londoner U-Bahn zur Nachrüstung und zum Ausbau von bestehenden U-Bahn-Stationen – unter an-

derem Camden, Elephant and Castle und Paddington. Die Arbeiten umfassen neben dem Bau neuer Stationszugänge, Tickethallen und U-Bahnsteige auch die zugehörigen Tunnelbau- und Schacht­ arbeiten.

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News Design services for the Mittlerer Ring in Munich awarded The design joint venture Schüssler-Plan and ILF Consulting Engineers has been commissioned by the state capital of Munich with design and structural design services for the “Ausbau Mittlerer Ring (B2R) – Abschnitt Landshuter Allee” project from the northern ramp of the Donnersberger bridge to the northern Dachauer Straße. The Landshuter

Allee is one of the most heavily trafficked roads in Europe (daily traffic volume > 100,000 vehicles). The construction project consists of the new building of a road tunnel about 1.5 km long. In addition to the demolition and new building of existing structures, the diversion and demolition of the existing mixed water sewers with diameters of

over 3 m and connection drains including the necessary drainage structures in the upgraded section are also included. in order to maintain traffic during the construction period, temporary traffic diversions in the vicinity of the Lands­ huter Allee have to be planned, as well as the final traffic management on the surface and in the new road tunnel.

Planungsleistungen für den Mittleren Ring in München vergeben Die Planungsgemeinschaft SchüsslerPlan und ILF Consulting Engineers wurde von der Landeshauptstadt München mit der Objekt- und Tragwerks­ planung für das Bauvorhaben „Ausbau Mittlerer Ring (B2R) – Abschnitt Landshuter Allee“ von der nördlichen Rampe der Donnersbergerbrücke bis zur nörd­ lichen Dachauer Straße beauftragt. Bei der Landshuter Allee handelt es sich um

eine der verkehrsreichsten Straßen ­Europas (DTV > 100.000 Kfz). Das Bauvorhaben besteht aus dem Neubau eines ca. 1,5 km langen Straßentunnels. Neben dem Abbruch und dem Umbau von bestehenden Ingenieurbauwerken sind die Umlegung und der Abbruch der bestehenden Mischwasserkanäle mit Durchmessern von über 3 m und Anschlusskanäle inklusive der erforder­

lichen Kanalbauwerke im Ausbauabschnitt notwendig. Zur Aufrechterhaltung des Verkehrs während der Bauzeit sind provisorische Verkehrsführungen im Bereich der Landshuter Allee zu ­planen, ebenso wie die endgültigen Verkehrsführungen an der Oberfläche und im neuen Straßentunnel.

North bypass Zürich: start of construction of the 3rd bore of the Gubrist Tunnel With a traffic volume of more than 120,000 vehicles per day, the Zürich northern bypass (A1) has reached its limit of capacity. As part of the improvement of the Zürich northern bypass, the Swiss federal office for transport Astra is building a new third tunnel bore through the Gubrist hill. This will in the future carry the traffic on the Autobahn A1 from St. Gallen in the direction of Bern/Basel on three lanes. The works began on 21 November 2016 on both sides of the Gubrist. As the first activity, the installation area, the loading station for excavated material and the open construction excavation (starting cut) will be constructed on the Zürich-Affoltern side. On the Weiningen side, the works started with a noise protection wall to enclose the site as well as utility diversions in the area of the Zürcher-/ Umfahrungsstraße crossing. Then follow extensive bored piling for the support of the open construction excavation. The new Gubrist tunnel will be ex­ cavated by drill and blast. Since the ­Gubrist is surrounded by buildings, the blasting of the tunnel will be done gently in order to reduce noise. According to the current state of design, blasting

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The Gubrist Tunnel on the northern bypass of Zürich is to gain a third bore (photo: Astra) Der Gubristtunnel auf der Nordumfahrung Zürich erhält eine dritte Röhre (Foto: Astra)

should start in the portal area on the Zürich-Affoltern side in September 2017 and last until early 2018. On the Weiningen side, blasting will be undertaken from the end of 2017 until early 2018. After that, blasting works should no longer be noticeable from the surface. The tunnel itself is planned to be exca-

vated in autumn 2019, and the new tunnel should open for traffic in 2022. As soon as the Astra can open the new tunnel for traffic with three lanes in the direction of Bern/Basel, the two existing tunnels will be consecutively closed in order to thoroughly upgrade them.


News Nordumfahrung Zürich: Baubeginn 3. Röhre Gubristtunnel Mit einem Verkehrsaufkommen von mehr als 120.000 Fahrzeugen am Tag hat die Nordumfahrung Zürich (A1) die Kapazitätsgrenze erreicht. Im Rahmen des Ausbaus der Nordumfahrung Zürich baut das schweizerische Bundesamt für Straßen Astra eine neue dritte Tunnelröhre durch den Gubrist. Diese wird künftig den Verkehr auf der Autobahn A1 von St. Gallen in Richtung Bern/Basel auf drei Fahrstreifen führen. Die Arbeiten begannen am 21. November 2016 auf beiden Seiten des Gubrists. Als erste Tätigkeiten werden auf der Seite ZürichAffoltern der Installationsplatz, der Verladebahnhof für Ausbruchmaterial und

die offene Baugrube (Voreinschnitt) erstellt. Auf Seite Weiningen starten die Arbeiten mit der Lärmschutzwand als Bauplatzumzäunung sowie mit Werk­ leitungsumlegungen im Bereich des Knotens Zürcher-/Umfahrungsstraße. Danach folgen die umfangreichen Bohrpfahlarbeiten für die Sicherung der offenen Baugrube. Die neue Gubriströhre wird im Sprengvortrieb erstellt. Da der Gubrist von Bauwerken umgeben ist, wird beim Tunnelbau schonend gesprengt, um die Schallemissionen zu reduzieren. Gemäß aktueller Planung starten die Spreng­ arbeiten im Portalbereich auf der Seite

Zürich-Affoltern im September 2017 und dauern bis im Frühjahr 2018. Auf der Seite Weiningen wird ab Ende 2017 bis im Frühjahr 2018 gesprengt. Danach sollten die Sprengarbeiten an der Oberfläche nicht mehr wahrnehmbar sein. Der Tunnel selbst wird voraussichtlich im Herbst 2019 ausgebrochen sein. Die neue Röhre soll 2022 in Betrieb gehen. Sobald das Astra die neue Röhre mit den drei Fahrstreifen dem Verkehr in Richtung Bern/Basel übergeben kann, werden die beiden bestehenden Röhren abwechslungsweise geschlossen, um ­diese von Grund auf zu sanieren.

Pfons-Brenner contract tendered The largest construction section of the Brenner Base Tunnel has been tendered. The estimated tender volume of the Pfons-Brenner contract is about EUR 1.3 billion. The contract includes the construction of the main running tunnels between Pfons and Brenner, about 9 km of exploration tunnel and the emergency station and crossover location at St. Jodok. Altogether about 50 km of tunnel are to be driven. The main running tunnels are to be excavated with tunnel boring machines, while the other tunnel sections will be excavated by drill and blast. Construction works will last up to eight years. The Pfons-Brenner contract is open for tenders from all over Europe according to the best bidder principle, with not only the price but also qualitative criteria and a possible reduction of the construction time being included in the assessment of the bids. The tender period closes on 18 April 2017. It is being undertaken digitally on the acquisition portal of the BBT SE and can be found under bbt-se.vemap.com.

geotechnical engineering ZTGmbH

steinebach 18

6850 dornbirn

austria

p +43 5572 372682

m +43 664 3434352

f +43 5572 372723

info@free-fall.at

www.free-fall.at


News Baulos Pfons-Brenner ausgeschrieben Der größte Bauabschnitt des Brenner Basistunnels ist ausgeschrieben. Das geschätzte Ausschreibungsvolumen des Bauloses Pfons-Brenner beläuft sich auf rund 1,3 Mrd. Euro. Das Baulos umfasst die Errichtung der Haupttunnelröhren zwischen Pfons und Brenner, rund 9 km Erkundungsstollen sowie die Nothalteund die Überleitstelle bei St. Jodok. Insgesamt werden ca. 50 km Tunnel vorgetrieben. Die Haupttunnelröhren werden mittels Tunnelbohrmaschinen ausgebrochen, während die anderen Tunnelabschnitte im Sprengvortrieb realisiert werden. Die Bauarbeiten werden bis zu acht Jahre andauern. Das Baulos Pfons-Brenner wird europaweit nach dem Bestbieterprinzip ausgeschrieben. Damit werden neben dem Preis auch qualita­tive Kriterien sowie eine mögliche Reduktion der Bauzeit in die Bewertung der Angebote einfließen. Die Ausschreibung läuft bis zum 18. April 2017. Sie erfolgt digital über das Beschaffungsportal der BBT SE und kann unter bbt-se.vemap.com abgerufen werden.

Pfons-Brenner contract (graphic: BBT) Baulos Pfons-Brenner (Grafik: BBT)

Porr takes over Franki Grundbau Porr Deutschland GmbH is taking over the traditional specialised civil engineering company Franki Grundbau GmbH & Co. KG based in Seevetal. With this acquisition, Porr are extending their range of works in specialised civil engineering and underline their growth strategy taken in Germany. Franki Grundbau will still be present on the market under their own name as a 100 subsidiary of Porr Deutschland GmbH. The share purchase agreement was signed on 13 December 2016. The takeover is subject to the approval of the r­ esponsible competition authorities and should become effective in 2017. Franki Grundbau GmbH & Co. KG is a specialist for construction excavations and piled foundations with 230 employees and a history stretching back more than 100 years. In 2015, the company achieved a turnover of over EUR 60 million. Franki has been active in Germany, the Netherlands, Belgium, Austria and Poland and since 2002 has been part of the Netherlands construction company Heijmans NV based in Rosmalen.

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Porr Deutschland extend their foundation engineering activities (photo: Porr) Porr Deutschland verstärkt Grundbau-Aktivitäten (Foto: Porr)


News Porr übernimt Franki Grundbau Die Porr Deutschland GmbH übernimmt das traditionsreiche Spezialtiefbauunternehmen Franki Grundbau GmbH & Co. KG mit Sitz in Seevetal. Damit baut die Porr ihr Leistungsangebot im Spezialtiefbau gezielt aus und unterstreicht die eingeschlagene Wachstumsstrategie in Deutschland. Franki Grundbau wird als 100-%ige Tochtergesellschaft der Porr Deutschland GmbH

weiterhin unter dem eigenen Firmennamen am Markt auftreten. Am 13. Dezember 2016 wurde das Share Purchase Agreement unterzeichnet. Die Übernahme erfolgt vorbehaltlich der Zustimmung der zuständigen Wettbewerbsbehörden voraussichtlich im Januar 2017. Die Franki Grundbau GmbH & Co. KG ist mit rund 230 Mitarbeitern und einer über 100jährigen Tradition Spezia-

list für Baugruben und Pfahlgründungen. 2015 erzielte das Unternehmen ­einen Umsatz von über 60 Mio. Euro. Franki ist in Deutschland, den Niederlanden, Belgien, Österreich und Polen aktiv und seit 2002 Teil des niederländischen Baukonzerns Heijmans NV mit Sitz in Rosmalen.

Call for papers Call for papers – Topics 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 e­ xercise, 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 unten­ stehenden Tabelle zusammengefasst. Das Redak­tionsteam bittet um Beitragsvorschläge. Unter Berücksichtigung des Reviews sollten die Beiträge mindestens vier ­Monate vor dem Erscheinungs­ termin eingereicht werden. Beiträge ­sollten ­online eingereicht werden ­(http://mc.manuscriptcentral.com/geot). Darüber hinaus sind Baustellen­ reportagen, technische Berichte und Mitteilungen aus der Industrie jederzeit willkommen.

Issue

Publication date

Topics

3/17 June 2017

Base tunnels Basistunnel

4/17 August 2017

Geomechanics and Tunnelling Geomechanik und Tunnelbau

5/17 October 2017

66. Geomechanics Colloquium Beiträge des 66. Geomechanik Kolloquiums

6/17 December 2017

Proceedings „Südbahntagung“ Beiträge der Südbahntagung

1/18 February 2018

International Tunnelling Projects Internationale Tunnelprojekte

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Provider directory products & services Abdichtung/ Waterproofing

BASF Construction Solutions GmbH Geschäftsbereich Betonzusatzmittel Ernst-Thälmann-Straße 9 D-39443 Staßfurt, Deutschland Phone +49 (0) 39266 941 810 Fax +49 (0) 39266 941 851 admixtures-de@basf.com www.master-builders-solutions.basf.de BASF Performance Products GmbH Niederlassung Krieglach Geschäftsbereich Betonzusatzmittel Roseggerstraße 101 A-8670 Krieglach, Österreich Phone +43 (0) 3855 23 71 0 Fax +43 (0) 3855 23 71 223 office.austria@basf.com www.master-builders-solutions.basf.at BASF Schweiz AG Geschäftsbereich Admixture Systems Standort Kaisten Hardmattstraße 434 CH-5082 Kaisten Phone +41 (0) 62 868 99 33 Fax +41 (0) 62 868 99 50 info-as.ch@basf.com www.master-builders-solutions.basf.ch

DSI Underground Austria GmbH Alfred-Wagner-Strasse 1 A-4061 Pasching/Linz Österreich Phone +43-7229-610 49-0 Fax +43-7229-610 49-80 office@dywidag-systems.at www.dywidag-systems.at

Minova MAI GmbH Werkstrasse 17 A-9710 Feistritz an der Drau Phone +43 (0) 4245/65166-0 info.at@minovaglobal.com www.minovaglobal.com

TPH Bausysteme GmbH Nordportbogen 8 D-22848 Norderstedt Phone +49 40 52 90 66 78-0 Fax +49 40 52 90 66 78-78 info@tph-bausysteme.com www.tph-bausysteme.com TPH Bausysteme GmbH c/o Correcta Lang Co GmbH Hamerlingstraße 2a A-3910 Zwettl

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WEBAC-Chemie GmbH Fahrenberg 22 D-22885 Barsbüttel Phone +49 (0) 40 670 57-0 Fax +49 (0) 40 670 3227 info@webac.de www.webac-grouts.com

Ankersysteme/ Anchor Systems

Bewehrung/ Reinforcement KrampeHarex FIBRIN GmbH Lindengasse 20 A-4040 Linz Phone +43 (0) 732 731011 Fax +43 (0) 732 731011-73 info@krampefibrin.com www.krampeharex.com

Bodenstabilisierung/ Soil Stabilization DSI Underground Austria GmbH Alfred-Wagner-Strasse 1 A-4061 Pasching/Linz Österreich Phone +43-7229-610 49-0 Fax +43-7229-610 49-80 office@dywidag-systems.at www.dywidag-systems.at

Minova MAI GmbH Werkstrasse 17 A-9710 Feistritz an der Drau Phone +43 (0) 4245/65166-0 info.at@minovaglobal.com www.minovaglobal.com

Zhejiang Pretec Metal Products Co., Ltd. No. 9 JinChang Road, Haining Zhejiang province China Tel: +86 573 87878119 Tony@chinapretec.com www.chinapretec.com

Betonmischanlagen/ Concrete Mixing Plants

SBM Mineral Processing GmbH Oberweis 401 A-4664 Oberweis Phone +43 (0) 3612 2703-0 Fax +43 (0) 3612 2703-8109 office@sbm-mp.at www.sbm-mp.at

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Gebrauchte Tunnel baumaschinen/ Used Tunnel Machinery

Keller Grundbau Ges.mbH Mariahilfer Straße 127a A-1150 Wien Phone +43 (0) 1892 3526 Fax +43 (0) 1892 3711 info@kellergrundbau.at www.kellergrundbau.at

Faserbeton/ Fibre Concrete KrampeHarex FIBRIN GmbH Lindengasse 20 A-4040 Linz Phone +43 (0) 732 731011 Fax +43 (0) 732 731011-73 info@krampefibrin.com www.krampeharex.com

Gasmessung/ Gas Measurement

Durstmüller GmbH Bergbau- und Drucklufttechnik Salzburger Str. 59 A-4650 Lambach Austria Phone: +43 (0) 7245 28250 office@dula.at www.dula.at

Albatros Engineering GmbH Rohrbacherstraße 6 A-4175 Herzogsdorf Phone +43 (0) 7232 34552 0 Fax +43 (0) 7232 34552 213 office@alba.at www.alba.at

Gesteinsaufbereitung/ Aggregate Processing

SBM Mineral Processing GmbH Oberweis 401 A-4664 Oberweis Phone +43 (0) 3612 2703-0 Fax +43 (0) 3612 2703-8109 office@sbm-mp.at www.sbm-mp.at

Injektionstechnik/ Injection Technology

BASF Construction Solutions GmbH Geschäftsbereich Betonzusatzmittel Ernst-Thälmann-Straße 9 D-39443 Staßfurt, Deutschland Phone +49 (0) 39266 941 810 Fax +49 (0) 39266 941 851 admixtures-de@basf.com www.master-builders-solutions.basf.de BASF Performance Products GmbH Niederlassung Krieglach Geschäftsbereich Betonzusatzmittel Roseggerstraße 101 A-8670 Krieglach, Österreich Phone +43 (0) 3855 23 71 0 Fax +43 (0) 3855 23 71 223 office.austria@basf.com www.master-builders-solutions.basf.at BASF Schweiz AG Geschäftsbereich Admixture Systems Standort Kaisten Hardmattstraße 434 CH-5082 Kaisten Phone +41 (0) 62 868 99 33 Fax +41 (0) 62 868 99 50 info-as.ch@basf.com www.master-builders-solutions.basf.ch


Literatur/Literature DESOI GmbH Gewerbestraße 16 D-36148 Kalbach/Rhön Tel.: +49 6655 9636-0 Fax: +49 6655 9636-6666 info@desoi.de www.desoi.de

DMI Injektionstechnik GmbH Warmensteinacher Str. 60 D-12349 Berlin Phone +49 30 4174423-40 Fax +49 30 4174423-44 Mail: info@d-m-i.net Web: www.d-m-i.net

DSI Underground Austria GmbH Alfred-Wagner-Strasse 1 A-4061 Pasching/Linz Österreich Phone +43-7229-610 49-0 Fax +43-7229-610 49-80 office@dywidag-systems.at www.dywidag-systems.at

SPESAN Handels-GmbH Dießenleitenweg 178 A-4040 Linz Phone +43 (0)732 6764 18-0 Fax: +43 (0)732 6764 18-14 office@spesan.eu http://www.spesan.eu

Keller Grundbau Ges.mbH Mariahilfer Straße 127a A-1150 Wien Phone +43 (0) 1892 3526 Fax +43 (0) 1892 3711 info@kellergrundbau.at www.kellergrundbau.at

Minova MAI GmbH Werkstrasse 17 A-9710 Feistritz an der Drau Phone +43 (0) 4245/65166-0 info.at@minovaglobal.com www.minovaglobal.com

WEBAC-Chemie GmbH Fahrenberg 22 D-22885 Barsbüttel Phone +49 (0) 40 670 57-0 Fax +49 (0) 40 670 3227 info@webac.de www.webac-grouts.com

Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG Rotherstraße 21 D-10245 Berlin Phone +49 (0) 30 4 70 31-2 00 Fax +49 (0) 30 4 70 31-2 70 E-mail: info@ernst-und-sohn.de Web: www.ernst-und-sohn.de

Monitoring & Datenmanagement/ Monitoring & Data Management

GEODATA Group Hans-Kudlich-Straße 28 A-8700 Leoben Phone +43 (0) 3842 26555-0 Fax +43 (0) 3842 26555-5 office@geodata.at www.geodata.com KRONOS tunnel information, data visulisation and alarming system Geotechnical monitoring and ­instrumentation Automatic data acquisition

Goecke GmbH & Co. KG Ruhrstraße 38 D-58332 Schwelm Phone +49 (0) 2336 4790-0 info@goecke.de www.goecke.de

Sprengstoffe und Service/Explosives and Service

Austin Powder GmbH Weißenbach 16 A-8813 St. Lambrecht, Austria Phone +43 (0) 3585 2251-0 Fax +43 (0) 3585 2414 office@austinpowder.at www.austinpowder.at

Spritzbeton/Shotcrete TBM-Tunnelbau/ TBM-Tunnelling BASF Construction Solutions GmbH Geschäftsbereich Betonzusatzmittel Ernst-Thälmann-Straße 9 D-39443 Staßfurt, Deutschland Phone +49 (0) 39266 941 810 Fax +49 (0) 39266 941 851 admixtures-de@basf.com www.master-builders-solutions.basf.de BASF Performance Products GmbH Niederlassung Krieglach Geschäftsbereich Betonzusatzmittel Roseggerstraße 101 A-8670 Krieglach, Österreich Phone +43 (0) 3855 23 71 0 Fax +43 (0) 3855 23 71 223 office.austria@basf.com www.master-builders-solutions.basf.at BASF Schweiz AG Geschäftsbereich Admixture Systems Standort Kaisten Hardmattstraße 434 CH-5082 Kaisten Phone +41 (0) 62 868 99 33 Fax +41 (0) 62 868 99 50 info-as.ch@basf.com www.master-builders-solutions.basf.ch

KrampeHarex FIBRIN GmbH Lindengasse 20 A-4040 Linz Phone +43 (0) 732 731011 Fax +43 (0) 732 731011-73 info@krampefibrin.com www.krampeharex.com

WBI GmbH Im Technologiepark 3 D-69469 Weinheim Fon +49 6201 2599-0 Fax +49 6201 2599-110 wbi@wbionline.de www.wbionline.de

Tunnelabdichtung/ Tunnel Sealing

Tunnelbau/ Tunnelling

MAPEI Austria GmbH Fräuleinmühle 2 A-3134 Nußdorf ob der Traisen Phone +43 (0) 2783/8891 Fax +43 (0) 2783/8893 office@mapei.at www.mapei.at

Kurita Europe GmbH Giulinistraße 2 D-67065 Ludwigshafen Phone +49 621 5709 3273 info@kurita.eu www.kurita.eu

viglconsult ZT Batloggstraße 52a A-6780 Schruns Phone +43 (0)5556/77844-0 office@viglconsult.at www.viglconsult.at

WEBAC-Chemie GmbH Fahrenberg 22 D-22885 Barsbüttel Phone +49 (0) 40 670 57-0 Fax +49 (0) 40 670 3227 info@webac.de www.webac-grouts.com

Kurita Europe GmbH Giulinistraße 2 D-67065 Ludwigshafen Phone +49 621 5709 3273 info@kurita.eu www.kurita.eu

Staubbindung/ Dust control

Herrenknecht AG Schlehenweg 2 D-77963 Schwanau Phone +49 (0) 7824-302-0 Fax +49 (0) 7824-3403 info@herrenknecht.com www.herrenknecht.com

Bochumer Eisenhütte Heintzmann GmbH & Co. KG Klosterstraße 46 D-44787 Bochum Phone +49 (0)234 9118-0 Fax +49 (0)234 9118-228 www.heintzmann.eu

Dipl.-Ing. Bernd Gebauer Ingenieur GmbH Elsenheimerstraße 49 D-80687 München Tel.: +49 (0) 89 126668-0 Fax: +49 (0) 89 126668-55 E-Mail: bgm@bgebauer.de www.bgebauer.de

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Herrenknecht AG Schlehenweg 2 D-77963 Schwanau Phone +49 (0) 7824-302-0 Fax +49 (0) 7824-3403 info@herrenknecht.com www.herrenknecht.com

Jäger Bau GmbH Batloggstraße 95 A-6780 Schruns Österreich office@jaegerbau.com www.jaegerbau.com

PORR AG Absberggasse 47 A-1100 Wien Phone +43 (0) 50 626-0 office@porr.at www.porr-group.com

WBI GmbH Im Technologiepark 3 D-69469 Weinheim Fon +49 6201 2599-0 Fax +49 6201 2599-110 wbi@wbionline.de www.wbionline.de

Tunnelbautech nische Beratung/ Consulting in Tunnelling

iC consulenten Ziviltechniker GesmbH Schönbrunnerstraße 297 A-1120 Wien Phone +43 (1) 521 69-0 Fax +43 (1) 521 69-180 www.ic-group.org

IGT Geotechnik und Tunnelbau ZT GmbH Mauracherstraße 9 A-5020 Salzburg Tel. +43 662 641727 Fax +43 662 641729 21 salzburg@igt-engineering.com http://www.igt-engineering.com

ILF Consulting Engineers Austria GmbH Feldkreuzstraße 3 A-6063 Rum bei Innsbruck Österreich Telefon: +43 / 512 / 24 12-0 Fax: +43 / 512 / 24 12-5900 E-Mail: info.ibk@ilf.com Webpage: www.ilf.com

IL – Ingenieurbüro Laabmayr & Partner ZT GesmbH Preishartlweg 4 A-5020 Salzburg Phone +43 (0) 662/430703-0 Fax +43 (0) 662/430703-33 office@laabmayr.at www.laabmayr.at

BERNARD Ingenieure ZT GmbH Bahnhofstrasse 19 A-6060 Hall in Tirol Phone +43 (0) 5223 5840-0 Fax +43 (0) 5223 5840-201 office@bernard-ing.com www.bernard-ing.com

SKAVA consulting ZT GmbH Geotechnisch-tunnelbautechnische Beratung Grabenweg 68, Soho 2.0 A-6020 Innsbruck Phone +43 (0) 720 513326 office@skava.at www.skava.at

GEOCONSULT ZT GmbH Hölzlstraße 5 A-5071 Wals bei Salzburg Phone +43 (0)662-65 9 65-0 Fax +43 (0)662-65 9 65-10 office@geoconsult.eu www.geoconsult.eu

viglconsult ZT Batloggstraße 52a A-6780 Schruns Phone +43 (0)5556/77844-0 office@viglconsult.at www.viglconsult.at

WBI GmbH Im Technologiepark 3 D-69469 Weinheim Fon +49 6201 2599-0 Fax +49 6201 2599-110 wbi@wbionline.de www.wbionline.de 14

Geomechanics and Tunnelling 10 (2017), No. 1

ZETCON Ingenieure GmbH Beratung, Planung, Management. Seit 1973. Niederlassung München Franziska-Bilek-Weg 9 D-80339 München Phone +49 (0) 89 327 29 67-0 info@zetcon.de www.zetcon.de

Tunnelinstandsetzung/ Tunnel Rehabilitation

Minova MAI GmbH Werkstrasse 17 A-9710 Feistritz an der Drau Phone +43 (0) 4245/65166-0 info.at@minovaglobal.com www.minovaglobal.com

Vermessung & Tunnelvermessung/ Surveying & Machine Guidance

GEODATA Group Hans-Kudlich-Straße 28 A-8700 Leoben Phone +43 (0) 3842 26555-0 Fax +43 (0) 3842 26555-5 office@geodata.at www.geodata.com TAUROS machine guidance system Tunnel surveying Control measurements

Goecke GmbH & Co. KG Ruhrstraße 38 D-58332 Schwelm Phone +49 (0) 2336 4790-0 info@goecke.de www.goecke.de

Tunnelkonsolidierung/ Consolidation of Tunnel Constructions Wasserbau/ Hydraulic Engineering WEBAC-Chemie GmbH Fahrenberg 22 D-22885 Barsbüttel Phone +49 (0) 40 670 57-0 Fax +49 (0) 40 670 3227 info@webac.de www.webac-grouts.com

Tunnelsicherheit/ Tunnel Security

ILF Consulting Engineers Austria GmbH Feldkreuzstraße 3 A-6063 Rum bei Innsbruck Österreich Telefon: +43 / 512 / 24 12-0 Fax: +43 / 512 / 24 12-5900 E-Mail: info.ibk@ilf.com Webpage: www.ilf.com

BERNARD Ingenieure ZT GmbH Bahnhofstrasse 19 A-6060 Hall in Tirol Phone +43 (0) 5223 5840-0 Fax +43 (0) 5223 5840-201 office@bernard-ing.com www.bernard-ing.com

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Topics Bettina Sellmeier Kurosch Thuro

DOI: 10.1002/geot.201600071

Comparison of two 3D rockfall codes on behalf of a case study in the Bavarian Alps Rockfall events along main traffic routes in alpine regions emphasize the necessity of enhancing hazard assessment, especially in terms of rockfalls. In the field of regional rockfall modelling it becomes more and more important to work with 3D rockfall codes to account for morphological structures. Due to the general scale of regional rockfall modelling it is in most cases not possible to collect quantitative field data. Thus the input parameters are determined according to disposition models like in the Bavarian hazard map. The current paper deals with a detailed rockfall study which was accomplished during rockslope scaling works in the Bavarian Alps. The rock slope consisting of the Hauptdolomite-Formation extends along the federal road B 305 north of the village of Schneitzlreuth in Bavaria. Due to attending rockslope scaling works in cooperation with the State Agency for Construction in Traunstein, a quantification of block dimensions according to real rockfall field tests was possible. After having determined the three main block axes for over 300 rocks, rockfall modelling were accomplished applying the 3D rockfall codes Rockyfor3D and RAMMS::Rockfall. One part of the parameter studies covers the main proportion of the detected block sizes using Rockyfor3D. The second part of the study presents a comparison of the Rockyfor3D and RAMMS::Rockfall outcomes, taking the same block class for both codes into account. This paper demonstrates the limits and possibilities of using different 3D rockfall codes taking detailed field data into account.

1 Introduction Increasing rockfall events at traffic routes in alpine regions indicate the necessity of enhancing hazard assessment. The definition of risk as the probability of failure times the vulnerability suggests not only trying to anticipate potential events but also to provide reliable modelling results for mitigation measure design. Up to the current state of the art hazard assessment in Bavaria is based on the hazard indication map for alpine regions [1]. The rockfall part of the Bavarian hazard indication map is based on a regional rockfall model (Rofmod) [2]. Due to the large process area, the geological formations are characterized by four block classes representing the formations disposed for rockfall activity. The release areas are determined by a disposition model, suggesting a critical slope inclination angle of 45° [1]. The results provide especially the rockfall run-out for vulnerable infrastructure. In amendment to this data basis it would

be desirable for critical road sections, which are directly situated below rockfaces, to provide detailed 3D modelling information. In the following a short introduction to current state of the art 3D rockfall codes is intended to be given. Collision processes with the slope surface as well as with the forest stand influence the energy loss and therefor the run-out distance of falling rocks. The state of the art 3D rockfall codes nevertheless differ in the approaches of describing the contact between boulder and slope surface. One of the most applied approaches is to characterize the process of energy loss due to slope contacts by considering the rebound approach including the coefficients of restitution in normal and tangential direction (RN and RT) [2] [3] [4]. Where RN and RT are defined as the ratio between speed after collision and speed before collision. In the code Rockyfor3D the coefficients of restitution are crucial for the calculation of the blocks penetration depth (RN) and the calculation of the velocity after the rebound in normal and tangential direction (RN, RT) [3]. The main influencing parameter for RT is set to be the slope roughness or undulation, which can be in general described by the diameter of blocks building a talus slope [2]. An enhanced way of determining the “true” effect of the slope roughness to descending blocks is suggested to be the assessment of the mean obstacle height (MOH), which represents the height of an obstacle considered in the descending line of the falling block [3]. The slope roughness has got an evident effect on blocks with a small diameter compared to the undulation amplitudes of roughness. The effect of slope roughness decreases if the block diameter increases in comparison to the amplitudes of slope roughness [6]. In most codes where the rebound approach is based on the coefficients of restitution, a simplified block shape is considered. The code Rockyfor3D provides the possibility to enter a block shape. Nevertheless, during the contact block-slope, the boulder is considered to be a sphere with a diameter composed of the mean of the two longest block axes [3]. One of the most actual rebound approaches provides the possibility to take the shape of a descending rock fully into account. The physical modelling approach is based on the non-smooth contact dynamics method and was

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implemented into the software RAMMS::Rockfall. The descending block is modelled as a rigid complex shaped body, which is characterized by its centre of mass and inertia vector [7] [8]. The following important issues in terms of rock-slope interaction are considered in this model: – The three dimensional motion of a 3D shaped rigid body in space (with three degrees of freedom for translational motion and three degrees of freedom in terms of rotation). – The consideration of a 3D shaped block during the slope contact (the models described above consider the block as a sphere during the block/terrain interaction). – The stage of slippage during the rebound process. In the code RAMMS::Rockfall the terrain geometry is described by a high resolved digital terrain model (DTM). The impact process is described by contact laws accounting for the following processes taking place during the ground contact. The decision whether a block collides with the ground or not is considered applying Signorinis law. The algorithm detects the so called gap length between the block and the ground. If the gap length equals zero, a ground contact is assumed and the normal force is nonnegative. In case of an impact two dominant processes have to be considered: the sticking or sliding movement over the ground and the rebound process itself. The first is described by the Coulomb friction law, where the second is taken into account applying the Newtonian impact law, considering the normal coefficient of restitution [7] [8]. The protective effect of mountain forests was in the focus of research over the last years [9] [10] [11]. The presence of forest stand on alpine hill slopes leads to a decrease in velocities, rebound height and kinetic energy. Consequently, the run-out distance will be reduced [12]. A detailed approach of describing the drag effect of the forest stand is to define homogenous areas for the forest stand by mapping. For each area the number of tree stems per hectare and the percentage of coniferous trees have to be determined. To assess the resistance against stem breakage, the diameter at breast height is specified as a mean value with the associated standard deviation. The described parameters are required for the software package Rockyfor3D. In this code the forest stand is defined pixel based, meaning that the number of trees is randomly defined for each pixel with the associated diameter at breast height (DBH) [3]. Another approach is that the forest stand is defined as an additional drag force depending on the tree height. Every time the block descends the mean forest height the drag force is applied. This approach is applied in the code RAMMS::Rockfall [8]. The general question of selecting 3D rockfall codes for applied hazard assessment was raised by Melzner & Preh [13]. The authors would like to continue this approach and therefore suggest the following key questions: – How can we estimate reasonable block dimensions fur the current geological setting? – In how far differ the results of the applied codes although providing the same field data basis?

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Fig. 1.  The project site and its vicinity. The aero photo of the project site illustrates the steep rock cliffs by the shadows. the federal road as well as the dense forest stand

– Which reasons/parameters could lead to the variation in the results? – What are the consequences in terms of hazard assessment? This contribution aims to analyse the limits and possibilities of rockfall hazard assessment along a traffic route applying two 3D codes (Rockyfor3D and Ramms::Rockfall).

2  Geographical and geological setting The selected project site is situated north of the village of Schneitzlreuth in the Bavarian Alps and extends over a distance of about 0.6 km along the federal road B305 (Figure 1). The complete rock slope belongs to the Hauptdolomite-Formation (Norian, Triassic, approx. 220  million years) in the Northern Calcareous Alps, which is represented by dominantly brittle dolomite material with narrow discontinuity spacing. The talus slope extension varies between 60 and 100 m horizontal distance measured from the source area to the federal road. According to the Bavarian Hazard Indication Map the Hauptdolomite-Formation is suggested to show a block size of 40 cm × 60 cm × 80 cm in the region Berchtesgadener Land. The slope below the rock cliffs is covered with vegetated talus material and provides an average inclination angle of 30 to 40°.

3 Methods 3.1  Determination of input parameters 3.1.1  Determination of block sizes Due to cooperation with the State Agency for Construction in Traunstein it was possible to attend rock slope scaling works and analyse the fragmentation behaviour of the dolomite material. Rock slope scaling means that the rock slopes above critical road sections are mechanically


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Table 1.  Input parameters for 3D rockfall modelling applying Rockyfor3D and RAMMS::Rockfall Surface class

Rockyfor3D

RAMMS::Rockfall

Transit Area: talus material, covered with vegetation, brush-wood

rg70 = 0.15; rg20 = 0.25; rg10 = 0.5; Soiltype = 3

Medium hard (mmin = 0.4; mmax = 2; beta = 175; Kappa = 2.5; Epsilon = 0; Drag = 0.5)

Transit Area: talus partly covered with vegetation. rock steps in between

rg70 = 0.1; rg20 = 0.15; rg10 = 0.2; Soiltype = 5

Medium hard (mmin = 0.4; mmax = 2; beta = 175; Kappa = 2.5; Epsilon = 0; Drag = 0.5)

Transit Area: debris flow channel. no vegetation

rg70 = 0.03; rg20 = 0.05; rg10 = 0.05; Soiltype = 3

Hard (mmin = 0.55; mmax = 2; beta = 185; Kappa = 2.5; Epsilon = 0; Drag = 0.5)

Transit Area: gently dipping slope. transition to the riverbed at the valley bottom

rg70 = 0.03; rg20 = 0.03; rg10 = 0.05; Soiltype = 3

Medium hard (mmin = 0.4; mmax = 2; beta = 175; Kappa = 2.5; Epsilon = 0; Drag = 0.5)

Transit Area: rock face

rg70 = 0.03; rg20 = 0.03; rg10 = 0.05; Soiltype = 6

Extra hard (mmin = 0.8; mmax = 2; beta = 200; Kappa = 4; Epsilon = 0; Drag = 0.3)

Transit Area: federal road

Rg70 = 0; rg20 = 0; rg10 = 0; Soiltype = 7

Extra hard (mmin = 0.8; mmax = 2; beta = 200; Kappa = 4; Epsilon = 0; Drag = 0.3)

Transit Area: forest road

Rg70 = 0.03; rg20 = 0.03; rg10 = 0.03; Soiltype = 3

Hard (mmin = 0.55; mmax = 2; beta = 185; Kappa = 2.5; Epsilon = 0; Drag = 0.5)

River bed

Rg70 = 100; rg20 = 100; rg10 = 100; Soiltype = 0

Extra soft (mmin = 0.2; mmax = 2; beta = 50; Kappa = 1; Epsilon = 0; Drag = 0.9)

detached from unstable and loose rock material. The rockfall material accumulated on the closed road section allowing to record the block axes (x, y, z) for over 300 blocks. The determination of the block axes was accomplished using a folding rule and a measuring tape. The block diameter distribution was applied to the subsequent rockfall model. Due to RAMMS::Rockfall not being able to account for blocks smaller than 0.1 m3 (ca. 0.45 m × 0.45 m × 0.45 m), we decided to take the block size 0.58 m × 0.6 m × 0.78 m with consideration to the most frequent block shape into account.

3.1.2  Determination of slope surface parameters The determination of the input parameters requires the definition of homogenous areas in the field. The main categories are the source area, the ground/surface parameters and the forest stand parameters. For both codes the homogenous areas were defined in an ArcGIS set up. The input parameters were approached during field investigation and finally adjusted using geodata (DTM and aerophotos). Due to the aim of comparing the results of both codes, we decided to keep the variation of homogenous areas small according to the process areas. Table 1 shows a list of the characteristic surface materials with the  assigned input parameters for Rockyfor3D and Ramms::Rockfall. All input parameters have been determined in adjustment with the particular manual suggestions. It should be mentioned that the parameters for the talus slope had to be adjusted in terms of roughness due to

the high brush-wood vegetation, for example mountain pines especially for the code Rockyfor3D. The forest stand parameters were also determined in a combination of fieldwork and geodata evaluation. For the forest input parameters for Rockyfor3D, the stems per hectare were determined via the average distance between the tree crowns. Thus the amount of trees was extrapolated to an area of one hectare. The percentage of coniferous trees and the diameter at breast height were approached in the field. The forest module of RAMMS::Rockfall offers a classification according to three classes: dense, medium and open forest. The assignment was accomplished according to field and geodata. A summary of the applied forest stand parameters for both codes is illustrated in Table 2.

3.1.3  Model set up Two scenarios were presented as follows as RAMMS:: Rockfall cannot account for blocks with a volume less than 0.1 m3, which results from the regard to the block shape. The smallest block class (Min) of 0.1 m × 0.15 m × 0.2 m belongs to the most frequent block size according to the block recording. This potential event was modelled applying Rockyfor3D taking the above mentioned slope and forest parameters into account. The second scenario aims a comparison between the results of Rockyfor3D and RAMMS::Rockfall. Thus the smallest possible block size in RAMMS::Rockfall was ap-

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Table 2.  Description of the applied forest stand parameters applying Rockyfor3D and RAMMS::Rockfall Description

Rockyfor3D

RAMMS::Rockfall

Dense forest (mixed forest). below the federal road

DBH = 25; Stddev. DBH= 5; percent conif = 20; stems per hectare = 200

dense forest

Dense forest. less DBH. covering the main Talus slope

DBH = 20; Stddev. DBH = 5; percent conif = 40; stems per hectare = 200

dense forest

Dense forest. less DBH. covering the main Talus slope

DBH = 15; Stddev. DBH = 5; percent conif = 40; stems per hectare = 200

dense forest

Light forest

DBH = 15; Stddev. DBH = 5; percent conif = 40; stems per hectare = 100

medium forest

Table 3.  Kinetic energy classes introduced for the comparison of Rockyfor3D and RAMMS::Rockfall in ArcGIS Kinetic rock energy [kJ]

Energy class

< 50

1

50 – 100

2

100 – 200

3

200 – 400

4

400 – 700

5

plied taking the most frequent block shape into account, which leads to block dimensions of 0.58 m × 0.6 m × 0.78 m. The second scenario also considers the surface parameters as mentioned above. To achieve comparable results for the analysis in ArcGIS, the kinetic rock energy was divided into five energy classes adjusted to the range of occurring kinetic rock energies at the project site (Table  3). After characterizing the kinetic rock energies of both simulations according to the mentioned classes. the raster files of the simulation using RAMMS::Rockfall was subtracted from the results of the  Rockyfor3D modelling using the raster calculator (ArcGIS). Thus qualitative information was obtained about difference between both rockfall codes for the area where results of both codes overlap. In both codes the release area was considered as polygons.

4 Results 4.1  Quantitative determination of block dimensions In cooperation with the State Agency for Construction (Traunstein) the mechanically released blocks during rock slope scaling along the federal road B 305 were recorded at the accumulation area. The material belongs to the Hauptdolomite-Formation (Norian, Triassic). Due to data selection the outcomes of the mean block diameter (y-axis) of in total 378 recorded blocks are presented in this paper. Figure 2 suggests that the main proportion (84 %) of recorded blocks belongs to a range from < 0.1 to 0.2 m. which can be divided into 33.6 % < 0.1 m and 50.3 % between 0.1 to 0.2 m. The remaining 16 % between 0.2 and 1.3 m can be grouped in 10.6 % between 0.21 and 0.3 m, 3.2 % between 0.31 and 0.4 m, 1.1 % between 0.41 and 0.5 m and 0.3 % between 0.51 and 1.3 m. A brittle rheological behaviour for

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the dolomite material in terms of fragmentation is assumed. During field work a high fragmentation rate during the ground contacts of the falling blocks was observed. This high fragmentation rate leads to a considerable energy loss and to small block sizes at the accumulation area.

4.2  Results of the 3D rockfall analysis 4.2.1 Scenario 1: Block size 0.1 m × 0.15 m × 0.2 m – Rockyfor3D Relying on the data collection concerning block dimensions, a low magnitude-high frequency event with a block size of 0.1 × 0.15 × 0.2 m, analyse applying Rockyfor3D. Since potential fragmentation cannot be taken into account, the maximum of the mean block diameter distribution was applied (see Figure 2). Figure 3 shows the number of deposited blocks per raster cell where each raster cell measures 2 m × 2 m. The results suggest that the dominant part of blocks is retained at the slope due to the forest stand. The high values of 25 blocks per raster cell only occur at a morphological depression at the rock slope. At the main part of the accumulation area the values range between three and twelve accumulated blocks per raster cell. In terms of the kinetic energies the Q95 percentile is presented, which finds most application in hazard assessment. The kinetic energy trajectories with the respective colour code are illustrated in Figure 3. For scenario 1 the kinetic energies show very low values up to 8 kJ. The trajectories visualize that only along debris flow channels with no vegetation cover, blocks from the rock faces would have the potential to overcome the distance to the federal road.

4.2.2 Scenario 2: Block size 0.58 m × 0.6 m × 0.78 m – Rockyfor3D To compare the results of RAMMS::Rockfall with the ones of Rockyfor3D, the dimensions of 0.58 × 0.6 × 0.78 m with consideration to the block shape were taken into account. This rock volume of approximately 0.1  ­ m3 corresponds to the smallest editable block size in ­ RAMMS::Rockfall. The surface parameters as well as the forest stand parameters for the current scenario are described in Table 1 and Table 2. The results of Figure 4 suggest that at the dominant part of the slope. the forest stand has an ­evident effect of the rockfall run out. At the south-west and north-


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east part the rock cliffs extend increasingly downslope towards the federal road. Considering the horizontal distance in ArcGIS this leads to a reduction of the talus slope of about 50 % (from 100 to 50 m) leading to an increased runout distance and increased rock energies. The energy results were divided into the energy classes described above. At the main part of the project site the results indicate that the kinetic energies range between 200 and 400 kJ at the transit area; at the accumulation area between < 50 and 200 kJ. In the north-east part the highest energies up to 700 kJ can be observed in the model results. The increasing energies are caused due to a steeper slope angle directly above the road section. The increased runout distances at this section are caused due to a debris flow cone preparing a ramp for the rockfall material; also the brush wood is not very developed in this area.

4.2.3 Scenario 2: Block size 0.58 × 0.6 × 0.78 m – RAMMS::Rockfall The selected scenario takes the forest stand in RAMMS::Rockfall into account. The surface parameters as well as the forest stand parameters for the current scenario are described in Table 1 and Table 2. The trajectories of Figure 5 indicate that the blocks are supposed to reach the road section but with low kinetic energies. Compared to Figure 4 the maximum run-outs at the south-west and north-east part cannot be confirmed. Considering the kinetic energies. the maximum occurs at the north east part of the project site. with energy class 4 (200 to 400 kJ) and minor class 5 (400 to 700 kJ). Like in the Rockyfor3D model the increased kinetic energies in this area are suggested to be caused by the extending rock cliffs towards the road and thus by the steeper slope angle. In general the kinetic energies vary between 50 and 200 kJ (energy class 2 and 3) at the upslope transit area. directly below the rock cliffs. The forest stand seems to have an evident influence on the kinetic rock energy distribution in downslope direction. This is suggested to be illustrated by the concentrated transit zone with energies between 50 and 200 kJ directly below the cliffs and the long run-out with energies less than 50 kJ.

4.2.4 Comparison of Rockyfor3D and RAMMS::Rockfall. Scenario 2: Block size 0.58 x 0.6 x 0.78 m In order to determine adequate model parameters for the analysis with both codes, the minimum possible block size in RAMMS::Rockfall (0.1 m3) was taken into account. The surface parameters are listed in Table 1. Figure 6 illustrates the comparison of the results of Rockyfor3D and RAMMS::Rockfall. The red, yellow and green colours represent the intersection area of both parameter sets; the area where a comparison is possible. The results mirror the difference between the results of RAMMS::Rockfall and ­ Rockyfor3D illustrated as the difference of energy classes (see Table 3). The raster file of the RAMMS::Rockfall modelling was subtracted from the Rockyfor3D results. Thus the red colours represent raster cells where the energy classes of the Rockyfor3D modelling are higher than the ones of the RAMMS::Rockfall model; whereas the greenish colours imply that the values of RAMMS::Rockfall are higher. All

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Fig. 2.  Distribution of the mean block diameter (y-axis) of 378 recorded blocks during rock slope scaling at the project site

white raster cells (marked with “0”) illustrate areas where the energy classes of both models equal each other. The run-out distances of the Rockyfor3D model vary to a higher extend across the slope than the trajectories of the RAMMS::Rockfall model. This is indicated by the dark blue and grey colours in Figure 6. The Rockyfor3D trajectories (dark blue colour) mirror the influence of morphological structures and the variation in the talus slope extension across the slope. In contrast the trajectories of the RAMMS::Rockfall model are suggested dominantly to end at the federal road (black colour). At the source area as well as at the distal accumulation area the energy classes of both models equal each other to an evident extend or at least vary in the range of one energy class (see Figure 6). At the transit area the val-

ues of the Rockyfor3D modelling are two to three energy classes higher than ones of the RAMMS::Rockfall model. Especially at the north-east and south-west part of the project site the trajectories of the Rockfor3D model show increased run-out distances as well as increased values for the energy classes. Potential causes for the differences are discussed in section 5.

5 Discussion The results of applying Rockyfor3D and RAMMS::Rockfall indicate a certain variation considering the rockfall runout. The trajectories of RAMMS::Rockfall suggest that the main part of blocks would reach the road section (see Figure 5). The results of Rockyfor3D seem to vary in terms

Fig. 3.  Modelling results of scenario 1: showing the Q95 percentile of the ­kinetic rock energies and the number of deposited blocks per raster cell

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Fig. 4.  Modelling results of sceanrio 2 applying Rockyfor3D: showing the ­trajectories of the Q95 percentile of the kinetic ­energies divided into the energy classes

Fig. 5.  Modelling results of sceanrio 2 applying RAMMS::Rockfall: showing the trajectories of the Q95 percentile of the ­kinetic energies

of run-out across the slope. Where the trajectories in the north-east and south-west part of the project site reach or pass the road, the trajectories in between stop at the talus slope above the road. A reason for this result could be that the rock cliffs extend downslope towards the federal road in the named parts of the project site. Analogue to the rockfall run-out the kinetic energies also show increased values in the north-east and southwest part of the project site. especially the results of Rockyfor3D. The results of RAMMS::Rockfall only show increased kinetic energies for the north-east part. Gen­erally. the energy classes of the kinetic energies coincide for the transit area directly below the rock cliffs (see ­Figure 6). At the downslope transit area the results of Rockyfor3D are suggested to be two to three energy classes higher than the ones of RAMMS::Rockfall (see Figure 6). One reason for the variation in the run-out and in the kinetic rock energies might be the approach for the forest module.

In RAMMS::Rockfall every time a rock descends a certain forest stand height, an additional drag force is applied [8]; which implies an additional drag force with every ground contact. In Rockyfor3D the forest module is subjected to be probabilistic meaning that the number of trees in each raster cell is randomly generated. Each modelled tree has got a certain diameter at breast height (DBH). The data basis for the modelled trees per raster cell is given by the user with the information about determined trees per hectare, the diameter at breast height, including its standard deviation, and the percent of coniferous trees [3]. Embedding the two approaches into a real protection forest situation, not every descending block hits a tree with every ground contact. Thus the ­approach of applying an additional drag force with the block falling below a certain forest height might lead to an increased energy loss during the descending process, which consequently could lead to a decreasing run-out

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Fig. 6.  The green to red colours re­ present the differential between the energy classes of Rockyfor3D and RAMMS::Rockfall for scenario 2. The blue and black colors stand for the run-out trajectories of both ­simulations

distance. Considering the very low energies of the blocks at the accumulation area in the RAMMS::Rockfall results it could be expected that the run-out would be even less in reality than suggested by the model results (see Figure 5). A second aspect which could lead to variations in the kinetic en­ergies is the consideration of the block shape. In RAMMS::Rockfall the 3D block shape is fully taken into account, where the code computes each trajectory in a deterministic way. In Rockfor3D the block is modelled with the selected block shape during the flying stages but as a sphere during the collision stages. A rigid 3D body of a complex geometry might lose more energy during a collision than a smooth sphere. This aspect should be considered in results interpretation.

6 Conclusion In the first part of this paper it was shown how quantitative information about the block dimensions provided by the material from the Hauptdolomite-Formation was derived. The special opportunity hereby was that the collected data correspond to rocks released during “in-situ” falling tests during rock slope scaling works. The Hauptdolomite-Formation shows an increased fragmentation rate during the falling process due to its brittle character. Thus the results mirror small block sizes at the accumulation area (see Figure 2). The maximum of the mean block diameter distribution lies with about 50 % in a range between 0.1 and 0.2 m; 33 % show a diameter less than 0.1 m. Nevertheless, observations during field test show blocks with a diameter of 2 m and more providing blocks with 0.4 m in diameter at the accumulation area. Based on this observation two para­ meter sets for the subsequent models in terms of block dimensions were considered: one taking the maximum ­ of the diameter distribution into account (scenario 1: block size 0.1 m × 0.15 m × 0.2 m) and one taking an increased diameter for larger blocks into account. which corresponds to the smallest editable diameter in RAMMS::Rockfall (scenario 2: block size 0.58 m × 0.6 m × 0.78 m).

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The modelling results of scenario 1, especially the number of deposited blocks, suggest that the dominant part of the blocks is retained by the forest stand below the rock cliffs, which corresponds with the observation from field work. The kinetic energies indicate values between 0 and 8 kJ (see Figure 3). In a second step the results of the code Rockyfor3D and RAMMS::Rockfall were compared in terms of the kinetic rock energies as well as the run-out distance for scenario 2 under consideration of the forest stand. In terms of the run-out distance the results of the Rockyfor3D model indicate an increased influence of the morphology and vegetation. In the north-east and south-west part of the project site the trajectories show longer run-out distances due to a downslope extension of the rock cliffs towards the federal road as well as a steeper inclination angle. In contrast the RAMMS::Rockfall model shows an almost homogenous run-out distance to the federal road. Linked to the results of the run-out distance the results of the kinetic rock energies have to be considered. Below the rock cliffs the results of both codes show an evident correlation. The more the blocks travel from the rock cliff the more the results of Rockyfor3D are higher than the ones of RAMMS::Rockfall (see Figure 6). Directly at the accumulation area the results again show an increased correlation. There are two potential reasons for this variation in the results: first the different approach for the forest module in both codes and second the approach of taking the block shape into account during ground contacts. In RAMMS::Rockfall the forest stand is represented by a continuous drag force applied on each block descending a certain forest height. Due to this fact the blocks show an evident high energy loss along the trajectories under consideration of the forest stand. Whereas in Rockyfor3D a tree file is computed providing a statistical evaluation of trees per raster cell with a certain diameter at breast height. Thus in the latter case not every ground contact is set to be a collision with a tree. Taking on the second aspect. the block shape in RAMMS::Rockfall is fully taken into account as a rigid


B. Sellmeier/K. Thuro · Comparison of two 3D rockfall codes on behalf of a case study in the Bavarian Alps

body in a deterministic computing approach. In Rockyfor3D the selected block shape is only taken into account during the flying stages of the rock; during the collision stages the block is considered as a sphere. A rock with a certain undulation or surface roughness loses more energy during the ground contacts as a sphere with a perfect smooth surface. Considering this aspect, the run-out distances and kinetic energies are overestimated in Rockfor3D. Both applied codes suggest that the blocks of scenario 2 are expected to reach the federal road with different kinetic energies in varying road sections (especially northeast and south-west part of the project site), which is rather important in terms of mitigation measure design. Based on the current case study in alpine geology on densely forested hillslopes, it would be preferable to perform modelling with two 3D rockfall codes. Especially for detailed studies in hazardous areas the comparison of two 3D codes might be revealing. If the influence of vegetation could be neglected, the differences between the codes might be assumed to be less. Linked to the block size distribution (see Figure 2) it is to note that the code RAMMS::Rockfall is limited in terms of taking small block diameters of less than 0.1 m3. Especially for source areas consisting of brittle material with narrow spaced discontinuities, like in the Hauptdolomite-Formation, this can be a limiting factor. Nevertheless in the code RAMMS::Rockfall, the block shape is fully taken into account providing the possibility to account for complex shaped geological bodies.

[10] Jahn, J.: (1988): Entwaldung und Steinschlag. Interpraevent 1988. Conference Proceedings 2, pp. 85–198. [11] Stoffel, M., Wherli, A., Kühne, R., Dorren, L. A., Perret, S., Kienholz, H.: Assessing the protective effect of mountain forests against rockfall using a 3D simulation model. Forest Ecology and Management 225 (2006), pp. 113–122. [12] Dorren, L. A. K., Berger, F., Hir, C., Mermin, E., Tardif, P.: Mechanisms, effects and management implications of rockfall in forests. Forest Ecology and Management 215 (2005), pp. 183–195. [13] Melzner, S., Preh, A.: Sturzmodelle und ihre Anwendbarkeit in der Praxis.-Journal for Torrent. Avalanche, Landslide and Rock Fall 169 (2012).

Dr.-Ing. Bettina Sellmeier Technische Universität München Lehrstuhl für Ingenieurgeologie Arcisstraße 21 80333 München sellmeier@tum.de

Prof. Dr. Kurosch Thuro Technische Universität München Lehrstuhl für Ingenieurgeologie Arcisstraße 21 80333 München thuro@tum.de

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Topics Michael Mölk Benedikt Rieder

DOI: 10.1002/geot.201600065

Rockfall hazard zones in Austria. Experience, problems and solutions in the development of a standardised procedure Steinschlag-Gefahrenzonen in Österreich. Erfahrungen, Probleme und Lösungsansätze bei der Entwicklung einer standardisierten Vorgangsweise The Österreichische Raumordnungskonferenz (ÖROK) set up a partnership in 2011 to deal with “Risk management for gravitational natural hazards in landuse planning”. As gravitational natural hazards have a decisive influence on development in the Alpine Region, standard procedures were developed for the assessment of the relevance of these processes for landuse planning. This paper describes the recommended procedure for the assessment of hazards affecting permanent settlements from rockfall in a top-down approach. The first step to define potential conflicts between the maximum run-out of rockfall processes and the presence of settlements is a conservative empirical assessment based on rock outcrops serving as potential detachment zones and the maximum reach of such rockfalls, leading to a hazard indication map. This approach is only based on existing cartographic information, field investigations are not necessarily involved at this stage. To ensure conservative results, the use of a high-resolution 1 m ground model to identify rock outcrops is re­ commended. The next step includes a thorough examination of those areas in the hazard indication map with conflicts between the maximum reach/run-out of falling blocks and settlements. This stage includes field investigations with mapping of maximum reach blocks, block size distributions, underground conditions of the transit zone and the condition of rock outcrops that act as potential detachment zones. All this information is subsequently integrated into a 3D rockfall simulation. As a result the modelling enables a delineation of areas out of reach (no rockfall hazard), areas with potential impact energies ≤ 100 kJ (low intensity) and areas with potential impact energies > 100 kJ (high intensity).

1 Introduction As part of the ÖROK Partnership “Risk management for gravitational natural hazards in landuse planning” [1], technical recommendations and a compendium has been produced, which describe a standardised procedure for the definition of rockfall hazard zones. In § 11 of the Austrian Forest law from 1975 (hazard zoning of the WLV [3]), a differentiated delineation of hazard zones is not explicitly provided for the processes of rockfall/rock-slide, there is only an option to define “Brown indication areas”, which represent areas possibly endangered by slides or

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Im Rahmen der Österreichischen Raumordnungskonferenz (ÖROK)-Partnerschaft „Risikomanagement für gravitative Naturgefahren in der Raumplanung“ wurden Empfehlungen erarbeitet, die eine standardisierte Vorgangsweise zur Abgrenzung von Steinschlaggefährdungsbereichen beschreiben. Im Forstgesetz von 1975 (§ 11) ist eine differenzierte Abgrenzung von Gefahren­ zonen für den Prozess Steinschlag/Felssturz nicht explizit vorgesehen, es wird lediglich die Ausweisung von Hinweisbereichen angeführt, die möglicherweise von Rutschungen oder Steinschlag betroffen sein könnten. Gleiches gilt für die Gefahrenzonenplanverordnung BGBL 436/1976. Die Raumordnungsabteilungen der Länder fordern jedoch eine ausreichend zuverlässige Abgrenzung von durch Steinschlagprozesse potenziell gefährdeten Flächen. Daher wurde im Rahmen der Strategie 2020 der Wildbach- und Lawinenverbauung die Einführung einer geeigneten Vorgangsweise – vorerst in je einer Testgemeinde je Bundesland – vereinbart. Der Beitrag beschreibt eine auf der ÖROK-Empfehlung basierende praktikable Methodik, mit der Gefährdungsbereiche nachvollziehbar identifiziert und dargestellt werden können. Darüber hinaus werden aus den Erfahrungen bei der Bearbeitung von Testgebieten Empfehlungen abgeleitet, die sicherstellen ­sollen, dass künftig einheitliche Ergebnisse erzielt werden.

1 Einleitung Im Rahmen der ÖROK-Partnerschaft „Risikomanagement für gravitative Naturgefahren in der Raumplanung“ [1] wurden fachliche Empfehlungen und ein Materialienband erarbeitet, in dem eine standardisierte Vorgangsweise zur Abgrenzung von Steinschlaggefährdungsbereichen beschrieben wird. Im § 11 Forstgesetz 1975 (Gefahrenzonenplanung der WLV [3]) ist eine differenzierte Abgrenzung von Gefahrenzonen für den Prozess Steinschlag/ Felssturz nicht explizit vorgesehen, es wird lediglich die fakultative Ausweisung von „Braunen Hinweisbereichen“ angeführt, die möglicherweise von Rutschungen oder Steinschlag betroffene Flächen darstellen. Gleiches gilt für die Gefahrenzonenplanverordnung BGBL 436/1976 (Gegenstand der Gefahrenzonenplanung [4]). Die Raumordnungsabteilungen der Länder bzw. die steigenden öffentlichen Investitionen in Steinschlagschutzmaßnahmen (gemäß § 9 WBFG – Wasserbauten-

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rockfall. The same applies for the hazard zone planning BGBL 436/1976 (object of hazard zone planning [4]). The planning authorities of the Austrian states and the increasing public investment in rockfall protection measures (under § 9 WBFG – Water building subsidy law [5]) demand a sufficiently reliable delineation of areas potentially endangered by rockfall processes. Therefore a suitable procedure was agreed upon as part of the Strategy 2020 of Austrian Service for Torrent- and Avalanche Control, initially for one test district in each state. Based on the procedure sketched in the ÖROK recommendation [1], a start was therefore made with the practical and reproducable depiction of these hazard zones in selected districts. Due to the current statutory conditions, the results of this assessment of rockfall hazards were made available for “planning-relevant areas” (settlements and areas, that may be built on in the future) of the districts in the informative appendix to the hazard zone plan. An obligatory differentiation of the hazard situation will however be necessary in the future for rockfall protection measures in order to comply with the requirements of the Technische Richtlinie für die Wildbach- und Lawinenverbauung [7]. The degree of hazard is described according to [1] in three categories: – No Zone: no rockfall hazard in the area, – “Brown-yellow Zone”: energies of design blocks in the planning-relevant area are in the range 1 to 100 kJ, – “Brown-red Zone”: energies of design blocks in the planning-relevant area exceed 100 kJ.

Förderungsgesetz [5]) fordern eine ausreichend zuverläs­ sige Abgrenzung von durch Steinschlagprozesse poten­ ziell gefährdeten Flächen. Daher wurde im Rahmen der Strategie 2020 der Wildbach- und Lawinenverbauung die Implementierung einer geeigneten Vorgangsweise – vorerst in je einer Testgemeinde je Bundesland – vereinbart. Basierend auf der in der ÖROK-Empfehlung [1] skizzierten Vorgangsweise wurde daher begonnen, eine prakti­ kable und nachvollziehbare Darstellung dieser Gefährdungsbereiche in ausgewählten Gemeinden durchzuführen. Aufgrund der derzeitigen gesetzlichen Rahmenbedingungen werden die Ergebnisse dieser Beurteilung der Steinschlaggefährdung des „raumrelevanten Bereichs“ (Siedlungsraum, Bauerwartungsland) den Gemeinden im informativen Anhang des Gefahrenzonenplans zur Verfügung gestellt. Eine verpflichtende Differenzierung der ­Gefährdungslage ist allerdings bei Steinschlagschutz­vor­ haben zukünftig notwendig, um den Anforderungen der Technischen Richtlinie für die Wildbach- und Lawinenverbauung [7] zu entsprechen. Die Darstellung des Gefährdungsausmaßes erfolgt gemäß [1] in drei Kategorien: – Keine Zone: keine Gefährdung der Fläche durch Steinschlag, – „Zone“ Braun-Gelb: die im raumrelevanten Bereich auftretenden Energien des Bemessungsblocks weisen eine Bandbreite von 1 bis 100 kJ auf, – „Zone“ Braun-Rot: die im raumrelevanten Bereich auftretenden Energien des Bemessungsblocks übersteigen 100 kJ.

2  Requirements for the modelling tools used

2 Anforderungen an die verwendeten Modell-Werkzeuge

The modelling of rockfall processes was performed with a physical 3D model, which is also capable of correctly representing the lateral scatter of fall trajectories. In the current case, the model RAMMS::Rockfall from the “Wald, Schnee & Landschaft – WSL” Institute in Switzerland was used. The use of other models is permitted by the WLV as long as the models physically represent fall processes. At the moment, the availability of such models on the market is essentially restricted to RAMMS::Rockfall and Rockyfor3D.

Die Modellierung der Steinschlag-Prozesse erfolgt mit ­einem physikalischen 3D-Modell, das auch in der Lage ist, die laterale Streuung der Sturzbahnen korrekt abzu­ bilden. Im gegenständlichen Fall wurde das Modell RAMMS::Rockfall des Instituts „Wald, Schnee & Landschaft – WSL“ aus der Schweiz eingesetzt. Die Verwendung von anderen 3D-Modellen ist seitens der WLV dann zulässig, wenn diese Modelle die Sturzprozesse physikalisch abbilden. Derzeit ist die Verfügbarkeit solcher Modelle am Markt im Wesentlichen auf RAMMS::Rockfall und Rockyfor3D beschränkt.

3 Method 3.1  Production of a hazard indication map A first coarse assessment of potential hazards can, according to the ÖROK Compendium [1], be undertaken using the so-called “Geometric angle method”. The potential detachment areas are identified by pixels of a high resolution terrain model (res ≤ 1 m) with an inclination of ≥ 45°. Starting from each pixel of the upper edges of these identified potential block detachment areas, its intersection with the terrain can then be determined with a line at an angle of 30° to the horizontal. This means that at every location where this line meets the terrain at its lower end, a point is created in the form of a “point shape file”. A sideway scatter of 45° is also represented by a line, and a point is also created at its contact point with the terrain. The result is a point cloud, whose envelope gives the hazard indication area (Figure 1).

3 Methodik 3.1  Erstellung einer Gefahrenhinweiskarte Eine grobe und erste Beurteilung einer potenziellen Gefährdung kann gemäß ÖROK-Materialienband [1] mit der sogenannten „Pauschalgefälle-Methode“ durchgeführt werden. Dabei werden die potenziellen Ablösebereiche basierend auf einem hochauflösenden Geländemodell (Auflösung ≤ 1 m) aus Hangbereichen mit einer Hangneigung von ≥ 45° abgeleitet. Ausgehend von jedem Pixel der Oberkanten dieser identifizierten potenziellen Ablösebereiche kann in weiterer Folge durch einen Linienstrahl mit einer Neigung von 30° zur Horizontalen, dessen Verschnittpunkt mit dem Gelände ermittelt werden. Das bedeutet, dass an jener Stelle, an der dieser Linienstrahl an seinem tiefer liegenden Ende das Gelände berührt, ein Punkt in Form eines „Punkt-Shapefiles“ erzeugt wird. Ei-

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Fig. 1.  Rockfall indication zones derived from geometric angles (30° according to ÖROK: blue dots/blue line, 40° from field findings: green dots/green line) Bild 1.  Gefahrenhinweiskarte aus Pauschalgefälle-Betrachtung (30° gemäß ÖROK Empfehlung: grüne Punkte, 40° mit ­Evaluierung durch stumme Zeugen: blaue Punkte)

This approach is a very conservative method due to the lack of terrain information (geological and geotechnical designation of the block detachment area, location and age of silent witnesses), and it leads to very large potential hazard areas. The selection of a steeper overall gradient is possible according to [1] if terrain information is available and calibration is based on it (above all the end location of fallen blocks). The method can be used to determine coarse hazard indication areas for the process groups rockfall/rock-slide, although delineation of “rockfall hazard zones” from this procedure is not possible since this would require considerably more precise terrain mapping and a physical model.

3.2  Content of the mapping The following parameters are mapped with the listed attributes in the course of the field work: – Silent witnesses (fallen blocks): • Position, • Dimensions of the blocks: surveying of the block axes, random selection or by statistical methods (line counting process, area counting process), • Age determination (fresh, weathered, old) (Figure 2), – Homogeneous detachment areas: • Preliminary selection of detachment areas from gradient maps with inclination ≥ 45°, • Determination of bonding strength [6], • Measurement of the spatial position of essential discontinuities, • Determination of failure mechanisms through kinematic analyses, • Joint bordered rock bodies determination using scan lines, – Homogeneous areas for modelling (fall trajectory): • Rock,

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ne seitliche Streuung im Ausmaß von 45° wird ebenfalls als Linienstrahl dargestellt, auch an dessen unterer Kontaktstelle mit dem Gelände wird jeweils ein Punkt erzeugt. Als Ergebnis ergibt sich eine Punktwolke, deren Umhüll­ ende den Gefahrenhinweisbereich ergibt (Bild 1). Bei diesem Ansatz handelt es sich aufgrund von fehlenden Geländeinformationen (geologisch-geotechnische Ansprache der Ablösebereiche, Lage und Alter von stummen Zeugen) um einen sehr konservativen Ansatz, der zu großen potenziellen Gefährdungsbereichen führt. Die Wahl eines steileren Pauschalgefälles ist gemäß [1] bei Vorliegen von Geländeinformationen und einer darauf basierenden Kalibrierung (v.  a. Endlage von Sturzblöcken) möglich. Mit dieser Methode können grobe Gefahrenhinweisbereiche für die Prozessgruppe Steinschlag/ Felssturz dargestellt werden, eine Abgrenzung von „Gefahrenzonen Steinschlag“ aus dieser Vorgangsweise ist nicht möglich, da diese wesentlich genauere Gelände­ erhebungen und ­eine physikalische Modellierung erfordern.

3.2  Inhalte der Kartierung Die folgenden Parameter werden mit den gelisteten Attributen im Rahmen der Geländeerhebungen erfasst: - Stumme Zeugen: • Position, • Abmessungen der Blöcke: Vermessung der Blockachsen, Auswahl nach Zufallsprinzip oder mit statistischen Methoden (Linienzählverfahren, Flächenzählverfahren), • Altersbestimmung (frisch, angewittert, alt) (Bild 2), - Ablöse-Homogenbereiche: • Vorauswahl der Ablösebereiche aus Neigungskarte mit Hangneigungen ≥ 45°, • Bestimmung Verbandsfestigkeit [6],


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Fig. 2.  Typical appearance of the three block age categories: unweathered (left), slightly weathered (centre), old/historic (right) Bild 2.  Typische Erscheinungsbilder der drei Blockalterkategorien: frisch (links), angewittert (Mitte), alt/historisch (rechts)

• Shallow rock surface below thin soil cover, • Scree slope (coarse/fine, old/fresh), • Forrest, meadow, bog/moor, young wood (consideration of woods is possible in the RAMMS::Rockfall model – but not included in the described procedure due to the high variance of stock with time), - Existing protection measures: • Location, length, height (perpendicular to terrain surface on terrain), • Model (net: manufacturer, description, energy capa­ city), • Geometry of rock-fall embankment (slope on uphill and downhill side, crown width, deposition area), • Type of construction (dam: stone layering, reinforced earth, simple earth bank) • Silent witnesses in the deposition area.

3.3  Determination of the essential design block Based on the ONR 24810:2013 [2], a defined volume percentage of the fallen blocks depending on the event frequency surveyed in each homogeneous area are selected according to Table 1 as design block. Since there were frequent massive rock falls or mountain fall events in the late- and post-glacial eras due to the failure of slopes made too steep by glacial erosion, there are often old accumulations of very large piles of large blocks below rock ledges. Since these events often took place several thousands of years ago and comparable events are not to be expected in the design period for hazard zone planning, the block volumes resulting from such events are not considered for the determination of the design block for rockfall modelling. The terrain is however mapped for indications of large of large-dimensional detachments near rock steps that form faces, in the form of distortion or fault zones. In case there are indications of the presence of such large-dimensional processes in the terrain findings, a suitable procedure for their assessment is to be found. Currently there are no state of the art tools (i.e. software) free by available on the market for the modelling of such large scale rock-slides. Such models are only used in universities and in research at the present time. Thus the determination of the decisive design block size is only based on the dimensions and volume of blocks, which have fresh break surfaces or have left fresh tracks in the ground or on the vegetation (see Figure 2

• Messung der Raumstellung der maßgeblichen Trennflächen, • Bestimmung Versagensmechanismen durch kinematische Analysen, • Kluftkörpergrößenbestimmung anhand von Scanlines, - Homogenbereiche für die Modellierung (Sturzbahn): • Fels, • Fels seicht anstehend, geringmächtige Lockermate­ rialbedeckung, • Schutthalde (grob/fein, alt/frisch), • Wald, Wiese, Sumpf/Moor, Jungwald (Berücksichtigung von Wald im Modell RAMMS::Rockfall möglich – bei der beschriebenen Vorgangsweise aufgrund der hohen zeitlichen Bestandsvarianz jedoch nicht vorgesehen), - Schutzmaßnahmen Bestand: • Lage, Länge, Höhe (normal auf Gelände), • Modell (Netz: Hersteller, Bezeichnung, Energiekapazität), • Dammgeometrie (Böschungsneigung berg- u talseitig, Kronenbreite, Fallboden), • Bauweise (Damm: Steinschlichtung, bewehrte Erde, reiner Erddamm) • Stumme Zeugen im Fallboden.

3.3  Bestimmung des maßgeblichen Bemessungsblocks In Anlehnung an die ONR 24810:2013 [2] wird in Abhängigkeit von der Ereignisfrequenz ein definiertes VolumenPerzentil der im jeweiligen Homogenbereich vermessenen Sturzblöcke gemäß Tabelle 1 als Bemessungsblockgröße gewählt. Nachdem es häufig im Rahmen des Spät- bzw. Postglazials zu massiven Felssturz bzw. Bergsturzereignissen aufgrund eines Versagens der durch die Gletschererosion übersteilten Hangflanken kam, finden sich oft sehr alte Grobblockhalden unterhalb von Felsstufen. Da diese ­Ereignisse oft vor mehreren Tausend Jahren stattgefunden haben und vergleichbare Prozesse innerhalb des für die Gefahrenzonenplanung maßgeblichen Bemessungszeitraumes nicht zu erwarten sind, werden die aus solchen Ereignissen stammenden Blockkubaturen nicht für die Festlegung des Bemessungsblocks bei der Steinschlag­ modellierung herangezogen. Es wird jedoch im Gelände überprüft, ob es Hinweise auf großdimensionale Felsab-

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Table 1.  Event frequency and respective design block fractiles according to ONR 24810:2013 Tabelle 1.  Ereignishäufigkeiten und zugeordnete Bemessungsblockfraktile gemäß ONR 24810:2013 Event Event frequency n (1/a) frequency Ereignishäufigkeit n (1/a) class Ereignis­ frequenz­klasse

Fractile [m3] Fraktil [m3]

EF 4 (very high) EF 4 (sehr hoch)

n ≥ 10 (> 10 events/year)

EF 3 (high) EF 3 (hoch)

1 ≤ n < 10 (1 to 10 events/year) 1 ≤ n < 10 (1 bis 10 Ereignisse/Jahr)

V97

EF 2 (slight) EF 2 (gering)

0.03 ≤ n < 1 (1 event/1 to 30 years) 0,03 ≤ n < 1 (1 Ereignis/1 bis 30 Jahre)

V96

EF 1 (seldom) EF 1 (selten)

n < 0.03 (< 1 event/30 years)

V95

V98

n ≥ 10 (> 10 Ereignisse/Jahr)

n < 0,03 (< 1 Ereignis/30 Jahre)

brüche im Bereich der wandbildenden Felsstufen in Form von Bergzerreissungen bzw. Zerrungszonen gibt. Für den Fall, dass es Hinweise auf das Bevorstehen solcher großdimensionalen Prozesse aufgrund der Geländebefunde gibt, ist eine geeignete Vorgangsweise zu deren Beurteilung einzuschlagen. Erprobte und am Markt frei verfügbare Werkzeuge für die Modellierung solcher Massenstürze/ Bergstürze gibt es derzeit auf dem Markt nicht. Solche Modelle werden zum gegenwärtigen Zeitpunkt nur im universitären Bereich und in der Forschung eingesetzt. Damit werden für die Ermittlung der maßgeblichen Bemessungsblockgröße nur die Abmessungen/Kubaturen jener Blöcke herangezogen, die frische Bruchflächen aufweisen, frische Schlagmarken im Boden oder an der Vegetation hinterlassen haben (vgl. Bild 2 links) bzw. angewitterte und leicht mit Moos- und Flechtenbewuchs bedeckte Blöcke (vgl. Bild 2 Mitte). Alte Blöcke mit einer flächigen Bedeckung mit Moosen und Flechten, einer älteren Bestockung oder anderen Hinweisen auf ein Alter, das jenseits von 150 Jahren liegt (vgl. Bild 2 rechts), werden bei der Ermittlung der maßgeblichen Bemessungsblockgröße i. d. R. nicht berücksichtigt.

3.4  Abgrenzung von Homogenbereichen left) or blocks that are slightly weathered and lightly covered with moss or lichen (see Figure 2 middle). Old blocks with a complete covering of moss or lichen, old tree stock or other signs of an age of more than 150 years (see Figure 2 right), are not normally considered in the determination of the decisive design block size.

3.4  Delineation of homogeneous areas The municipal area is divided for modelling into areas with homogeneous geological, geomorphological and geotechnical conditions. The determination of design block sizes is normally carried out for each homogeneous area. The modelling is performed separately for each homogeneous area, which saves very long computing times. The results of modelling are displayed in the form of trajectories with a colour-coding of the kinetic energy in the fall trajectory. The borderline from brown-red to brownyellow (100 kJ) is shown by a colour change in the trajectories. The area of the fall trajectory of each individual modelled block with an energy > 100 kJ is shown red and sections with energies of ≤ 100 kJ are shown yellow. In a GIS project, the grid data of the individual trajectories created in RAMMS::Rockfall are illustrated and colourcoded according to the requirements of [1]. Based on this map with the colour-coded trajectories, a delineation proposal is produced for the differentiated indication areas “rockfall” (Figure 3).

3.5 Consideration of buildings in the delineation of hazard zones The first hillside row of buildings depicted in the Austrian digital land register (DKM) should be considered as a stopping obstruction in the model since complete penetration of a normal house with a resulting danger potential for further houses is very unlikely (Figure 4). If the energies are high (> 1,000 kJ), then this can be omitted

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Das Gemeindegebiet wird in Hinblick auf die geologischgeomorphologisch-geotechnischen Gegebenheiten für die Modellierung in Homogenbereiche unterteilt. Eine Festlegung der Bemessungsblockgröße erfolgt i.d.R. für jeden Homogenbereich getrennt. Die Modellierungen werden – v. a. zur Vermeidung von sehr langen Rechenzeiten – für die einzelnen Homogenbereiche getrennt durchgeführt. Die Ergebnisse der Modellierung werden in Form von Trajektorien mit einer Farb-Kodierung der kinetischen Energie über die Sturzbahn dargestellt. Die Grenze von Braun-Roten zu BraunGelben Zonen (100 kJ) wird durch einen Farbwechsel in der Trajektorie gekennzeichnet. Die Bereiche der Sturzbahn jedes einzelnen modellierten Blocks, die Energien von > 100 kJ aufweisen, erscheinen rot, Abschnitte mit Energien von ≤ 100  kJ werden gelb dargestellt. In einem GIS-Projekt werden in weiterer Folge die in ­ RAMMS::Rockfall erzeugten Rasterdaten der einzelnen Trajektorien abgebildet und gemäß Erfordernissen laut [1] farbkodiert. Basierend auf dieser Darstellung wird ein Abgrenzungsvorschlag für die differenzierten Hinweisbereiche „Steinschlag“ erstellt (Bild 3).

3.5 Berücksichtigung von Gebäuden bei der GefahrenzonenAbgrenzung Die erste Gebäudereihe gemäß der Österreichischen Digitalen Kataster Mappe (DKM) soll als stoppendes Hindernis in der Modellierung berücksichtigt werden, da eine vollständige Durchdringung eines normalen Wohnhauses mit anschließendem Gefährdungspotenzial des Sturzprozesses für darunterliegende Gebäude sehr unwahrscheinlich ist (Bild 4). Bei hohen Energien (> 1.000 kJ) kann dies auch mit einer Begründung unterlassen werden. Mit dem Modell RAMMS::Rockfall kann diese Vorgangsweise durch ein „Bauwerk“, das i. w. der bergseitigen Gebäudewand entspricht, umgesetzt werden. Dabei wird an dieser Stelle das


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Fig. 3.  Example for the delineation of hazard zones (red and yellow) as the result of 3D trajectory modelling Bild 3.  Beispiel für die Abgrenzung von „Gefahrenzonen“ (rot und gelb) als Ergebnis von 3D-Steinschlagsimulationen

with a justification. In the RAMMS::Rockfall model, this procedure can be implemented with a “structure”, which mainly represents the uphill wall of the building. At this location, the terrain was raised linearly to the building height. The energies of the blocks impacting here can then be read from the program.

Gelände linear bis auf die Gebäudehöhe hochgezogen. Die Energien der hier auftreffenden Blöcke können in weiterer Folge aus dem Programm ausgelesen werden.

3.6 Consideration of existing protection measures in the delineation of hazard zones

Vorhandene Schutzmaßnahmen werden hinsichtlich ihres Erhaltungszustands und Funktionsgrads bewertet. In Abhängigkeit von diesen Eigenschaften werden die Schutzmaßnahmen bei der Abgrenzung der „differenzierten Hinweisbereiche“ berücksichtigt. Dies ist im verwendeten 3D-Simulations-Modell RAMMS::Rockfall nicht vorgesehen und kann daher nur über eine gutachterliche Beurteilung durchgeführt werden. Bei Steinschlagschutzdämmen wird der talseitige Böschungsfuß als Zonengrenze (Zone Braun-Gelb) ge­

Existing protection measures are assessed for their state of preservation and degree of function. Depending on these properties, protection measures are taken into account in the delineation of “differentiated indication areas”. This is not provided in the RAMMS::Rockfall 3D simulation model that was used and could thus only be carried out with an expert assessment.

3.6 Berücksichtigung von bestehenden Schutzmaßnahmen bei der Gefahrenzonen-Abgrenzung

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Fig. 4.  Example for the consideration of the effects of buildings as rock-stopping obstacles Bild 4.  Beispiel für die Berücksichtigung des Effekts von Gebäuden als Steinschlag-stoppende Hindernisse

For rockfall protection dam, the downhill foot of the slope (not the bank crown) is selected as the zone boundary (Brown-yellow Zone) unless modelling shows that the bank has an insufficient degree of effectiveness. In these cases, the ranges of the blocks passing the bank are used as delineation criteria. When existing nets are undersized for the selected design values (block sizes), the ranges and energies of those blocks that overcome the structure (energy overload or jumping over) are used as delineation criteria. If they are under-dimensioned according to the current state of the technology (ONR 24810:2013), the potential overloading of the measure can be depicted as a residual hazard. When nets are adequately dimensioned, the deflection of the net under load is considered in the determination of zones, depending on the given energies (zone boundary brown-yellow reaches at least 10 m below the net axis). Protection structures with an inadequate height are only considered to the extent of their effectiveness, i.e. those blocks that do jump over the structure are used to determine the zone boundary.

3.7 Handling of model outliers in the delineation of hazard zones As a pragmatic recommendation, the following procedure has been laid down: if there are less than three trajectories in a length of ≥ 100 m (parallel to the area between contours), then this result is classified as a statistical outlier, and these untypical ranges are not considered for the delineation of “differentiated indication areas”. These ex-

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wählt (nicht die Dammkrone), außer die Modellierung zeigt, dass der Damm einen unzureichenden Wirkungsgrad hat. In diesem Fall sind die Reichweiten der den Damm überwindenden Blöcke als Abgrenzungskriterium heranzuziehen. Bei in Hinblick auf die gewählten Bemessungswerte (Blockgrößen) unterdimensionierten Bestandsnetzen (Höhe oder Energie) werden die Reichweiten und Energien jener Blöcke, die das Bauwerk überwinden (EnergieÜberlastung oder Überspringen), als Abgrenzungskrite­ rium herangezogen. Bei Unterdimensionierung in Bezug auf den geltenden Stand der Technik (ONR 24810:2013) kann die potenzielle Überlastung der Maßnahme als Restgefährdung dargestellt werden. Bei ausreichend dimensionierten Netzen wird die Auslenkung der Netze im Lastfall bei der Zonenfestlegung in Abhängigkeit von den gegebenen Energien berücksichtigt (Zonengrenze Braun-Gelb zumindest 10 m Streifen unterhalb der Netzachse). Schutzbauwerke mit einer unzureichenden Bauwerkshöhe werden nur im Ausmaß ihrer Wirksamkeit berücksichtigt, d. h. dass für die Zonenabgrenzung jene Blöcke, die das Bauwerk überspringen für die Zonenfestlegung herangezogen werden.

3.7 Behandlung von Ausreißern der Modellierung bei der Gefahrenzonen-Abgrenzung Als pragmatische Empfehlung wurde folgende Vorgangsweise festgelegt: Finden sich weniger als drei Trajektorien auf einer Länge von ≥ 100 m (Höhenschichten-parallel) so wird dieses Ergebnis als statistischer Ausreißer klassifi-


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treme and improbable ranges can be listed or shown in the report as “residual hazards”.

4  Displaying the results In the informative appendix of the hazard zone map, the results are shown in a geological-geomorphological report with an expert map. The report has at least the following content: – Explanation of the model used and the procedure described above – Rockfall survey sheets for each homogeneous area with the following content: • General description of the homogeneous area, • Geological framework, • Process type: rockfall or rock-slide, • Slope aspect, • Average angle of slope, • Distribution of potential detachment areas, • Rough characteristics of the fall trajectory, • Chronicle of events. • Description of detachment areas: general description (continuous laterally continous rock faces, scattered outerops), information about mass falls (fault zones, large-dimensional cracking patterns), slope in the detachment area (ranges in degrees), growth in the detachment area, vertical extent, lithology/rock types, degree of loosening/bonding strength, degree of faulting, relevant discontinuities, failure mechanisms, joint bordered rock body sizes (statistics/individual designation), • Block size distribution in debris piles, • Statistical determination of the design block, • Existing protection structures, • Photo documentation. The “expert map” has the following content: – Trajectories with energy coding considering the 99 % fractile of the energies of the design blocks determined for each homogeneous area, – Protection structures with key data (energy capacity, nominal height, bank geometry or design value), – Delineation proposal for differentiated indication areas for “rockfall” within the developed area, – Risk area for rockfall: an envelope, which covers the detachment areas and all associated fall trajectories, is shown in order to also display the hazard potential outside the planning-relevant area. The results of this procedure are handed over to the relevant councils as part of the hazard zone plan in an informative appendix to the overall document. For land use designation and building projects within the designated hazard zones, the following handling recommendations are intended: – Brown/red (energies > 100 kJ): no designation as building land, no building permit, – Brown/yellow (energies ≤ 100 kJ): no new designation as building land possible. No building permits to be issued. Such conditions could be: – Uphill building facade in 30 cm thick reinforced concrete without window openings,

ziert, und bei der Festlegung der „differenzierten Hinweisbereiche“ werden diese untypischen Reichweiten nicht berücksichtigt. Im Bericht können diese extremen und unwahrscheinlichen Reichweiten als „Restgefährdung“ angeführt bzw. dargestellt werden.

4  Darstellung der Ergebnisse Im informativen Anhang des Gefahrenzonenplans werden die Ergebnisse in einem geologisch-geomorphologischen Bericht und einer Expertenkarte dargestellt. Der Bericht weist folgende Mindestinhalte auf: – Erläuterung des verwendeten Models und der oben beschriebenen Vorgangsweise – Steinschlag-Aufnahmeblätter für jeden Homogenbereich mit folgenden Inhalten: • Allgemeine Beschreibung des Homogenbereichs, • Geologischer Rahmen, • Prozessart: Steinschlag oder Felssturz, • Hangexposition, • Mittlere Hangneigung, • Verteilung von potenziellen Ablösebereichen, • Grobcharakteristik der Sturzbahn, • Ereignischronik. • Beschreibung der Ablösebereiche: allgemeine Beschreibung (zusammenhängende Wandstufe, Streuaufschlüsse), Hinweise auf Massenstürze (Bergzerreißung, großdimensionale Rissmuster), Hangneigungen im Ablösebereich (Bandbreiten in Altgrad), Bewuchs im Ablösebereich, Höhenerstreckung, Lithologie/Gesteinsarten, Auflockerungsgrad/Verbandsfestigkeit, Zerlegungsgrad, maßgebliche Trennflächen, Versagensmechanismen, Kluftkörpergrößen (Statistik/Einzelansprachen), • Blockgrößenverteilung in den Halden, • Statistische Ermittlung des Bemessungsblocks, • Bestehende Schutzbauten, • Fotodokumentation. Die „Expertenkarte enthält folgende Inhalte: – Trajektorien mit Energiekodierung unter Heranziehung des 99-%-Fraktils der Energien des für den jeweiligen Homogenbereich ermittelten Bemessungsblocks, – Schutzbauwerke mit Kenndaten (Energiekapazität, Nominalhöhe, Dammgeometrie bzw. -bemessungswert), – Abgrenzungsvorschlag für differenzierten Hinweisbereich „Steinschlag“ innerhalb des raumrelevanten Bereichs, – Risikogebiet Steinschlag: eine Umhüllende, welche die Ablösebereiche sowie alle zugehörigen Trajektorien umfasst wird dargestellt, um auch außerhalb des raumrelevanten Bereichs das Gefährdungspotenzial abzubilden. Die Ergebnisse dieser Vorgangsweise werden den jeweiligen Gemeinden als Teil des Gefahrenzonenplans in einem informativen Anhang des Gesamtdokuments übergeben. Die Planunterlagen haben den Charakter einer Expertenkarte. Bei Widmungs- und Bauverfahren innerhalb von dargestellten Gefährdungsbereichen sind folgende Handlungsempfehlungen vorgesehen: – Braun/rot (Energien > 100 kJ): keine Widmung, keine Baugenehmigung,

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– Construction of a rockfall protection dam with a design according to ONR 24810, – Erection of a rockfall protection net designed according to ONR 24810 – with an entry in the land register assigning the maintenance duty to the owner of the protected property. It should be considered that there is serious rockfall danger to persons outside buildings, both in the brown-red and brown-yellow zones. This danger should be taken into account accordingly in the use of open areas outside buildings.

5  Conclusions – outlook In the processing of the test areas, a need for clear decisions has been noticed in the following areas, which should be reproducable and ensure uniform results in the various districts and states: – Design event/design block size: the design event, and thus above all the selection of the design block size decisive for the assessment of the rockfall hazard of a settlement is one of the critical points in the delineation of hazard zones for rockfall processes. In the current view, historic events many hundreds of years in the past with their associated block size distributions should not be taken into account in the determination of design block sizes. This is intended to avoid irrelevant historic events outside the normal consideration period (e.g. about 150 years for torrents and avalanches) leading to unrealistic or extremely improbable results in the delineation of hazard zones. In addition, it should be clarified in each case whether there are indications of such large-scale detachment processes (rock or mountain creep) in the form of active fissures, mountain gravity deformation etc. in potential detachment areas. Should there be such indications, then these processes should also be considered in the delineation of hazard zones. – Secondary detachment: it also has to be considered that no assessment of remobilisation of slope debris is included in the presented procedure (e.g. stones liberated by trees uprooted in storm winds). Such processes can also lead to rockfall danger. Due to the largely random distribution of such large-scale potential detachment areas, consideration of these processes would lead to considerable enlargement of the designated hazard zones. In such cases, an assessment of the processes is only undertaken in definite cases, for example actual storm damage to woodland. – Model approval: 3D models are only considered as suitable if they are available on the market, their calculation approaches are open and they represent rockfall processes physically. Overall geometric angle approaches or empirical procedures are considered unsuitable since they often lead to extremely large hazard zones, mostly do not permit any definition of design blocks, differentiated zone delineation is not possible and topographical effects (lateral scatter of the fall processes) are not represented. – Implementation of the model results in hazard maps/ hazard zone plans: the results of the various simulation

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– Braun/gelb (Energien ≤ 100 kJ): keine Widmung möglich, Baugenehmigung mit geeigneten Nebenbestimmungen im Baubescheid möglich. Solche Nebenbestimmungen können sein: – Bergseitige Gebäudefassade in 30 cm starkem bewehrten Stahlbeton ohne Fensteröffnungen, – Errichtung eines Steinschlagschutzdamms mit einer Bemessung gemäß ONR 24810, – Errichtung eines Steinschlagschutznetzes – Bemessung gemäß ONR 24810 – mit einer grundbuchlichen Sicherstellung der Erhaltungsverpflichtung. Es ist zu berücksichtigen, dass für Personen außerhalb von Gebäuden sowohl in Braun-Roten wie auch in BraunGelben Zonen Lebensgefahr bei Steinschlagereignissen besteht. Dementsprechend sollte diese Gefährdung auch bei der Nutzung von Freiflächen außerhalb von Gebäuden berücksichtigt werden.

5  Schlussfolgerungen – Ausblick Bei der Bearbeitung von Testgebieten wurde in folgenden Bereichen ein Bedarf an klaren Festlegungen ermittelt, der nachvollziehbare und in den verschiedenen Gemeinden und Bundesländern einheitliche Ergebnisse sicherstellt: – Bemessungsereignis/Bemessungsblockgröße: Einer der kritischen Punkte bei der Abgrenzung von „Gefahrenzonen“ für Steinschlagprozesse stellt das für die Bewertung der Steinschlaggefährdung des Siedlungsraumes maßgebliche Bemessungsereignis und damit vor allem die Wahl der Bemessungsblockgröße dar. Aus derzeitiger Sicht sollten bei der Festlegung der Bemessungsblockgrößen historische, mehrere Hundert bis Tausend Jahre zurückliegende Ereignisse mit den damit assoziierten Blockgrößenverteilungen nicht berücksichtigt werden. Damit soll vermieden werden, dass historische und in den üblichen Betrachtungszeiträumen (z. B. ca. 150 Jahre bei Wildbächen und Lawinen) nicht relevante Ereignisse bei der Abgrenzung von Gefahrenzonen zu unrealistischen oder extrem unwahrscheinlichen Ergebnissen führen. Dazu ist jedenfalls abzuklären, ob es im Bereich der potenziellen Ablösebereiche Hinweise auf solche großdimensionale Ablöseprozesse (Felsoder Bergsturz) in Form von aktiven Spalten, Bergzerreissungen etc. gibt. Sollten solche Hinweise vorhanden sein, sind auch diese Prozesse bei der Abgrenzung der Gefährdungsbereiche zu berücksichtigen. – Sekundärablösungen: Weiterhin ist zu berücksichtigen, dass bei der vorgestellten Vorgangsweise keine Beurteilung von Remobilisierungen von Hangschutt enthalten ist (z. B. durch Windwürfe ausgelöste Steinschläge von aus Wurzeltellern freigesetzten Steinen). Durch diese Prozesse können ebenfalls Steinschlaggefährdungen resultieren. Aufgrund der weitgehend zufälligen Verteilung dieser flächigen potenziellen Ablösebereiche würde eine Berücksichtigung dieser Prozesse zu einer wesentlichen Ausweitung der ausgewiesenen „SteinschlagGefahrenzonen“ führen. In solchen Fällen wird eine Bewertung dieser Prozesse nur im konkreten Anlassfall, z. B. bei einem Windwurf, vorgenommen.


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models demand an interpretation for the zone delineation, containing for example a rule for the handling of model outliers, the handling of existing protection structures (e.g. dam and nets) with regard to their serviceability for the design event or also the handling of hazard scenarios outside the planning-relevant area (which corresponds roughly to the built-up area). Clear regulation of the model result interpretation is necessary to make the results clear and uniform and is intended as an outcome of the pilot project. Due to the lack of a legal basis for rockfall hazard zones at the moment, the results can only be seen as recommendations for the affected authorities (planning and building control). Once the results of the pilot study are available (“rockfall hazard zone plans” for six communities), the specification of a standardised procedure is intended, which should represent the basis for the production of “rockfall hazard zone plans” in the future. This standard can then also be used as a specification for contract awards to consultants or civil engineers. References [1] Bäk, R., Braunstingl, R., Hagen, K., Kociu, A., Kolmer, C., Melzner, S., Mölk, M., Preh, A., Schwarz L.: Materialien und Arbeitspapiere – Arbeitsgruppe Geologie. In: ÖROK (Hrsg.): Risikomanagement für gravitative Naturgefahren in der Raumplanung. pp. 155–195. ÖROK-Schriftenreihe 193. Wien, 2015. [2] ONR 24810:2013: Technischer Steinschlagschutz – Be­ griffe, Einwirkungen, Bemessung und konstruktive Durchbildung, Überwachung und Instandhaltung. Austrian Standard Institute, 2013. [3] Bundesgesetzblatt 440/1975: Bundesgesetz vom 3. Juli 1975 mit dem das Forstwesen geregelt wird (Forstgesetz) II. Abschnitt, §  11: Gefahrenzonenpläne. [4] Bundesgesetzblatt 436/1976 Gefahrenzonenplanverordnung. [5] Bundesgesetzblatt Nr. 148/1985: Bundesgesetz über die Förderung des Wasserbaues aus Bundesmitteln (Wasserbau­ tenförderungsgesetz 1985 WBFG). [6] Brosch, F.J., Riedmüller, G.: Ein Beitrag zur baugeologischen Erfassung von Bodenklassen beim Abbau von Felsbö­ schungen. ÖIAZ 132(1987), No. 1, pp. 19–24. [7] Technische Richtlinie für die Wildbach- und Lawinenverbauung. TRL-WLV gemäß § 3 Abs 1 Z1 und Abs 2 WBFG 1985. Fassung März 2015.

Mag. Michael Mölk Forsttechnischer Dienst f. Wildbachund Lawinenverbauung Geologische Stelle Wilhelm-Greil-Straße 9 6020 Innsbruck Austria Michael.moelk@die-wildbach.at

– Modellzulassungen: Als geeignet werden nur 3D-Modelle angesehen, die einerseits am Markt erhältlich sind, deren Berechnungsansätze offengelegt sind und welche die Sturzprozesse physikalisch abbilden. Pauschalgefälleansätze oder empirische Verfahren werden als nicht ausreichend angesehen, da sie oft zu extrem großen Gefährdungsbereichen führen, meist keine Definition von Bemessungsblöcken zulassen, eine differenzierte Zonenabgrenzung nicht möglich ist und topographische Effekte (laterale Streuung der Sturzprozesse) nicht abbilden. – Umsetzung der Modellergebnisse in Gefährdungskarten/Gefahrenzonenpläne: Die Resultate der verschiedenen Simulationsmodelle erfordern für eine Zonenabgrenzung eine Interpretation, die z. B. eine Regelung der Behandlung von Modellausreißern, den Umgang mit bestehenden Schutzbauwerken (z. B. Dämme und Netze) in Hinblick auf deren Gebrauchstauglichkeit beim Bemessungsereignis oder auch den Umgang mit Gefährdungsbildern außerhalb des raumrelevanten Bereichs (entspricht im Wesentlichen dem Siedlungsraum) beinhaltet. Eine klare Regelung dieser Ergebnisinterpretation ist im Sinne der Nachvollziehbarkeit und Einheitlichkeit erforderlich und wird als Resultat des Pilotprojekts angestrebt. Aufgrund der derzeit fehlenden gesetzlichen Verankerung der Steinschlag-Gefahrenzonen können die Ergebnisse derzeit nur als Empfehlung an die betroffenen Behörden (Raumordnung und Baubehörde) angesehen werden. Die Ergebnisse liefern jedoch gute und nachvollziehbare Grundlagen für die Flächenwidmung und die Beurteilung der Gefährdungslage bei Bauverfahren. Nach dem Vorliegen der Ergebnisse der Pilotstudie („Steinschlaggefahrenzonenpläne“ für sechs Gemeinden) ist die Festlegung einer standardisierten Vorgangsweise vorgesehen, die zukünftig die Grundlage für die Erstellung eines „Steinschlag-Gefahrenzonenplans“ darstellt. Dieser Standard kann in weiterer Folge auch als Leistungsbeschreibung für Fremdvergaben an Technische Büros oder Zivilingenieure herangezogen werden.

Benedikt Rieder MSc, Forsttechnischer Dienst f. Wildbachund Lawinenverbauung Geologische Stelle Wilhelm-Greil-Straße 9 6020 Innsbruck Austria benedikt.rieder@die-wildbach.at

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Topics Thomas Zumbrunnen Kurosch Thuro Sebald König

DOI: 10.1002/geot.201600072

Dealing with natural hazards along federal and state roads in Bavaria Umgang mit gravitativen Naturgefahren entlang von Bundes- und Staatstraßen in Bayern Roads in the municipal Berchtesgaden are among the traffic infrastructure in Germany most highly endangered by natural hazards. Landslide, avalanche, rockfall and debris flow events led to repeated accidents and road closures. In order to improve the safety of main roads, a three-stage approach has been introduced by the responsible road authority, especially in the light of finding the most suitable and sustainable solutions quickly. The first stage was a systematic spatial detection and delineation of all risk areas, as well as assessment of the level of risk and the resulting urgency. Based on this assessment, a more detailed investigation was conducted, leading to the development of tailored protection concepts. The main criteria for the entire design phase of any measure have always been the necessary level of protection, reasonable costs and environmental compatibility. Matching all these requirements is critical for rapid construction and therefore a reasonable use of resources. A good example of this approach is the integral protection concept for the B 21 main road with its central structure of a multifunctional protection gallery near Baumgarten. This has been completed recently, and several other projects are currently under construction.

Die Straßen im Landkreis Berchtesgadener Land zählen zu den am stärksten durch Naturgefahren gefährdeten Strecken in Deutschland. Rutschungen, Lawinen-, Steinschlag- und Murereignisse führen hier immer wieder zu Unfällen und Straßensperrungen. Um die Sicherheit auf den überregionalen Straßen bestmöglich, nachhaltig und schnell zu verbessern, wurde vom zuständigen Staatlichen Bauamt eine dreistufige Vorgehensweise eingeführt. Sie soll helfen, Mittel gezielt einzusetzen, Maßnahmen an den dringendsten Punkten zu realisieren und langwierige, teure Fehlplanungen zu vermeiden. Erster Schritt war die räumliche Erfassung und Abgrenzung aller Gefahrenbereiche sowie die Beurteilung des jeweiligen Risikos und der daraus resultierenden Dringlichkeit. Erst nach dieser Bewertung konnten in einem nächsten Schritt vertiefte Untersuchungen stattfinden und mit der Entwicklung von Schutzkonzepten begonnen werden. Entscheidend für die Umsetzung einer Maßnahme sind dabei die Schutzwirkung, die Wirtschaftlichkeit und die Umweltverträglichkeit einer Planung. Ein gutes Beispiel für diese Vorgehensweise ist das derzeit in Bau befindliche integrale Schutzkonzept an der Bundesstraße 21 mit seinem zentralen Bauwerk, der multifunktionalen Schutzgalerie bei Baumgarten.

1  Introduction to the subject Natural events such as stone impacts, rock falls, slope slides, avalanches, wild torrents and debris flows repeatedly lead to traffic accidents or road closures in Bavaria, particularly affecting the Bavarian part of the Alps, which makes up about 6.5 % of the total area of Bavaria. The events cause injuries and property damage to road users or considerably damage to the roads themselves. Frequently, they also lead to restricted use or road closures. The consequences are mostly big diversions with great economic loss and great dissatisfaction among the local population and business people. The peak position for the road network most seriously affected by such natural events is the Berchtesgadener Land municipal in the extreme southeast of Bavaria, which is the responsibility of the state construction office in Traunstein. In order to fulfil the duties and the responsibilities of the road building authority from the statutory duty of road safety, the construction office has developed a three-stage procedure intended to ensure that the best possible protection is achieved with the limited available resources. The concept of this procedure is explained below and illustrated with selected examples.

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1  Einführung in das Thema Naturereignisse wie Steinschläge, Felsstürze, Hangrutschungen, Lawinen und Murgänge führen in Bayern immer wieder zu Verkehrsunfällen oder Straßensperrungen. Besonders betroffen ist dabei der bayerische Alpenraum, der etwa 6,5 % der Gesamtfläche Bayerns einnimmt. Die Ereignisse verursachen Verletzungen und Sachschäden bei Verkehrsteilnehmern oder erhebliche Schäden an den Straßen selbst. Nicht selten führen sie zudem zu Nutzungseinschränkungen oder Straßensperren. Die Folgen sind meist weite Umleitungen mit teils großem volkswirtschaftlichen Schaden und eine große Unzufriedenheit bei Anliegern und Gewerbetreibenden. Den Spitzenplatz des am stärksten durch solche Naturereignisse betroffenen Straßennetzes nimmt dabei der vom Staatlichen Bauamt Traunstein betreute Landkreis Berchtesgadener Land im äußersten Südosten Bayerns ein. Um den Verpflichtungen und der Verantwortung nachzukommen, die sich aus der gesetzlichen Verkehrssicherungspflicht für den Baulastträger ergeben, wurde vom Bauamt eine dreistufige Vorgehensweise eingeführt, die sicher stellen soll, dass mit den nur begrenzt zur Verfü-

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2 Stage 1: Definition of danger areas, risk assessment and determination of urgency ranking The basis for the first spatial definition of danger areas is the danger maps issued by the Bavarian Agency for the Environment [1]. These maps, at their intersections with the existing road network [2] and the danger areas documented by the road maintenance depots in their road books, provided a first localisation of danger areas. In the course of assessing the results, it became apparent that the assigned danger areas were sometimes quite different from the danger areas of the road maintenance depots. For example, areas with rock faces extending far above the road were often only shown on the danger maps. Danger from smaller rock faces or individual areas nearer to roads mostly only appeared on the records of the maintenance depot. By comparing the two sources, this process did finally produce extensive and realistic results. For example, there were more than 420 areas endangered by stone impacts with a total length of more than 80 km in the two districts looked after by the construction office, Traunstein and Berchtesgadener Land. In addition, about 50 areas were endangered by avalanches, with about 600 conflict points with wild torrent crossings and about 110 with deep-lying slides. With such a great danger potential, it is unavoidable for the office responsible for road building to rank the urgency of processing of the danger points. The intention of this is targeted, proactive and rapid implementation of measures to the riskiest parts of the road network. Considering the great urgency and the small data basis, detailed individual assessment of all areas did not come into question. Instead, a first qualitative danger assessment was produced with simple and rapidly recorded information. This could be continuously improved and detailed in the course of time with further surveying. An initial danger assessment was based on data gained with the following tools: – Production of a systematic experience and inspection log with details of geological conditions, particular features noticed by the maintenance staff and in rock clearance work, the existence of “silent witnesses” as well as rupture, transit and run-out areas for each danger area. – Introduction of a specially developed GPS-supported event recording system, with which road inspectors could record natural events quickly and precisely position them on site, for example using sample events. The updating of past events from the road and report books of the road maintenance depots was possible and was used as well as possible. – Precise consideration and assessment of simulations and investigations based on the danger maps. The data gained in this way, with an evaluation of the traffic volumes and the resulting extent of loss in the affected sections, were used to produce a first risk classification for the defined road sections. This is based on a uniform data basis and can be updated with the results of new investigations at any time (Figure 1a). The resulting risk map currently provides the basis for further processing of danger areas in the area covered by the construction office. Apart from individual protec-

gung stehenden Ressourcen ein bestmöglicher Schutz erreicht wird. Im Folgenden wird das Konzept der Vorgehensweise anhand von ausgewählten Beispielen kurz erläutert.

2 Stufe 1: Räumliche Abgrenzung der Gefahrenbereiche, Risikobeurteilung und Festlegung einer Dringlichkeitsreihung Grundlage für eine erste räumliche Abgrenzung der Gefahrenbereiche stellten die vom Bayerischen Landesamt für Umwelt (Bavarian Agency for the Environment) herausgegebenen Gefahrenhinweiskarten [1] dar. Diese Karten, verschnitten mit dem vorhandenen Straßennetz [2] und den von den Straßenmeistereien in den Streckenbüchern dokumentierten Gefahrenstellen, führten zu einer ersten Lokalisierung der Gefahrenbereiche. Im Zuge der Auswertung der Ergebnisse fiel auf, dass sich die ausgewiesenen Gefährdungsbereiche der Gefahrenhinweiskarten im Vergleich zu den Bereichen der Straßenmeisterei teilweise deutlich unterschieden. So wurden Bereiche mit Felswänden, die weit über den Straßen liegen, häufig nur über die Gefahrenhinweiskarten ausgewiesen. Gefahren aus kleineren straßennahen Felswänden bzw. Einzelflächen tauchten meist nur in den Aufzeichnungen des Betriebsdienstes auf. Durch den gegenseitigen Ausgleich führte dieses Vorgehen jedoch zu einem letztlich sehr umfänglichen und realitätsnahen Ergebnis. So ergaben sich für die beiden vom Bauamt betreuten Landkreise Traunstein und Berchtesgadener Land 420 von Steinschlägen betroffene Bereiche mit einer aufsummierten Streckenlänge von mehr als 80 km. Hinzu kamen ca. 50 Gefahrenbereiche durch Lawinen und ca. 600 Konfliktpunkte mit Wildbachquerungen sowie ca. 110 mit tiefgreifenden Rutschungen. Bei diesem großen Gefahrenpotenzial ist es für den verantwortlichen Baulastträger unerlässlich, eine Dringlichkeitsreihung für die Bearbeitung der Gefahrenstellen vorzunehmen. Ziel ist dabei eine gezielte, vorausschauende und schnelle Umsetzung von Maßnahmen an den risikoreichsten Bereichen des Streckennetzes. Wegen der hohen Dringlichkeit und der geringen Datengrundlage kam eine detaillierte Einzelbewertung aller Bereiche nicht in Betracht. Stattdessen wurde mit einfach und schnell zu erhebenden Informationen eine erste qualitative Gefahrenbeurteilung erstellt, die im Laufe der Zeit durch weitere Erhebungen ständig verbessert und vertieft werden soll. Eine erste Gefährdungsabschätzung stützte sich auf Daten, die mit folgenden Hilfsmitteln gewonnen wurden: – Erstellen eines systematisierten Erfahrungs- bzw. Begehungsprotokolls mit Angaben zu den geologischen Gegebenheiten, zu Auffälligkeiten des Betriebsdienstes und bei Felsberäumungsarbeiten, zur Existenz „stummer Zeugen“ sowie zu Ausbruchs-, Transit- und Auslaufbereichen für jeden Gefahrenbereich. – Einführung einer speziell entwickelten, GPS-gestützten Ereigniserfassung mit der Streckenwarte Naturereignisse, z. B. anhand von Musterereignissen, schnell und lagegenau vor Ort aufnehmen können. Das Nachtragen vergangener Ereignisse aus den Strecken- und Berichtsbüchern der Straßenmeistereien war möglich und wurde bestmöglich genutzt.

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Fig. 1.  Detail of the risk map of the road authority for the Schneizlreuth area: a) small picture: original risk assessment; b) large picture: Current risk assessment after taking into account the existing protective measures Bild 1.  Ausschnitt aus der Risikokarte des Bauamts im Bereich Schneizlreuth: a) kleines Bild: ursprüngliche Risikobeurteilung; b) großes Bild: aktuelle Risikobeurteilung nach Berücksichtigung der erfassten Schutzmaßnahmen

tion works after acute events, safety measures are now only carried out in areas with very high, high or considerable risk. The procedure is justified by the assessment of the systematic event recording system introduced in 2010. Although areas with very high, high or considerable risk only amount to 20 % of the endangered road distance, more than 80 % of all recorded events occur in these areas.

3 Stage 2: detailed consideration of the danger areas and development of protection concepts While the results of Stage 1 are based on fundamental consideration of the danger and damage side, the next step is above all aimed at the necessary protection measures. This could be achieved through extensive registration of all organisational, operational and constructional measures, for example monitoring stations, regular rock clearance and protection fences. Furthermore, all the regular engineering structures [3] (about 750 structures such as bridges, tunnels and retaining walls) in the construction administration were integrated into the risk model with their precise positions and their effects on the various types of processes were evaluated. The main problem was, however, the many protection structures alongside roads, which had not yet been included, such as nets, protection fences, avalanche protection structure and walls as well as structures belonging to other administrations such as protection works of the water and forest authorities. These first had to be found in the terrain and then precisely located using a newly developed, GPS-supported recording model in the course of local inspections, individually or by

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– Eine genaue Betrachtung und Auswertung der den Gefahrenhinweiskarten zugrunde liegenden Simulationen und Untersuchungen. Mit den gewonnenen Daten sowie einer Auswertung des Verkehrsaufkommens und eines dadurch zu erwartenden Schadensausmaßes in den betroffenen Streckenabschnitten wurde eine erste Risikoklassifizierung der abgegrenzten Streckenbereiche vorgenommen. Sie basiert auf einer einheitlichen Datengrundlage und lässt sich jederzeit durch neue Untersuchungsergebnisse ergänzen (Bild 1a). Die so gewonnene Risikokarte bildet derzeit die Grundlage für die weitere Behandlung der Gefahrenbereiche im Bauamtsgebiet. Abgesehen von Einzelsicherungen nach akuten Ereignissen werden derzeit nur noch Sicherungsmaßnahmen in Bereichen mit sehr großem, großem und erheblichen Risiko durchgeführt. Dass diese Vorgehensweise gerechtfertigt ist, zeigen auch die Auswertungen der 2010 eingeführten systematischen Ereigniserfassung. Obwohl die Bereiche mit erheblichem, großem und sehr großem Risiko nur ca. 20 % der gefährdeten Streckenlänge ausmachen, ereigneten sich hier über 80 % aller erfassten Ereignisse.

3 Stufe 2: Vertiefte Betrachtung der Gefahrenbereiche und Entwicklung von Schutzkonzepten Während die Ergebnisse der Stufe 1 auf der grundsätzlichen Betrachtung der Gefahren- und Schadensseite beruhen, zielt der nächste Schritt vor allem auf die erforderlich werdenden Schutzmaßnahmen ab. Hierbei müssen zwingend die bereits vorhandenen Schutzmaßnahmen mit


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a)

b)

c)

Fig. 2.  Old inoperable rockfall mitigation structures: a) not serviced - decayed structure; b) broken protective structure; c) not serviced after several events, filled structure Bild 2.  Alte Steinschlagschutzbauwerke ohne anzusetzende Schutzwirkung : a) nicht gewartetes, verfallenes Bauwerk; b) durchschlagenes Bauwerk; c) nicht gewartetes und durch Ereignisse überbeanspruchtes Bauwerk

remote exploration, for example drones with photogrammetric images. The most important basic data like height, dimensions and retention capacity were also recorded. Only in this way could they be included in the risk assessment. At the moment, just the constructional protection measures amount to about 9,000 protection structures such as protection fences or other structures such as avalanche protection racks. In addition to simple recording, integration into the risk analysis of structures that were not structurally designed but simply constructed represents a problem (Figure 2). Many of these are demonstrably undersized, only laid out for individual processes (e.g. avalanches) or badly damaged. In order to consider these structures, assumptions have to be made about their protection effect, which is then checked, for example by testing the structure in more detail, specified and if necessary corrected. Only then can they be considered in the risk overview like new, designed structures (see Figure 1). After consideration of protection measures, a further grading or division of the risk area is undertaken: firstly into areas that are already intensively secured, and then into areas that are virtually unsecured. In areas that already have many protection structures, existing protection concepts and designs have to be checked, protection structures inspected and their function and condition assessed. If required, the existing protection concept is updated. As a consequence, individual structures have to be repaired, replaced or if necessary additional structures erected. One example for such an area is the Weißwand support area above the federal main road B 305, where numerous protection structure against avalanches and rock falls (Figure 3) have been erected in recent decades in the course of an avalanche and protection forest project. After a detailed investigation, the existing avalanche protection structures such as avalanche nets, snow rakes and avalanche protection racks were still adequately sized. The stone impact fences erected in the 1980s, however, no longer comply with current requirements. This is demonstrated by current stone impact simulations, from

einbezogen werden. Dies konnte nur durch eine umfängliche Erfassung aller organisatorischen, betrieblichen und baulichen Maßnahmen, z. B. Monitoringstellen, regelmäßigen Felsberäumungen, Schutzzäune, erreicht werden. Weiterhin wurden alle in der Bauverwaltung vorhandenen regulären Ingenieurbauwerke [3] (ca. 750 Bauwerke wie Brücken, Tunnel und Stützmauern) lagemäßig genau und mit den wichtigsten Grunddaten in das Risikomodell integriert und deren Auswirkungen auf die verschiedenen Prozessarten beurteilt. Hauptproblem waren jedoch die vielen abseits der Straßen im Gelände stehenden und in den Datenbanken bisher nicht erfassten Schutzbauwerke wie Vernetzungen, Schutzzäune, Lawinenverbauungen und Wälle sowie die Bauwerke anderer Verwaltungen, z. B. Schutzbauwerke der Wasserwirtschaft und des Forstes. Diese mussten zuerst im Gelände gefunden und anschließend über ein neu entwickeltes, GPS-gestütztes Erfassungsmodul im Zuge einer Ortsbegehung einzeln oder über Fernerkundungsmethoden, z. B. Drohnenbefliegungen mit photogrammetrischen Aufnahmen, lagegenau erfasst werden. Zusätzlich waren die wichtigsten Grunddaten wie Höhe, Dimension, Rückhaltevermögen zu erheben. Nur so konnten sie für die weitere Risikobetrachtung berücksichtigt werden. Derzeit handelt es sich allein bei den baulichen Schutzmaßnahmen um ca. 9.000 Schutzbauwerke, z. B. Schutzzäune, bzw. sonstige bauliche Hilfskonstruktionen, z. B. Lawinenböcke. Neben der reinen Erfassung stellen bei der Einbindung der Schutzbauwerke in die Risikoanalyse die nicht über eine Berechnung dimensionierten, also rein kon­ struktiv ausgebildeten Bauwerke ein Problem dar (Bild 2). Viele von ihnen sind nachweislich unterdimensioniert, nur für einzelne Prozessarten (z. B. Lawinen) ausgelegt oder stark beschädigt. Um diese Bauwerke zu berücksichtigen, mussten Annahmen über deren Schutzwirkung getroffen werden, die im weiteren Verfahren überprüft, z. B. durch eine vertiefte Bauwerksprüfung, spezifiziert und ggf. korrigiert werden. Nur so können sie anschließend wie neue, bemessene Bauwerke in der Risikoübersicht berücksichtigt werden (vgl. Bild 1).

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Fig. 3.  Oblique view of the avalanche and rockfall protection structures in the “Weißwand” area Bild 3.  Darstellung der erfassten Lawinen- und Steinschlagschutzbauwerke im Bereich der Weißwand

an evaluation of the incident recording and the structure inspections. Incidents were often recorded, in which the protection structures failed. For areas that are still unsecured, detailed geological mapping, referenced 2D and 3D simulations and then constructional investigations are necessary as the next step. These lead to a design of variants for various protection concepts. The variants that meet the specified protection level are then subjected to cost-effectiveness and environmental analyses. The end result is a recommendation for the protection concept to be implemented. One example for this procedure is the “kleines Deutsches Eck” integral protection concept developed along the B21/E 641 road. The B21 runs along the foot of the steep south and east slopes of the Ristfeuchthorn and Rabensteinhorn as well as the northwest slopes of the Lattengebirge mountains with the sometimes vertical faces of the Predigtstuhl, the Vogelspitze and the Luegerhorn (Figure 4). Due to this location, there are repeated surface slides, avalanche, rock fall or torrent events. The result is accidents and longer road closures. After the first risk assessment, above all the areas between Schneitzlreuth and Bad Reichenhall were assigned almost completely into the three highest risk categories. For this reason, it was decided in 2010 to develop and implement an integrated protection concept for this section of road with the highest urgency. Integrated means that in contrast to a pure avalanche protection project like the Weißwand, all prevailing dangers like avalanches, rock falls and wild torrent or debris flow processes are to be be diverted within specified limits. According to the assigned danger areas, the section was divided into six areas for further design work. For the development of the protection concept, the danger of stone and block impacts was determined by inspection by the Bavarian Agency for the Environment [4] and by specialist consultants [5] of the slope and face areas above the federal main road, the possible rupture areas

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Nach der Berücksichtigung der Schutzmaßnahmen kann eine weitere Abstufung bzw. eine Zweiteilung der Risikobereiche stattfinden. Zum einen in die Bereiche, die bereits intensiv gesichert sind, und zum andern in die noch nahezu ungesicherten Bereiche. In den Bereichen, die bereits über viele Schutzbauwerke verfügen, müssen bestehende Schutzkonzepte und Planungen überprüft, Schutzbauwerke begutachtet und deren Funktion und Zustand beurteilt werden. Je nach Erfordernis wird darauf aufbauend das bestehende Schutzkonzept fortgeschrieben. In der Folge sind Einzelbauwerke zu ertüchtigen, zu ersetzen oder falls erforderlich zusätzliche Schutzbauwerke zu errichten. Ein Beispiel für solch einen Bereich ist das oberhalb der Bundesstraße 305 liegende Verbaugebiet Weißwand. Dort wurde im Zuge eines Lawinen- und Schutzwaldprojekts über die letzten Jahrzehnte eine Vielzahl an Schutzbauwerken gegen Lawinen und Steinschläge (Bild 3) errichtet. Nach eingehenden Untersuchungen sind die vorhandenen Lawinenschutzbauwerke, z. B. Lawinennetze, Schneerechen, Lawinenböcke, noch ausreichend dimensioniert. Die in den 80er-Jahren errichteten Steinschlagschutzzäune entsprechen jedoch nicht mehr den geforderten Ansprüchen. Dies ergibt sich aus aktuellen Steinschlagsimulationen, aus einer Auswertung der Ereigniserfassung und der Bauwerkskontrolle. Des Öfteren wurden hierbei auch Ereignisse dokumentiert, bei denen Schutzbauwerke versagten. Bei noch ungesicherten Bereichen sind im nächsten Schritt detaillierte geologische Aufnahmen, referenzierte 2D- oder 3D-Simulationen und anschließend bautechnische Untersuchungen zwingend erforderlich. Diese münden letztlich in eine Variantenplanung für unterschiedliche Schutzkonzepte. Die dem festgelegten Schutzniveau entsprechenden Varianten werden abschließend einer Wirtschaftlichkeitsbetrachtung und Umweltverträglichkeitsanalyse unterzogen. Daraus ergibt sich am Ende eine Empfehlung über das zu verwirklichende Schutzkonzept. Ein Beispiel für diese Vorgehensweise ist das entlang der


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Fig. 4.  Geomorphological conditions along the main road B 21, “Kleines Deutsches Eck” between Bad Reichenhall and Schneizlreuth (Melleck) Bild 4.  Geomorphologische Verhältnisse entlang der Bundessraße 21 „Kleines Deutsches Eck“ zwischen Bad Reichenhall und Schneizlreuth (Melleck)

with the associated block sizes for 10- and 50-year events. The block sizes were determined from an analysis of the origin locations above the main road (aerial survey) and a documentation of the fallen blocks along the foot of the slope. After spatial assignment of the defined blocks, a 3D stone impact simulation was performed with the program Rofmode 3D from the company Geotest (Figure 5) in order to determine the location and the range of the falling stone tracks and obtain an initial local estimate of the energies and jump heights that could occur. In addition, the avalanche danger was also taken into account with a snow depth report [6] and a technical report from the Bavarian Agency for the Environment [4] for the expected starting areas. Based on this data, several scenarios were investigated for each avalanche path. The consultant Andrè Burkard then performed avalanche path simulations with the program RAMMS with various snow depths, different starting areas and various types of avalanche (flowing, powder and wet snow avalanches). In order to determine the decisive avalanche propagation and dimension, the flow depth results of the 30- and 100-year scenarios were then considered (Figure 6). The determination of the effects of wild torrents turned out to be more problematic than the rock fall and avalanche prognoses. The Traunstein state construction office did indeed know that the road section had been affected by debris flows from the steep gullies (lastly in 2008), but there were no records of these events, and there were no specific precipitation records. Therefore the torrent simulation for design purposes was based on the catchments determined from the ground model, the precipitation data from the Kostra Atlas [7], which makes available extreme weather data from the German Weather service, and a generalised bed load estimation for each

Bundesstraße B21/E 641 entwickelte integrale Schutzkonzept „kleines Deutsches Eck“. Die B21 verläuft am Fuß der steilen Süd- und Osthänge des Ristfeucht- und Rabensteinhorns sowie an den hohen Nord-West-Hängen des Lattengebirges mit den teils senkrecht aufragenden Felswänden des Predigtstuhls, des Vogelspitzes und des Luegerhorns (Bild 4) entlang. Bedingt durch diese Lage kommt es immer wieder zu Oberflächenrutschungen, Lawinen-, Steinschlag- oder Murereignissen. Die Folge sind Unfälle und längere Straßensperrungen. Nach der ersten Risikobeurteilung sind vor allem die Bereiche zwischen Schneitzlreuth und Bad Reichenhall nahezu durchgehend einer der drei höchsten Risikokategorien zuzuordnen. Aus diesem Grund wurde 2010 beschlossen, für diesen Streckenabschnitt ein integrales Schutzkonzept mit der höchsten Dringlichkeit zu entwickeln und umzusetzen. Integral bedeutet, dass anders als bei einem reinen Lawinenschutzprojekt wie an der Weißwand, von Anfang an alle vorhandenen Gefahren wie Lawinen-, Sturz- und Wildbachprozessen innerhalb festzulegender Grenzen abgewendet werden sollen. Entsprechend der ausgewiesenen Gefahrenbereiche wurde dieser Streckenabschnitt für die weitere Planung in sechs Bereiche unterteilt. Für die Entwicklung des Schutzkonzepts wurden zur Ermittlung der Gefahren aus Stein- und Blockschlager­ eignissen nach gutachterlichen Begehungen des Landesamts für Umwelt [4] und durch Fachbüros [5] der Hangund Wandbereiche oberhalb der Bundesstraße, die Ausbruchsgebiete mit zugehörigen Ausbruchsblockgrößen für 10- und 50-jährliche Ereignisse festgelegt. Basis für diese Blockgrößenfestlegung waren eine Analyse der Ablösegebiete oberhalb der Bundesstraße (Befliegung) und eine Dokumentation der entlang des Hangfußes dokumentierten abgelagerten Sturzblöcke. Nach einer räumlichen Zu-

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Fig. 5.  Representation of rockfall trajectories and energies based on the 3D simulation with the Rofmode 3D software from Geotest for T ≤ 50 years; the trajectory colours represent the block sizes used for the calculation (e.g., red = 0.6  m × 0.6  m × 0.5  m, green = 2.0  m × 1.5  m × 1.25  m) [5] [20] Bild 5.  Darstellung der Sturztrajektorien und der Sturzenergien aus der 3D-Simulation mit dem Programm Rofmode 3D der Firma Geotest für T ≤ 50 Jahre; die Trajektorienfarben stehen für die der Berechnung zugrunde gelegten Blockgrößen (z. B. rot = 0,6  m × 0,6  m × 0,5  m; grün = 2,0  m × 1,5  m × 1,25  m). [5] [20]

gully. The results gained could only be considered as very uncertain. Estimation of an annual occurrence probability from the simulation results was also almost impossible due to the lack of data. Working from the available but sparse data, torrents and debris flows would not have led to any relevant risk. The error of this assessment was shown after heavy precipitation in 2010, when debris flows of an unsuspected extent came down from several wild torrents and gullies between Bad Reichenhall and Unterjettenberg (Figure 7). After this serious incident, debris flows from ten steep gullies and wild torrents could be investigated in detail and important data gained for an improved debris flow simulation [8]. In addition, a precipitation report was produced, which could rely on many years of data from the Saline Bad Reichenhall and the neighbouring state of Salzburg [9]. The new findings and data then enabled reliable simulations of the gullies for 30- and 100-year events [10]. With realistic simulation results now being available for all three types of process, various protection concept variants could be produced and investigated. The aim was to develop a protection concept that was suitable for the safety requirements but also economically justifiable and also able to comply with the stringent environmental requirements and be constructed quickly. The greatest challenge was Area 3 (see Figure 6), which had already been identified in the original risk assessment as one of the most dangerous areas in the whole working area.

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ordnung der definierten Blöcke wurde eine 3D-Steinschlagsimulation mit dem Programm Rofmode 3D der Firma Geotest (Bild 5) durchgeführt, um die Lage und die Reichweiten der Steinschlagbahnen zu ermitteln und eine erste örtliche Abschätzung der auftretenden Energien und Sprunghöhen zu erhalten. Darüber hinaus wurden zur Berücksichtigung der Lawinengefahr ein Schneehöhengutachten [6] und eine gutachterliche Stellungnahme des bayerischen Landesamts für Umwelt [4] für die zu erwartenden Anrissgebiete angefertigt. Basierend auf diesen Grunddaten wurden an jedem Lawinenstrich mehrere Szenarios untersucht. So wurden für jeden Lawinenstrich Simulationen des Büros Andrè Burkard mit dem Programm RAMMS mit unterschiedlichen Schneehöhen, differierenden Anrissgebieten und verschiedenen Lawinenarten (Fließlawine, Staublawine, Nassschneelawine) durchgeführt. Zur Ermittlung der maßgebenden Lawinenausbreitung und -dimension wurden im Anschluss jeweils die Fließhöhenergebnisse der 30- und der 100-jährlichen Szenarios betrachtet (Bild 6). Problematischer als bei den Sturz- und Lawinenprozessen gestaltete sich die Ermittlung der Einwirkungen aus den Murgängen. Dem Staatlichen Bauamt Traunstein war zwar bekannt, dass es im Streckenabschnitt an den Steilrinnen zu Vermurungen der Straße (letztmalig 2008) gekommen war, es existierten jedoch keine Aufzeichnungen zu diesen Ereignissen. Auch spezielle Niederschlagsaufzeichnungen lagen nicht vor. Daher wurden die für die Planung erforderlichen Mursimulationen auf Grundlage


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Fig. 6.  Representation of the flow accumulation results from the avalanche simulations with the software RAMMS for T ≤ 100 years [5] [20] Bild 6.  Darstellung der Fließhöhenergebnisse der Simulationen mit dem Programm RAMMS für T ≤ 100 Jahre [5] [20]

In this Area 3 with a length of about 320 m, and with a very pronounced avalanche gully (Figure 8a), all three types of process overlap in the main danger area with extremely high intensity. After detailed consideration of the investigation results, a 139 m long protection gallery with flanking guide walls was finally decided as the safest and most economical solution. The remaining part of the areas outside the protection of the gallery can continue to be well protected by protection fences, torrent nets and a few snow nets in the starting area of a side gully (Figure 8b).

4 Stage 3: Design, structural design and construction of the necessary protection structures The two previous stages mainly covered danger and risk assessment, as well as the basic layout of the necessary protection measures. The third stage is now concerned with construction questions like implementation and ensuring the specified level of protection with the appropriate design and structural design of the necessary structures. As with the assessment and prevention of natural hazards, there is a lack of the necessary regulations and guidelines in Germany for the determination of loading assumptions for protection structures against rock fall, debris flows or avalanches. The design, detailing and structural design of the structures therefore has to make use of Austrian [11] [12] [13] and Swiss guidelines [14] [15]. This can often lead to detailed consideration of individual cases, above all in the subsequent consideration and integration of the determined actions and loads [16]

der über das Geländemodell ermittelten Einzugsgebiete, der Niederschlagsvorgaben aus dem Kostra-Atlas [7], in dem extremwertstatistische Untersuchungen vom Deutschen Wetterdienst verfügbar gemacht werden, und einer allgemeinen Geschiebeabschätzung für die jeweilige Rinne durchgeführt. Die hierbei erzielten Ergebnisse konnten nur als sehr unsicher eingestuft werden. Auch die Abschätzung einer jährlichen Auftretenswahrscheinlichkeit der Simulationsergebnisse war aufgrund der spärlichen Datengrundlage nahezu ausgeschlossen. Unter Zugrundelegung der vorhandenen, wenigen Daten hätten Murereignisse zu keiner relevanten Gefährdung geführt. Welche Fehleinschätzung dies gewesen wäre, zeigte sich bei einem Starkniederschlagsereignis im Jahr 2010 zwischen Bad Reichenhall und Unterjettenberg. An diesem Tag kam es gleich entlang von mehreren Wildbächen und Rinnen zu Murgängen ungeahnten Ausmaßes (Bild 7). Durch dieses Starkregenereignis konnten im Streckenabschnitt an zehn Steilrinnen bzw. Wildbächen Murereignisse detailliert untersucht und wichtige Daten für eine bessere Murgangsimulation erhoben werden [8]. Zudem wurde ein Niederschlagsgutachten erstellt, in dem auch auf langjährige Messreihen der Saline Bad Reichenhall und des angrenzenden Bundeslandes Salzburg zurückgegriffen werden konnte [9]. Die neuen Erkenntnisse und Daten ermöglichten letztlich verlässliche Simulationen der Rinnen für 30- und 100- jährige Ereignisse [10]. Anhand der nun für alle drei Prozessarten vorliegenden realistischen Simulationsergebnisse konnten verschiedene Schutzkonzeptvarianten erstellt und untersucht werden. Ziel war es, ein den sicherheitstechnischen Erforder-

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Fig. 7.  Debris flow deposits in summer 2010 between Bad Reichenhall and Unterjettenberg Bild 7.  Murereignis im Sommer 2010 zwischen Bad ­Reichenhall und Unterjettenberg

into the structural calculation, e.g. according to the new Eurocodes and the constructive detailing of the structures. This makes intensive discussion and agreement with the responsible checking engineer essential, starting with the determination of the decisive actions, then for consideration of loading case combinations and finally ending with the consideration of practical construction aspects. The challenges this can throw up became apparent in the design of the gallery structure on the B21. In order to

nissen angepasstes, aber auch wirtschaftlich vertretbares Schutzkonzept zu entwickeln, das auch den hohen Anforderungen der Umweltverträglichkeit Rechnung trägt und sich zeitnah umsetzen lässt. Die größte Herausforderung stellte dabei sicherlich der Bereich 3 dar (vgl. Bild 6), der bereits aus der ursprünglichen Risikobetrachtung als einer der gefährlichsten Bereiche im gesamten Arbeitsgebiet hervorgegangen war. Im diesem ca. 320 m langen Bereich 3 mit einer sehr ausgeprägten Lawinenrinne (Bild 8a) überlagern sich im Hauptgefahrenbereich alle drei Prozessarten mit einer extrem hohen Intensität. Nach einer eingehenden Abwägung der Untersuchungsergebnisse stellte sich letztlich eine 139 m lange Schutzgalerie mit flankierenden Leitwällen als sichere und wirtschaftlich vertretbare Lösung dar. Die verbleibende, nicht durch die Galerie gesicherte Strecke des Bereichs kann im Weiteren mit Schutzzäunen, Murnetzen sowie einer kleinen Anrissverbauung für eine Nebenrinne gut geschützt werden (Bild 8b).

4 Stufe 3: Planung, Bemessung und Bau erforderlicher Schutzbauwerke In den beiden vorausgegangenen Stufen ging es vornehmlich um die Gefahren- und Risikoerfassung sowie um die grundsätzliche Gestaltung bzw. den Umgang mit den erforderlich werdenden Schutzmaßnahmen. Die dritte Stufe beschäftigt sich nun mehr mit den baulichen Themen wie der Umsetzung und der Sicherstellung des festgelegten Schutzniveaus durch die entsprechende bauliche Ausge-

Fig. 8.  a) Avalanche track in area 3 of Fig. 4; b) with planned protective structures (including protective gallery) [20] Bild 8.  a) Lawinenrinne im Bereich 3 von Bild 4; b) mit geplanten Schutzbauwerken (u.a. Schutzgalerie) [20]

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obtain the maximum loading assumptions depending on the relevant time of year and the different danger processes for the gallery, a spatial investigation of extreme values was first carried out with the different simulations of the individual scenarios [17]. After these investigations, the decisive individual actions with their associated load assumptions were fixed for the three types of process, debris flow, avalanche and stone and block impact. Then however it was necessary to decide the combination of loading cases. In order to specify the partial factors of safety and combination factors to be used for the later structural calculation of the protection structure according to the Eurocodes, an extensive loading pattern [18] was produced in agreement with the checking engineer. The decisions made about the loading case combination as well as the partial factors of safety and combination factors were then fixed and then used as the basis for all further calculations and structural calculations for the protection gallery. In the course of the design of the gallery, various structure variants like a pure in-situ concrete construction [19] and a precast construction using some in-situ concrete elements [20] were investigated. The main criteria for the decision was, in addition to the constraints placed by the construction schedule (reduced full closure of the B21) and the construction costs, the overall safety of the structure. The arrangement of the necessary damping layer, the guide walls and the burial depth and gradient of the terrain on the gallery roof were also important. An optimal

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staltung und Dimensionierung der notwendigen Bauwerke. Wie bei der Beurteilung und Prävention von Naturgefahren fehlen in Deutschland auch hier verbindliche Vorschriften und Richtlinien für die Ermittlung und Bestimmung von Lastansätzen für Schutzbauwerke gegen Steinschläge, Murereignisse oder Lawinen. So muss für die Ausgestaltung, Konstruktion und Bemessung von Schutzbauwerken in der Regel auf österreichische [11] [12] [13] und schweizerische Richtlinien [14] [15] zurückgegriffen werden. Das kann vor allem bei der anschließenden Berücksichtigung und Einbindung der ermittelten Einwirkungen und Lasten [16] in die statische Berechnung, z. B. nach den neuen Eurocodes und der konstruktiven Ausbildung der Tragwerke, meistens zu vertieften Einzelfallbetrachtungen führen. Dies macht eine intensive Abstimmung mit dem verantwortlichen Prüfingenieur unerlässlich. Sie beginnt bei der Ermittlung der maßgebenden Einwirkungen, setzt sich bei der Berücksichtigung von Lastfallkombinationen fort und endet letztlich bei der Berücksichtigung baupraktischer Aspekte. Welche Herausforderungen sich dabei ergeben können, wird anhand der Planung des Galeriebauwerks an der B21 ersichtlich. Um die maximalen Lastansätze in Abhängigkeit der betreffenden Jährlichkeiten und der unterschiedlichen Gefahrenprozesse für die Galerie zu erhalten, wurde zuerst eine räumliche Extremwertuntersuchung mit den unterschiedlichen Simulationen der einzelnen Szenarien [17] durchgeführt. Nach diesen Untersuchungen standen für die drei auftretenden Prozessarten

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Fig. 9.  Flow level (accumulation) from debris flow simulations - after the terrain modeling on the protection gallery [21] Bild 9.  Darstellung der Fließhöhenergebnisse Simulationen Murgang – nach der Geländemodellierung der Galerie [21]

layout of the curve of the upper edge of the fill is basically given by the intersection of the ideal terrain profile with the existing local terrain profile, but this geometry had to be further optimised by iterative simulations and calculations of the load-bearing structure. Only in this way can the actions on the structure be reduced and the processes, e.g. debris flows, can be safely diverted over the structure. Therefore after completion of the structural design, the entire gallery including channel and walls was integrated into the existing 3D ground model. This ground model could then be used to repeatedly simulate debris flows over the gallery (Figure 9) and investigate the effects on the flow movement and the resulting changed loading on the structure. The investigations finally led to another adaptation of the terrain modelling on top of and in the area above the gallery. Both the channel over the structure and the layout of the side guide walls, which lead over the gallery structure, were again revised in order to obtain optimised load introduction to ensure that as little material as possible will deposit on the gallery roof. Using this ground model, terrain sections were produced along the least favourable fall trajectories from the 3D stone impact simulation (50-year event). Only using these sections could 2D stone impact simulations then be carried out, with which finally the regulations of the Astra guideline 12006 [13] could be applied to determine the equivalent forces and thus the actions for the stone impact process type. In addition, a gallery block had to be modelled as a 3D shell structure (folded model) (Figure 10) for each structure variant and then designed according to the new Eurocodes in order to be able to precisely investigate three-dimensional load transfer from the high and very

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Murgang, Lawine und Stein- bzw. Blockschlag die ausschlaggebenden Einzeleinwirkungen mit den zugehörigen Lastannahmen fest. Im Anschluss war jedoch noch eine Festlegung für die Lastfallkombinationen erforderlich. Zur Festlegung der anzusetzenden Teilsicherheits- und Kombinationsbeiwerte für die spätere Berechnung und Bemessung des Schutzbauwerks nach den Eurocodes wurde in Abstimmung mit dem Prüfingenieur ein umfassendes Lastbild [18] erstellt. In einem zugehörigen Einwirkungsbericht wurden die aus dem Lastbild entstandenen Festlegungen zu den Lastfallkombinationen sowie zu den Teilsicherheits- und Kombinationsbeiwerten abschließend fixiert und im Folgenden als Grundlage für alle weiteren Berechnungen und Bemessungen der Schutzgalerie verwendet. Im Zuge der Entwurfsplanung der Galerie wurden daraufhin verschiedene Tragwerksvarianten wie eine reine Ortbetonkonstruktion [19] und eine Fertigteilkonstruktion unter Verwendung von Ortbetonbauteilen [20] untersucht. Hauptkriterium für die Entscheidung sollte neben den Zwängen aus dem Bauablauf (Reduktion von Vollsperrungen der B21) und den Herstellungskosten auch die Gesamtsicherheit des Tragwerks sein. Weiterhin spielten die Ausgestaltung der erforderlichen Dämpfungsschicht, der Leitwälle sowie der Überschüttungshöhe und der Neigung des Geländes auf dem Galeriedach eine entscheidende Rolle. Eine optimale Gestaltung des Verlaufs der Oberkante der Überschüttung ist grundsätzlich durch die Verschneidung des ideellen Geländeverlaufs mit den örtlichen Geländeprofilen vorgegeben, jedoch muss diese Geometrie danach durch iterative Simulationen und Berechnungen der Tragkonstruktion weiter optimiert werden. Nur dadurch können die Einwirkungen auf das Bauwerk reduziert und die Prozesse, z. B.


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concentrated loads such as block impact or vehicle collision. Only the completed calculation model enabled the designers to determine the exact and urgently required data for the individual construction states of the gallery construction and make a more precise statement about the existing structural reserves of the construction. In the modelling, particular attention was paid to realistic representation of the load transfer and bedding conditions of the individual precast elements in the various construction and concreting states and realistic modelling of the interaction of precast and in-situ concrete elements in the competed state. Only in this way could the stringent requirements on the structure with regard to the enormous loadings, the requirements of the tunnel regulations (e.g. tunnel fire) [22] [23] [24] and the difficult requirements of construction operation be realistically represented and a technically defect-free structure (Figure 11) guaranteed.

5  Final comments The presented staged procedure is certainly not to be compared with a risk management process, as is practiced for example in Switzerland. The concept does however in Stage 1 enable the responsible authority to objectively filter the areas where they should act most urgently in order to invest the restricted resources for the most urgent cases. It also ensures in Stage 2 that all protection concepts and the completed structure will fulfil the specified requirements under the points safety, cost-effectiveness and environmental acceptability. Despite all the investigations, the methods and means used, it still remains the fact that one hundred per cent protection of our transport routes can never be implemented in Alpine areas.

Fig. 10.  3D-FE modeling of a gallery section; deformation due to rockfall above the edge pillar [20] Bild 10.  3D-FE Modellierung eines Galerie-Abschnitts; ­Verformung infolge Lastfall – Steinschlag über Randstütze [20]

References   [1] Bayerisches Landesamt für Umwelt: Gefahrenhinweiskarte Landkreis Berchtesgadener Land. München, 2011.  [2] Bayerisches Landesamt für Vermessung: Digitale Luftbilder und Digitales Geländemodell. München,2012.  [3] Bundesministerium für Verkehr, Bau und Stadtentwicklung: Richtlinien für die Erhaltung von Ingenieurbauten. Berlin, 2013.  [4] Bayerisches Landesamt für Umwelt: Gutachterliche Stellungnahme Naturgefahren an der B21. München, 2009.  [5] Geotest AG & Ingenieurbüro André Burkard AG: 3DSteinschlag, Murgang und Lawinensimulationen inkl. Berichte zur Bundesstraße 21. Davos, 2007–2009.  [6] ZAMG: Schneesummen und Jährlichkeiten. Salzburg, 2010.  [7] Deutscher Wetterdienst: Kostra-DWD-2000. Offenbach 2005.  [8] Geotest AG: Ereignisdokumentation 5. Juli 2010. Davos 2010.  [9] ZAMG: Niederschlagsmengen und Jährlichkeiten – im Raum Bad Reichenhall; Salzburg, 2010. [10] Geotest AG: B21 Belastungsermittlung Schutzgalerie Murgangprozesse. Bericht Nr. 2612 0200.1. Davos, 2012. [11] ONR 24802: Schutzbauwerke der Wildbachverbauung. Wien, 2011. [12] ONR 24806: Permanenter Technischer Lawinenschutz. Wien, 2011.

Fig. 11.  Western view of the protection gallery between ­Schneizlreuth and Bad Reichenhall finished in December 2015 Bild 11.  Westansicht der im Dezember 2015 fertiggestellten Schutzgalerie zwischen Schneizlreuth und Bad Reichenhall

Muren, sicher über das Bauwerk geleitet werden. Daher wurde nach der technischen Planung des Bauwerks, der gesamte Galeriebereich einschließlich Gerinne und Wälle in das bestehende 3D-Geländemodell eingebunden. Mit diesem neuen Geländemodell konnten Murgangsimula­ tionen im Bereich der Galerie wiederholt (Bild 9), und die Auswirkungen auf die Fließbewegung und die sich dadurch verändernden Lasteinwirkungen auf das Bauwerk untersucht werden. Die Untersuchungen führten letztlich zu einer nochmaligen Anpassung der Geländemodellierung auf und im Umfeld oberhalb der Galerie. Sowohl die Gerinneüberleitung als auch die Gestaltung der seitlichen Ablenkwälle, die über das Galeriebauwerk führen, wurden nochmals überarbeitet, um eine optimierte Lasteintragung zu erhal-

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T. Zumbrunnen/K. Thuro/S. König · Dealing with natural hazards along federal and state roads in Bavaria

[13] ONR 24810: Technischer Steinschlagschutz. Wien, 2012. [14] Astra 12 006: Richtlinie Einwirkungen infolge Steinschlags auf Schutzgalerien. V2.03. Bern, 2008. [15] Astra 12 007: Richtlinie Einwirkungen infolge Lawinen auf Schutzgalerien. V2.00. Bern, 2007. [16] Geotest AG & Ingenieurbüro André Burkard AG: Technischer Bericht Einwirkungen auf Galerie B 21. Davos, 2012. [17] Geotest AG: B21 Belastungsermittlung Schutzgalerie Sturz­prozesse. Bericht Nr. 2612 0200.2. Davos, 2012. [18] Ing.-Büro B. Gebauer & Staatliches Bauamt Traunstein: Einwirkungsbericht Schutzgalerie B21. Traunstein, 2013. [19] Ing.-Büro B. Gebauer & Staatliches Bauamt Traunstein: Standsicherheitsnachweis Schutzgalerie B21, Ortbetonbauwerk. Traunstein, 2013. [20] Ing.-Büro B. Gebauer & Staatliches Bauamt Traunstein: Standsicherheitsnachweis Schutzgalerie B21; Verbundbauwerk. Traunstein, 2013. [21] Staatliches Bauamt Traunstein: Bauwerksentwurf Schutzgalerie am Saalachsee. Traunstein, 2013. [22] RABT: Richtlinien für die Ausstattung und den Betrieb von Straßentunneln. Forschungsgesellschaft für Straßen- und Verkehrswesen e.V. Köln, 2006. [23] Pöttler, Maidl: Dimensionierung von Tunneln in offener Bauweise. In DGGT (Hrsg): Taschenbuch Tunnelbau 1989. Essen: Glückauf, 1988. [24] ZTV-ING: Zusätzliche Technische Vertragsbedingungen und Richtlinien für Ingenieurbauten. 2012.

M.Eng. Thomas Zumbrunnen Sachgebiet Tunnelbau und alpine Sonderbauweisen Staatliches Bauamt Traunstein Rosenheimerstraße 7 83278 Traunstein Germany thomas.zumbrunnen@stbats.bayern.de

Prof. Dr. Kurosch Thuro Lehrstuhl für Ingenieurgeologie Technische Universität München Arcisstraße 21 80290 Munich Germany thuro@tum.de

Dipl.-Ing. Sebald König Leiter des Staatlichen Bauamts Traunstein Staatliches Bauamt Traunstein Rosenheimerstraße 7 83278 Traunstein sebald.koenig@stbats.bayern.de

ten, damit es zu möglichst geringen Ablagerungen auf dem Galeriedach kommt. Anhand des neuen Geländemodells wurden zudem Geländeschnitte entlang der ungünstigsten Sturztrajektorien aus der 3D-Simulation Steinschlag (50-jähriges Ereignis) erzeugt. Erst anhand dieser Schnitte konnten im Anschluss 2D-Steinschlagsimulationen durchgeführt werden, mit denen abschließend über die Regelungen der Astra-Richtlinie 12006 [13] die Ersatzkräfte und somit die Einwirkungen für die Prozessart Steinschlag ermittelt wurden. Darüber hinaus musste für jede Tragwerksvariante ein Galerieblock als 3D-Flächentragwerk (Faltwerksmodell) modelliert (Bild 10) und nach den neuen Eurocodes bemessen werden, um den dreidimensionalen Lastabtrag aus den hohen und sehr konzentriert auftretenden Lasten, wie Blockschlag oder Fahrzeuganprall, genau untersuchen zu können. Erst das erstellte Berechnungsmodell ermöglichte es den Planern, die genauen und dringend erforderlichen Daten für die einzelnen Bauzustände der Galeriekon­ struktion zu ermitteln und eine genauere Aussage zu den vorhandenen Tragwerksreserven der Konstruktion auszuweisen. Bei der Modellierung wurde insbesondere Wert auf die wirklichkeitsgetreue Abbildung des Lastabtrags und der Lagerungsbedingungen der einzelnen Fertigteilelemente in den verschiedenen Bau- und Betonierzuständen und die realitätsnahe Modellierung des Zusammenwirkens der Fertigteil- und Ortbetonbauteile im Endzustand gelegt. Nur so konnten die hohen Anforderungen an das Bauwerk im Hinblick auf die enormen Lasten, den hohen Anforderungen aus den Tunnelbauvorschriften (z. B. Tunnelbrand) [22] [23] [24] sowie den schwierigen Vorgaben aus dem Baubetrieb wirklichkeitsgetreu abgebildet und ein technisch einwandfreies Bauwerk (Bild 11) garantiert werden.

5  Abschließende Bemerkungen

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Die vorgestellte abgestufte Vorgehensweise ist sicherlich nicht zu vergleichen mit einem Risikomanagement wie es beispielsweise in der Schweiz praktiziert wird. Das Konzept ermöglicht jedoch in der Stufe 1 objektiv die Bereiche herauszufiltern, in denen der zuständige Baulastträger am dringlichsten handeln sollte, um seine nur begrenzt zur Verfügung stehenden Mittel bestmöglich einzusetzen. Es stellt zudem mit der Stufe 2 sicher, dass alle Schutzkonzepte bzw. zu errichtenden Bauwerke in den Punkten Sicherheit, Wirtschaftlichkeit und Umweltverträglichkeit die an sie gestellten Anforderungen erfüllen. Trotz aller Untersuchungen, eingesetzter Methoden und Mittel gilt aber letztlich weiterhin, dass sich ein hundertprozentiger Schutz unserer Verkehrswege in alpinen Bereichen nicht verwirklichen lässt.


Topics Marion Nickmann Theresa Schweigl Kurosch Thuro

DOI: 10.1002/geot.201600068

Engineering geological and geotechnical analysis of a rock slide in the quarry Frauenmühle near Metten (Lower Bavaria) Ingenieurgeologisch-geotechnische Analyse einer Felsrutschung im Steinbruch Frauenmühle bei Metten (Niederbayern) In spring 2008 a rock slide detached from one of the walls in the quarry “Frauenmühle” locally used as climbing park, mobilizing a volume of 50 m3. The binary granite is relative fresh on the bottom of the walls, but the weathering increases significantly to the natural surface. The bedrock shows an orthogonal joint system enabling the so-called “Wollsackverwitterung”. Mapping of the joints followed by a kinematic analysis of the quarry wall by DIPS (Rocscience) indicates the slope failure to be of a planar sliding type on a medium-steep dipping plane. As the contributing factor for the slide, weathering along the plane has to be considered. Thereby the destruction of rock bridges downgrades the overall shear strength. A stability analysis based on the reconstructed block geometry and the determined shear parameters verifies the instability of the block. For today’s situation, the kinematic analysis detects some critical intersections of joints being able to generate slide wedges.

1 Introduction In 2008 a rock block detached from the northeast work­ ing face in the former Frauenmühle granite quarry, slid downward on a slide plane and formed a debris pile at the base of the wall (Figure 1). As an immediate measure to ensure safety in the quarry, which is now used as a climb­ ing park, the park was closed and a remaining block was removed. The rock slide is indeed not a very great event in it­ self, but the very good documentation of the situation be­ fore and immediately after the event as well as today per­ mits the determination of parameters relevant to the slide and consideration of the limit equilibrium at the time of failure. Therefore the geological and geomechanical situa­ tion was surveyed in detail for the current work, with field and laboratory tests as well as a kinematic analysis, and an attempt has been made to reconstruct the mechanism of the slide and identify further endangered areas. The present article summarises the results of these investiga­ tions.

Im Frühjahr 2008 ereignete sich im als Klettergarten genutzten Steinbruch Frauenmühle eine Felsrutschung, bei der sich ein Block von ca. 50 m3 aus einer der Steinbruchwände löste. Der hier anstehende Zweiglimmergranit ist im Fußbereich relativ frisch, zur Geländeoberfläche hin nimmt die Verwitterung deutlich zu. Das Gebirge zeigt ein orthogonales Kluftsystem, von dem aus die sogenannte Wollsackverwitterung angreift. Eine Trennflä­ chenaufnahme und kinematische Analyse der Ausbruchwand mithilfe von DIPS (Rocscience) legt nahe, dass es sich bei der Rutschung um planares Gleiten auf einer mittelsteil aus der Wand fallenden Trennfläche handelte. Als entscheidender Faktor für das Abgleiten ist die Verwitterung zu sehen. Eine Stabilitätsanaly­ se mithilfe der rekonstruierten Blockgeometrie und der ermittel­ ten Reibungsparameter stützt die Vermutung, dass die Zerstörung ehemaliger Felsbrücken durch fortschreitende Verwitterung zum Versagen führte. Für die heutige Situation identifiziert die kine­ matische Analyse mehrere kritische Verschneidungen, die in der bestehenden Wand Gleitkeilbildung ermöglichen können.

1 Einleitung Im Jahr 2008 löste sich ein Felsblock im stillgelegten Gra­ nitsteinbruch Frauenmühle bei Metten aus der nordöst­ lichen Abbauwand, rutschte auf einer Gleitfläche nach unten und bildete am Wandfuß eine Schutthalde (Bild 1). Als Sofortmaßnahmen zur Sicherung des bis dahin als Klettergarten genutzten Steinbruchs wurden ein noch ver­ bliebener Block entfernt und der Klettergarten gesperrt. Bei der Felsrutschung handelt es sich zwar nicht um ein großes Ereignis, aber die sehr gute Dokumentation der Situation vor und unmittelbar nach dem Ereignis sowie heute erlaubt die Ermittlung rutschungsrelevanter Para­ meter und eine Grenzgleichgewichtsbetrachtung zum Zeitpunkt des Versagens. Daher wurde in der vorliegen­ den Arbeit mit Gelände- und Laborversuchen sowie einer kinematischen Analyse die geologisch-geomechanische Situation detailliert erfasst und versucht, den Mechanis­ mus der Rutschung zu rekonstruieren sowie weitere ge­ fährdete Bereiche zu identifizieren. Der vorliegende Bei­ trag fasst die Ergebnisse dieser Untersuchungen zusam­ men.

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2  Lage und Geologie des Projektgebiets 2.1  Geographische Lage Der Steinbruch Frauenmühle befindet sich am nördlichen Ortsausgang des Marktes Metten im Landkreis Deggen­ dorf und damit im Bayerischen Wald mit seinem typi­ schen Mittelgebirgscharakter (Bild 2). Der ca. 2.600 m2 große Steinbruch, dessen heutige Sohle auf 338 m ü. NN liegt, wurde in einem bewaldeten Bergrücken angelegt und war bis nach dem 2. Weltkrieg in Betrieb. Der Abbau erfolgte bis ca. 20 m unter die heutige Steinbruchsohle. Nach Stilllegung bildete sich ein See. Weil aber Instabili­ täten der Wände eine Gefährdung für die Straße MET3 darstellten, wird der Steinbruch bis heute aus Sicherheits­ gründen mit Erdreich und Bauschutt verfüllt. Die derzeiti­ ge maximale Höhe von ca. 19 m erreicht er im Bereich der Nordostwand, aus der sich auch die Rutschung löste. Lo­ kal wurde der Steinbruch als Klettergarten genutzt.

2.2  Geologische Situation

Fig. 1.  Rock slide at Frauenmühle shortly after the event: back scarp, accumulation area and the slide plane are clearly visible (Photo: Plinninger, 2008) Bild 1.  Felsgleitung Frauenmühle kurz nach dem Ereignis: Abriss- und Akkumulationsbereich sowie die Gleitfläche sind deutlich zu erkennen (Foto: Plinninger, 2008)

2  Location and geology of the project area 2.1  Geographical location The Frauenmühle quarry is located at the northeast exit from the market Metten in the district of Deggendorf and

Geologisch befindet sich der Steinbruch im Mettener Gra­ nitmassiv, einem Pluton innerhalb des von mehrfach me­ tamorphen Paragneisen dominierten Kristallins des Vor­ deren Bayerischen Walds (Bild 3). Als Intrusionsalter der Granite werden 324 bis 320 Millionen Jahre angegeben [1]. Danach erfuhr das Gebiet eine bis heute andauernde Phase der Heraushebung und Abtragung mit intensiver Verwitterung vor allem im Tertiär und Quartär. Innerhalb des Mettener Plutons treten verschiedene Granit-Varietäten auf, die sich vor allem durch ihre Kris­ tallgrößen unterscheiden [2]. Der Steinbruch Frauenmüh­ le schließt hierbei das zentrumsnahe, relativ grobkörnige Gestein der Mettener Fazies auf, bei dem es sich um einen leukokraten (hellen), grau-bläulichen, mittelkörnigen Zweiglimmergranit handelt. Die auffallenden Kalifeldspä­ te bis zu 14 mm Korngröße bewirken ein porphyrisches, isotropes Gefüge. Im unverwitterten Zustand wurden Druckfestigkeiten bis zu 200 MPa und eine Dichte von 2,55 bis 2,70 kg/m3 ermittelt [3].

Fig. 2.  Location of the Frauenmühle quarry near Metten (red box) Bild 2.  Lage des Steinbruchs Frauenmühle (rotes Rechteck)

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Fig. 3.  Geological map of the project area from [4], modified Bild 3.  Geologische Karte des Projektgebiets nach [4], verändert

thus in the Bavarian Forest with its typical low-mountain character (Figure 2). The quarry, with an area of about 2,600 m2 and its current bottom at 338 m above sea level, was excavated in a wooded mountain ridge and worked until the Second World War. Extraction continued down to about 20 m below the current quarry floor. After it was abandoned, a lake formed. Since the instability of the sides represented a hazard for the MET3 road, the quarry has being filled until today with earth and building rubble. The maximum remaining height of about 19 m occurs at the northeast wall, where the slide occurred. The quarry is used locally as a climbing park.

3  Chronologie des Rutschungsereignisses

Geologically, the quarry is located in the Mettener Gran­ ite Massif, an igneous intrusion in the crystalline domi­ nated by multiply metamorphosed paragneisses of the Vorderer Bayerischer Wald (Bavarian Forest) (Figure 3). The age of the intrusion of the granites is given as 324 to 320 million years [1]. After this, the area was subject to emergence and down-wearing with intensive weathering, particularly in the Tertiary and Quaternary. Various granites occur within the Mettener igneous intrusion, which differ above all in their crystal sizes [2]. The Frauenmühle quarry developed the central, relatively coarse-grained rock of the Mettener Facies, a leucocratic (light), grey-bluish, medium-grained two-mica granite. The noticeable potassium feldspars with grain sizes of up to 14 mm produce a porphyritic, isotropic structure. In un­ weathered condition, compressive strengths of up to 200 MPa and densities of 2.55 to 2.70 kg/m3 are deter­ mined [3].

Im ursprünglichen Zustand befand sich der betrachtete Block im oberen Teil der Kletterwand über einer „Ram­ pe“, die von einer mit 52° mittelsteil aus der Wand heraus­ fallenden Kluft gebildet wird (Bild 4a). Die sehr ebene und glatte Fläche zeigt nur wenige, i. d. R. nach unten getrepp­ te Absätze. In Oberflächennähe ändert sich die Ausbil­ dung dieser Trennfläche: Am Blockfuß ist eine Verfla­ chung zu erkennen, auf der der Block aufliegt. Der weite­ re Verlauf bis zur Oberfläche hin ist nicht mehr klar zu verfolgen. Vom angrenzenden Gebirge ist der Block durch eine steilstehende Kluft getrennt und wirkt wie eine Plat­ te, die sich an die Wand „anlehnt“. Nach dem Ereignis im Frühjahr 2008 ist der frische Anriss deutlich zu sehen (Bild 4b). Die Liegend-Kluft zieht – oberhalb der bereits zuvor erkennbaren Verflachung – offensichtlich weiter, zeigt aber eine wesentlich unregel­ mäßigere Oberfläche als im unteren Bereich sowie eine auffällige Braunfärbung. Auf der freigelegten steilstehen­ den Trennfläche ist deutlich eine dicke Wurzel zu erken­ nen, die von der Oberfläche her bis fast zur Hälfte der ehemaligen Blockhöhe eindringt. Oberhalb des Abbruch­ bereichs hängt ein weiterer Block, der durch eine unregel­ mäßige Kluft von der Rutschmasse getrennt war. Kurz nach dem Ereignis wurde der verbliebene Block entfernt, so dass die Gleitfläche nun nach oben in die Luft ausstreicht (Bild 4c). Unterhalb der Geländeoberfläche fällt anhand der Braunfärbung die starke Verwitterung des Granits auf. Die Bäume an der Geländeoberfläche wurden zusätzlich gerodet, um eine weitere Durchwurze­ lung des Gebirges zu verhindern. Mittlerweile ist die ge­ samte Fläche von Moos bewachsen.

3  Chronology of the slide event

4  Verwitterung im Steinbruch

In the original condition, the block under consideration was in the upper part of the climbing wall above a “ramp” formed by a medium-steep interface dipping at 52° out of the wall (Figure 4a). Its very flat and even surface only

Die Erfassung der Verwitterung im Steinbruch war für die Interpretation der Rutschung äußerst wichtig und erfolgte in unterschiedlichen Betrachtungsebenen durch die Auf­ nahme mehrerer Verwitterungsprofile in den Steinbruch­

2.2  Geological situation

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Fig. 4.  Failure scar of the slide: a) in-situ block before the event (Photo: DAV); b) fresh failure a few days after the slide with the remaining block (Photo: Plinninger 2008); c) Situation today (2015) after the removal of the remaining material Bild 4.  Abrissbereich der Felsgleitung: a) anstehender Block vor dem Ereignis (Foto: DAV); b) frischer Anriss wenige Tage nach der Rutschung mit Restblock (Foto: Plinninger 2008); c) Heutiger Zustand (Jahr 2015) nach Beräumung

shows a few platforms, normally stepped downward. Near the ground surface, the formation of this interface chang­ es; flattening can be seen at the foot of the block, on which the block lies. The further course to the surface can no longer be clearly followed. The block is separated from the surrounding rock mass by a steeply dipping fissure and has the appearance of a slab, which is “leaning” on the wall. After the event in early 2008, the fresh tear can be clearly seen (Figure 4b). The joint at the bottom apparent­ ly continues further, above the flattening that was already discernible, but shows a considerably more irregular sur­ face than in the lower part as well as a noticeable brown colouring. On the exposed steep interface, a thick root can be clearly seen, which penetrates from the surface down to almost half the former block height. Above the rupture area, a further block is hanging, which was sepa­ rated from the sliding body by an irregular fissure. Shortly after the event, the remaining block was re­ moved so the sliding surface is now exposed to the air (Figure 4c). Below the ground surface, the heavy weather­ ing of the granite stands out due to the brown colouring. The trees on the surface were also cleared in order to pre­ vent further penetration of roots into the rock mass. The entire area is now overgrown with moss.

4  Weathering in the quarry The surveying of the weathering in the quarry was ex­ tremely important for the interpretation of the slide and was undertaken in various investigation levels by record­ ing several weathering profiles in the quarry walls. In or­ der to classify at rock scale, the categorisation according to Scholz [5] with altogether eight weathering stages (Vs 1 to Vs 6, grit, soil) was used. The structuring in rock mass scale (Horizons A1 to A5) also took into account the for­ mation and mechanical effect of the interfaces.

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wänden. Zur Klassifizierung im Gesteinsmaßstab wurde die Einteilung nach Scholz [5] mit insgesamt acht Verwit­ terungsstufen (Vs 1 bis Vs 6, Grus, Boden) verwendet, die Gliederung im Gebirgsmaßstab (Horizonte A1 bis A5) be­ rücksichtigt zusätzlich die Ausbildung und mechanische Wirkung der Trennflächen.

4.1 Verwitterungsprofile Die Tiefenprofile zeigen, dass frisches, unverwittertes ­Gestein (Vs 1) im gesamten Steinbruch nicht aufgeschlos­ sen ist, im Fußbereich der Wände tritt weitestgehend leicht angewitterter Granit der Vs 2 auf. Zur Gelände­ oberfläche hin nimmt die Verwitterung deutlich zu (Bild 5a), so dass in den obersten Metern stark verwitter­ ter Fels (Vs 5 bis Vs 6), Grus und Residualboden dominie­ ren (Bild 5b). Bild 5c zeigt eine zusammenfassende, schematische Darstellung der Verwitterung im Gebirgsmaßstab. Wäh­ rend sich Verwitterungshorizont A1 durch kaum verwit­ tertes Gebirge auszeichnet, sind in A2 die Kluftkörper so­ wohl randlich als auch intern deutlich verwittert. In A3 ist bereits mehr als die Hälfte des Gebirges zu Lockergestein umgewandelt, alle Verwitterungsstufen treten nebenein­ ander auf. A4 und A5 sind schließlich als Lockergesteine zu klassifizieren. Innerhalb des Steinbruchs sind diese Verwitterungshorizonte sehr unterschiedlich mächtig. Ne­ ben Bereichen mit tiefgreifender Verwitterung (bis zu 2 m Lockergestein; vgl. Bild 5b) überzieht z. B. im Bereich der Ausbruchswand eine nur wenige cm bis dm mächtige Lo­ ckergesteinsdecke (A4/5) den recht intakten Fels (A2/3) (vgl. Bild 5a).

4.2  Charakterisierung verschiedener Verwitterungsstufen Neben der rein beschreibenden Unterscheidung der ver­ schiedenen Verwitterungsstufen wurden an ausgewählten


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a)

b)

c)

Fig. 5.  Weathering in the Metten quarry: a) rock-dominated weathering profile with different weathering stages; b) weathering with thick soil development; c) scheme of weathering with weathering horizons A1-A5 Bild 5.  Verwitterungsprofile in den Wänden des Steinbruchs Metten: a) festgesteins-dominierte Verwitterung mit verschiedenen Verwitterungsstufen; b) Verwitterungsprofil mit mächtiger Lockergesteinsüberdeckung; c) schematisches Verwitterungsprofil mit Verwitterungshorizonten A1-A5

4.1  Weathering profiles The vertical profiles show that fresh, unweathered rock (Vs 1) is not exposed anywhere in the quarry, although slightly weathered granite of Vs 2 mostly occurs at the foot of the walls. The weathering increases considerably towards the terrain surface (Figure 5a), so that heavily weathered rock (Vs 5 bis Vs 6), grit and residual soil dominate in the uppermost few metres (Figure 5b). Figure 5c shows a summarising, schematic diagram of the weathering at rock mass scale. While weathering hori­ zon A1 is distinguished by scarcely weathered rock mass, the joint bodies in A2 are clearly weathered, both at the edges and internally. In A3, more than half of the rock mass has already decayed to soil, with all weathering stages occurring next to each other. A4 and A5 are finally classified as soil. Inside the quarry, these weathering hori­ zons have very different thicknesses. Together with areas of deep-reaching weathering (up to 2 m of soil; see Fig­ ure 5b), a soil covering (A4/5) just a few cm to dm thick lies over the relatively intact rock (A2/3), for example in the area of the rupture wall (see Figure 5a).

4.2  Characterisation of various weathering stages In addition to the simple differentiation of the various weathering stages described above, laboratory tests were undertaken on selected samples in order to determine the effects of the changes on the rock and soil mechanical parameters: – On the solid rock (Vs 3 and Vs 5): point load tests ac­ cording to [6] for direct determination of the uniaxial compressive strength σu, – On grit: sieving and sedimentation according to [7], wa­ ter content analysis according to [8], box shear test (CD test, four load stages, according to [9]).

Proben Laborversuche durchgeführt, um die Auswirkung der Veränderungen auf fels- bzw. bodenmechanische Kennwerte zu ermitteln: – An den Festgesteinen (Vs 3 und Vs 5): Punktlastversu­ che nach [6] zur indirekten Ermittlung der einaxialen Druckfestigkeit σu, – Am Grus: Sieb-Schlämm-Analyse nach [7], Wasserge­ haltsanalyse nach [8], Rahmenscherversuch (CD-Ver­ such, vier Laststufen, nach [9]).

4.2.1 Festgesteine Im leicht verwitterten Granit der Vs 3 ist bereits eine nen­ nenswerte Zersetzung von Biotit zu Limonit zu erken­ nen, die sich in bräunlichen, rostfarbenen Höfen im Ge­ stein äußert. Die Plagioklase sind partiell in tonige Subs­ tanz umgewandelt, auch die Kalifeldspäte beginnen zum Teil zu verwittern. Das Gefüge ist noch weitgehend in­ takt, jedoch sind Risse entlang von Korngrenzen und Spaltflächen sichtbar, die teilweise mit Limonit gefüllt sind. Der stark verwitterte Granit der Vs 5 zeichnet sich durch eine starke Braunfärbung aus, die durch nahezu völlig zersetzten Biotit entsteht. Die Plagioklase sind komplett in Tonminerale umgewandelt, auch die Kalifeld­ späte zeigen eine fortgeschrittene Verwitterung. Das Gestein enthält viele inter-, intragranulare und offene ­ Risse. Eine Zunahme des Porenraums im Zuge der Verwit­ terung ist bereits makroskopisch festzustellen. Gleichzei­ tig führt die fortschreitende Zerstörung der Kornbindung zu einer rapiden Abnahme der Gesteinsfestigkeit. Die durch Punktlastversuche indirekt bestimmte einaxiale Druckfestigkeit σu erreicht in Vs 5 nur noch ca. 5 MPa (Tabelle 1).

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Table 1.  Specific values of the granite for different weathering stages (Vs) Tabelle 1.  Ermittelte Kennwerte verschiedener Verwitterungsstufen (Vs) des Granits Vs

PV* [%]

Strength of rock material according to DIN EN ISO 14689-1 Gesteinsfestigkeit nach DIN EN ISO 14689-1 [10] Field test Feldversuch

∅ σu** [MPa]

Classification Klassifizierung

1

<1

Fails after many blows Bricht nur nach vielen Schlägen

200

very high sehr hoch

3

2–5

Fails after a few blows Bricht nach mehreren Schlägen

68

High hoch

5

8–12

Rubbing of grains possible Abreiben von Körnern möglich

5

Very low to low sehr gering bis gering

** PV = Pore volume, values from [5]/Porenvolumen, Werte nach [5] **  determined by point load test, 25 specimen/Bestimmt im Punktlastversuch, 25 Prüfkörper

4.2.1  Solid rocks In the slightly weathered granite of Vs 3, significant de­ composition of biotitic to limonite can already be detect­ ed, which is shown by the brownish, rust-coloured halos in the rock. The plagioclases are partially converted into a clayey substance, and the potassium feldspars are also partially starting to weather. The structure is still largely intact, but cracks are visible along the grain boundaries and splitting surfaces, which are partially filled with limo­ nite. The heavily weathered granite of Vs 5 is character­ ised by a strong brown colour, which is caused by almost completely decomposed biotite. The plagioclases are com­ pletely converted into clay minerals, and the potassium feldspars also show advanced weathering. The rock con­ tains many inter- and intra-granular and open cracks. The increase of the pore volume in the course of weather­ ing can already be detected macroscopically. At the same time, the progressive destruction of the grain bonding leads to a rapid decrease of the rock strength. The uniaxial compressive strength σu indirectly determined in point load tests only reaches about 5 MPa (Table 1) in Vs 5.

4.2.2  Granite grit (soil) Grit (Figure 6) is a non-cohesive soil, in which the struc­ tures of the former granite are sometimes still recognisable but the grain bonding has been completely dissipated. Feldspars and biotite are almost completely converted, only the quartz remains. According to DIN EN ISO 14688-1 [11], this material is to be classified as very gritty sand (Table 2), with a water content of 6.1 %. The box shear test according to [9] showed a friction angle of 35° and a cohesion of 22.2 kN/m2. This very high value is pre­ sumably due to the test being carried out on the oversize material: in order to be able to test a representative share of the material (c. 90 %), only grains > 4 mm were sepa­ rated before the test.

5  Kinematic analysis of the steep slope The area of the slide is located immediately at the edge of the northeast wall, but is difficult to access. For the kine­

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Fig. 6.  Completely weathered “Grus” (grit), composed as a soil Bild 6.  Vollständig verwitterter Granitgrus mit den Eigenschaften eines Lockergesteins Table 2.  Specific values of the grit, determined by laboratory tests Tabelle 2.  Ermittelte Kennwerte des Granitgruses Parameter Parameter

Value Wert

Classification DIN EN ISO 14688-1 [11] Klassifizierung DIN EN ISO 14688-1 [11]

grSa

Classification DIN 18196 [12] Klassifizierung DIN 18196 [12]

SW

Water content [8] Wassergehalt [8]

6.1 %

Friction angle j Reibungswinkel j

35°

Cohesion c Kohäsion c

22.2 kN/m2

4.2.2  Granitgrus (Lockergestein) Beim Grus (Bild 6) handelt es sich um ein nichtbindiges Lockergestein, in dem die Strukturen des ehemaligen Gra­ nits teilweise noch erkennbar sind, die Kornbindung hin­ gegen komplett aufgelöst wurde. Feldspäte und Biotite


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matic analysis, therefore, the immediately adjacent main wall with the same orientation was considered, in which the joint system is comparable and very well formed.

5.1  Interface structure In the quarry wall, which dips at about 70° to the SW. several very prominent main interfaces dominate, which are described as K1 (197/76), K3 (308/80) and K4 (020/10). All main interfaces are persistent over several metres with a spacing of about a metre, with the flat-lying fissure K4, which can be interpreted as a cooling fissure, becoming more closely spaced as it nears the surface (Fig­ ure 7). This has formed a nearly orthogonal joint system (Figure 7, jointing diagram), from which the weathering can attack. Near the surface, this creates the typical “wool sacks”; the rock mass consists of rounded joint bodies with compact cores and heavily weathered, partially gritty joint filling. Slide plane K5 (275/52), on which the block slid, on­ ly appears clearly in the slide area; its continuation into the main wall is covered by the filled quarry bottom. No parallel joints can be identified by the Scanline analysis.

5.2  Endangered areas The kinematic analysis of the surveyed area was per­ formed using the program DIPS (Rocscience) and identi­

sind fast vollständig umgewandelt, nur der Quarz bleibt übrig. Nach DIN EN ISO 14688-1 [11] ist das Material als stark kiesiger Sand zu klassifizieren (Tabelle 2), dessen Wassergehalt bei 6,1  % liegt. Im Rahmenscherversuch nach [9] ergaben sich ein Reibungswinkel von 35° und ­eine Kohäsion von 22,2 kN/m2. Dieser sehr hohe Wert ist vermutlich darauf zurückzuführen, dass der Versuch mit Überkorn gefahren wurde: Um einen repräsentativen An­ teil des Materials (ca. 90 %) testen zu können, wurden nur die Körner > 4 mm vor dem Versuch abgetrennt.

5  Kinematische Analyse der Steilwand Der Rutschungsbereich befindet sich unmittelbar am Rand der Nordostwand, ist aber schwer zugänglich. Zur kinematischen Analyse wurde daher die unmittelbar an­ schließende, gleich orientierte Hauptwand betrachtet, in der das Trennflächensystem vergleichbar und sehr gut ausgebildet ist.

5.1 Trennflächengefüge In der Steinbruchwand, die mit ca. 70° nach SW einfällt, dominieren einige sehr markante Haupttrennflächen, die als K1 (197/76), K3 (308/80) und K4 (020/10) bezeichnet wurden. Alle Haupttrennflächen sind über mehrere Meter persistent, die Abstände liegen im Meter-Bereich, wobei die flachliegenden Klüfte K4, die als Abkühlungsklüfte in­

Fig. 7.  Fracture system of the quarry wall with a jointing diagram Bild 7.  Haupttrennflächen der Steilwand mit Gefügediagramm

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Fig. 8.  Kinematic analysis of the fractures; left: slide plane K5 enables planar sliding; right: slide wedges are generated by several intersections Bild 8.  Kinematische Analyse der ermittelten Trennflächen: links: Gleitfläche K5 ermöglicht planares Gleiten; rechts: Gleitkeilbildung wird durch mehrere Verschneidungen ermöglicht

fies critical joint alignments and intersections, which could led to failures in the existing quarry wall (245/70; black signature) (Figure 8): – Regarding planar sliding, slide plane K5 (275/52) lies within the critical area (Figure 8 left: pink area), since it falls out of the wall with a similar strike. All other inter­ faces are uncritical. – Formation of a slide wedge is possible due to several in­ tersections (Figure 8 right: pink area). Critical combina­ tions arise from slide wedges of interfaces of the joint sets K1 (green) and K3 (orange) as well as K1 and K5 (red).

6  Interpretation of rock sliding In the interpretation of rock sliding, it is assumed that the mechanism is planar sliding. This is suggested by the kin­ ematic analysis, which shows the former slide plane K5 as potentially endangered, and by observations on site, which only indicate a bearing surface: – The tree root has apparently lifted the contact of the block to the rock mass along K1 due to its thickness and length. – The bottom joint is indeed irregular but clearly formed. Possible former rock bridges must have been destroyed long before the sliding event since no fresh fracture sur­ faces can be recognised. Thus no restraining forces (ten­ sion stresses) can be assumed here.

6.1  Reconstruction of the block size The periphery of the block can be reconstructed from photos before and after the event; subsequent direct measurements on site gave its actual dimensions (Fig­ ure 9). From this we can calculate a volume of about 50 m3, the contact area A to the slide plane was about 10 m2. With an assumed density of 2.7 g/cm3 for the only

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terpretiert werden können, zur Oberfläche hin engständi­ ger werden (Bild 7). Somit bildet sich ein nahezu orthogo­ nales Kluftsystem (Bild 7, Gefügediagramm), von dem aus die Verwitterung angreifen kann. In Oberflächennähe entstehen dadurch die typischen „Wollsäcke“, das Gebir­ ge besteht aus abgerundeten Kluftkörpern mit kompak­ tem Kern und stärker verwitterten, zum Teil grusigen Kluftfüllungen. Die Gleitfläche K5 (275/52), an der der Block abge­ glitten ist, tritt nur im Rutschungsbereich deutlich in Er­ scheinung, ihre Fortsetzung im Bereich der Hauptwand ist durch die aufgefüllte Steinbruchsohle verdeckt. Paral­ lel dazu verlaufende Klüfte sind durch die Scanlineanaly­ se nicht zu identifizieren.

5.2  Gefährdete Bereiche Die kinematische Analyse des erfassten Bereichs wurde mithilfe des Programms DIPS (Rocscience) durchgeführt und identifiziert kritische Kluftrichtungen und Verschnei­ dungen, die in der bestehenden Steinbruchwand (245/70; schwarze Signatur) zum Versagen führen können (Bild 8): – Hinsichtlich planarem Gleiten liegt die Gleitfläche K5 (275/52) innerhalb des kritischen Bereichs (Bild 8 links: rosa Fläche), da sie bei ähnlichem Streichen mittelsteil aus der Wand heraus fällt. Alle anderen Trennflächen sind unkritisch. – Gleitkeilbildung ist durch mehrere Verschneidungen möglich (Bild 8 rechts: rosa Bereich). Kritische Kombi­ nationen ergeben sich durch Gleitkeile von Trennflä­ chen der Scharen K1 (grün) und K3 (orange) sowie K1 und K5 (rot).

6  Interpretation der Felsgleitung Bei der Interpretation der Felsgleitung wird davon ausge­ gangen, dass es sich beim Mechanismus um planares Glei­


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ten handelt. Anlass dafür bieten die kinematische Analy­ se, die die ehemalige Gleitfläche K5 als potenziell gefähr­ det ausmacht, und Beobachtungen im Gelände, die auf nur eine Aufstandsfläche hindeuten: – Die Baumwurzel hat aufgrund ihrer Dicke und Länge den Kontakt des Blocks zum Gebirge entlang K1 ver­ mutlich weitgehend aufgehoben. – Die Hangend-Kluft ist zwar unregelmäßig, aber deutlich ausgebildet. Mögliche ehemalige Gesteinsbrücken dürf­ ten bereits lange vor dem Rutschereignis zerstört wor­ den sein, da keine frischen Bruchflächen zu erkennen sind. Somit sind hier keine haltenden Kräfte (Zugspan­ nungen) anzusetzen.

6.1  Rekonstruktion der Blockgröße Fig. 9.  Reconstruction of the dimensions of the fallen block Bild 9.  Rekonstruktion der Maße des abgerutschten Blocks

weakly weathered rock, this gives a total weight G of 1.3 MN.

6.2  Stability calculation Various parameter studies were performed for planar slid­ ing on the joint surface K5. First the properties of the flat slide plane were assumed (Case 1), since this surface for­ mation dominates over large areas of the rock mass. Then further observations in the rupture area were considered (Case 2), with which the probable failure mechanism of the block can be explained.

Aus den Vorher- und Nachher-Aufnahmen ließen sich die Umrisse des Blocks rekonstruieren, anschließende direkte Messungen im Gelände ergaben seine tatsächlichen Maße (Bild 9). Daraus errechnet sich ein Volumen V von ca. 50 m3, die Kontaktfläche A zur Gleitbahn betrug ca. 10 m2. Mit einer angenommenen Dichte von 2,7 g/cm3 für das nur schwach verwitterte Gestein ergibt sich somit eine Gewichtskraft G von 1,3 MN.

6.2 Standsicherheitsberechnung Für das planare Gleiten auf der Kluftfläche K5 wurden verschiedene Parameterstudien durchgeführt. Zunächst wurden die Eigenschaften der glatten Gleitfläche zugrun­

6.2.1  Flat slide plane (Case 1) For the flat and even slide plane K5, it is assumed that no cohesion acts. Then the shear strength τ is dependant only on the normal stress σn and the friction angle j. Accord­ ing to [13], this is a function of the dilatation angle i and the base friction angle jb for rock interfaces (Equation 1): τ = σ n ⋅ tan ϕ = σ n ⋅ tan (i + ϕ b )

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While the basic friction angle is a material parameter and is essentially dependent on the rock type, the dilation angle varies with the formation of the interface, e.g. due to irregu­ larities. It can be determined under the assumption that at limit equilibrium (safety factor υ = 1), the friction angle j corresponds to the slope inclination (= slope angle β). The dilation angle can thus be calculated from the formula:

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(2)

At a slope angle β of 52° (= dip of the slide plane) and a basic friction angle φb for granite of 35° [13], this gives a dilation angle of 17°, at which the block would be exactly in equilibrium. Any reduction of this value then leads to an unstable condition. For the slide plane, a much lower dilation angle has to be assumed due to the low roughness, for which a roughness coefficient JRC of about 4 was determined in the terrain according to [13], so that a block could slide on this slide plane. This is also the explanation for the fact

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that the slide plane was already exposed from the foot of the wall to the block; rock that was formerly there was already gone. This raises the question why the block itself had been stable for so long.

6.2.2  Consideration of weathering (Case 2) If the actually prevailing conditions in the rupture area are considered (Figure 10), the slide plane here is not flat and even as it is further below, but considerably irregular. The heavy weathering of the granite is noticeable; it is completely decomposed in large areas. Therefore a stabil­ ity analysis of type “planar sliding” was performed for the rupture area with the friction parameters determined for grit (Figure 11). With a slope angle of 52°, this gives a force acting down the slope of 1,024 kN, but the friction force as the restraining force is only 782 kN. According to these fig­ ures, the block is clearly unstable with a safety factor of υ = 0.76. Since the cohesion in-situ could be less than in the test, and non-cohesive to weakly cohesive soil with 0 to10 kN/m2 is probably present in the area, the limit equi­ librium is probably more clearly exceeded, so the block on a bed of grit should have failed long ago.

6.3  Interpretation of the failure mechanism Since the block was stable until early 2008, higher retain­ ing forces must have acted until this time to increase the shear strength on the slide plane. A back-calculation as­ suming the determined parameters (friction angle = 35°, dip 52°) gives a necessary cohesion of 46 kN/m2. The continued presence of rock bridges to the adjacent rock mass in the interfaces (above all at K5) would be conceiv­ able here, which effected a sufficiently high cohesion. It is also very probable that the interface K5 (slide plane) was already originally not flat and even in the area of the block but rather strongly stepped and uneven, which is indicat­ ed by the flattening (see Figure 4). This would have con­ siderable increased the dilation angle and consequently

Fig. 10.  View of the rupture area; the slide plane is rough and covered with grit Bild 10.  Ansicht des Abrissbereichs von oben; die Gleit­ fläche ist uneben und von Grus bedeckt

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de gelegt (Fall 1), da diese Oberflächenausbildung über weite Bereiche des Gebirges dominiert. Danach wurden weitere Beobachtungen im Abrissbereich berücksichtigt (Fall 2), mit denen sich letztendlich der wahrscheinliche Versagensmechanismus des Blocks erklären lässt.

6.2.1  Glatte Gleitfläche (Fall 1) Für die glatte und ebene Gleitfläche K5 wird angenom­ men, dass keine Kohäsion wirkt. Dann ist die Scherfestig­ keit τ allein von der Normalspannung σn und vom Rei­ bungswinkel j abhängig. Nach [13] setzt sich dieser auf Felstrennflächen aus dem Dilatationswinkel i und dem Basisreibungswinkel jb zusammen (Gleichung 1): τ = σ n ⋅ tan ϕ = σ n ⋅ tan (i + ϕ b )

(1)

Während der Basisreibungswinkel einen Materialkenn­ wert darstellt und im Wesentlichen von der Gesteinsart abhängig ist, variiert der Dilatationswinkel durch die Aus­ bildung der Trennfläche, z. B. durch Unebenheiten. Er kann ermittelt werden unter der Annahme, dass beim Grenzgleichgewicht (Sicherheitsbeiwert υ = 1) der Rei­ bungswinkel j der Hangneigung (= Böschungswinkel β) entspricht. Somit lässt sich der Dilatationswinkel berech­ nen: i = β – ϕb

(2)

Bei einem Böschungswinkel β von 52° (= Einfallen der Gleitfläche) und einem Basisreibungswinkel jb für Granit von 35° [13], ergibt sich ein Dilatationswinkel von 17°, bei dem sich der Block genau im Grenzgleichgewicht befin­ den würde. Jede Verringerung dieses Werts führt zu einem instabilen Zustand.

Fig. 11.  Scheme of the sliding mechanism with the para­ meters of the Metten rockslide Bild 11.  Schematische Darstellung des „Blocks auf schiefer Ebene“ mit den ermittelten Kennwerten für die Felsgleitung Metten


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the friction angle, which is why the block was in a stable condition. Progressive weathering, however, destroyed rock bridges and turned the former rock in the interface to grit. The thicker the soil layer becomes, the more the unevenness of the shear plane is lost. Thus the shear strength is finally mostly determined by the shear param­ eters of the soil and the limit equilibrium was exceeded. An important role in the failure was probably also played by the root, by reducing or largely negating the additional friction along the side fissure K1 at the same time as the processes described above.

7  Further danger areas In addition to the already fallen block, the kinematic analy­ sis shows other areas where a failure could occur due to an unfavourable intersection of the main joint sets K1/K3. Al­ though these were mostly small volumes, the intersection with another fissure parallel to the slide plane K5 could have mobilised a larger volume. There are indeed no indi­ cations of this at the moment but regular observation of the wall would be desirable. Reopening of the climbing park is not possible at the moment due to safety considerations.

8  Summary and outlook The investigation of the rock slide at Frauenmühle shows as an example that precisely the interaction of joint struc­ ture and weathering is decisive for the stability of slopes. The orthogonal joint structure present in granites enables on the one hand deep-reaching weathering, and on the other hand joint bodies that are largely intact can even oc­ cur just under the ground surface. Diagonal fissures, which occur next to the main interfaces and are often formed very flat and even as shear fissures, are particular­ ly dangerous. The following points can be derived from the findings concerning the Metten slide: – Fissures can change their character within a short dis­ tance; homogeneous areas are normally limited by off­ sets to other interfaces. In Metten, the slide plane re­ sponsible for the rock slide shows a completely differ­ ently formed surface in the upper part than in the rest of the wall. This results in various stability areas. – The effect of weathering alters the shear parameters strongly, especially near the surface, so that former sta­ ble areas become unstable. These findings are relevant for similar rock structures and should be taken into account in the assessment of rock walls or slopes in every case. References [1] Siebel, W., Shang, C. K., Reitter, E., Rohrmüller, J., Breiter, K.: Two Distinctive Granite Suites in the SW Bohemian Mas­ sif and their Record of Emplacement: Constraints from Geo­ chemistry and Zircon 206Pb/207Pb Chronology. J. Petrology 49 (2008), No. 10, pp. 1853–1872. [2] Schreyer, W.: Das Grundgebirge in der Umgebung von ­Deggendorf an der Donau. In: Dollinger et al.: Führer zu geo­ logisch-petrographischen Exkursionen im Bayerischen Wald, Teil I: Aufschlüsse im Mittel- und Ostteil. Geologica Bavaria 58 (1967), pp. 77–85. Bayerisches Geologisches Landesamt.

Für die Gleitfläche ist aufgrund der geringen Rauig­ keit, für die im Gelände nach [13] ein Rauigkeitskoeffizi­ ent JRC von etwa 4 ermittelt wurde, von einem deutlich geringeren Dilatationswinkel auszugehen, so dass ein Block auf dieser Gleitfläche abrutschen würde. Das ist auch die Erklärung dafür, dass vom Wandfuß bis zum Block die Trennfläche bereits freigelegt war, ehemals auf­ liegendes Gestein also schon früher abgegangen sein dürf­ te. Daraus ergibt sich die Frage, warum der Block selbst noch so lange stabil war.

6.2.2  Berücksichtigung der Verwitterung (Fall 2) Wenn man die tatsächlich im Abbruchbereich herrschen­ den Verhältnisse betrachtet (Bild 10), ist hier die Gleitflä­ che nicht eben und glatt ausgebildet wie weiter unten, sondern deutlich unregelmäßig. Auffallend ist die starke Verwitterung des Granits, der in weiten Bereichen bereits vollständig zerfallen ist. Daher wurde anhand der für den Grus ermittelten Reibungsparameter eine Stabilitätsanaly­ se vom Typ „Planares Gleiten“ für den Abrissbereich durchgeführt (Bild 11). Bei einem Böschungswinkel von 52° ergeben sich für die Hangabtriebskraft 1.024 kN, die Reibungskraft als rückhaltende Kraft beträgt hingegen nur 782 kN. Gemäß diesen Werten ist der Block mit einem Sicherheitsbeiwert von υ = 0,76 deutlich instabil. Da die Kohäsion in situ ge­ ringer sein dürfte als im Versuch und wahrscheinlich im Bereich nichtbindiger bis schwachbindiger Böden bei 0 bis10 kN/m² liegt, ist das Grenzgleichgewicht vermutlich noch deutlicher unterschritten, so dass der Block auf ei­ nem Bett aus Grus ebenfalls längst versagt haben müsste.

6.3  Interpretation des Versagensmechanismus Da der Block bis zum Frühjahr 2008 stabil war, müssen bis zu diesem Zeitpunkt höhere rückhaltende Kräfte gewirkt haben, die die Scherfestigkeit an der Gleitfläche erhöhten. Eine Rückrechnung unter Annahme der ermittelten Para­ meter (Reibungswinkel = 35°, Einfallswinkel 52°) ergibt ei­ ne nötige Kohäsion von 46 kN/m². Denkbar wären hier noch bestehende Gesteinsbrücken in den Trennflächen (vor allem an K5) hin zum benachbarten Gebirge, die eine ausreichend hohe Kohäsion bewirkten. Sehr wahrschein­ lich ist zudem, dass im Bereich des Blocks die Kluft K5 (Gleitfläche) bereits ursprünglich nicht eben und glatt, sondern stark getreppt und uneben ausgebildet war, wor­ auf auch die Verflachung (vgl. Bild 4) hinweist. Dadurch wurden der Dilatationswinkel und folglich der Reibungs­ winkel deutlich erhöht, wodurch sich der Block im stabi­ len Zustand befand. Durch die fortschreitende Verwitte­ rung wurden jedoch Felsbrücken zerstört und das ehemals an der Gleitfläche anstehende Festgestein in Grus umge­ wandelt. Je mächtiger die Lockergesteinsschicht wird, des­ to mehr gehen die Unebenheiten der Scherfläche verloren. Damit wird die Scherfestigkeit letztendlich weitgehend durch die Scherparameter des Lockermaterials bestimmt und das Grenzgleichgewicht wurde unterschritten. Eine wichtige Rolle beim Versagen ist vermutlich auch der Wur­ zel zuzuschreiben, indem sie – zeitgleich zu den beschrie­ benen Vorgängen – die zusätzliche Reibung entlang der seitlichen Kluft K1 reduzierte bzw. weitgehend aufhob.

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[3] Weinelt, W.: Magmatite. In: Wenig et al.: Oberflächennahe mineralische Rohstoffe von Bayern. Geologica Bavarica 86 (1984), pp. 21–75. Bayerisches Geologisches Landesamt. [4] Lehrberger, G., Hecht, L.: Granit – Das Höchste und das Tiefste. Zur Geologie und Mineralogie der Granite des Baye­ rischen Waldes. In: Helm (Hrsg.): Granit. 2. Auflage, S. 19– 42. Hauzenberg, 2013. [5] Scholz, M.: Geomechanische Eigenschaften verwitterter Granite und ihr Einfluss auf den Vortrieb beim Tunnelbau. Münchner Geologische Hefte, Reihe B: Angewandte Geolo­ gie, Heft 20. München, 2003. [6] DGGT: Empfehlung Nr. 5 „Punktlastversuche an Gesteins­ proben“ des Arbeitskreises 3.3 „Versuchstechnik Fels“ der Deutschen Gesellschaft für Geotechnik. Bautechnik, 87 (2010), No. 6, pp. 322–330. [7] DIN 18123: Baugrund – Untersuchung von Bodenproben – Bestimmung der Korngrößenverteilung. Berlin: Beuth, 2011. [8] DIN EN ISO 17892-1: Geotechnische Erkundung und Un­ tersuchung – Laborversuche an Bodenproben – Teil 1: Be­ stimmung des Wassergehalts. Berlin: Beuth, 2015. [9] DIN 18137-3: Baugrund: Untersuchung von Bodenproben; Bestimmung der Scherfestigkeit; Direkter Scherversuch. Ber­ lin: Beuth, 2002. [10] DIN EN ISO 14689-1: Geotechnische Erkundung und Untersuchung – Benennung, Beschreibung und Klassifizie­ rung von Fels – Teil 1: Benennung und Beschreibung. Berlin: Beuth, 2003. [11] DIN EN ISO 14688-1: Geotechnische Erkundung und Untersuchung; Benennung, Beschreibung und Klassifizie­ rung von Boden; Teil1: Benennung und Beschreibung. Ber­ lin: Beuth, 2003. [12] DIN 18196: Erd- und Grundbau – Bodenklassifikation für bautechnische Zwecke. Berlin: Beuth, 2011. [13] Barton, N., Choubey, V.: The Shear Strength of Rock Joints in Theory and Practice. Rock Mechanics, 1–54 (1977).

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Dr. rer. nat. Marion Nickmann Technische Universität München Lehrstuhl für Ingenieurgeologie Arcisstr. 21 80333 München Germany nickmann@tum.de

Theresa Schweigl BSc Technische Universität München Lehrstuhl für Ingenieurgeologie Arcisstr. 21 80333 München Germany theresa.schweigl@tum.de

Prof. Dr. Kurosch Thuro Technische Universität München Lehrstuhl für Ingenieurgeologie Arcisstr. 21 80333 München Germany thuro@tum.de

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7  Weitere Gefährdungsbereiche Neben dem bereits abgerutschten Block ergeben sich aus der kinematischen Analyse weitere Bereiche, in denen es durch eine ungünstige Verschneidung der Haupttrennflä­ chenscharen K1/K3 zu einem Versagen kommen könnte. Während dies i. d. R. kleinere Volumina wären, könnte durch die Verschneidung mit einer weiteren Kluft parallel zur Gleitbahn K5 ein großes Volumen mobilisiert werden. Hierfür gibt es zwar derzeit keine Hinweise, eine regelmä­ ßige Beobachtung der Wand wäre jedoch wünschenswert. Eine Wiedereröffnung des Klettergartens ist derzeit aus Sicherheitserwägungen nicht möglich.

8  Zusammenfassung und Ausblick Die Untersuchung der Felsgleitung Frauenmühle zeigt beispielhaft, dass gerade das Zusammenspiel von Trenn­ flächengefüge und Verwitterung entscheidend für die Sta­ bilität von Böschungen ist. Das in Graniten vorherrschen­ de orthogonale Trennflächengefüge ermöglicht einerseits eine tiefgreifende Verwitterung, andererseits treten sogar knapp unter der Geländeoberfläche noch weitgehend in­ takte Kluftkörper auf. Besonders gefährlich sind Diago­ nalklüfte, die neben den Haupttrennflächen auftreten und als Scherklüfte häufig sehr eben und glatt ausgebildet sind. Aus den Erkenntnissen der Rutschung Metten sind folgende Punkte abzuleiten: – Klüfte können auf kurze Distanz ihre Ausbildung völlig ändern, Homogenbereiche werden hierbei i. d. R. durch Versätze an anderen Trennflächen begrenzt. In Metten zeigt die für die Rutschung relevante Gleitfläche im obe­ ren Bereich eine völlig anders ausgebildete Oberfläche als in der restlichen Wand. Dadurch ergeben sich unter­ schiedliche Stabilitätsbereiche. – Durch Verwitterung werden die Scherparameter vor ­allem in Oberflächennähe stark verändert, so dass ehe­ mals stabile Bereiche instabil werden. Diese Erkenntnisse sind auf ähnliche Felsverbände zu übertragen und müssen bei der Beurteilung von Stein­ bruchwänden oder Böschungen in jedem Fall mit berück­ sichtigt werden.


Topics Robert Hofmann Johann Thomas Sausgruber

DOI: 10.1002/geot.201600066

Creep behaviour and remediation concept for a deep-seated landslide, Navistal, Tyrol, Austria Kriechverhalten und Sanierungskonzept einer Großhangbewegung, Navistal, Tirol, Österreich In the valley of Navis, the village of Kerschbaum with 84 houses stands on a slowly downhill moving, relatively corase grained, aqua bearing earth-flow/-slide about 40 m thick. This secondary movement overlies a deep-seated rock slide. The rates of movement at the surface of the earth-flow/-slide were between 1 und 3 cm/a before the implementation of remedial works. Starting from the geotechnical and geomechanical model of the slope, measures were developed, which were intended to reduce the movement. A monitoring system was installed to provide information about the movement and slope water conditions of the earthflow/-slide and the sliding rock mass. In order to estimate the creep behaviour of the earth-flow/-slide, the ductility index ILZR was determined from shear tests. A simple flow law was assumed for the estimation of the change of creep rate. Measurements over a period of about 18 months after the first phase of remedial works show rates between 0.5 and 1.2 cm/a. The reduction of the rate of movement is compared with the creep model applied and the v­ iscosity index ILZR to check the validity.

Im Navistal steht auf einem sich langsam talwärts bewegenden, lockergesteinsartigen, etwa 40 m mächtigen, wasserführenden Schuttstrom, der seinerseits als Sekundärbewegung einer tief­ reichenden Felsgleitmasse aufliegt, die Siedlung Kerschbaum mit 84 Häusern. Die Bewegungsgeschwindigkeiten an der Oberfläche des Schuttstroms betrugen vor der Setzung von Sanierungsmaß­ nahmen zwischen 1 und 3 cm/a. Aufbauend auf das ingenieur­ geologische und geotechnische Modell des Hangs wurden Maß­ nahmen entwickelt, die zur Verringerung der Bewegungen führen sollen. Ein installiertes Monitoringsystem gibt Auskunft über Be­ wegungen und Hangwasserverhältnisse des Schuttstroms und der Felsgleitmasse. Für die Abschätzung des Kriechverhaltens der Schuttstrommasse wurde aus Scherversuchen der Viskosi­ tätsindex ILZR ermittelt. Mit diesem erfolgte unter der Annahme eines einfachen Fließgesetzes die Abschätzung der Änderung der Kriechgeschwindigkeit. Messungen nach der ersten Sanierungs­ phase über einen Zeitraum von 18 Monaten zeigen Geschwindig­ keiten zwischen 0,5 und 1,2 cm/a. Die Geschwindigkeitsreduktion wird mit dem verwendeten Kriechmodell und dem Viskositäts­ index ILZR verglichen und die Gültigkeit überprüft.

1 Introduction

1 Einleitung

On the south slope of the Navis valley in the Tyrol, Austria is the village of Kerschbaum. Since 2012, GPS surveying has demonstrated that part of this is moving by up to 3 cm per year. Twelve houses of a total of 84 houses are affected by the slope movement. The houses show clear cracking damage, and one house has become inhabitable and had to be demolished. In order to understand the process and the causes of the slope movement and to be able to introduce efficient remediation measures, relatively elaborate and extensive testing and investigations were carried out in the years 2012 to 2014. The setting up and continuous operation of a monitoring system were also of essential importance. This recorded movements at the surface and in the depths and measured the slope and seepage water conditions as well as the meteorological conditions in the region. The first measures were implemented in 2015 and the subsoil conditions of the earth-flow/-slide were further investigated. At the moment, the measures that have been implemented are being evaluated using the installed monitoring equipment.

An den Südhängen des Navistals in Tirol, Österreich befindet sich die Siedlung Kerschbaum. Seit 2012 ist mittels GPS-Messungen gesichert, dass sich Teile davon bis zu 3 cm pro Jahr bewegen. Von den Hangbewegungen sind ein Dutzend Häuser von insgesamt 84 betroffen. Die betroffenen Häuser weisen deutliche Rissschäden auf. Ein Haus wurde unbewohnbar und musste abgerissen werden. Um den Prozess und die Ursachen der Hangbewegungen verstehen und um effiziente Maßnahmen zur Sanierung einleiten zu können, wurden in den Jahren 2012 bis 2014 relativ aufwendige und umfangreiche Erkundungen und Untersuchungen durchgeführt. Von wesentlicher Bedeutung waren auch der Aufbau und der kontinuierliche Betrieb eines Monitoringsystems. Mit diesem werden Bewegungen an der Oberfläche und in der Tiefe erfasst und die Hang- und Sickerwasserverhältnisse sowie die meteorologischen Verhältnisse in der Re­ gion gemessen. 2015 wurden erste Maßnahmen umgesetzt und die Untergrundverhältnisse des Schuttstroms noch weiter untersucht. Derzeit erfolgt über das installierte ­Monitoring eine Evaluierung der bereits durchgeführten Maßnahmen.

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2 Geomorphology

2 Geomorphologie

The digital ground model (DGM) clearly shows a deep slope movement on the south side of the Misljoch. On the ridge, mountain deformation phenomena are taking place [1] such as normal faults, tension cracks and Nackentäler (trenches). The middle slope shows, particularly in the west of the large-scale slope movement, an irregular, humped terrain where at least two extended bodies similar to glacier tongues (earth-flows/-slides) can be recognised in the DGM (Figure 1). Also noticeable in the profile section are the concave upper slope and the convex, bulging lower slope. The latter has displaced the Navisbach stream to the south. The described terrain features are unambiguous signs of mass displacement processes from the head to the foot of the slope, which can be described as a typical Talzuschub (deep seated gravitatio­nal

Das digitale Oberflächenmodell lässt auf der Südseite des Misljochs klar eine tiefgründige Hangbewegung erkennen. Im Gratbereich finden sich Phänomene von Bergzerreißung [1] wie Absetzungen, Zerrspalten und Nackentäler. Der Mittelhang zeigt besonders im Westen der Großhangbewegung ein unregelmäßiges, buckeliges Gelände, wo im digitalen Geländemodell (DGM) mindestens zwei, langgezogene, in der Art von Gletscherzungen geformte Körper zu erkennen sind (Bild 1). Ferner fallen im Profilschnitt der konkav geformte Oberhang und der konvex ausbauchende Unterhang auf. Durch letzteres wurde der Navisbach nach Süden abgedrängt. Die beschriebenen Geländeformen geben eindeutig Zeugnis des Massenverlagerungsprozesses vom Kopf zum Fuß des Hangs, so dass im Sinne von Stini [2] von einem klassischen Talzuschub gesprochen werden kann. Der Höhenunterschied von der Gratregion bis zum Navisbach beträgt ca. 1.000 m. Die mittlere Hangneigung ist nur etwa 23°.

3 Prädisposition: Geologischer Untergrund und Trennflächeninventar Für die Anlage und Entstehung der Massenbewegung haben neben dem hohen Relief die Gesteine, der geologische Bau und das durch tektonisch-metamorphe Prozesse gebildete Trennflächeninventar Bedeutung. Der Südhang des Misljochs befindet sich aus tektonischer Sicht am Nordrand des Tauernfensters [3] und wird im Wesent­ lichen von zwei tektonischen Gesteinseinheiten [4] [5] aufgebaut (vgl. Bild 1): – die Matreier Zone mit penninischen Bündner Schiefern im Liegenden und – die ostalpine Innsbrucker Quarzpyhllit Decke im Hangenden.

Fig. 1.  Digital ground model of the south slope of the Misl­ joch, geomorphological structures of the deep-seated land­ slide, large-scale tectonic units (Tarntaler Nappe s­ ystem in the ridge area not shown) Bild 1.  Digitales Geländemodell Südhang Misljoch, geo­ morphologische Strukturen der Großhangbewegung, großtek­ tonische Einheiten (Tarntaler Deckensystem im Gratbereich nicht dargestellt)

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Geomechanics and Tunnelling 10 (2017), No. 1

In der Gratregion lagern im tektonischen Kontakt Richtung Mislkopf auf dem Innsbrucker Quarzphyllit noch mesozoische Gesteine des Tarntaler Deckensystems [6] [7]. Die metamorphen Bündner Schiefer, die vom Navisbach bis etwa 1.700 m ü. A. vorkommen, bestehen hauptsächlich aus kalkarmen Phylliten und Graphitphylliten, die geomechanisch als wenig fest und hoch teilbeweglich zu klassifizieren sind. Der Innsbrucker Quarzphyllit im Oberhang zeichnet sich durch einen relativ hohen Quarzanteil aus. Im Gegensatz zu den Bündner Schiefern stellt er aus geomechanischer Sicht ein hartes, eher spröd reagierendes Gestein dar. Die beschriebenen Gesteine wurden im Zuge der alpinen Orogenes polyphas verfaltet [8]. Die Hauptfaltenachsen streichen E-W bis WSW-ENE. Beim Navisbach befindet sich der Scheitel einer größeren Antiform. Damit fällt die Schieferung am Südhang des Misljochs mehrheitlich nach NW bis N ein. Infolge kleinerer Sekundärfalten lässt sich in Teilbereichen, speziell aber im Oberhang, auch ein Südeinfallen beobachten. Wesentliche für die Anlage der Massenbewegung sind weiteres steile WSW-ENE bis SW-NE streichende Flächen des oligozänen-miozänen Mislkopf-Tauernnordrand-Störungssystems [8] [9] [10], N-S streichende alpine


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slope deformation) in accordance with Stini [2]. The height difference from the ridge down to the Navisbach stream is about 1,000 m and the average gradient of the slope is only about 23°.

Klüfte und relativ junge E-W streichende, steile Talklüfte. Die Abrisskanten der Großhangbewegung in der Gratregion und die lateralen Grenzen zeichnen dieses Muster an Stör- und Kluftflächen nach.

3 Predisposition: geological underground and discontinuities inventory

4  Untergrunderkundung, Untersuchungen, Monitoring

For the creation of the deep-seated landslide, the high relief, the rocks, the geological structures and the discontinuities inventory formed by tectonic and metamorphic processes are significant. The south slope of the Misljoch is tectonically on the north edge of the Tauern Window [3] and is essentially formed of two tectonic rock units [4] [5] (see Figure 1): – the Matreier Zone with Penninic Bündner Schiefer/ Schists underneath and – the east Alpine Innsbrucker Quarzphyllit Nappe above. In the ridge, Mesozoic rocks of the Tarntaler Nappe system overlie the Innsbrucker quartz phyllite in tectonic contact toward the Mislkopf [6] [7]. The metamorphic Bündner Schists, which occur from the Navisbach stream up to about 1,700 m, mainly consist of calcareous phyllites and graphite phyllites, geomechanically behaves as a soft rock. The Innsbrucker quartz phyllite in the upper slope is characterised by relatively high quartz content. In contrast to the Bündner Schists, it is geomechanically a hard rock with rather brittle reaction. The described rocks were multiply folded in the course of the Alpine orogeny [8]. The main fold axes strike E-W to WSW-ENE. At the Navisbach is the hinge zone of a large antiform. The schistosity of the south slope of the Misljoch therefore mostly dips to NW to N. As a result of smaller secondary folding, dipping to the south can also be observed in some areas, especially in the upper slope. Another essential for the creation of the landslide are further steeply WSW-ENE to SW-NE striking discontinuities of the Oligocene-Miocene Mislkopf-Tauern north edge fault system [8] [9] [10], N-S striking Alpine joints and relatively young steep valley joints striking E-W. The edges of the outline of the landslide in the ridge and the lateral boundaries retrace this pattern of faults and joints.

4  Underground investigation, testing, monitoring In order to understand the process and to recognise the causes, the landslide has been investigated in detail since 2012. The underground was investigated by geomorphological, geological and geotechnical mapping, four combined refraction and reflection seismic profiles, several geoelectrical profiles, eight boreholes with depths of 70 m to 120 m, numerous digger pits and about 60 open piezometers. In addition, geophysical tests such as calibre logging, gamma ray logging, acoustic borehole camera surveying and full-wave sonics were undertaken in some of the boreholes. Laboratory tests were performed on selected samples, above all for the geotechnical properties of soils. In order to record the movement of the slope, it was necessary to install appropriate surveying equipment. The

Für das Prozessverständnis und für das Erkennen ursächlicher Zusammenhänge wird die Massenbewegung seit 2012 eingehend untersucht. Der geologische Untergrund wurde mittels geomorphologisch-ingenieurgeologischer Kartierungen, vier kombinierter Refraktions- und Refle­ xionsseismikprofile, mehrerer Geoelektrikprofile, acht Kernbohrungen mit Tiefen zwischen 70 m und 120 m, ­etlicher Baggerschürfe und ca. 60 Pegelvollbohrungen erkundet. Ergänzend kamen bei einem Teil der Kernbohrungen bohrlochgeophysikalische Methoden wie KaliberLog, Gamma-Ray-Log, Akustisches-Bohrlochfernsehen und Full-Wave-Sonic zum Einsatz. An ausgewählten Proben wurden Laboruntersuchungen, vor allem zu den geotechnischen Eigenschaften der Lockergesteine durchgeführt. Für die Erfassung der Hangbewegungen war es erforderlich, geeignete Messsysteme zu installieren. Kernstück des Monitorings ist eine Totalstation am Hang gegenüber. Von dieser werden mehrmals täglich ca. 80 Messprismen, im und außerhalb des Schuttstrom, angefahren und gemessen. Da auch der Standpunkt der Messstation von Hangbewegungen erfasst ist, wird die Lage des Tachymeters laufend überwacht. Dies erfolgt mittels eines GNSSEmpfängers und einer Referenzstation im nahegelegenen Ort Matrei. Für die Detektion der Bewegungen in der Tiefe steht ein Netz von insgesamt neun Inklinometern zur Verfügung. Acht davon werden in vierteljährlichen Intervallen gemessen, bei einem ist ein Ketteninklinometer zur kontinuierlichen Aufzeichnung der Verschiebungen eingebaut. Die erwähnten 60 Pegelbohrungen sind großteils mit Datenlogger ausgestattet und zeichnen die Wasserdrücke im Lockergestein und im Fels auf. Knapp oberhalb der Siedlung steht noch eine Messstation des Hydrographischen Dienstes Tirol, wo die Parameter Temperatur, Niederschlag und Schneehöhe sowie die Wassermenge des Dränagewassers des Mittelhangs erfasst werden.

5 Ingenieurgeologisches/geomechanisches Modell zur Großhangbewegung Misljoch Das aus den Erkundungen und Untersuchungen abgeleitete ingenieurgeologische, geomechanische Modell für die Großhangbewegung/den Talzuschub Misljoch ist eine tiefgreifende Felsgleitung, auf der im westlichen Teil lockergesteinsartige Schuttkörper lagern. Diese Vorstellungen sind in einem Längsschnitt (Bild 2), der in Fallrichtung des Hangs, von der Gratregion des Misljochs bis zum Navisbach angelegt ist, vereinfacht und idealisiert dargestellt. Die Felsgleitung setzt in der Gratregion an. Risse und Spalten weisen hier auf Zugspannungen und Zerrung im Oberhang hin. Die vielen Geländestufen repräsentieren Ausstriche von Bewegungsflächen, an denen große Fels-

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Fig. 2.  Engineering geological, geomechanical model (Genesis of earth-flow/-slide A, B and C see Figure 3) Bild 2.  Ingenieurgeologisches, geomechanisches Modell (Genese Schuttstrom A, B und C siehe Bild 3)

key piece of monitoring equipment is a total station on the opposite slope, which is used to sight and measure about 80 survey prisms within and outside the landslide many times a day. Since the location of the total station is also affected by slope movement, the location of the tachymeter is continuously surveyed using a GNSS receiver and a reference station in the nearby village of Matrei. A network of altogether nine inclinometers is available for the detection of movement in the depths. Eight of these are measured at quarterly intervals and one has a chain inclinometer installed for continuous recording of displacement. The already mentioned 60 open piezo­ meters are mostly equipped with data loggers and record the water pressures in the soil and rock. Just above the village is another survey station of the Tyrol Hydrographical Service, which records the para­ meters temperature, precipitation and shown depth as well as the quantity of drainage water of the middle slope.

5 Engineering geological/geomechanical model of the Misljoch landslide The Engineering geological and geomechanical model derived from the investigation and testing can be simplified and idealised as a deep-seated rock slide, on which soiltype debris bodies lie in the western part. The model is illustrated by the cross section (Figure 2), which is laid out in the fall line of the slope from the ridge of the Misljoch to the Navisbach stream. The rock slide starts in the ridge area. Open cracks and fissures here show tension stresses combined with normal faulting in the upper slope. Many terrain steps represent outcrops of sliding planes, where large rock bodies have slid down toward the valley. This failure is as-

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schollen talwärts geglitten sind. Begünstigt wurde dieses Versagen durch das vorgegebene Trennflächensystem und auch durch die Nachgiebigkeit der mechanisch als weich zu betrachtenden Bündner Schiefer im Liegenden des Innsbrucker Quarzphyllits. Im DGM sind deutlich mehrere langgezogene, in der Art von Gletscherzungen geformte Fließkörper zu erkennen (vgl. Bild 1). Die Kernbohrungen geben Aufschluss darüber, dass diese aus der großen Felgleitung hervorgegangen sein müssen. Die lockergesteinsartigen Fließkörper sind das Produkt der mechanischen Zerlegung und der Verwitterung von Felsschollen der vorangegangenen Gleitbewegungen. Nur untergeordnet sind darin auch glaziale Sedimente eingearbeitet, die ursprünglich geringmächtig dem Fels auflagen. Die Fließkörper bewegen sich praktisch Huckepack auf der tieferen Felsgleitung. In Anlehnung gängiger Klassifikationen wie [11] [12] [13] oder [14] wurde für diese gemischtkörnigen Kriechmassen, in denen auch Steine, Blöcke und größere Felsschollen anzutreffen sind, der Begriff Schuttstrom gewählt. Um die Form anzusprechen, soll in diesem Zusammenhang auch von Schuttzungen gesprochen werden. Bei der Bildung der Schuttstrommassen können drei Phasen unterschieden werden (Bilder 2 und 3): A) Erste Gleitvorgänge zerlegen das Gebirge in große Felsschollen: relativ intakte Felsschollen wechseln mit lockergesteinsartigen Scherzonen. B) Anhaltendes Gleiten führt zur nahezu vollständiger Zerscherung und Entfestigung der Felsschollen: engständig zerschertes, wenig festes Festgestein wechselt mit lockergesteinsartigen Scherzonen. C) Fortschreitendes Gleiten/Kriechen führen zur Bildung der Schuttstrommassen. Diese setzen sich aus einem gemischtkörnigen Lockergestein zusammen.


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sisted by the prevailing joint system and also by the yielding of the Bündner Schists, which is considered as soft mechanically, below the Innsbrucker quartz phyllite. In the DGM, several extended flowing bodies similar to glacier tongues can be clearly recognised (see Figure 1). The drilled cores provide the information that these must have resulted from the large-scale rock slide. The soil-type flowing bodies are the product of the mechanical decomposition and weathering of sliding rock bodies. Glacial sediments, which originally overlay the rock, are also present but these are not as significant. The flowing bodies are practically piggybacking on the deeper rock slide. Based on usual classifications such as [11] [12] [13] or [14], these mixed-grained creep masses, in which stones, blocks and even rock boulders can be found, are described as earth-flow/-slide. Three phases in the formation of the earth-flow/-slide can be differentiated (Figures 2 and 3): A) First sliding processes dismember the rock into large rock bodies: relatively intact rock bodies alternate with soil-type shear zones. B) Continued sliding leads to almost complete fracturing and softening of the rock bodies: closely-spaced fractured, low-strength rock alternates with soil-type shear zones. C) Continued sliding/creep leads to the formation of earth-flow/-slide bodies. These are composed of mixed-grained soils. Near the surface, there are often remains of the original rock bodies in the form of blocks of some cubic metres. The orientation of plate minerals in the shear direction within the earth-flow/slide is typical. In addition to the described mechanical fracturing, constant and high water flow is also considered particularly significant. This forces weathering processes and also keeps the sliding and creeping movements going. Information gained from the boreholes shows that the earth-flow tongue in the west is very highly aquiferous. Confined groundwater up to 2 bar pressure was found in the earth-flow/-slide and also in the underlying rock. The confined groundwater in the earth-flow/-slide bodies occasionally coincides with the sliding zones detected by the inclinometers. From the evaluation of the geoseismic and borehole results, a volume model of the earth-flow/-slide area could be created and a volume of about 15 million m3 was calculated.

6  Remedial concept Based on the findings from the investigation, testing and analyses, it became clear that remediation can only succeed by draining the earth-flow masses, above all by relieving the sometimes high groundwater pressures. Due to the great depth of the water bearing zones and also the measured water pressures, a concept of pumped deep wells was selected. In addition, very wet areas in the middle of the slope are drained with shallow ditches. These measures are intended to prevent water that emerges from the slope seeping back into it and flowing further down the slope. Improvement of the forest stock and tree planting in the

Fig. 3.  Origin of the earth-flow/-slide Bild 3.  Genese der Schuttstrommassen

Oberflächennah finden sich häufig Reste der ursprünglichen Felsschollen in Form von Kubikmeter großen Blöcken. Die Einregelung plattiger Mineralien in Scherrichtung innerhalb der Schuttstrommassen ist typisch. Neben der beschriebenen mechanischen Zerlegung werden in besonderem Maße ein ständiger und hoher Wasserfluss als bedeutsam erachtet. Dieser forciert einerseits die Prozesse der Verwitterung und hält andererseits die Gleit-/Kriechbewegungen in Gang. Aus den Erkundungsbohrungen geht hervor, dass die Schuttzunge im Westen sehr stark wasserführend ist. Es wurde gespanntes Wasser mit bis zu 2 bar Druck sowohl im Schuttstrom als auch in der unterliegenden Felsgleitmasse angetroffen. Das gespannte Wasser in der Schuttstrommasse koinzidiert mit den in den Inklinometern detektierten Gleitzonen. Auf Basis der Auswertung der Geoseismik und der Bohrungen konnte ein Volumenmodell des Schuttstrom­ areals erstellt und die Kubatur mit ca. 15 Mio. m3 berechnet werden.

6 Sanierungskonzept Unter Zugrundlegung der Erkenntnisse aus der Erkundung, Untersuchungen und Analysen wurde deutlich, dass eine Sanierung nur durch eine Entwässerung der Schuttstrommassen, vor allem durch einen Abbau der bereichsweise hohen Wasserdrücke gelingen kann. Aufgrund der großen Tiefe der Wasserwegigkeiten bzw. auch der gemessenen Wasserdrücke wurde das Konzept bepumpter Tiefbrunnen gewählt. Zusätzlich werden stark vernässte Bereiche im mittleren Hangabschnitt durch seichtgründige Dränagen entwässert. Diese Maßnahme soll verhindern, dass austretendes Wasser im Hang wiederversickert und in untere Hangbereiche weiterfließt. Zuletzt sind noch Verbesserungen im Waldbestand und Aufforstungen in Bereichen von Almen zu nennen, die längerfristig die ­Interzeption verbessern sollen.

7 Geotechnische Eigenschaften in der Gleitzone des „Kriechkörpers“ 7.1  Klassifikationen des Lockergesteins Bei dem Lockergestein in der Gleitfläche handelt es sich überwiegend um gemischtkörnige Böden im Sinne der ÖNORM B 4400-1:2010. Der Feinkornanteil variiert zwi-

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mountain meadows should also be mentioned, as these will improve interception in the long term.

7 Geotechnical properties in the sliding zone of the “creep body” 7.1  Classification of the soils The soils in the sliding surface are mainly mixed-grained soils under the terms of ÖNORM B 4400-1:2010. The fines content varies between 15 and 23 %. Thus widelygraded gravel-silt mixtures (si′Gr, siGr and Si/Gr) can be assumed (Figure 4). The formability of the fine-grained samples is classed as low to medium (plasticity index IP = 2 to 11 %). The natural water content of wn ≥ 12 to 16 % is consistently below the plastic limit (wp = 17 to 23 %). Interestingly, the phenomenon of creep also occurs in nature in the sliding surfaces of the existing earth-flows, which are composed of mixed grains. In this way, this creep is also different from viscous creep, for example of cohesive soils [15].

7.2 Flow rule, viscous behaviour and long-term direct shear test viscosity index ILZR An estimation of the reduction of the creep rate depending on the change of the shear stresses acting on the sliding plane is defined through the plastic constitutive law and the viscosity. The creep law must describe a relationship between the shear stress τ and the corresponding deformation rate γ⋅ for stationary “flowing”. Many available plastic constitutive law are however difficult to use in practice. The laws cannot be used for earth and there is a lack of the parameters needed for the adequate description of the behaviour. For this reason, a very simple flow law (Equation 1) from Kolymbas [16] was used for the estimation of the change of movement rate. A reduction of the shear stress Δτ through remediation measures (in this case reduction of the water pressure in the movement zone) thus causes a reduction of the creep rate. In order to be able to better estimate the effectiveness of drainage measures and also to improve the mechanical

schen 15 und 23 %. Somit kann von weitgestuften KiesSchluff-Gemischen (si′Gr, siGr und Si/Gr) ausgegangen werden (Bild 4). Die Bildsamkeit der feinkörnigen Proben ist als gering bis mittel einzustufen (Plastizitätsindex IP = 2 bis 11 %). Der natürliche Wassergehalt von wn ≥ 12 bis 16 % liegt durchwegs unter der Ausrollgrenze (wp = 17 bis 23 %). Interessanterweise tritt in der Natur das Phänomen des Kriechens auch bei den Gleitflächen der Schuttströme, die gemischtkörnig zusammengesetzt sind auf. Damit unterscheidet sich dieses Kriechen vom viskosen Kriechen bindiger Erdstoffe [15].

7.2 Fließgesetz, viskoses Verhalten und LangzeitRahmenscherversuch-Zähigkeitsindex ILZR Eine Abschätzung der Reduktion der Kriechgeschwindigkeit, in Abhängigkeit der Änderung der auf die Gleitfuge wirkenden Schubspannungen, wird über Fließgesetze und den Zähigkeitsindex definiert. Das Fließgesetz muss eine Beziehung zwischen der Schubspannung τ und der zugehörigen Verformungsgeschwindigkeit γ⋅ für das stationäre „Fließen“ beschreiben. Viele verfügbare Fließgesetze sind jedoch nur schwer in die Praxis übertragbar. Die Gesetze lassen sich nicht auf Erdstoffe übertragen, und es fehlen die notwendigen Parameter, die zur ausreichenden Beschreibung des Verhaltens notwendig sind. Aus diesem Grund wurde für die Abschätzung der Änderung der Bewegungsgeschwindigkeit ein sehr einfaches Fließgesetz (Gleichung 1) nach Kolymbas [16] verwendet. Eine Abnahme der Schubbeanspruchung Δτ durch Sanierungsmaßnahmen (in diesem Fall Verringerung des Wasserdrucks in der Bewegungszone) bewirkt demnach eine Abnahme der Kriechgeschwindigkeit. Um die Wirksamkeit von Entwässerungsmaßnahmen besser abschätzen zu können und auch das mechanische Verständnis des Schuttstroms zu verbessern, bietet sich die Betrachtung der Änderungen der Kriechgeschwindigkeiten in Abhängigkeit der Änderung des wirksamen Wasserdrucks in der Bewegungszone an. Für die Abschätzung des Kriechverhaltens der Schuttstrommasse wurde aus Rahmenscherversuchen der Langzeit-Rahmenscherver-

Fig. 4.  Range of mixed-grained soils in the slide planes Bild 4.  Bandbreite der gemischtkörnigen Böden in den Gleitflächen

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Fig. 5.  West geotechnical profile with “relief well” remedial measures Bild 5.  Geotechnisches Profil West mit Maßnahmen „Entspannungsbrunnen“

understanding of the earth-flow/-slide, the change of creep rate can be estimated depending on the effective water pressure in the movement zone. For the estimation of the creep behaviour of the earth-flow mass, the longterm viscosity index ILZR was determined from direct shear tests. From this, and assuming the simple plastic constitutive law from Kolymbas [16], the change of creep rate due to drainage measures could be determined. A similar plastic constitutive law is also used by Goldschei­ der [15], in his work about the mechanics of creep (Equation 2). According to this, a reduction of the degree of utilisation effects a reduction of the form change rate and thus the creep rate.

such-Zähigkeitsindex ILZR. ermittelt. Mit diesem erfolgte unter der Annahme des einfachen Fließgesetzes von ­Kolymbas [16] die Ermittlung der Änderungen der Kriechgeschwindigkeit bedingt durch Entwässerungsmaßnahmen. Ein ähnliches Fließgesetz wird auch von Goldschei­ der [15], in der Arbeit über die Mechanik des Kriechens, verwendet (Gleichung 2). Demnach bewirkt eine Abnahme des Ausnutzungsgrads eine Abnahme der Gestaltänderungsrate und somit der Kriechgeschwindigkeit.

∆τ = τ0l v ln (v1/v 0 )



v1 = v 0 µ(1/lv)

(2)

Mit: Iv Zähigkeitsindex, Viskositätsindex, Viskositätskon­stante Δτ Veränderung der Schubspannung τ0 Schubspannung in der Gleitfuge zum Zeitpunkt t = 0 v0 Kriechgeschwindigkeit zum Zeitpunkt t = 0 v1 Kriechgeschwindigkeit zum Zeitpunkt t = 1 μ Ausnutzungsgrad der Scherfestigkeit in der Gleitfuge

(1)

with: Iv viscosity index, viscosity index, viscosity constant Δτ change of shear stress τ0 shear stress in the slide joint at time t = 0 v0 creep rate at time t = 0 v1 creep rate at time t = 1 m degree of utilisation of the shear strength in the slide joint Before the start of the measures (consisting essentially of drainage wells and surface drainage), the west profile was selected for the estimation of the creep rate. The local conditions with the pressure level of the groundwater table before and after operation of the wells in November 2015 are shown in Figure 5. The pressure level of the groundwater is continuously recorded from the piezometer measurements. According to this data, the wells cause, at a spacing of 8 to 10 m, a lowering of at least 35 m on

∆τ = τ0l v ln (v1/v 0 )



v1 = v 0 µ(1/lv)

(2)

(1)

Vor Beginn der Sanierungsmaßnahmen (bestehend im Wesentlichen aus Dränagebrunnen und Oberflächenentwässerung) wurde das Profil West für die Abschätzung der Kriechgeschwindigkeiten gewählt. Die Randbedingungen mit dem Druckniveau des Bergwasserspiegels vor und nach dem Betrieb der Brunnen im November 2015 sind in Bild 5 dargestellt. Das Druckniveau des Bergwassers wird laufend aus den Pegelmessungen aufgezeichnet. Demnach bewirken die Brunnen im Abstand von 8 bis 10 m bergseitig eine Absenkung von zumindest 35 m und talseitig von rund 130 m. Bild 6 zeigt die Absenkung des Wasserdrucks von der Brunnenachse Richtung hangaufwärts und die Bild 7 die Änderung des Druckniveaus in der Gleitzone des Kriechkörpers durch den Brunnenbetrieb für das Pro-

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the uphill side and about 130 m on the downhill side. Figure 6 shows the lowering of the water pressure from the well axis in the uphill direction and Figure 7 the change of pressure level in the slide zone of the creep body through well operation for the west profile. These changes are achieved by a pumping quantity from all wells of an average 1.5 l/s. As has been shown from comparable remediation of mass movements, it is not the water quantity that is significant but the reduction of the pressure potential. The remedial measures carried out since 2015 had the consequence that the creep movements reduced from 11 to 18 mm/year to 5 to 6 mm/year in the east and from 24 to 30 mm/year to 12 mm/year in the west. This gives, in autumn 2016, apportioned to the movements of the pure debris movement, a reduction of the creep rate from 22 to 68 % compared to the rates in 2014 (Figure 8).

Fig. 6.  Uphill lowering of the water pressure by well opera­ tion Bild 6.  Bergseitige Absenkung des Wasserdrucks durch den Brunnenbetrieb

7.3  Determination of the viscosity index ILZR Only disturbed samples could be taken from the slide plane from the boreholes. These were prepared and tested with conventional laboratory tests. Due to the mixedgrained material in the slide plane, no CU triaxial tests could be performed with undisturbed samples and with various compression rates. The rate-dependent cohesion share (undrained cohesion cu) of the shear resistance could thus not be determined due to the ground properties. Therefore another method had to be found for the determination of the viscosity index. In order to evaluate the shear strengths of the earthflow material, direct shear tests (areas 100 mm × 100 mm; max. grain size of 2.0 and 0.4 mm) were performed on samples from the shear zone depths of between 6 und 34 m. For the soil samples selected for the creep test, the

fil West. Diese Änderungen werden lediglich durch eine Fördermenge aller Brunnen von im Mittel 1,5 l/s erzielt. Wie bei vergleichbaren Sanierungen von Massenbewegungen zeigt sich, dass nicht die Wassermenge von Bedeutung ist, sondern lediglich die Reduktion des Druckpotenzials. Die seit dem Jahr 2015 durchgeführten Sanierungsmaßnahmen hatten zur Folge, dass sich die Kriechbewegungen im Osten von 11 bis 18 mm/Jahr auf 5 bis 6 mm/ Jahr und im westlichen Bereich von 24 bis 30 mm/Jahr auf 12 mm/Jahr reduzierten. Dies ergibt im Herbst 2016, umgelegt auf die Bewegungen des reinen Schuttstroms, eine Reduktion der Kriechgeschwindigkeit von 22 bis 68 % im Vergleich mit den Geschwindigkeiten im Jahr 2014 (Bild 8).

Fig. 7.  Measured lowering of the water pressure through well operation in the west profile Bild 7.  Gemessene Absenkung des Wasserdrucks durch den Brunnenbetrieb im Profil West

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grain diameter at 50 % refuse of a sieve d50 is 0.0063 to 0.01 mm. With a gap height of the direct shear apparatus of 1 mm, this gives depending on the material a height of the shear gap of about 10 d50 (0.063 to 1 mm) to 100 d50 (0.63 to 1 mm). This demand is intended to reduce scale effects in the performance of the test (see also [17]). The friction angle was determined in the direct shear test between ϕ = 26.0 and 38.5° and at larger shear deformations (residual shear angle) at ϕr = 18 to 32.5°. Estimation of the viscous properties (determination of the viscosity index ILZR) was only possible with drained direct shear tests and prepared water-saturated consolidated samples. The long-term direct shear tests were carried out over a timeframe of 50,000 minutes (about 35 days). At the start of the long-term direct shear tests, a shear stress was applied at time t = 0, which amounted to 70 % of the residual shear strength. The sudden change of the shear stress Δτ was 5 % of the shear stress τ at time t  =  0 (Figure 9). For time reasons, a maximum of two sudden increases of shear stress were carried out. In addition, water was added during selected tests to determine any effects from soil suction. It is inherent in the nature of such long test durations that unavoidable effects occur on the test results. The usual known problems in the estimation of ratedependent (viscous) material behaviour are that: – the friction angle of the samples can only be determined approximately in the laboratory test, – shear rates in the laboratory test are in the order of 100 to 1,000 times higher than in nature and

7.3  Bestimmung des Zähigkeitsindex ILZR Aus den Kernbohrungen konnten aus der Gleitfläche nur gestörte Proben entnommen werden. Diese wurden auf­ bereitet und mit konventionellen Laborversuchen untersucht. Auch konnten aufgrund des gemischtkörnigen Materials in der Gleitfläche keine CU-Triaxialversuche mit ungestörten Proben und mit verschiedenen Stauchungs­ geschwindigkeiten durchgeführt werden. Der geschwindigkeitsabhängige Kohäsionsanteil (undränierte Kohäsion cu) des Scherwiderstands konnte somit aufgrund der Baugrundeigenschaften nicht bestimmt werden. Daher musste zur Bestimmung des Zähigkeitsindex ein anderer Weg gewählt werden. Zur Beurteilung der Scherfestigkeiten des Schuttstroms wurden an Proben aus den Scherzonen in einer Tiefe zwischen 6 und 34 m Rahmenscherversuche (Flächen 100 mm × 100 mm; Größtkorn von 2,0 und 0,4 mm) durchgeführt. Bei den für die Kriechversuche gewählten Bodenproben beträgt der Korndurchmesser bei 50 % Siebdurchgang d50 0,0063 bis 0,01  mm. Bei einer Spalthöhe des Rahmenschergeräts von 1 mm ergibt sich bezogen auf das Material eine Höhe des Scherspalts von ca. 10 d50 (0,063 bis 1 mm) bis 100 d50 (0,63 bis 1 mm). Mit dieser Forderung sollten Maßstabseffekte in der Versuchsdurchführung reduziert werden (siehe auch [17]). Die Reibungswinkel wurden im Rahmenschergerät zwischen ϕ = 26,0 und 38,5° und bei größeren Schubverformungen (Restscherwinkel) mit ϕr = 18 bis 32,5° bestimmt.

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Fig. 8.  Movement rates for the west and east earth-flow/-slide body, changes and supplemented from [25] Bild 8.  Bewegungsraten für den westlichen und den östlichen Schuttstrom, verändert und ergänzt aus [25]

– it is unavoidable that slight drying of the sample occurs during a long-term test and thus to a change of the soil stress. The shear strengths determined in the laboratory can be slightly too high; this effect is however checked by the back-calculation. The shear rates could be limited to 4 ∙ 10–7 s–1 in the long-term direct shear test. Accordingly this rate is “only” about 400 times that in nature (1 ∙ 10–9 s–1 to 2 ∙ 10–9 s–1). Since the volume is increased by dilatancy at the limit state of shear strength, additional water can be sucked in. This effect, in combination with soil suction, can be observed indirectly through the increase of the movement rates on water addition. A certain drying of the body of the sample during the long-term tests could, however, not be completely prevented despite the accompanying measures such as continuous controlled wetting of the test rig and keeping the temperature and air humidity constant in the laboratory. Table 1 collects the viscosity indices ILZR (1st and 2nd loading steps) determined from the results of the longterm direct shear tests for various normal stresses, a maximum grain size of 2 mm and a maximum shear rate of about 4 ∙ 10–7 s–1. In the specialist literature [15] [18], the viscosity index IV for a pronouncedly plastic clay is given as Iv = 0.04. For relocated moraine and for talus material, back-calculations after the completion of remediation with prestressed anchors showed a viscosity index of 0.05 [19]. In the present tests in the direct shear apparatus, viscosity indices ILZR of a similar order of between 0.04 and 0.08 were de-

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Eine Abschätzung der viskosen Eigenschaften (Bestimmung des Zähigkeitsindex ILZR) war nur mit dränierten Rahmenscherversuchen und aufbereiteten wassergesättigten konsolidierten Proben möglich. Die LangzeitRahmenscherversuche wurden dabei über einen Zeitraum von 50.000 Minuten (etwa 35 Tage) durchgeführt. Am Beginn jedes Langzeit-Rahmenscherversuchs wurde eine Schubspannung zum Zeitpunkt t = 0 aufgebracht, die 70 % der Restscherfestigkeit betrug. Die sprunghafte Änderung der Schubspannungen Δτ betrug 5 % der Schubspannung τ zum Zeitpunkt t = 0 (Bild 9). Aus Zeitgründen wurden maximal zwei sprunghafte Steigerungen der Schubspannung durchgeführt. Zusätzlich erfolgte bei ausgewählten Versuchen die Zugabe von Wasser zur Feststellung möglicher Effekte aus Saugspannungen. Versuchsbedingt kommt es bei derart langen Untersuchungszeiten zu unvermeidbaren Einflüssen auf das Versuchsergebnis. Übliche bekannte Probleme bei der Abschätzung des geschwindigkeitsabhängigen (viskosen) Materialverhaltens sind, dass: – Im Laborversuch der Reibungswinkel bei diesen Proben nur ungenau bestimmt werden kann, – Die Schergeschwindigkeiten im Laborversuch in einer Größenordnung 100- bis 1.000-fach höher sind als in der Natur und – Es während der Langzeitscherversuche unvermeidbar zum geringfügigen Austrocknen der Probe und somit zu einer Änderung der Saugspannungen kommt. Die im Labor bestimmten Scherfestigkeiten können etwas zu hoch sein; dieser Einfluss wird aber durch die Rückrechnung kontrolliert.


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termined. In all tests, the initial phase with low and constant creep rates of the stationary creep can be seen with rates of about 4 ∙ 10–7 s–1. Accelerated creep occurred in all tests in the course of increased loading; however no creep failure could by observed under drained conditions (residual shear strength was not reached). No significant dilatancy and no strength loss were observed in the tests. One uncertainty does however remain in the fact that the unavoidable effects of slight drying of the samples could only be inadequately interpreted.

8 Back-calculation of the shear strengths for the limit equilibrium In specialist literature the minimum required friction angle in the shear joint is determined starting from the kinematic solution approaches for the description of creeping snow layers [20] [21] using limit conditions according to MohrCoulomb and Matsuoka/Nakai. For the earth-flow/-slide in the Navistal, the back-calculated friction angle ϕerf for the limit equilibrium state was determined with conventional procedures with plane sliding planes (Janbu and Block sliding methods) and numerical analysis (FLAC). These back-calculations serve, for various assumed water pressures in the soil, to estimate the sensitivity of the system and the possible reduction of the creep rates. The calculations of slope stability were restricted to the active, moving earth-flow/-slide. They were performed by analytical and numerical methods under the simplified assumption of water pressure based on the piezometer observations, which was varied in height in the calculations. From the range of friction angle and cohesion, which was determined from the back-calculations, core retrieval and laboratory tests, a sensitivity analysis was then carried out. The results show as expected that the stability increase is essentially determined by the assumed groundwater level and the assumed lowering, for example by drainage wells. The stability calculations are a simplified calculated expression of various system states. They give the sensitivity though the relationship of the maximum safety factor related to the minimum safety factor. If the maximum safety factor of 1.11 as a result of the groundwater level

Fig. 9.  Scheme of test performance for the determination of the ductility index ILZR Bild 9.  Schematische Versuchsdurchführung zur Ermittlung des Zähigkeitsindizes ILZR

Die Schergeschwindigkeiten konnten im LangzeitRahmenscherversuch auf 4 · 10–7 s–1 beschränkt werden. Demgemäß liegt diese Geschwindigkeit „nur“ um das ca. 400fache über jener in der Natur (1 ∙ 10–9 s–1 bis 2 ∙ 10–9 s–1). Da im Grenzzustand der Scherfestigkeit das Volumen durch Dilatanz vergrößert wird, kann zusätzlich Wasser angesaugt werden. Dieser Effekt, in Verbindung mit Saugspannungen, konnte indirekt über die Zunahme der Bewegungsraten bei Wasserzugabe beobachtet werden. Eine gewisse Austrocknung des Probekörpers während der langen Versuchszeit konnte aber trotz Begleitmaßnahmen nicht gänzlich verhindert werden. Als Begleitmaßnahmen wurden eine laufende kontrollierte Befeuchtung der Versuchsanlage und ein Konstanthalten der  Temperatur und der Luftfeuchtigkeit im Laborraum durchgeführt. In der Tabelle 1 sind die Ergebnisse der aus den Langzeit-Rahmenscherversuchen ermittelten Zähigkeitsindizes ILZR (1. und 2. Belastungsstufe) für unterschied­ liche Normalspannungen, einem Größtkorn von 2 mm sowie einer Schergeschwindigkeit von maximal etwa 4 ∙ 10–7 s–1 zusammengestellt.

Table 1.  Viscosity indices ILZR,1 and ILZR,1 for the 1st and 2nd loading steps Tabelle 1. Zähigkeitsindizes ILZR,1 und ILZR,1 für die 1. und 2. Belastungsstufe Borehole Probe Bohrung

Depth (m) Tiefe (m)

Normal stress (kN/m2) Normalspannung (kN/m2)

Residual friction angle Restreibungswinkel (°)

Content of Si+Cl % Anteil Si+Cl %

ILZR,1 ( ) ILZR,1 ( )

ILZR,2 ( ) ILZR,2 ( )

KB 3 KB 3

5.7–6.4 5,7–6,4

150 150

32.5 32,5

49 49

0.07 0,07

0.07 0,07

KB 3 KB 3

30.4–31.0 30,4–31,0

150 150

31 31

54 54

0.08 0,08

KB 3 KB 3

33–33.5 33–33,5

150 150

28 28

69 69

0.05 0,05

KB 3 KB 3

33–33.5 33–33,5

600 600

28 28

69 69

0.04 0,04

KB 1 KB 1

16.3–17.0 16,3–17,0

150 150

26.5 26,5

47 47

0.07 0,07

0.15 0,15

0.04 0,04

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Table 2.  Characteristic soil parameters for the geotechnical model and the conventional and numerical methods Tabelle 2.  Charakteristische Bodenkennwerte für das geotechnisches Modell und die konventionellen sowie numerischen Methoden Calculation Berechnung

Wet unit weight Wichte feucht

Unit weight of submerged soil Wichte unter Auftrieb

Friction angle j′ Reibungswinkel j′

Cohesion c′ Kohäsion c′

Pressure potential of the slope water level Druckpotenzial des Hangwasserspiegels

kN/m3

kN/m3

(°)

(kN/m2)

10 m below terrain surface 10 m unter Geländeoberfläche

21

12

31

2

25 m below terrain surface 25 m unter Geländeoberfläche

21

12

24

1

lowered by the wells is compared to the minimum safety factor of 1.0 resulting from the groundwater without lowering, then this gives a relatively high sensitivity quotient of 1.11/1.0 = 1.11. At the same time, the gain of safety is slight, which is to be understood as an indication of the still very high uncertainties in the estimation of the effectiveness of the remedial works through drainage measures. The calculations also show that the safety gain (increase of safety factor) can only be very slight. The combination of the sensitivity quotient and the safety gain shows that the measure with one row of wells could be insufficiently effective for the creep process and further measures should follow. Nonetheless, this type of measure represents a practical attempt to reduce creep rates according to experience from comparable projects [22] and [23]. Active slide planes could be deduced from the inclinometer measurements at depths of about 14, 16 and 37 m below ground level. The highest displacement rates of 2.2 mm/month before implementing the measures were observed at a depth of about 16 or 37 m. For the back-calculations, the soil physical parameters were varied until approximately the observed failure mechanism for the limit equilibrium state resulted (see Figure 5). The characteristic soil parameters required for this lie in the range of the results of the soil physical laboratory results. The characteristic soil parameters determined from the back-calculations for the limit state (without remedial measures) are shown in Table 2.

9 Comparison of the prognosis of the movement rate with the monitoring data until now In order to estimate the changes of the creep rate, the mobilised shear stresses or the shear strength in the slide plane were determined using the procedure according to Janbu for plane failure planes for observed failure mechanism, which could be derived from the geomorphology, inclinometer measurements, piezometer measurements and geodetic surveying on the surface. The changes of shear stresses in the slide plane were calculated for possible estimated, differently lowered groundwater levels (4, 6, 8 and 10 m), which settle as a result of the effect of the wells or the surface drainage. The estimation of the change of creep rate was performed on the basis of comparisons of the stability calculations with Equations (1)

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In der Fachliteratur [15] [18] wird der Viskositäts­ index IV für einen ausgeprägt plastischen Ton mit Iv = 0,04 angegeben. Für eine umgelagerte Moräne sowie einen Hangschutt ergab sich aus Rückrechnungen, nach erfolgten Sanierungen mit vorspannten Ankern, ein Viskositätsindex von 0,05 [19]. In den vorliegenden Versuchen im Rahmenschergerät wurden überwiegend Zähigkeitsindizes ILZR in einer ähnlichen Größenordnung und zwar zwischen 0,04 und 0,08 bestimmt. Bei allen Versuchen ist die anfängliche Phase mit niedrigen und konstanten Kriechraten des stationären Kriechens mit Geschwindigkeiten von rund 4 ∙ 10–7 s–1 erkennbar. Bei allen Ver­ suchen trat im Zuge der Laststeigerungen beschleunigtes Kriechen ein; allerdings konnte unter dränierten Verhältnissen kein Kriechbruch beobachtet werden (Restscherfestigkeit wurde nicht erreicht). Bei den Versuchen wurden keine nennenswerte Dilatanz und kein Festigkeits­ verlust beobachtet. Eine Unsicherheit liegt jedoch in der Tatsache, dass die unvermeidbaren Einflüsse einer geringfügigen Austrocknung der Probe nur ungenügend interpretiert werden können.

8 Rückrechnung der Scherfestigkeiten für das Grenzgleichgewicht In der Fachliteratur werden, ausgehend von kinematischen Lösungsansätzen zur Beschreibung von kriechenden Schneeschichten [20] [21] mithilfe von Grenzbedingungen nach Mohr-Coulomb und Matsuoka/Nakai, die minimal erforderlichen Reibungswinkel in der Scherfuge ermittelt. Für den Schuttstrom im Navistal wurde der rückgerechnete Reibungswinkel ϕerf für den Grenzgleichgewichtszustand mit konventionellen Verfahren mit ebenen Gleitflächen (Janbu und Block Gleit Methode) und numerischen Verfahren (FLAC) bestimmt. Diese Rückrechnungen dienen, für verschiedene angenommene Wasserdrücke im Lockergestein, zur Abschätzung der Sensitivität des Systems und der möglichen Reduktion der Kriechgeschwindigkeiten. Die Berechnungen zur Hangstabilität beschränkten sich auf den aktiven, in Bewegung befindlichen Schuttstrom. Sie erfolgten mittels analytischer und numerischer Methoden unter der vereinfachten Annahme eines Bergwasserdrucks auf Grundlage der Pegelbeobachtungen, der in den Berechnungen in der Höhe variiert wurde. Aus


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Fig. 10.  Prognosis of the change of rate of the creeping slope through changing the groundwater conditions using the viscosity index ILZR and the initial rate ν0 = 3 cm/year Bild 10.  Prognose der Geschwindig­ keitsänderung des Kriechhangs durch Änderung der Bergwasserverhältnisse unter Verwendung des Zähigkeitsindex ILZR und der Ausgangsgeschwindigkeit ν0 = 3 cm/Jahr

and (2). From the shear stress changes, which were caused by the changed groundwater conditions, and starting from an average movement rate of 3 cm/year for the west profile (see Figure 8), the “creep rates” could be estimated using the possible range of the viscosity index ILZR. The reduction of the creep rates was estimated under the assumption that the loadings in the slope remain unaltered, the stresses are less than the limit equilibrium state and the groundwater level has been lowered. In order to estimate the creep rates, the viscous constitutive law (Equation 1) from ­Kolymbas [16] was used. Current measurements of creep rates show that after the start of operation of the wells in autumn 2015, the movement of the earth-flow/-slide almost came to a standstill in January 2016, the first time since the start of measurements. With the start of the snow melt in April/May 2016, a creep movement was registered, which remained below that measured before the remedial measures (v0 = 3 cm/year). In order to asses the success of the 1st phase of remedial works, however, results from the next few years have to be awaited. From a comparison of the creep rates in the west area in 2014 with 2016, the current viscosity index ILZR can be estimated at 0.1 and 0.12 (Figure 10). Figure 8 shows the movement rates for the west and east earth-flow tongue for two selected house points. The creep tests with the direct shear apparatus have shown that a relatively reliable estimate of the viscosity index and thus the magnitude of the change of rate is possible. This is due to the circumstance that with mixedgrained soils, the clay-silt-sand fraction is probably decisive for the viscous behaviour. With mixed-grained soils, the change of water content also immediately affects the change of creep rate. This can be due to the circumstance that the degree of saturation between gravel grains rises and a “liquefaction” occurs.

10 Summary By varying the viscosity index ILZR and the groundwater pressure in the sliding zone, a prognosis of the “creep rate” could already be produced in early 2015 using Equations 1 and 2, and this can now be compared with measurements made since the operation of the wells in October 2015. The reliability of such prognoses has been as-

der ermittelten Bandbreite der Reibungswinkel und der Kohäsion, die aus Rückrechnungen, Bohrkernaufnahme und Laboruntersuchungen bestimmt wurden, erfolgte anschließend eine Sensitivitätsanalyse. Die Ergebnisse zeigen erwartungsgemäß, dass der Stabilitätszuwachs wesentlich vom angenommenen Bergwasserstand und der angenommenen Absenkung, beispielsweise durch Dränagebrunnen bestimmt wird. Die Stabilitätsberechnungen sind ein vereinfachter rechnerischer Ausdruck verschiedener Systemzustände. Sie geben über das Verhältnis der maximalen Sicherheitszahl bezogen auf die minimale Sicherheitszahl die Sensitivität an. Vergleicht man die maximale Sicherheitszahl von 1,11 infolge des abgesenkten Bergwassers durch die Brunnen mit der minimalen Sicherheitszahl von 1,0 infolge des nicht abgesenkten Bergwassers, so ergibt sich ein relativ hoher Sensivitäts-Quotient von 1,11/1,0 = 1,11. Gleichzeitig ist der Sicherheitsgewinn gering, was als ein Hinweis auf noch sehr viele Unsicherheiten für die Abschätzung der Wirksamkeit der Sanierung mit Entwässerungsmaßnahmen zu deuten ist. Auch zeigen die Berechnungen, dass der Sicherheitsgewinn (Zunahme der Sicherheitszahl) nur sehr gering sein kann. Die Kombination aus dem Sensitivitäts-Quotient und dem Sicherheitsgewinn ergibt, dass die Maßnahme mit einer Brunnenreihe für den Kriechprozess nicht ausreichend wirksam sein könnte und noch weitere folgen sollen. Dennoch stellt diese Art der Maßnahme aufgrund der Erfahrungen bei vergleichbaren Projekten [22] und [23] einen praktikablen Versuch dar, die Kriechgeschwindigkeiten zu reduzieren. Aus den Inklinometermessungen können aktive Gleitflächen in Tiefen von etwa 14, 16 und 37 m unter Geländeoberfläche abgeleitet werden. Die größten Verschiebungsraten mit 2,2 mm/Monat vor Setzung der Maßnahmen wurden in einer Tiefe von rund 16 bzw. von 37 m beobachtet. Bei den Rückrechnungen wurden die bodenphysikalischen Kennwerte so lange variiert, bis sich ungefähr der beobachtete Bruchmechanismus für den Grenzgleichgewichtszustand ergab (vgl. Bild 5). Die dafür erforderlichen charakteristischen Bodenkennwerte liegen in der Bandbreite der Ergebnisse der bodenphysikalischen Labor­ ergebnisse. Die aus den Rückrechnungen für den Grenzzustand (ohne Sanierungsmaßnahmen) ermittelten cha-

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sessed as rather limited in practice until now. This is due to the circumstance that the creep rates are decisively influenced by: – the state of the shear surfaces, – the thickness of the shear zones, – the influences on the determination of ILZR. In the present case, a viscosity index ILZR of 0.1 to 0.12 (see Figure 10) could be derived on the basis of the monitoring consisting of trigonometric 3D surveying, automatic piezometer measurements, chain inclinometer and inclinometer measurements. These values agree very well with the viscosity index ILZR that had been determined in advance from the long-term direct shear test. The long-term direct shear test thus represents a practical test method for the estimation of the viscosity index ILZR for mixed-grained soils. Reference [24] already determined creep rates of 7 to 17 mm with the viscosity index ILZR. Nonetheless, it will be unavoidable to continue to determine ILZR through back-calculation in the next few years. This will then also permit a better estimation of the effect of the measures carried out (reduction of the creep rates) and the planning of further measures. It will also have to be clarified in the course of further research work whether the reduction of the creep rates for mixed-grained soils can also be described with sufficient precision with the very simple viscous constitutive law (Equation 1) from Kolymbas [16], which can be used in practice with reasonable effort.

Acknowledgement We wish to express our thanks to Univ. Prof. Dr. Dimi­ trios Kolymbas for the many interesting and very helpful discussions in this matter. We also thank the reviewers for the helpful suggestions. References [1] Ampferer, O.: Über einige Formen der Bergzerreißung. Sitz. Ber. Akad. d. Wiss., math. naturwiss. Kl., 148 (1939), pp. 1–14. [2] Stini, J.: Unsere Täler wachsen zu. Geol. Bauwes. 13 (1941), No. 1, pp. 72–7. [3] Tollmann, A.: Geologie von Österreich. Bd. 1, Die Zentral­ alpen. Wien: Deuticke, 1977. [4] Schmid, S. M., Fügenschuh B., Kissling, E., Schuster, R.: Tectonic map and overall architecture of the Alpine orogen. Eclogae Geologicae Helvetiae 97 (2004), pp. 93–117. [5] Schmid, S. M., Scharf, A., Handy, M. R., Rosenberg, C. L.: The Tauern Window (Eastern Alps, Austria): A new tectonic map with cross-sections and a tectonometamorphic synthesis. Swiss Journal Geoscience 106 (2013), pp. 1–32. [6] Thiele, O.: Der Nordrand des Tauernfensters zwischen Mayrhofen und Inner-Schmirn (Tirol). Geologische Rundschau 65 (1976), No. 2, pp. 401–421. [7] Kolenprat, B., Rockenschaub, M., Frank, W.: The tectonicmetamorphic evolution of the Austroalpine Units in the Brenner Area (Tirol-Austria) – Structural and tectonic implications. Tübinger geowissenschaftliche Arbeiten (4thworkshopof Alpine geologicalstudies), 52, pp. 116–117. Tübingen, 1999. [8] Töchterle, A., Brandner, R., Reiter, F.: Strain partitioning on major fault zones in the northwestern Tauern Window – ­insights from investigations of the Brenner basetunnel. Austrian Journal of Earth Science 104 (2011), pp. 15–35.

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rakteristischen Bodenkennwerte sind in der Tabelle 2 angeführt.

9 Vergleich der Prognose der Geschwindigkeitsänderung mit den bisherigen Messungen Zur Abschätzung der Geschwindigkeitsänderungen wurden für den beobachteten Bruchmechanismus, der aus der Geomorphologie, den Inklinometermessungen, den Pegelmessungen und den geodätischen Oberflächenmessungen abgeleitet werden konnte, die mobilisierten Schubspannungen bzw. die Scherfestigkeit in der Gleitfläche mit dem Verfahren nach Janbu für ebene Gleitflächen ermittelt. Für mögliche geschätzte, unterschiedliche abgesenkte Bergwasserstände (4, 6, 8 und 10 m), die sich infolge der Brunnenwirkung bzw. der oberflächennahen Dränagen einstellen, wurden die Veränderungen der Schubspannungen in der Gleitfläche berechnet. Die Abschätzung der Änderung der Kriechgeschwindigkeit erfolgte auf Basis der Vergleiche der Standsicherheitsberechnungen mit den Gleichungen (1) und (2). Aus der Schubspannungsänderung, die durch die Änderung der Bergwasserverhältnisse hervorgerufen wird und ausgehend von einer durchschnittlichen Bewegungsgeschwindigkeit von 3 cm /Jahr für das Profil West (vgl. Bild ), konnte so, unter Verwendung der möglichen Bandbreite der Zähigkeitsindizies ILZR eine Abschätzung der „Kriechgeschwindigkeiten“ erfolgen. Die Abschätzung der Reduktion der Kriechraten erfolgte unter der Annahme, dass die Belastungen im Hang unverändert bleiben, die Spannungen unterhalb des Grenzgleichgewichtszustands liegen und eine Absenkung des Bergwasserspiegels erfolgt. Zur Abschätzung der Kriechgeschwindigkeiten wurde das viskose Stoffgesetz (Gleichung 1) nach Kolymbas [16] verwendet. Die derzeitigen Messungen der Kriechbewegungen zeigen, dass nach Inbetriebnahme der Brunnen im Herbst 2015 erstmals, seit Beginn der Messungen, nahezu ein Stillstand der Bewegung des Schuttstroms im Januar 2016 eingetreten ist. Mit Beginn der Schneeschmelze wurde im April/Mai 2016 eine Kriechbewegung gemessen, die unter jener liegt, die vor den Sanierungsmaßnahmen (v0 = 3 cm/ Jahr) registriert wurde. Für eine bessere Einschätzung des Erfolgs der 1. Phase der Sanierungsmaßnahmen sind jedoch noch die nächsten Jahre abzuwarten. Aus dem Vergleich der Kriechgeschwindigkeiten 2014 mit 2016 im westlichen Bereich kann der derzeitige Zähigkeitsindex ILZR mit 0,1 und 0,12 (Bild 10) abgeschätzt werden. In Bild 8 sind für jeweils zwei ausgewählte Hauspunkte die Bewegungsraten für die westliche und östliche Schuttzunge dargestellt. Die Kriechversuche mit dem Rahmenschergerät haben gezeigt, dass eine relativ verlässliche Abschätzung des Zähigkeitsindex und somit die Größenordnung der Änderung der Geschwindigkeit möglich ist. Dies liegt in dem Umstand, dass bei gemischtkörnigen Lockergesteinen die Ton-Schluff-Sand-Fraktion wahrscheinlich für das viskose Verhalten maßgebend ist. Bei gemischtkörnigen Böden beeinflusst auch die Änderung des Wassergehalts sofort die Änderung der Kriechgeschwindigkeit. Dies liegt in dem Umstand begründet, dass der Sättigungsgrad zwischen Kieskörnern ansteigt und eine „Verflüssigung“ eintritt.


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[9] Fügenschuh, B., Seward, D., Mantckelow, N. S.: Exhumation in a convergent orogen: the western Tauern Window. Terra Nova 9 (1997), pp. 213–217. [10] Decker, K., Reiter, F., Brandner, R., Ortner, H., Bistacchi, A., Massironi, M.: Die Evaluierung tektonischer Risikozonen als Planungsgrundlage für den Brenner Basistunnel. In: ­Rockenschaub (ed.): Arbeitstagung 2003, pp. 249–253. Geologische Bundesanstalt, Trins im Gschnitztal, 2003. [11] Hungr, O., Leroueil, S., Picarelli, L.: The Varnes classification of landslide types, an update. Landslides 11 (2014), pp. 167–194. [12] Cruden, D. M., Varnes, D. J.: Landslide Types and Processes. In: Turner, Schuster (eds.): Landslides: Investigation and mitigation. Special report 247, pp. 36–45. Washington D.C.: National Academic Press, 1996. [13] Bunza, G., Karl, J., Mangelsdorf J.: Geologisch-morphologische Grundlagen der Wildbachkunde. Schriftenreihe d. Bayer. Landesstelle f. Gewässerk., 11. München, 1976. [14] Laatsch, W., Grottenthaler, W.: Typen der Massenbewegung in den Alpen und ihre Klassifikation. Forstwiss. Clb., 91 (1972), No. 6, pp. 303–339. [15] Goldscheider, M.: Mechanik des Kriechens von Böschungen und Hängen. geotechnik 27 (2014), No. 4, pp. 259–270. [16] Kolymbas, D.: Geotechnik, Bodenmechanik, Grundbau und Bodenmechanik. Berlin, Heidelberg: Springer, 2011. [17] Brandl, H.: Bauwerke in Kriechhängen. ÖIAZ, 160 (2015), No. 1–12. [18] Gudehus, G.: Bodenmechanik. Stuttgart: Enke, 1981. [19] Lutz, A., Ryser, M.: Hangsicherungen Caselertobel und Muldenrutsch, Schinstrasse. CSA Sicherung von instabilen Hängen. ETH Blockkurs. Ascona, 2014. [20] Fellin, W.: Abschätzung der Standsicherheit von an­ nähernd unendlichen langen Kriechhängen. geotechnik 34 (2011), No. 1, pp. 22–31. [21] Häfeli, R.: Kriechprobleme in Böden, Schnee und Eis. Mitteilungen der Versuchsanstalt Wasserbau und Erdbau ETH Zürich, 1954. [23] Parriaux, A, Bonnard, C., Tacher, L.: Rutschungen: Hy­ drogeologie und Sanierungsmethoden durch Drainage. Leitfaden. Umwelt-Wissen Nr. 1023. Bern: Bundesamt für Umwelt, 2010. [24] Hofmann, R., Sausgruber, T., Pichler, C.: Abschätzung der Änderung der Kriechgeschwindigkeit eines Kriechkörpers. ÖIAZ 160 (2015), Heft 1–12. [25] Trigonos ZT GmbH/TrigonosMetrology GmbH: Monitoring Kerschbaumsiedlung. Monatsberichte. Schwaz, 2013 bis 2016.

Dipl.-Ing. Dr. Robert Hofmann Ziviltechnikerbüro Dr. Hofmann Hochmayergasse 28/40 2380 Perchtoldsdorf Austria

10 Zusammenfassung Unter Variation des Zähigkeitsindex ILZR und des Bergwasserdrucks in der Gleitzone wurde bereits im Frühjahr 2015 unter Verwendung der Gleichungen 1 und 2, eine Prognose der „Kriechgeschwindigkeit“ erstellt und diese nun mit den Messungen seit dem Betrieb der Brunnen im Oktober 2015 verglichen. Die Zuverlässigkeit derartiger Prognosen wurde bisher in der Praxis eher als gering bewertet. Dies liegt in den Umständen begründet, dass die Kriechraten maßgeblich beeinflusst werden: – Vom Zustand der Scherflächen, – Von der Mächtigkeit der Scherfugen, – Von den Einflüssen bei der Bestimmung von ILZR. Im vorliegenden Fall konnte auf Grundlage des Monitorings, bestehend aus trigonometrischer 3D-Messung, automatischen Pegelmessungen, Ketteninklinometer und Inklinometermessungen, der Zähigkeitsindex ILZR mit 0,1 bis 0,12 abgeleitet werden (vgl. Bild 10). Diese Werte stimmen sehr gut mit jenen Zähigkeitsindizes ILZR überein, die mit den Langzeit-Rahmenscherversuchen vorab ermittelt wurden. Der Langzeit-Rahmenscherversuch stellt somit, auf Grundlage den bisherigen Ergebnisse, eine brauchbare Versuchstechnik zur Abschätzung der ­ Zähigkeitsindizes ILZR für gemischtkörnige Böden dar. Bereits in [24] wurden mit den Zähigkeitsindizes ILZR Kriechgeschwindigkeiten von 7 bis 17 mm ermittelt. Trotzdem wird es in den nächsten Jahren unerlässlich sein, ILZR über Rückrechnungen weiter zu ermitteln. Diese erlauben dann auch eine bessere Einschätzung der Wirkung der ausgeführten Maßnahmen (Reduktion der Kriechgeschwindigkeiten) sowie die Planung von weiteren Sanierungen. Es wird auch im Zuge von Forschungsarbeiten noch zu klären sein, ob die Verringerung der Kriechraten für gemischt-körnige Böden auch mit dem sehr einfachen, aber in der Praxis mit vertretbarem ­ ­ Aufwand anwend­ baren Fließgesetz (Gleichung 1) nach Kolymbas [16] ausreichend genau beschrieben werden kann.

Danksagung Für die vielen Interessanten und sehr hilfreichen Diskus­ sionen in diesem Zusammenhang, möchten wir uns bei Univ. Prof. Dr. Dimitrios Kolymbas herzlich bedanken. Den Reviewern möchten wir, für die hilfreichen Anregungen sowie Ergänzungen, unseren Dank aussprechen.

Ing. Mag. Dr. Johann Thomas Sausgruber Forsttechnischer Dienst für Wildbachund Lawinenverbauung Geologische Stelle Liebeneggstraße 11 6020 Innsbruck Austria thomas.sausgruber@die-wildbach.at

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Topics Corinna Wendeler Yves Bühler Perry Bartelt James Glover

DOI: 10.1002/geot.201600073

Application of three-dimensional rockfall modelling to rock face engineering Anwendung eines 3D-Steinschlag Modells für Felssicherungen Many problems in engineered rock faces involve evaluation of the efficiency of rockfall mitigation measures, specifically rockfall dams, embankments and catch nets. Existing rockfall trajectory models are not suited for this purpose because they do not consider the non-linear dynamics of rock motion, which is highly dependent on rock size, shape and impact configuration. In this paper, we discuss the application of the new 3D rockfall modelling tool RAMMS::Rockfall, which computes rock-ground interactions using hard-contact impact mechanics. The model is applied to evaluate the effectiveness of a rockfall bank at the Geobrugg/ WSL test site in Walenstadt, Switzerland.

1 Introduction Rockfall is a natural hazard due to gravity, which can endanger people, infrastructure and housing. One of the most serious rockfall events in Switzetland in recent times occurred in November 2015 and affected the main northsouth axis of Swiss Railways SBB in Gurtnellen, endangering a train with 190 people on board. Thanks to the prompt closure of the line by the responsible alarm organisation at SBB, however, there were no injuries. On the affected line section, a rockfall barrier and an overhead mast were hit by blocks (Figure 1). The incident exceeded the maximum resistance capacity of the protection net. According to the statements of the Swiss Railways geological report, the origin of the hazard was a small rock slide of about 100 m3. In order to predict rockfall trajectories and design protection measures, rock fall simulations are necessary based on the latest findings. In recent years, considerable progress has been made in these areas, which has led to an improvement of the quality of simulation results and structural design concepts for protection measures.

Viele Fragestellungen bezüglich Steinschlagschutz betreffen die Effizienz von Schutzsystemen, vor allem bei einer Neubeurteilung von Steinschlagschutzwällen, -dämmen sowie flexiblen Fangnetzen. Viele bestehende Steinschlag-Trajektorien-Modelle sind nicht geeignet für diesen Zweck, da sie das nichtlineare Verhalten der Steinbewegung, die stark von der Größe und Form der Sturzblöcke sowie den Aufschlagparametern abhängt, nur ungenügend abbilden. In dem vorliegenden Beitrag wird die Anwendung des neuen 3D-Steinschlagmodells RAMMS::Rockfall vorgestellt, das die Interaktion zwischen Stein und Untergrund mittels mechanischer Modelle berechnet, die von einem harten Kontakt zwischen den beiden Einflussgrößen (Stein und Untergrund) ausgehen. Das Berechnungsmodell wird an einem Fallbeispiel angewendet, um die Effizienz eines Steinschlagdamms in der gemeinsamen Testanlage der Firma Geobrugg AG und der WSL in Walenstadt, Schweiz, zu überprüfen und neue Schutzmaßnahmen zu planen.

1 Einführung Steinschlag ist eine gravitative Naturgefahr, die Menschen, Infrastrukturen sowie Siedlungen gefährden kann. Eines der gefährlichsten Steinschlagereignisse der Schweiz in jüngerer Zeit betraf im November 2015 die Hauptachse

2  Improvements in rockfall protection Considerable progress has been made in recent years, both in structural calculation methods and also on the side of the protection measures themselves. The first leads to better estimation of hazards and the protection measures being better adapted to actual conditions. At the same time, the resistance capacity of protection mea­ sures has also been improved, particularly of flexible protection nets against rockfall. This means that protection

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Fig. 1.  Rockfall event that occurred in November 2015 on the main railway line in Gurtnellen, Switzerland (Source: Marc Hauser, SBB) Bild 1.  Steinschlagereignis in Gurtnellen, Schweiz, im ­November 2015 auf der Hauptachse Nord-Süd der Schweizerischen Bundesbahnen (Quelle: Marc Hauser, SBB)

© 2017 Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG, Berlin · Geomechanics and Tunnelling 10 (2017), No. 1


C. Wendeler/Y. Bühler/P. Bartelt/J. Glover · Application of three-dimensional rockfall modelling to rock face engineering

measures can now be designed to fulfil increased safety requirements and require less space for their construction.

2.1  Rockfall simulations For many years, 2D rockfall simulations have been the state of the technology for engineers to address rockfall problems. These considered the range, energy lines and jump heights of falling blocks. Various software packages are available on the market, including Rockfall [1] or Rofmod [2]. For all calculation programs, it is very important to record the field data correctly and appropriately to the relevant question. For example, the identification of the decisive terrain profile is essential in order to be able to consider the highest possible rock impact energies and jump heights in an investigation. The ground parameters must be selected to be representative of the interaction between block and underlying ground. The advantages of 2D models are the simple and rapid data input and the simplified calculation method. However, the terrain is inadequately considered, no spatial analysis of rock impacts is possible and there is no information about dispersion. In recent years, 3D models have become established as the new standard for full-coverage simulations of rockfall. While the RAMMS::Rockfall model was first use in forestry applications, it is now increasingly being used commercially. The 3D model developed by WSL assumes “rigid bodies”, that is non-deformable behaviour of ground and blocks [3]. One advantage of 3D models is that the terrain can be modelled better, making statements about the size of the affected area and thus spatial analyses possible. But this also means comparatively more work in data surveying and processing. According to the problems on a specific project, 2D or 3D models may be suitable, although it is also possible to combine both approaches to achieve the intended solution.

2.2  Rockfall protection systems Since the issue of the first guideline for the type testing of rockfall protection nets [4], impressive progress has been achieved with the energy resistance capacity of protection systems. For smaller energies of up to max. 50 kJ, rigid barriers such as concrete (“Jersey elements”) or wooden fences can be used. Flexible protection barriers without support cables have now reached energy resistance capacities of up to 1,000 kJ. Since 2011, flexible barriers with support cables have been able to resist energies of up to 8,000 kJ and have thus almost reached the level of larger rockfall protection dams (Figure 2). In addition to their use in protection fences, flexible nets are also used in special applications such as rockfall galleries, curtain systems, damping systems and to secure slopes. Rockfall protection dams can absorb energies of up to 10,000 kJ but take up a lot of space. In steep terrain, it is also difficult to safely ensure the necessary loaf transfer into the ground through the foundations.

Nord-Süd der Schweizerischen Bundesbahnen in Gurtnellen, das einen Zug mit 190 Personen an Bord gefährdete. Aufgrund der schnellen Sperrung der Strecke durch die zuständigen Alarmorganisationen der Bundesbahnen kamen jedoch keine Personen zu Schaden. Beim betroffenen Bahnabschnitt wurden eine Steinschlagbarriere sowie eine Fahrleitungsstütze durch Blöcke getroffen (Bild 1). Das Ereignis überstieg die maximale Aufnahmefähigkeit des Schutznetzes. Gemäß Angaben des geologischen Berichts der Schweizerischen Bundesbahnen war ein kleiner Felsrutsch von ca. 100 m3 der Ursprung der Gefährdung. Um Steinschlagtrajektorien vorauszusagen sowie Schutzmaßnahmen zu bemessen, sind Steinschlagsimulationen notwendig, die auf neuesten Erkenntnissen be­ ruhen. In den letzten Jahren konnten erhebliche Fortschritte in diesen Bereichen erzielt werden, was zu einer Verbesserung der Qualität von Simulationsergebnissen und Bemessungskonzepten für Schutzmaßnahmen geführt hat.

2  Verbesserungen im Steinschlagschutz In den letzten Jahrzehnten wurden, sowohl im Bereich der Berechnungsmethoden als auch auf der Seite der Schutzmaßnahmen selbst, erhebliche Fortschritte erzielt. Ersteres führt dazu, dass die Gefährdungen besser eingeschätzt und Schutzmaßnahmen besser an die Gegebenheiten angepasst werden können. Gleichzeitig erfolgte auch eine Erhöhung der Aufnahmekapazität von Schutzmaßnahmen, im Speziellen der flexiblen Schutznetze gegen Steinschlag. Dies führte dazu, dass Schutzmaßnahmen geplant werden konnten, die noch höheren Ansprüchen an die Sicherheit genügen, ein gutes Nutzen/Kostenverhältnis aufweisen, sowie platzsparend zu erstellen sind.

2.1 Steinschlagsimulationen Viele Jahre lang gehörten 2D-Steinschlagsimulationen zum Stand der Technik, um Fragestellungen von Ingenieuren im Steinschlagbereich zu beantworten. Dazu ge­ hören die Reichweite, die Energielinien sowie die Sprunghöhen der Steinblöcke. Verschiedene Softwarepakete sind auf dem Markt erhältlich, unter anderem Rockfall [1] oder Rofmod [2]. Für alle Berechnungsprogramme ist es sehr wichtig, die Felddaten korrekt und passend zur Fragestellung zu erheben. Beispielsweise ist es entscheidend, das maßgebende Geländeprofil zu identifizieren, um die höchstmöglichen Steinschlagenergien und Sprunghöhen in der Untersuchung zu berücksichtigen. Die Untergrundparameter müssen so gewählt werden, dass sie repräsentativ für die Interaktion zwischen Block und Untergrund sind. Die Vorteile von 2D-Modellen liegen in der einfachen und schnellen Datenaufnahme und der vereinfachten Berechnungsweise. Jedoch wird das Gelände nur ungenügend einbezogen, es ist keine räumliche Analyse der Steinschläge möglich, und es liegen keine Informationen über die Dispersion vor. In den letzten Jahren haben sich 3D-Modelle als neuer Standard für flächendeckende Simulationen im Bereich Steinschlag etabliert. Während das RAMMS::Rockfall-

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Aufnahmekapazität: Kinetische Energie (kJ)

Fig. 2.  Overview of the energy levels of various rockfall ­protection methods up to 8,000 kJ (Graphic: Geobrugg AG) Bild 2.  Übersicht der Aufnahmekapazität von verschiedenen Steinschlagschutzsystemen bis zu 8.000 kJ (Grafik: Geobrugg AG)

Another type of protection structure is rockfall galleries, which are used to protect roads and railways against medium to high rock impact energies.

3  Test facility at Walenstadt In 2000, the Walenstadt test facility was opened by WSL together with the Geobrugg AG and further partners as an official facility for rockfall tests. By 2015, more than 200 development and certification tests according to the Swiss guideline [4] and ETAG 027 [5] had been carried out here. The test facility has been set up in a former limestone quarry, where blocks and broken stone were produced until its abandonment (Figure 3).

3.1  Hazard situation Steep rock faces with a height of over 150 m surround the test facility today. The area north of the test facility is endangered by rockfall. The bedded limestone shows a characteristic stepped surface. Loose blocks lie on rock projections and weathered rock can be found in the rock face. Rockfall is provoked by the type and exposure of the bedding, the natural weathering and by frost-thaw cycles. Rockfall was formerly stopped by an artificially tipped protection bank about 2.5 to 3 m high and 30 m long, which despite its high retention capacity was filled by fallen material over the years (Figure 4). In more recent rock fall events, therefore, individual blocks have been able to jump over the bank. The impact of falling blocks on rock projections in the upper part of the rock face has also led to rebounds and thus to blocks jumping over the bank. This means that in isolated cases, blocks can enter the test area where the employees are. Particularly endangered are the measurement tower, from which the rockfall tests are filmed, and the storage depot (see Figure 4). In

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Fig. 3.  Test site at Walenstadt with crane and test instillation for flexible rockfall barrier testing (Photo: Geobrugg AG) Bild 3.  Testanlage Walenstadt mit Kran und Testinstalla­ tion, bereit für die Prüfung eines flexiblen Schutznetzes ­(Foto: Geobrugg AG)

Modell zunächst für Forschungszwecke angewendet wurde, wird es heute zunehmend kommerziell genutzt. Das von der WSL entwickelte 3D-Model geht von einem Ansatz der „Starren Körper“ aus, das heißt von einem nicht verformbaren Verhalten von Untergrund und Blöcken [3]. Ein Vorteil von 3D-Modellen ist, dass das Gelände besser modelliert werden kann, es sind Aussagen zur Größe der betroffenen Fläche und somit räumliche Analysen möglich. Jedoch bedeutet dies auch einen vergleichsweise größeren Aufwand in der Datenerhebung und -verarbeitung. Je nach projektspezifischer Problemstellung eignen sich 2D- oder 3D-Modelle, oder aber eine Kombination beider Ansätze für die gesuchte Lösung.

2.2 Steinschlagschutzsysteme Seit Erscheinen der ersten Richtlinie zur Typenprüfung von Steinschlagschutznetzen [4] wurden markante Fortschritte in der Energieaufnahmekapazität der Schutzsysteme erreicht. Für kleinere Energien bis zu maximal 50 kJ können starre Barrieren wie Betonelemente („Jersey Elemente“) oder Holzzäune eingesetzt werden. Flexible Schutzbarrieren ohne Rückhalteseile haben eine Energieaufnahmekapazität von bis zu 1.000 kJ. Seit dem Jahr 2011 können flexible Barrieren mit Rückhalteseilen bis zu 8.000 kJ an Energie absorbieren, und sind damit fast auf


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Fig. 4.  Hazard situation of the analysed slope with catchment area, completely filled up retention basin and protection bank; in front the measurement tower of WSL which was also once affected by rockfall Bild 4.  Gefahrensituation bei der untersuchten Felswand mit komplett gefülltem Rückhaltebereich hinter dem Schutzdamm; im Vordergrund der Gerüstturm für die Messtechnik der Anlage, der ebenfalls schon von Steinschlag bedroht wurde

addition to immediate measures for the safety of the employees, it was clear that a re-evaluation of the hazard situation was necessary in order to define medium-term protection measures in the endangered area.

3.2  Protection measures As a first measure to improve rockfall protection, an attempt was made to clear the retention space behind the protection bank. At the start of the work, an excavator with compressed air hammer was used to break the blocks. However, the resulting vibration provoked further rockfalls, so work had to be stopped in the danger area. Therefore the clearing of the rock face above the site was commissioned in order to remove smaller stones from the rock projections. One larger block, which was assessed as unstable, was equipped with strain gauges and monitored.

4  Hazard assessment with 3D rockfall model In addition, a hazard assessment was performed for this area with the assistance of RAMMS rockfall simulations. These simulations are some of the first carried out with RAMMS for an application other than in forestry and represent an individual rock face with a very high spatial resolution.

Fig. 5.  RAMMS simulation results: Shaded relief of the laser scan DEM (top), maximum rock velocities (middle) and maximum rock energies (bottom) Bild 5.  Resultate der RAMMS-Simulation: Schattiertes Re­ lief des DGM (oben), maximale Steingeschwindigkeiten (Mitte), Maximale Steinschlagenergien (unten)

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In order to check the danger from rockfall out of the rock face, blocks with a similar rounded shape were selected for the simulation. It was assumed that this represented the worst-case scenario. A terrestrial laser scan of the rock face was made from three different locations using a Riegel VZ 6000 device. The digital ground model (DGM) extracted from these images shows the steep rock face in high resolution (pixel size = 0.25 m). For geometrical reasons, it was not possible to include areas above the rock face or flat horizontal areas in the rock face. Nonetheless, the decisive area of the rock face could be well covered by the laser scanner, which enables reliable modelling results. In the model, rock impacts from altogether 337 positions were calculated, each with three randomly selected alignments of the blocks and with volumes of 0.1, 0.5, 1.0, 1.5 and 2.0 m3, which amounted to a total of 5,055 individual trajectories. The rockfall simulation shows that most blocks are held back by the bank. Nonetheless, a small but significant number of blocks jump over the bank into the area where workers are frequently present. These blocks impact on the relatively flat flanks of the rock face and are diverted in the direction of the working area. Only with the assistance of a 3D model like RAMMS, which is based on a “rigid body” approach, is it possible to follow back in detail the scatter range of such rock impacts, which come over the protection bank. The high resolution of the ground model for this hazard area decisively assists the modelling and interpretation of the results and enables ­appropriate design of the necessary protection measures (Figure 5). In addition to this 3D simulation, the 2D model from Mohr [2] also confirmed that the protection bank had to be raised to 4 m in order to prevent blocks jumping over into the area of the test facility. Material from the filled retention basin could be used for this purpose (Figure 6).

Fig. 6.  Cleared retention basin with bank raised to 4 m height. This clearance was not possible until the complete slope had been cleared Bild 6.  Beräumter Rückhaltebereich mit erhöhtem Damm (bis auf 4 m Höhe). Diese Beräumung war erst nach einer ausgiebigen Felsreinigung möglich

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dem Niveau von größeren Steinschlag-Schutzdämmen angelangt (Bild 2). Neben der Anwendung in Schutzzäunen werden ­flexible Netze auch in speziellen Anwendungen wie auf Steinschlaggalerien, als Vorhangsysteme, Dämpfungssysteme sowie als Böschungssicherung verwendet. Steinschlagschutzdämme können bis zu 10.000 kJ Energie absorbieren, benötigen hierzu jedoch viel Platz. In steilem Gelände ist es zudem schwierig, die notwendige Kraftübertragung über die Fundamente in den Untergrund sicher zu stellen. Eine weitere Art von Schutzbauten sind Steinschlaggalerien, die Straßen und Eisenbahnen vor mittleren bis hohen Steinschlagenergien schützen.

3  Testanlage Walenstadt Im Jahr 2000 wurde die Testanlage in Walenstadt von der WSL gemeinsam mit der Geobrugg AG und weiteren Partnern als offizielle Anlage für Steinschlagtests eröffnet. Bis ins Jahr 2015 wurden hier mehr als 200 Zertifizierungstests nach Schweizer Richtlinie [4] und nach ETAG 027 [5] durchgeführt. Die Testanlage ist in einem alten Kalkstein-Steinbruch untergebracht. Bis zu seiner Stilllegung wurden dort Blöcke und Kies abgebaut (Bild 3).

3.1 Gefährdungssituation Steile, über 150 m hohe Felswände umgeben die Testan­lage heute. Der Bereich nördlich der Testeinrichtung ist durch Steinschlag gefährdet. Der geschichtete Kalkstein zeigt eine charakteristische gestufte Oberfläche. Lose Blöcke liegen auf Felsvorsprüngen, und in der Felswand sind verwitterte Gesteinspartien zu finden. Der Steinschlag wird durch die Art und Exposition der Schichtung, die natürliche Verwitterung sowie Frost/Tau-Zyklen begünstigt. Frühere Steinschlagereignisse wurden von einem künstlich aufgeschütteten Schutzwall von ca. 2,5 bis 3 m Höhe und ca. 30 m Länge gestoppt, der trotz eines großen Rückhalteraums über die Jahre mit Sturzmaterial hinterfüllt wurde (Bild 4). Bei jüngeren Steinschlagereignissen konnten deswegen einzelne Blöcke den Damm überspringen. Zusätzlich führt das Aufprallen von Sturzblöcken auf den Felsvorsprüngen in den höheren Bereichen der Wand zu einem Abprall und dadurch zum Überspringen des Damms. Dadurch können in einzelnen Fällen Blöcke in den Bereich der Testanlage gelangen, in dem sich Arbeiter aufhalten. Besonders gefährdet ist dabei der Messturm, von dem aus die Steinschlagversuche gefilmt werden, sowie das Lagerdepot (vgl. Bild 4). Neben Sofortmaßnahmen zum Schutz der Arbeiter war klar, dass eine Neubeurteilung der Gefahrensituation notwendig war, um mittelfristige Schutzmaßnahmen im gefährdeten Bereich zu definieren.

3.2 Schutzmaßnahmen Als erste Maßnahme zur Verbesserung des Steinschlagschutzes wurde versucht, den Rückhalteraum hinter dem Schutzdamm zu entleeren. Zu Beginn der Arbeiten wurde ein Bagger mit Presslufthammer zum Zerbrechen der Blö-


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5  Long-term protection measures against rockfall Additional protection nets with a capacity of 500 kJ were installed in the upper eastern part of the rock face in order to reduce the maximum occurring energy of rock impacts. Without these protection nets, some blocks would even jump over the raised bank, since jump heights would reach 25 m near the protection bank without protection nets, as the bank was formed relatively near to the rock face to save space.

6 Conclusions In this case study, the run-out distances of various rockfall scenarios had to be calculated in advance, despite a good availability of protection measures. Specifically, the retention volume and the dimensions of the protection bank had to be checked in order to guarantee complete retention of rock impacts behind the bank. One problem was represented by blocks, which can jump over the bank and thus get into the area of the test facility. The use of 3D RAMMS simulations was very helpful in determining the requirements for the upgrading of protection measures and to estimate their effectiveness. The 3D model RAMMS::Rockfall using the “rigid body” approach was capable of realistically back-calculating actual rockfalls into the test facility that had been observed. This case study shows how the correct layout of protection measures is possible with the aid of a dynamic 3D rockfall model, especially when the spatial dimensions of the protection measures are decisive for the protection function of the measures. A sequence of combined procedures of rock face clearance, bank raising and clearing of the retention space with the subsequent installation of flexible nets could efficiently provide the test facility with the best possible protection for the future. The 3D simulations delivered the basis for the design of individual measures (e.g. raising of the crown of the protection bank to 4 m). Such a combination of research programme and real rockfall problems was the ideal basis for the further calibration of the software, both with real trajectories and also with the latest state of the technology through 3D simulations. In this way, the existing protection measure could be assessed and optimised. Consequently, this combined procedure can also contribute to efficient and reliable solutions for complex problems in the future.

Acknowledgement The authors wish to thank the SLF RAMMS team for their good collaboration with the modelling. Our thanks are also due to the geologist Hans Mohr for his many years of collaboration and support of the hazard assessment for the facility and also the team of Paul Müller, who were mainly responsible for the implementation of improvements to the protection measures at the Walenstadt test facility. Thanks also to Matthias Denk, who could help us with the language for the preparation of this publication.

cke eingesetzt. Allerdings lösten die Vibrationen weitere Steinschläge aus, so dass nicht weiter in der Gefahren­ zone gearbeitet werden konnte. Daher wurde zuerst eine Beräumung der Felswand oberhalb in Auftrag gegeben, um kleinere Steine auf den Felsvorsprüngen zu entfernen. Ein größerer Block, der als instabil beurteilt wurde, wurde mit Dehnmessgeräten ausgerüstet und überwacht.

4  Gefahrenabschätzung mit 3D-Steinschlagmodell Zusätzlich wurde eine Gefahrenanalyse mittels RAMMSSteinschlagsimulationen für diesen Bereich durchgeführt. Diese Simulationen sind unter den ersten, die mit RAMMS für einen nicht-forschungsorientierten Auftrag ausgeführt und in eine einzelne Felswand mit sehr hoher räumlicher Auflösung abgebildet wurden. Um die Gefährdung durch Steinschlag aus der Felswand zu überprüfen, wurden in der Simulation Blöcke mit gleicher, rundlicher Form gewählt. Es wurde angenommen, dass dies das „Worst-Case“ Szenario darstellt. Von drei verschiedenen Standorten wurde ein terrestrischer Laserscan der Felswand mit einem Gerät der Marke Riegel VZ 6000 aufgenommen. Das daraus extrahierte digitale Geländemodell (DGM) stellt die steile Felswand in hochauflösender Form (Pixelgröße = 0,25 m) dar. Es war aus Geometriegründen nicht möglich, Bereiche oberhalb der Felswand oder flache horizontale Bereiche in der Felswand aufzunehmen. Jedoch konnte der maßgebende Bereich der Felswand gut mit dem Laserscanner abgedeckt werden, was aussagekräftige Resultate der Modellierung zulässt. Im Modell wurden Steinschläge von insgesamt 337 Positionen berechnet, mit je drei zufällig gewählten Ausrichtungen der Blöcke sowie Volumina von 0,1, 0,5, 1,0, 1,5 und 2,0 m3. Total werden so 5.055 Einzeltrajektorien simuliert. Die Steinschlagsimulation zeigt, dass die meisten Blöcke durch den Damm zurückgehalten werden. Jedoch überspringt eine kleine, aber signifikante Anzahl von Blöcken den Schutzdamm in dem Bereich, in dem sich häufig Arbeiter aufhalten. Diese Blöcke schlagen auf der relativ flachen Flanke der Felswand auf und werden in Richtung des Arbeitsbereichs abgelenkt. Nur mithilfe eines 3D-Modells wie RAMMS, das auf dem Ansatz der „Starren Körper” aufbaut, ist es möglich, den Streubereich derjenigen Steinschläge detailliert zurück zu verfolgen, die über den Steinschlagdamm gelangen. Die hohe Auflösung des Geländemodells für den vorliegenden Gefährdungsbereich erleichtert die Modellierung und Interpretation der Resultate entscheidend und ermöglicht eine zweckmäßige Bemessung der benötigten Schutzmaßnahmen (Bild 5). Zusätzlich zur 3D-Simulation bestätigte das 2D-Modell von Mohr [2], dass der Rückhaltedamm auf 4 m erhöht werden muss, um das Überspringen der Blöcke in den Bereich der Testanlage zu verhindern. Material vom verfüllten Rückhaltebereich konnte für diese Zwecke mitverwendet werden (Bild 6).

5  Langfristige Schutzmaßnahmen gegen Steinschlag Zusätzliche Schutznetze mit einer Kapazität von 500 kJ wurden im östlichen oberen Bereich der Felswand instal-

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References [1] Spang, R., Sönser, T.: Optimized rockfall protection by ‘Rockfall’. Proceedings of the 8th International Conference on Rock Mechanics, pp. 1233–1242. Rotterdam: A. A. Balkema, 1995. [2] Mohr, H.: Geologischer Bericht Sturzmodellierung mit Rofmod 4.2. Büro für Technische Geologie AG, 2015. [3] Leine, R., Schweizer, A., Christen, M., Glover, J., Bartelt, P., Gerber, W.: Simulation of rockfall trajectories with consideration of rock shape. Multibody System Dynamics 32 (2014), pp. 241–271. [4] Gerber, W. 2001. Richtlinie über die Typenprüfung von Schutznetzen gegen Steinschlag, Bundesamt für Umwelt ­BAFU und Eidg. Forschungsanstalt für Wald, Schnee und Landschaft WSL, Schweiz. [5] ETAG 27: Guideline for European Technical Approval of Rockfall Protection Kits. European Organisation for Technical Approvals (EOTA), 2008.

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Dr. Corinna Wendeler Geobrugg AG Aachstrasse 11 8590 Romanshorn Switzerland corinna.wendeler@geobrugg.com

Dr. Yves Bühler WSL Institut für Schnee und Lawinenforschung SLF RAMMS, Avalanche Dynamics & Risk Management Flüelastrasse 11 7260 Davos Dorf Switzerland buehler@slf.ch

Dr. Perry Bartelt WSL Institut für Schnee und Lawinenforschung SLF RAMMS, Avalanche Dynamics & Risk Management Flüelastrasse 11 7260 Davos Dorf Switzerland bartelt@slf.ch

Dr. James Glover Global Risk Forum Davos Villa Fontana/Obere Strasse 22B 7270 Davos Platz Switzerland james.glover@grforum.org

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liert, um die maximal auftretende Energie des Steinschlags zu reduzieren. Ohne diese Schutznetze würden die Blöcke teilweise auch den erhöhten Damm überspringen, da Sprunghöhen nahe am Schutzdamm ohne Schutznetze bis zu 25 m erreichen, da der Damm aus Platzgründen relative nahe an der Felswand gebaut wurde.

6 Schlussfolgerungen In dieser Fallstudie mussten im Vorfeld trotz guter Verfügbarkeit von Schutzmaßnahmen die Auslaufdistanzen von verschiedenen Steinschlagszenarien berechnet werden. Im Speziellen mussten das Rückhaltevolumen sowie die Dimensionen des Schutzdamms überprüft werden, um einen vollständigen Rückhalt der Steinschläge hinter dem Damm zu garantieren. Ein Problem stellten Blöcke dar, die den Damm überspringen können, wodurch diese in den Bereich der Testanlage gelangen konnten. Der Einbezug von 3D-RAMMS-Simulationen war sehr hilfreich, um die Anforderungen an die Schutzmaßnahmen-Ergänzung zu bestimmen und ihre Wirksamkeit abzuschätzen. Das 3D-Modell RAMMS::Rockfall unter Berücksichtigung des Ansatzes der „Starren Körper“ war in der Lage, die auf der Testanlage beobachteten Steinschläge realitätsnah nachzurechnen. Dieses Fallbeispiel zeigt, wie mithilfe eines dynamischen 3D-Steinschlagmodells die korrekte Auslegung von Schutzmaßnahmen möglich ist, speziell, wenn die räumlichen Dimensionen der Schutzmaßnahmen entscheidend für die Schutzwirkung der Maßnahmen sind. Durch eine zeitlich aufeinanderfolgende, kombinierte Vorgehensweise aus Felsreinigung, Dammerhöhung und Reinigung des Rückhalteraums und anschließender Installation von flexiblen Netzen konnte auf effiziente Weise die Testanlage für die Zukunft bestmöglich geschützt werden. Die 3D-Simulation lieferte die Grundlage für die Bemessung der einzelnen Maßnahmen (z. B. Erhöhung des Schutzwalls auf 4 m). Eine solche Kombination aus Forschungsprogramm und realen Steinschlagproblemen war die ideale Basis, um die Software sowohl mit realen Trajektorien und zeitgleich auf neuestem Stand der Technik durch 3D-Simulationsmodelle weiter zu kalibrieren. Bestehende Schutzmaßnahmen konnten damit beurteilt und optimiert werden. Folglich kann diese kombinierte Vorgehensweise auch bei zukünftigen komplexen Problemen zu effizienten und verlässlichen Lösungen beitragen.

Danksagung Die Autoren dankendem SLF RAMMS-Team für die gute Zusammenarbeit bei der Modellierung bedanken. Weiter gilt unser Dank dem Geologen Hans Mohr für seine langjährige Zusammenarbeit und Unterstützung bei der Gefahrenbewertung der Anlage sowie dem Team von Paul Müller, das auf der Testanlage Walenstadt für die Ausführung der Schutzmaßnahmenverbesserung maßgeblich verantwortlich war. Ein Dankeschön geht auch an Matthias Denk der uns sprachlich bei der Bearbeitung dieser Publikation unterstützen konnte.


Topics Daniele Martinelli Rodrigo Winderholler Daniele Peila

DOI: 10.1002/geot.201600019

Undrained behaviour of granular soils conditioned for EPB tunnelling – A new experimental procedure tunnelling This paper presents a characterisation campaign carried out on granular soils conditioned for EPB tunnelling using a modified direct shear box. The main objective of soil conditioning is the reduction of its shear strength to control the counterpressure inside the bulk chamber. In order to preserve the pseudo-fluid characteristics of the conditioned soil mass, the main concerning para­ meters are their undrained properties. To characterise the un­ drained behaviour an adopted watertight direct shear apparatus was used. The purpose of this research is to define a simplified testing procedure for conditioned soil, analysing its feasibility and reliability with resources that can be found at any laboratory or job site. A comparison between the results obtained under dry and conditioned conditions is presented for three different cohesionless soils. The choice of the materials studied has been made in order to cover a wide range within sands grain size. Undräniertes Verhalten von grobkörnigen Böden für Vortriebe mit EPB-Schilden – Ein neues experimentelles Verfahren. Dieser Beitrag stellt Untersuchungen an grobkörnigen konditionierten Böden, wie sie bei Vortrieben mit EPB-Schilden vorkommen, mittels eines modifizierten Rahmenschergeräts vor. Das Hauptziel der Bodenkonditionierung ist die Reduzierung der Scherfestigkeit, um den Stützdruck in der Abbaukammer zu steuern. Um das undränierte Verhalten zu untersuchen, wurde ein wasserdichtes Rahmenschergerät entwickelt. Ziel der Entwicklung ist die Definition sowie die Überprüfung der Durchführbarkeit und der Zuverlässigkeit eines vereinfachten Prüfverfahrens für konditionierte Böden mit Mitteln, die in jedem Labor oder auf jeder Baustelle gefunden werden können. Abschließend werden die Ergebnisse von Untersuchungen an drei verschiedenen nichtbindigen Böden unter trockenen und konditionierten Bedingungen vorgestellt. Die untersuchten Böden decken ein breites Spektrum der Korngrößenverteilungen für Sande ab.

1 General EPB shield machines have been used for tunnels excavation in many different types of soils, thanks to the use of soil conditioning agents which modify the properties of the soil in order to obtain a “plastic” paste, thus permitting the homogeneous flow of the excavated soil from the tunnel face through the cutterhead, the bulk chamber and the screw conveyor. Moreover the conditioned soil and EPB procedure allow to control the face pressure and its management inside the bulk chamber, to prevent water inflow when tunnelling below the water table, to reduce

cutterhead and screw conveyor torque and to reduce wear phenomena [1] [2] [3] [4] [5] [6] [7]. Several studies have investigated the use of conditioning in different types of soils, mainly subdivided into three groups: – Cohesionless soils (sand and gravel), – Silts and clays, – Rock masses. The various researches have set up different laboratory procedures in order to study the behaviour of the material before and after conditioning, as stated in [4], [7] and [8] for cohesionless soils, in [9], [10], [11] and [12] for clays, and in [13] and [14] for rock masses. The characterisation of the EPB workability of conditioned soil is usually performed using tests derived from geotechnical or concrete measurement technologies like mixing test, cone penetration test, permeability test, compressibility test and slump test. Some large-scale tests using a laboratory screw conveyor device have been proposed and they have proved feasible since they allow many parameters directly linked to the EPB excavation process to be measured [1] [2] [15] [16]. At present, this type of test appears to be the best tool for conditioning mix design but it requires a large volume of soil to be handled and it is not suitable for carrying out a simple systematic comparison of various conditioning sets for various types of products. Some authors [17] [18] [19] [20] evolved direct shear tests on conditioned soil by using the conventional apparatus. Particularly, Peña [19] modified a MSSA (Medium Size Shear box Apparatus), obtaining satisfactory un­ drained conditions on conditioned soil. Even though this is the most advanced undrained shear test carried out on conditioned soil until today, it is difficult to reproduce it at the job site due to the complexity and cost of the required equipment. The main scope of this research is to investigate the reduction of the soil shear resistance due to the conditioning technique by using standard devices and materials available in any geotechnical laboratory. Furthermore the modified shear box proposed allows a simpler test than a true triaxial test on the conditioned soil [21]. Thus a simple and quick comparison of different sets of conditioning mixtures could be done optimizing the precision of the dosage of conditioning agents at the job site.

© 2017 Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG, Berlin · Geomechanics and Tunnelling 10 (2017), No. 1

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D. Martinelli/R. Winderholler/D. Peila · Undrained behaviour of granular soils conditioned for EPB tunnelling – A new experimental procedure tunnelling

2  Testing of conditioned masses One of the most important aspects is to understand mechanical behaviour and workability of conditioned soil when the mass is stressed by an external pressure. This is crucial in order to assess the suitability of a conditioned mass during an EPB shield excavation. As already mentioned the mass has to be fluid enough to apply effectively the counter-pressure to the front but at the same time with a workability that will permit to be extracted from the screw conveyor. The latter aspect can be efficaciously studied by mean of index tests such as slump test, which can give good indications on the consistency of the conditioned mass. The first aspect is, on the contrary, more difficult to be assessed with standard tests, as no clear indications on the pressure transmissivity by the complex mix made of foam, bubbles and soil have been defined yet. This is a key aspect for the present work, and this new testing approach is a first attempt to investigate it. First of all it is necessary to sketch a model of the problem to be studied. In an EPB tunnelling project in cohesionless soil the excavated soil is mixed with a conditioning agent (usually water and foam) and then strained by an external stress. In the excavating chamber this stress is represented by the compression of the conditioned material with fresh excavated material up to the needed counterpressure. This stress should be ideally hydrostatic, that is the reason why the conditioning has to bring to the mass sufficient fluidity. Of course the best material to apply the counterpressure in such situation is a “fluid ­ like” one, because by definition when a pressure is applied on these, it is transmitted immediately along its matrix hydrostatically. On the contrary a soil is not able to transmit the pressure in such way, for example in a natural deposit close to the surface the vertical stress is given usually by the weight of the soil itself, but the horizontal resulting stress is usually lower and is function of the friction angle [22]. In order to analyse the mechanical behaviour of the soil after conditioning (i.e. a new material), it is crucial to maintain the foam bubbles and the liquid (intergranular water) trapped within the soil matrix, otherwise its real behaviour cannot be established. By applying a confinement pressure without watertight conditions, for example using a jack in a tank which is not completely sealed, a substantial fluid loss (water and foaming agent) can be observed (Figure 1). This effect, therefore, will cause a wrong assessment of the actual mechanical behaviour of the mass, since the intergranular voids will lose the presence of the bubbles that act facilitating the separation of the soil grains and then they will tend to be in contact once again. In order to avoid this fluid loss in the conditioned mass during the test, all the possible gaps where the liquid could flow away have to be sealed. For this reason, the situation is similar to the undrained condition used usually in geotechnics performing triaxial tests. In general in geotechnics the definition of undrained condition is directly linked to the pore pressure, and this condition is encountered when the rate of loading is high, in relation to the soil hydraulic conductivity, so that water cannot

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Fig. 1.  Fluid loss from the standard shear box during consolidation stage of a conditioned sample (photo: D. Martinelli, Politecnico di Torino)

escape from the pores during loading [22]. This condition, performing a triaxial test, indicates the circumstance in which a soil element (i.e. locally) cannot exchange water mass with the surrounding ambient and if soil is saturated and both particles and water are assumed to be incompressible, the above definition means that the undrained condition is a constant volume condition. Because of this constraint, an excess pore pressure develops. Considering the above mentioned definitions, it is clear that the undrained condition used for testing conditioned soils, made of deformable air bubbles, water and soil grains, cannot strictly coincides with the usual geotechnical one. The conditioned soil sample is not saturated with only water but it is in a condition close to the saturation since most of the pores are filled with foam bubbles. In this scenario it is clear that compared to a soil sample saturated with only water, the conditioned soil sample is compressible (mainly because the bubbles are made of pressurized air confined in a film of surfactant); therefore the constant volume condition is not fulfilled. It is also important to highlight that the saturation of the conditioned sample with water and foam is crucial in order to transmit effectively the pressure to the tunnel face and to make the material impervious thus preventing the initiation of filtration forces from the soil toward the bulk chamber. For these reasons the condition to be considered for testing the conditioned samples is partially similar to the undrained condition used in geotechnics but with a compressible medium and with a pore pressure that develops inside a mixture of water and bubbles made of compressed air trapped by the foaming agent.

3  New approach for testing conditioned masses The proposed test is inspired by the one usually used in geotechnical characterization of soils. Nevertheless it was designed to be able to handle the conditioned soil that has a different behaviour than saturated soil. The use of a geotechnical test is far from permitting the modelling of conditioned soil with the classic soil mechanics theories; it is a mere tool for the evaluation of the behaviour of this material in terms of pressure transmission and shear resistance.


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Fig. 3  Conditioned soil specimen after conventional direct shear test (photo: D. Martinelli, Politecnico di Torino) Fig. 2  Results using the conventional direct shear test

Conventional direct shear test, according to ASTM standard [24], was been chosen for its simplicity. At a first stage some tests were carried out on conditioned samples with a classic Casagrande Direct Shear Box with a dia­ meter of 60 mm and the need of undrained testing conditions was then identified. The main issue found during these preliminary tests was the leakage from the conditioned sample while vertical load was exerted at the consolidation stage (see Figure 1). Essentially the lost fluid was the conditioning mixture (water and bubbles), hence the geotechnical behaviour of the tested sample was not any more representative of the conditioned material. Due to this drainage the resulting material had lost the required effect of conditioning such as low shear resistance, pseudo-fluid consistence and low permeability. These phenomena have been found during tests carried out on coarse sand with very angular grains and low fine content (Figure 2). It is interesting to observe that when testing a simple saturated soil the water flows away immediately from the sample and the soil mainly shows a similar behaviour for dry and the previously saturated sand. When testing, the conditioned soil retains its proper characteristics just for a short testing period (see Figure 2) whilst the bubbles prevents water from immediately running away from the sample. As seen in Figure 2 the data interpolating line

shows behaviour similar to saturated soil. In conclusion, using the standard Casagrande Direct Shear Box, fluid losses have been verified during all the tests and the results obtained were almost the same of those for saturated conditions and the conditioned material extracted from the shear box after the test was not any more as fluid as it was before the compression (Figure 3). For this reason a modification of this test has been proposed and is discussed in the following.

4  Modification of the standard apparatus Three main leakage points were identified using a standard Casagrande Direct Shear Box: - Sliding surface: gap between upper and lower portions of the box, - Loading pad: space between the vertical load application device and the soil specimen chamber, - Bottom cap of the lower half. For this reasons the modifications were made and a scheme of the final assembly of the proposed device is presented in Figure 4: – Sliding surface sealing: A C-shaped rubber joint bonded to the lower half and a closure joint to the upper portion of the box has been installed achieving a smooth relative displacement. A further addition was the use of high viscosity thixotropic sealant, with a strong adhesive consistence that bonds both surfaces adding negligible

Fig. 4.  Exploded view schematic cross-section of the undrained direct shear apparatus

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Fig. 5.  Example of an empty run with the indication of the linearization constant

shear resistance. This combination produced satisfactory results under water pressure for values up to approx. 35 kPa. – Loading pad sealing: This problem have been solved by manufacturing a new pad from an aluminium cylinder, providing the space for a lip seal gasket usually used for hydraulic pistons. The sealant was required also in this case. – Bottom cap sealing: This issue has been solved by gluing the bottom cap to the lower half of the box using silicone adhesive since there was no need to remove this device during tests and therefore leakages did not occur any more.

5  Testing procedure The soil specimen is inserted in the box using always the same volume of material, then the loading pad gasket and the sliding surface between upper and lower half are greased carefully, guaranteeing a regular and watertight contact. The normal load exertion pad is mounted and once this reaches the sample, a special cap plugs the air outlet. During the preparation of the sample both portions of the box are fixed by clamping screws that are removed just before starting the test. The box is inserted in a standard direct shear testing machine and the test is carried out controlling transversal displacement while transverse shear force is continuously measured by a load cell. Vertical load is applied by a yoke hanger using steel weights. From shear stress-horizontal displacement graphs, peak values have been gathered in order to graph the failure envelope of the material for each test condition (dry, saturated and conditioned). Once the whole undrained apparatus is assembled, an empty run has been performed in order to register the residual friction added by the parts running in contact during the stroke of the test machine. The value coming from that test is then deducted, as a constant along the displacement, from the results obtained during the shear tests. An example of an empty run test diagram is shown in Figure 5. Even though some fluid loss were verified anyway at high pressure, this apparatus is able to test conditioned materials within the range of 0 to 35 kPa of normal stress and for a horizontal displacement up to 6 mm (ε = 10 %).

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Fig. 6.  Grain size distribution of the four studied soils

The obtained results greatly differ from those observed before the modification process and the materials appeared still conditioned after the test: the bubbles were still present and the visual observation of the sample showed no significant change in its physical aspect before and after the test. Thanks to these results, it is possible to conclude that the modified apparatus allows the study of the behaviour and the workability of the conditioned soil without causing significant disturbances to the characteristics of the tested sample, thus providing feasible results.

6  Preliminary tests with granular soils The proposed device has been used for a series of preliminary tests on three different granular soils. The investigated soils are sands, with variable content of fine elements (Figure 6) and they are in the usual range of EPB shield of application with foam conditioning [4]. The results of the geotechnical and conditioning characterization of the studied soils are summarized in Table 1.

6.1  Geotechnical characterisation The soils have been characterised by their grain size curve reported in Figure 6 and with the following indexes: Sand A: D10 = 0.0095 mm; D60 = 0.02 mm; Sand B: D10 = 0.015 mm; D60 = 0.06 mm; Sand C: D10 = 0,015 mm; D60 = 0.078 mm. The natural content of water in the three studied soils was very low (less than 10 %) and the soils were mixed with the foam after some mixing in a bowl to simulate the disaggregation action of the cutterhead. Therefore the obtained void index is very large, with reference to what can be found in nature i.e. in a compacted soil.

6.2  Conditioning assessment The assessment of the optimal conditioning amount, to be used in the conditioned soil tests, has been done through some already established experimental procedure by using


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Table 1.  Geotechnical properties of the studied soils and used conditioning parameters; FIR – Foam Injection Ratio; FER – Foam Expansion Ratio Soil

Image (dry soil)

Geotechnical parameters

Conditioning parameters

Slump photo

ϕdry (deg)

ϒnat (kN/m3)

wnat (%)

FIR (%)

FER (–)

wadd (%)

Slump (cm)

A

36

16

8

100

14

20

16.5

B

33

16.5

1

40

15

2

22

C

39

14

2.5

60

15

0

21

Fig. 7.  Diagram for slump test quality assessment based on the visual be­ haviour of the material after lifting the cone as proposed by [25]. This chart has been used in this research for the assessment of the conditioning para­ meters

the slump test [8] [25]. For soil conditioning characterisation the slump test has been chosen as one of the most suitable, especially considering the extended literature on this index test results. The suitability and consistency definition is based on the matrix in Figure 7 and on the value of the cone fall [8] [25]. A slump fall ranging from 15 to 25 cm was used as reference value in this research. The

used conditioning foam leads to a concentration of surfactant in the generation fluid of 2 %. The used foam has a half life time of 440 s [8] [25] [26]. The conditioning assessment allows verifying that the needed amount of water to get a good conditioning is far from the saturation of the sample, due to the presence of foam bubbles in the intergranular voids.

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Fig. 8.  Summary of results of the undrained direct shear test for soil A

Fig. 10.  Summary of results of the undrained direct shear test for soil C

7 Results

Fig. 9.  Summary of results of the undrained direct shear test for soil B

Figures 8, 9, and 10 show the results obtained with dry soils (when the drained and undrained conditions coincide) and with optimal conditioned soil. The results of the test with conditioned soils are presented by a range of behaviour instead of a simple linearization of the obtained data since the testing procedure has to be considered preliminary and the set of data results are not wide enough to allow a complete interpretation. It is important to highlight that all the tested materials shows a shear resistance drop, in the range of applicability of the test, compared

Fig. 11.  Results of the undrained direct shear test for soil A: a) dry; b) conditioned

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Fig. 12.  Results of the undrained direct shear test for soil B: a) dry; b) conditioned

with the dry soil. This very low shear resistance can be explained as a decrease of effective normal stresses in the soil matrix due to a “pseudo pore pressure” generated by the action of foam bubbles, exerting repulsive forces between the soil particles. With reference to the shear resistance of the conditioned soil the narrower range is observed in soil A (compared to soil B and C). This fact is probably due to the higher fine grain content in this soil that provides both a more stable conditioning behaviour in time and facilitating the action of the foam bubbles. The shear stresses-displacement diagrams for the three studied soils (Figures 11, 12 and 13) highlight the different behaviour between dry and conditioned soil: the peak is absent and the conditioned soil shows an ideally plastic curve. This trend is clearly due to the action of the bubbles that are located in the intergranular voids.

8 Conclusions The presented research has the goal to describe a simplified testing procedure for conditioned soil that allows a quantitative assessment of its behaviour. The study has analysed the feasibility and reliability of the proposed procedure testing three different soils. The proposed methodology has the advantage to allow the use and application of resources that may be easily available at any laboratory or at the job sites. Through the studies carried out, several

modifications to a standard direct shear apparatus have been proposed in such a way to adapt it for the study and testing of conditioned soil that have a peculiar structure that therefore cannot be easily compared and tested as a simple “conventional soil”. From the preliminary results obtained on three different sands with the improved apparatus it is possible to assess that the proposed test procedure allows the study of the behaviour of this composite material without causing significant disturbances to the sample structure and properties. The study underlined the limitation of such device on the maximum applied pressure, it is so necessary to implement another test (such as undrained triaxial test) to reach higher pressures to study the behaviour of the conditioned soil. Finally it is important to highlight that the proposed testing procedure will not substitute the widely used slump test but it gives a further tool to investigators toward a better understanding of the complex conditioned soil mechanical behaviour during and EPB shield tunnelling process

Acknowledgements Special thanks are given to Dr. Oronzo Vito Pallara, who cooperated in this research and generously sheared his opinion, ideas and suggestions. The experimental results are part of the PhD thesis of Daniele Martinelli and of the

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Fig. 13.  Results of the Undrained direct shear test for soil C: a) dry; b) conditioned

MSc thesis of Rodrigo Winderholler who carried out the tests. References [1] Merritt, A., Mair, R.: Mechanics of tunnelling machine screw conveyors: model tests. Géotechnique 56 (2006), No. 9, pp. 605–615. [2] Vinai, R., Oggeri, C., Peila, D.: Soil conditioning of sand for EPB applications: A laboratory research. Tunnelling and Underground Space Technology 23 (2007), No. 3, pp. 308–317. [3] Borio, L., Chieregato, A., Picchio, A., Peila, D.: Studio della permeabilità di terreni condizionati con schiume. Geoingegneria Ambientale e Mineraria 130 (2010), No. 2, pp. 75–80. [4] Thewes, M., Budach, C.: Soil conditioning with foam during EPB tunnelling/Konditionierung von Lockergesteinen bei Erddruckschilden. Geomechanics and Tunnelling 3 (2010), No. 3, pp. 256–267. [5] Herrenknecht, M., Thewes, M., Budach, C.: The development of earth pressure shields: from the beginning to the present/Entwicklung der Erddruckschilde: Von den Anfän­ gen bis zur Gegenwart. Geomechanics and Tunnelling 4 (2011), No. 1, pp. 11–35.  [6] Barbero, M., Peila, D., Picchio, A., Chieregato, A., Bozza, F., Mignelli, C.: Procedura sperimentale per la valutazione dell’effetto del condizionamento del terreno sull’abrasione degli utensili nello scavo con EPB. Geoingegneria Ambientale e Mineraria 135 (2012), No. 1, pp. 13–19.

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Deutsche Gesellschaft für Geotechnik e.V. / Deutsche Gesellschaft für Geowissenschaften e.V. (eds.) Shallow Geothermal Systems – Recommendations on Design, Construction, Operation and Monitoring 2016. 312 pages € 109,–* ISBN 978-3-433-03140-7 Also available as

ronmental & Engineering Geoscience 15 (2007), No. 3, pp. 167–174. [26] Todaro, C.: Analisi della penetrazione nello scavo con EPB. Geoingegneria Ambientale e Mineraria 147 (2016), pp. 49–52.

Ing. Daniele Martinelli Politecnico di Torino Dept. of Land, Environment and Infrastructure Eng. C.so Duca degli Abruzzi 24 10129 Torino daniele.martinelli@polito.it

Ing. Rodrigo Winderholler Politecnico di Torino Dept. of Land, Environment and Infrastructure Eng. C.so Duca degli Abruzzi 24 10129 Torino rodrigo.winderholler@gmail.com

Prof. Daniele Peila Politecnico di Torino Dept. of Land, Environment and Infrastructure Eng. C.so Duca degli Abruzzi 24 10129 Torino daniele.peila@polito.it

Shallow Geothermal Systems – Recommendations on Design, Construction, Operation and Monitoring About 30,000 geothermal plants are installed in Germany each year. There are no uniform regulations for their design, construction and operation. The specialist and approval authorities can base their work on the recommendations. Also available: Recommendations of the Committee for Waterfront Structures Harbours and Waterways EAU 2012 Recommendations on Excavations EAB Recommendations on Piling (EA Pfähle)

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Conference Report Forum Tunnelbau and exhibition “Historic Alpine tunnels” at the RWTH Aachen University The first “Forum Tunnelbau” (Tunnel­ ling Forum) took place on 18 November 2016 at the RWTH Aachen University. The occasion was the opening this year of the Gotthard Base Tunnel, a ­mammoth project that has now been completed both on time and within the cost framework 17 years after the first ground breaking. This was reason enough for the high-ranking speakers to examine the question how to deal with the considerable technical, contractual and financial risks on major projects in European and international environ­ ments. After the welcome from the host Prof. Martin Ziegler and the greetings from Prof. Aloys Krieg, prorector for teaching and Prof. Markus Oeser, dean of the faculty of civil engineering at the RWTH Aachen University, the lectures started. The first speaker to the audito­ rium filled with 150 guests was Peter Zbinden, for ten years CEO of the Alp­ Transit Gotthard, who guided the audi­ ence “from the historic Alpine and Jura tunnels to the success factors of the Gotthard Base Tunnel”, a lecture that should be compulsory reading for every project manager! Representing the chairman for net­ work planning and major projects at the DB Netz AG, Prof. Dirk Rompf, who could not attend at short notice, Heinz Ehrbar, head of the management of ma­ jor projects at the DB Netz AG, present­ ed the planned “improvement of the rail infrastructure in Germany”. Then Prof. Bastian Fuchs from the legal practice TOPJUS made an excursion into the conditions and special national features of tunnelling contracts in Europe, and also presented a few international solu­ tion approaches. In the lunch break, which was intro­ duced with style and appropriately for the event by two alphorn players, the visitors had the opportunity in the new textile-reinforced concrete exhibition

Looking into the well-attended auditorium Blick in den gut besuchten Hörsaal

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Opening by Prof. Martin Ziegler Eröffnung durch Prof. Martin Ziegler

hall of the faculty to see the exhibition “Historic Alpine tunnels”, which had been imported especially from Switzer­ land. This shows impressively the meth­ ods used more than a hundred years ago to successfully implement major projects like the Gotthard road tunnel, the Lötschberg or the Simplon Tunnel. The old photos, plans and documents were impressively backed up by a model of the “current” tunnel boring machine from the Gotthard Base Tunnel, which had been made available by Herren­ knecht. A quite particular honour for the organisers, the Chair of Geotechni­ cal Engineering at the RWTH Aachen University and their support association, was to be able to greet in Aachen the ­father of the historic exhibition, Prof. Robert Fechtig, former professor for construction process technology and management at the ETH Zürich. After the snack lunch, Heinz Ehrbar – this time in his former function as the manager for tunnel and railway con­ struction of the AlpTransit Gotthard AG – reported on “dealing with the essential success factors in the construction of the Gotthard Base Tunnel” and thus

f­ollowed up from the talk by Peter ­Zbinden. Finally, Günter Osthoff and Jens Hallfeldt from the DB Projekt Stuttgart-Ulm GmbH talked about “con­ tract arrangements before and after the award” with two examples from the ­current major project Stuttgart-Ulm. In the last talk in this block, Franz Bauer, chairman of the ÖBB-Infrastruktur AG, talked about former and current con­ struction of rail tunnels in Austria. After the coffee break, the event ­continued with international major pro­ jects. As a replacement for Rainer ­Rengshausen, who was also not able to be present at short notice, Thorsten Weiner presented the experience of Porr Bau GmbH with the special contract model “Design-Build plus Provisional Sums” for the construction of the Metro Doha Green Line in Qatar. Dr.-Ing. ­Michael Blaschko, chairman of Wayss & Freytag Ingenieurbau AG, then ex­ plained very convincingly how the ­divided success on the Crossrail project in London could become double suc­ cess. The finale of the talks was given by Martin Holfelder, board member of Im­ plenia Construction GmbH, Infrastruc­ ture – Global Projects, who explained the conflicts between claims and reality with a tour of various large Scandina­ vian projects. The official part of the event closed with a heartfelt expression of thanks to the speakers, the Swiss creators and providers of the historic exhibition, the employees and particularly the support­ ers with ideas and finance, followed by an opportunity for the numerous guests and good-humoured speakers to get to know each other. The talks at the “Forum Tunnelbau” are published in an issue of the proceed­ ings of the Institute. You can find ­contact data to acquire a copy under www.geotechnik.rwth-aachen.de . Martin Feinendegen

Model of the Lötschberg-TBM Modell der Lötschberg-TBM


Conference Report Forum Tunnelbau und Ausstellung „Historische Alpendurchstiche“ an der RWTH Aachen University Am 18. November 2016 fand an der RWTH Aachen University das erste ­„Forum Tunnelbau“ statt. Anlass war die diesjährige Eröffnung des GotthardBasistunnels – ein Mammut-Projekt, das 17 Jahre nach dem ersten Spatenstich sowohl im Zeit – als auch im Kostenrah­ men fertig gestellt wurde. Grund genug für hochkarätige Referenten, sich mit der Frage auseinanderzusetzen, wie mit den erheblichen technischen, vertrag­ lichen und finanziellen Risiken bei Großprojekten im europäischen und in­ ternationalen Umfeld umgegangen wird. Nach der Begrüßung durch den Gast­ geber Prof. Martin Ziegler und den Grußworten von Prof. Aloys Krieg, ­Prorektor für Lehre und Prof. Markus Oeser, Dekan der Fakultät für Bauinge­ nieurwesen an der RWTH Aachen Uni­ versity ging es mit den Fachvorträgen los. Den Auftakt in dem mit etwa 150 Gästen gut gefüllten Hörsaal machte ­Peter Zbinden, zehn Jahre lang CEO der AlpTransit Gotthard, der die Zuhörer „von den historischen Alpen- und Jura­ durchstichen zu den Erfolgsfaktoren des Gotthard-Basistunnels“ führte – ein ­Beitrag, der zur Pflichtlektüre für jeden Projektmanager gehören müsste! In Vertretung für den kurzfristige ver­ hinderten Vorstand Netzplanung und Großprojekte bei der DB Netz AG, Prof. Dirk Rompf, stellte Heinz Ehrbar, Leiter Management Großprojekte bei der DB Netz AG, den geplanten „Aus­ bau der Schieneninfrastruktur in Deutschland“ vor. Anschließend machte Prof. Bastian Fuchs von den TOPJUS Rechtsanwälten einen Exkurs zu den Rahmenbedingungen und nationalen Sonderwegen bei Tunnelbauverträgen in Europa und stellte auch einige interna­ tionale Lösungsansätze vor. In der Mittagspause, die stilvoll und thematisch passend von zwei Alphorn­ bläsern eröffnet wurde, hatten die Be­ sucher Gelegenheit, in dem neuen Tex­ tilbeton-Ausstellungspavillon der Fakul­ tät die extra aus der Schweiz importierte Ausstellung über „Historische Alpen­ durchstiche“ zu besichtigen. Eindrucks­ voll wird hier gezeigt, mit welchen Mit­ teln vor weit über hundert Jahren be­ reits Großprojekte wie der GotthardStraßentunnel, der Lötschberg- oder der Simplontunnel erfolgreich realisiert wurden. Reizvoll ergänzt wurden die ­alten Fotos, Pläne und Dokumente durch ein von der Firma Herrenknecht zur Verfügung gestelltes Modell der „ak­ tuellen“ Tunnelbohrmaschine am Gott­ hard-Basistunnel. Eine ganz besondere

Visitors in the exhibition Besucher in der Ausstellung

Ehre für die Veranstalter – den Lehr­ stuhl für Geotechnik im Bauwesen der RWTH Aachen University und den zu­ gehörigen Förderverein – war es, einen der Väter der historischen Ausstellung, Prof. Robert Fechtig, ehemals Professor für Bauverfahrenstechnik und Bau­ betrieb an der ETH Zürich, in Aachen begrüßen zu dürfen. Nach dem Mittagsimbiss berichtete Heinz Ehrbar – diesmal in seiner frühe­ ren Funktion als Leiter Tunnel- und Trasseebau der AlpTransit Gotthard AG – über den „Umgang mit den wesent­ lichen Erfolgsfaktoren beim Bau des Gotthard-Basistunnels“ und knüpfte an den Beitrag von Peter Zbinden an. An­ schließend widmeten sich Günter ­Osthoff und Jens Hallfeldt von der DB Projekt Stuttgart- Ulm GmbH anhand von zwei aktuellen Projektbeispielen aus dem Großprojekt Stuttgart-Ulm der „Vertragsgestaltung vor und nach der Vergabe“. Im letzten Vortrag in diesem Block stellte schließlich Franz Bauer, Vorstand der ÖBB- Infrastruktur AG den früheren und derzeitigen Bau von Eisenbahntunneln in Österreich vor. Nach der Kaffeepause ging es mit in­ ternationalen Großprojekten weiter. Für den ebenfalls kurzfristig verhinder­ ten Rainer Rengshausen präsentierte Thorsten Weiner die Erfahrungen der Porr Bau GmbH mit dem besonderen

Vertragsmodell „Design-Build plus Pro­ visional Sums“ beim Bau der Metro Doha Green Line in Qatar. Dr.-Ing. ­Michael Blaschko, Vorstand der Wayss & Freytag Ingenieurbau AG erläuterte im Folgenden sehr eindrücklich, wie beim Projekt Crossrail in London aus geteiltem Erfolg doppelter Erfolg wer­ den konnte. Den Schlusspunkt der Vor­ träge setzte Martin Holfelder, Mitglied der Geschäftsleitung der Implenia Con­ struction GmbH, Infrastructure – Glo­ bal Projects, der das Spannungsfeld von Anspruch und Wirklichkeit mit einem Rundgang durch verschiedene skandina­ vische Großprojekte beleuchtete. Mit einem herzlichen Dank an die Referenten, die Schweizer Be- und Er­ schaffer der historischen Ausstellung, die Mitarbeiter und insbesondere die ideellen wie finanziellen Unterstützer endete der offizielle Teil der Veranstal­ tung – nicht ohne den noch zahlreich anwesenden Gästen und gut gelaunten Vortragenden noch die Gelegenheit zu einem gemütlichen Beisammensein zu geben. Die Beiträge des „Forum Tunnelbau“ sind in einem Heft der Mitteilungsreihe des Instituts veröffentlicht. Unter www.geotechnik.rwth-aachen.de finden sich Kontaktdaten für den Bezug. Martin Feinendegen

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Site Report The new Eibsee gondola on the Zugspitze: Dywidag systems for Germany’s highest construction site The new Eibsee cable car is being built on the highest construction site in Ger­ many, the Zugspitze, to replace the old cable car from 1963 and with a gondola capacity of 120 people will transport about three times as many people as the existing Eibsee-Bahn. The new Eibsee cable car will as before be a reversible cable car (aerial tram). The alignment and the location of the valley and moun­ tain stations will remain largely the same. The new cable car to the Zug­ spitze will set three world records: – highest reversible cable car column worldwide at 127 m, – largest total height difference in one section worldwide of 1,945 m – longest free span worldwide at 3,213 m. The operator Bayerische Zugspitzbahn Bergbahn AG is assuming a total project volume of EUR 50 million, consisting of 45.6 million for construction measures and 4.4 million for infrastructure meas­ ures and the purchase of a new moun­ tain locomotive. The general design has been awarded to the joint venture Bau­ Con-Hasenauer-AIS, consisting of bau­ con Projekt & Immobilien GmbH, ­Germany, Hasenauer Architekten ZT GmbH and AIS - Bau- und Projektman­ agement GmbH, both from Austria, and the master builder works at the moun­ tain station to the company GEO Alpin­ bau. The cable car technology will be ­installed by the company Doppelmayr/ Garaventa. Design work for the com­ plex major project on the Zugspitze has taken about three years. The greatest challenges of this unique construction site are not the weather and the exposed position but the challenging logistics and the restricted possibilities at the mountain station. The first milestone for the erection of the new cable car was reached in June 2015 with the assembly of the highest crane in Germany at 2,950 m. The works are being carried out parallel to continued passenger operation of the old cable car and should be completed by 2017. A new goods cable lift was erected to transport material to the new mountain station at 2,950 m elevation.

Fig. 1.  Germany’s highest construction site on the Zugspitze (photo: Hajo Dietz) Bild 1.  Deutschlands höchste Baustelle auf der Zugspitze (Foto: Hajo Dietz)

Fig. 2.  Construction works for the Eibsee cable car are being carried out alongside continued passenger operation (photo: DSI) Bild 2.  Die Bauarbeiten für die Eibsee-Seilbahn erfolgt parallel zum laufenden Fahr­ betrieb (Foto: DSI)

were used for the building. The new summit station has been designed with an overhanging area projecting 30 m. This required a tie-back structure with two compression and two tension foun­ dations anchored back into the rock with anchors up to 16 m deep in the rock. To secure the foundation of the mountain station, 38 plain and double corrosion-protected GEWI threadbar soil nails (∅32 to 63.5 mm, L = 6 to 11 m) were used. In addition, 34 strand anchors with twelve strands each (Sus­ pa system) were installed. These serve to anchor the foundation of the 30 m freestanding mountain station and are in­ stalled vertically in the foundation, which back-anchors and secures the projecting building. DSI also delivered eight Dywidag permanent prestressed anchors 40 WR (L = 8 to 14 m) and 55 GEWI threadbar permanent anchors (∅40 mm, L = 8 to 14 m). The deliveries from DSI also included 700 running me­ tres of GEWI threadbar (∅28, 32 and 40 mm, L = 2.5 to 6 m) and 300 running metres of anchor sheathing.

Materials are then lifted by the crane to the various construction locations. First about 1000 m3 of rock had to be removed for the new mountain station. Altogether 1,200 m3 of concrete, 500 t of steel and 330 t of reinforcing steel

Further information Dywidag-Systems International GmbH Alfred-Wagner-Straße 1 4061 Pasching/Linz Austria www.dywidag-systems.at

Die neue Eibsee-Gondel auf der Zugspitze: Dywidag-Systeme für Deutschlands höchste Baustelle Auf Deutschlands höchster Baustelle, der Zugspitze, wird zurzeit die neue Eib­ see-Seilbahn gebaut, welche die alte Seilbahn aus dem Jahr 1963 ersetzen soll und die mit einer Gondelkapazität von 120 Personen rund dreimal so viele Personen wie die bestehende Eibsee-

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Bahn transportiert. Bei der neuen Eib­ see-Seilbahn handelt es sich wie bisher um eine Pendelseilbahn. Streckenver­ lauf und Lage von Tal- und Bergstation bleiben weitgehend gleich. Dabei kann die neue Seilbahn zur Zugspitze mit drei Rekorden aufwarten:

– Weltweit höchste Pendelbahnstütze mit 127 m, – Weltweit größter Gesamthöhenunter­ schied von 1.945 m in einer Sektion – Weltweit längstes freies Spannfeld mit 3.213 m.


Site Report

Fig. 3.  The foundation for the mountain station projecting 30 m is anchored into the rock with permanent strand anchors (photo: DSI) Bild 3.  Das Fundament für die 30 m freitragende Bergstation wird mit Litzendauerankern im Fels verankert (Foto: DSI)

Die Bayerische Zugspitzbahn Bergbahn AG geht von einem Gesamtprojektvolu­ men von 50 Mio. Euro aus. Dieses setzt sich aus 45,6 Mio. Euro reinen Baukos­ ten und 4,4 Millionen Euro für Infra­ strukturmaßnahmen sowie der Anschaf­ fung einer neuen Berglok zusammen. Die Generalplanung wurde an die Ar­ beitsgemeinschaft BauCon-HasenauerAIS, bestehend aus baucon Projekt & Immobilien GmbH, Deutschland, ­Hasenauer Architekten ZT GmbH und AIS – Bau- und Projektmanagement GmbH, beide Österreich, und die Bau­ meisterarbeiten an der Bergstation an die Firma GEO Alpinbau vergeben. Die Seilbahntechnik wird von der Firma Doppelmayr/Garaventa aufgeführt. Ins­ gesamt haben die Planungen für das komplexe Großprojekt an der Zugspitze etwa drei Jahre in Anspruch genommen. Die größten Herausforderungen bei ­dieser einzigartigen Baustelle bestehen nicht nur in puncto Wetter und expo­ nierter Lage, sondern auch in der an­ spruchsvollen Logistik und den begrenz­ ten Möglichkeiten an der Bergstation.

Fig. 4.  In addition to strand anchors, DSI supplied numerous soil nails and permanent ­anchors (photo: DSI) Bild 4.  Neben Litzenanker lieferte DSI zahlreiche Bodennägel und Daueranker (Foto: DSI)

Mit der Montage von Deutschlands höchstem Baukran auf 2.950 m im Juni 2015 wurde der erste Meilenstein zur neuen Seilbahn erreicht. Die Arbeiten werden parallel zum laufenden Fahr­ betrieb der alten Bahn durchgeführt und sollen 2017 abgeschlossen sein. Zum Transport der benötigten Baumateria­ lien für die neue Bergstation auf 2.950 m Höhe wurde eine neue Mate­ rialseilbahn errichtet. Die Materialien werden mit einem Baukran in die ver­ schiedenen Baufelder gehoben. Für die neue Bergstation mussten zu­ nächst ca. 1.000 m3 Fels abgetragen werden. Insgesamt werden für dieses Gebäude 1.200 m3 Beton, 500 t Stahl und 330 t Bewehrungsstahl verbaut. Die neue Gipfelstation wurde mit einem frei­ tragenden Bereich konzipiert, der 30 m weit auskragt. Dafür war die Erstellung eines Rückspannbauwerks mit zwei Druck- und zwei Zugfundamenten erfor­ derlich, die mithilfe von Ankern bis zu 16 m tief im Fels rückverankert wurden. Zur Sicherung des Fundaments der Bergstation kamen 38 blanke und dop­

pelt korrosionsgeschützte Gewi-Boden­ nägel (∅32 bis 63,5 mm, L = 6 bis 11 m) zum Einsatz. Außerdem wurden 34 Lit­ zendaueranker mit zwölf Litzen(Typ Suspa-Systems) eingebaut. Diese dienen als Verankerung des Fundaments für die 30 m freitragende Bergstation und wur­ den senkrecht im Fundament installiert. Dadurch wird das auskragende Gebäu­ de rückverankert und gesichert. DSI ­lieferte außerdem acht Dywidag-Dauer­ anker 40 WR (L = 8 bis 14 m) und 55 Gewi-Daueranker (∅40 mm, L = 8 bis 14 m). Die DSI-Leistungen umfassten außerdem 700 lfm Gewi-Stäbe (∅28, 32 und 40 mm, L = 2,5 bis 6 m) und 300 lfm Ankerstrümpfe.

Weitere Informationen Dywidag-Systems International GmbH Alfred-Wagner-Straße 1 4061 Pasching/Linz Austria www.dywidag-systems.at

Special prints of articles from journals as an eye-catching advertising material Please contact: Janette Seifert Verlag Ernst & Sohn Rotherstraße 21, 10245 Berlin Tel +49(0)30 47031-292 Fax +49(0)30 47031-230 E-Mail Janette.Seifert@wiley.com www.ernst-und-sohn.de/en/reprints 1009276_dp 1009276_dp_181x63mm.indd 1

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Product Information Securing and documenting rock slopes, detecting slides Motivation In recent years, rock slopes along rail­ way lines have increasingly been provid­ ed with nets to secure against rock fall. The company commissioned with their installation has to verify the construc­ tion according to contract to the client. The quantity as well as the geometrically correct arrangement of the nets, cables and anchors are equally important as the material properties and the adher­ ence to standards. Traditionally, this ge­ ometrical data was obtained on site by surveying with reflectorless total sta­ tions. Thanks to the availability of un­ manned aerial vehicles (UAV) – “drones” – the creation of 3D models from free image assembly, also called photo-based-scanning, has become es­ tablished as the standard technology for specialised surveying companies like the intermetric GmbH. The scaled and col­

our-true 3D models can be safely evalu­ ated in the office. When analysing hazards resulting from deformations in steep slopes, pre­ cise 3D models play a key role by pro­ viding the basis for rock mechanical models used by the technical experts. The article explains the production of 3D models by photo-scanning with the examples of the projects “Securing rock slopes along the Zollernalbbahn” and “Rittersturz”. Photo-based scanning In traditional photogrammetry, two im­ ages taken at a certain spacing are stere­ oscopically scanned by a trained observ­ er using a stereoautograph. This is used to optically and mechanically determine the location and height of clearly identi­ fiable points in the images using the ste­ reo impression. With the development of digital image processing, pattern rec­

Fig. 1.  UAV application at the Rittersturz Bild 1.  UAV-Einsatz am Rittersturz

Fig. 2.  3D model of the Rittersturz rock slope, here shown in one colour Bild 2.  3D-Modell des Felshangs Rittersturz, hier einfarbig

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ognition and computer technology, this process can today be performed largely automatically using conventional office computers. For professional and effi­ cient image processing, many other de­ tails naturally have to be considered, the most important being sharp, well-illumi­ nated images, very large overlaps (>60 %) between adjacent images and powerful graphics software. Modern software can produce col­ our-true 3D point clouds from this data, similar to the results from 3D laser scan­ ners. An expert operator can then pro­ cess this further to produce intermesh­ ing and contours and can identify if re­ quired individual features such as the anchors, cables and nets of slope sup­ port systems. Rittersturz The Rittersturz is a shale slope dipping steeply towards the River Rhine near Koblenz, where a legend says a knight fell to his death in the Middle Ages. A crack has opened above the Rittersturz rock slope, and the rock mass is jointed and shows signs of heavy tectonic defor­ mation. It is feared that large quantities of material could slide. In order to be able to calculate the actual stability as realistically as possible, a 3D model of the existing situation was required. Within three hours of field work the 100 m high and 200 m wide rock slope with its inclination of 45° to 90° could be surveyed. Using a GPS-controlled Hexa­ copter (Figure 1), 300 high-resolution images were produced, and 27 marked points on the ground surface were sur­ veyed with a precision total station. The 3D ground model generated from this data by intermetric engineers (Figure 2) has an accuracy of centimetres in clearly identified areas of rock. Based on this optimal geometry, the rock mechanics engineers could produce a realistic mod­ el of forces and movement. With the aid of the recorded data and models, the city of Koblenz decided to allow natural erosion of the slope but to protect the adjacent main road B9 and the Cologne-Bingen railway line on the left bank of the Rhine against rock fall by raising the existing earth wall and its 4 m high rock fall protection fence. The securing works have now been mostly completed. In order to continue to observe changes and thus detect any danger in due time, the city of Koblenz has set up a geotechnical monitoring system with the collaboration of intermetric GmbH. The first stage consists of 40 prisms dis­ tributed over the slope, which are geo­ detically surveyed regularly.


Product Information Documentation of rock securing measures through the example of the Zollernalbbahn The Schmeie is a small tributary of the Danube, which has cut a picturesque valley between Storzingen and Inzig­ kofen into the Swabian Alb. A section of the Zollernalbbahn line from Tübin­ gen via Balingen and Sigmaringen to Aulendorf runs through the valley. The Storzingen – Sigmaringen section is characterised by many rock slopes, rock cuttings and tunnels. In the course of work to secure against rock falls, nets have been spanned at 16 locations and fixed into the rock mass with numerous anchors (Figure 3). These securing measures were to be surveyed along a distance of 14 km and documented in the German Railways reference system (DBREF). For this purpose, the exten­ sion of the nets and the location of each anchor point had to be determined and displayed. The 16 individual structures have a length of 50 m and are fixed with an average of 300 anchors. They were installed in two sub projects with eight structures each. The structures of the first sub project were surveyed traditionally using total stations and GPS. By the time of the second sub project, however, the then new photo-scanning method had be­ come suitable for intermetric engineers. Since access was always possible from the other side and all parts of the struc­ tures were visible (Figure 4), no UAV was needed and no flying permit had to be obtained. Some of the anchors were surveyed with a total stations to provide reference points in order to georefer­ ence the point cloud in the DB REF sys­ tem. Thanks to the considerably shorter

Fig. 3.  The Zollernalbbahn line in a rock cutting Bild 3.  Die Zollernalbbahn zwischen zwei gesicherten Felshängen

working time alongside the track, work­ ing safety is greatly improved and the cost of safety measures is correspond­ ingly less. The recording of all the anchors in­ stalled over an extended area demands great concentration. Anchors can be reached much more easily and reliably on the screen than on site. Another ad­ vantage of the new method is that addi­ tional results can be derived from the point cloud such as transverse profiles, the extension of the net surface and a colour orthophoto along the track axis (Figure 5) without any additional sur­ veying on site. Summary The full-area, precise surveying of ex­ tended slopes for the analysis of slope

slides or the documentation of safety measures is a standard task today for companies specialised in this field such as the intermetric GmbH. One can choose the surveying tools for the task from a wide range of instruments, with photo-scanning having become available in recent years. As surveying specialists, they are also able to orientate the mod­ els produced with the reference system required in each case, e.g. DB-REF, and create reliable geometrical relations to other infrastructure objects. Further information intermetric GmbH Industriestraße 24 70565 Stuttgart Germany www.intermetric.de

Felshangsicherungen dokumentieren, Rutschungen erkennen Motivation In den letzten Jahren wurden Felshänge entlang von Bahnstrecken zunehmend mit Netzen zur Sicherung gegen Stein­ schlag versehen. Die mit der Installation beauftragten Unternehmen müssen die vertragsgemäße Ausführung gegenüber dem Auftraggeber nachweisen. Neben der Termintreue und der Materialbe­ schaffenheit spielen dabei die Menge und natürlich die geometrisch korrekte Anordnung der Netze, Seile und Anker eine entscheidende Rolle. Traditionell werden die geometrischen Daten mittels reflektorloser Tachymetermessung vor Ort erfasst. Dank unbemannter Flugobjekte (UAV) – „Drohnen“ – ist das Erstellen von 3D-Modellen aus freien Bildver­ bänden, auch photo-based-scanning ge­ nannt, bei darauf spezialisierten Ver­

messungsunternehmen wie der intermet­ ric GmbH, zur Standard-Technologie gereift. Die maßstabsgetreuen und farb­ echten 3D-Modelle können im Büro si­ cher ausgewertet werden. Bereits bei der Analyse von Gefah­ ren, die sich aus Veränderungen in Steil­ hängen ergeben, spielen präzise 3D-Mo­ delle als Grundlage für die Felsmecha­ nik-Modelle der sachverständigen Geo­ logen eine entscheidende Rolle. Im Folgenden wird anhand der Pro­ jekte „Felshangsicherungen entlang der Zollernalbbahn“ und „Rittersturz“ das Erstellen von 3D-Modellen mittels pho­ to-based-scanning erläutert. Photo-Based-Scanning Bei der traditionellen Photogrammetrie wurden zwei mit einem gewissen Ab­ stand aufgenommene Bilder mit einem

Stereoautographen von einem geschul­ ten Beobachter stereoskopisch abgetas­ tet. Dabei konnten durch den StereoEindruck sowohl die Lage als auch die

Fig. 4.  Image configuration of a rock slope Bild 4.  Aufnahmekonfiguration eines Felshanges

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Product Information

Fig. 5.  Orthophoto derived and developed from the point cloud Bild 5.  Aus der Punktwolke abgeleitetes, abgewickeltes Orthophoto

Höhe eindeutig in beiden Bildern identi­ fizierbarer Punkte optisch-mechanisch ermittelt werden. Durch die Entwick­ lung der digitalen Bildauswertung, der Mustererkennung und der Computer­ technik kann man heute diesen Prozess weitgehend automatisiert auf handels­ üblichen Büro-Computern ausführen. Für eine professionelle und effiziente Bearbeitung sind natürlich weiterhin viele Details zu berücksichtigen, die wichtigsten sind gestochen scharfe, gut ausgeleuchtete Bilder, sehr große Über­ lappung (>60 %) zwischen benachbarten Einzelaufnahmen und leistungsfähige Grafik-Hardware. Aktuelle Software erstellt auf Basis dieser Daten farbechte 3D-Punktwol­ ken, ähnlich den Ergebnissen von 3DLaserscannern. Die fachkundige Bear­ beiterin erzeugt daraus in weiteren Be­ arbeitungsschritten Vermaschungen und Höhenschichtlinien und sie identifiziert bei Bedarf individuelle Merkmale wie etwa Anker, Seile und Netze von Hang­ sicherungen. Rittersturz Der Rittersturz ist ein steil zum Rhein hin abfallender Schieferhang bei Kob­ lenz, über den der Legende nach im Mittelalter ein Ritter zu Tode stürzte. Oberhalb des Felshanggebiets Ritter­ sturz hat sich ein Riss geöffnet, das Ge­ birge ist durchklüftet und weist zudem starke tektonische Störungen auf. Es wird befürchtet, dass größere Erdmas­ sen abrutschen könnten. Um die tat­ sächliche Standsicherheit möglichst rea­ litätsnah berechnen zu können, sollte ein detailliertes 3D-Modell des Ist-Zu­ stands erstellt werden. Der 100 m hohe und 200 m breite Felshang mit 45° bis 90° Neigung konn­ te innerhalb von 3 h Außendienst er­ fasst werden. Mit einem GPS-gesteuer­ ten Hexacopter (Bild 1) wurden 300 hochauflösende Bilder und mit Präzi­ sionstachymeter 27 vermarkte Boden­ punkte aufgenommen. Das aus diesen Rohdaten von intermetric-Ingenieuren

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erstellte 3D-Modell (Bild 2) hat in den eindeutig identifizierbaren Fels-Berei­ chen eine Genauigkeit im Zentimeter­ bereich. Auf dieser optimalen geometri­ schen Basis konnten die Felsmechani­ ker nun ihr wirklichkeitsnahes Kräfteund Bewegungsmodell aufbauen. Aufgrund der erfassten Daten und Modelle hat die Stadt Koblenz entschie­ den, den Hang der natürlichen Erosion zu überlassen, aber die angrenzende B9 und die Linke Rheinstrecke Köln-Bin­ gen durch die Erhöhung eines vorhan­ denen Erdwalls und einen darauf be­ findlichen 4 m hohen Steinschlagschutz­ zaun vor eventuell möglichen Stein­ schlägen zu schützen. Inzwischen sind die Sicherungsarbeiten weitestgehend abgeschlossen. Um die Veränderungen weiter zu be­ obachten und so mögliche drohende Gefahren rechtzeitig zu erkennen, baut die Stadt Koblenz in Zusammenarbeit mit der intermetric GmbH ein Geo­ monitoring auf. Die erste Ausbaustufe besteht aus 40 über den Hang verteilten Prismen, die regelmäßig geodätisch überwacht werden. Dokumentation von Felssicherungs­ maßnahmen am Beispiel der Zollernalbbahn Die Schmeie ist ein kleines Nebenflüss­ chen der Donau. Sie hat sich zwischen Storzingen und Inzigkofen auf der Schwäbischen Alb ein malerisches Tal gegraben. In dieses Tal schmiegt sich ein Teilstück der Zollernalbbahn von Tübin­ gen über Balingen und Sigmaringen nach Aulendorf. Der Abschnitt Storzin­ gen – Sigmaringen ist von zahlreichen Felshängen, Felspassagen und Tunneln gekennzeichnet. Im Zuge von Felssiche­ rungsmaßnahmen wurden an 16 Bau­ werken Netze gespannt und mit zahlrei­ chen Ankern im Fels befestigt (Bild 3). Auf einer Länge von 14 km sollten diese Sicherungsmaßnahmen vermessungs­ technisch erfasst und im Referenzsystem der Deutschen Bahn (DBREF) doku­ mentiert werden. Zu diesem Zweck war die Ausdehnung der Netze und die Lage

jedes Ankerpunktes zu ermitteln und darzustellen. Die 16 einzelnen Bauwer­ ke haben eine Länge von 50 m bis 200 m und sind mit durchschnittlich 300 Ankern befestigt. Sie wurden in zwei Teilprojekten zu je acht Bauwer­ ken erstellt. Die Bauwerke des ersten Teilprojekts wurden klassisch mit Tachymeter und GPS erfasst. Bis zum zweiten Teilpro­ jekt hatten sich die intermetric-Ingenieu­ rinnen das damals noch neue photobased-scanning angeeignet. Da jeweils ein begehbarer Gegenhang vorhanden und somit die Sichtbarkeit aller Bauteile gewährleistet war (Bild 4), wurde kein UAV benötigt. Auf die Aufstiegsgeneh­ migungen konnte verzichtet werden. Als Passpunkte wurden einige der Anker ­tachymetrisch bestimmt, um die Punkt­ wolke im DB REF-System georeferenzie­ ren zu können. Wegen der erheblich kürzeren Arbeitszeit im Gleisbereich, ist die Arbeitssicherheit deutlich höher, die Sicherungskosten sind entsprechend ge­ ringer. Die Erfassung aller gleichmäßig über einen ausgedehnten Bereich angebrach­ ten Anker erfordert hohe Konzentra­ tion. Am Bildschirm können die Anker deutlich leichter und zuverlässiger er­ reicht werden als vor Ort. Ein weiterer Vorteil der neuen Methode ist, dass sich aus der Punktwolke zusätzliche Ergeb­ nisse, wie Querprofile, Ausdehnung der Netzoberfläche und ein entlang der Gleisachse abgewickeltes Farbortho­ photo (Bild 5) ohne weitere vor-OrtMessungen ableiten lassen. Zusammenfassung Das vollflächige, präzise Erfassen von ausgedehnten Hängen zur Analyse von Hangrutschungen oder zur Dokumenta­ tion von Felssicherungen ist heute für darauf spezialisierte Unternehmen, wie die intermetric GmbH, eine Standard­ aufgabe. Sie können die für die Aufgabe geeignetsten Aufnahmewerkzeuge aus einer breiten Palette von Instrumenten wählen, in den letzten Jahren hinzuge­ kommen ist das photo-based-scanning. Als Vermessungsspezialisten sind sie ­außerdem in der Lage, die erzeugten Modelle in den jeweils nötigen Refe­ renzsystemen, z. B. DB-REF, zu orien­ tieren und verlässliche geometrische Be­ züge zu anderen Infrastrukturobjekten herzustellen. Weitere Informationen intermetric GmbH Industriestraße 24 70565 Stuttgart Deutschland www.intermetric.de


Product Information Simplified design approach for rockfall meshes: MacRo 1 Software Protection against rockfall is frequently carried out with mesh facing and pat­ terned nails (Figure 1). The stabilization of the rock face is mainly achieved by inserting reinforcement bars (nails) in the rock mass, which are then grouted and bonded to the rock mass for their entire length. The nailing mobilizes fric­ tion and shear force resistance along the entire length and contributes to the im­ provement of the stability. The blocks moving among the nails form debris pockets that load and stretch the mesh. The punch tests are fundamental for modeling the transition of the forces be­ tween anchor and mesh. Interesting tests have been developed in Pont Boset (Aosta—Italia), where a realistic restraint was formed by a pattern of 3 m × 3 m nails, similar to that frequently adopted for the consolidation of rock slopes (Fig­ ure 2). A punch device plunging at 45° on the mesh plane was installed to re­ produce rock movement. The test re­ sults demonstrated the poor correlation between lab tests on small size samples and real site behavior and the large dis­ placement of some meshes (half meter or more) under negligible load (Fig­ ure 3). The design of such a system is not at all easy because of numerous variables, including topography, rock mass proper­ ties, joint geometry and properties, mesh type and related restraint conditions. Theoretically the problem would require a complex numerical model, but at the present, limit equilibrium models are the preferable design method. That is why Maccaferri has developed MACRO 1 software, a limit equilibrium approach for the design of secured drapery in all their components (nails and mesh),

Fig. 1.  Secured drapery systems Steelgrid HR 30 German Railways Project Frauenberg Bild 1.  Hangsicherungssystem Steelgrid HR 30 Deutsche Bahn Project Frauenberg

which combines the field experience of geologists and engineers on one hand and the results of full scale drapery field tests on the other. The software allows the design of the nails (diameter and length) and the mesh, in particular for the Ultimate Limit State (which tensile resistance is needed to keep the blocks inside the net) but al­ so for the Serviceability Limit State (how much is the deformation of the mesh un­ der a particular load condition). The ser­ viceability limit state provides useful in­ formation concerning the required main­ tenance activity on the facing, the risks of stripping because of anchor stripping, the interference between infrastructure and facing as consequence of excessive

displacements. ­Also the RIL 836 is defin­ ing limitations for The calculation ap­ proach was reviewed and approved by Kempfert und Partner during the certifi­ cation of a high strength net (Steelgrid) for the railway authority (EBA) and first design experiences have been carried out in Germany with success. The software is available free of charge.

More information Maccaferri Deutschland GmbH Kurfürstendamm 226 10719 Berlin Germany www.maccaferri.de

Vereinfachter Berechnungsansatz für Schutznetzverhängungen: MacRo 1 Software Steinschlagschutz wird häufig durch ge­ sicherte Vorhangsysteme gewährleistet (Bild 1). Die Stabilisierung der Felsober­ fläche wird hauptsächlich durch den Einsatz von Nägeln erreicht, die auf ih­ rer vollen Länge mit Mörtel verpresst, und so mit dem Gebirge verbunden wer­ den. Gesteinsbrocken die sich zwischen den Nägeln bewegen belasten und deh­ nen hingegen direkt das Netz. Zur Feststellung der Kraftübertragung zwischen Nagel und Netz sind Durch­ stanztests sind von grundlegender Be­ deutung. Hierzu wurden in Pont ­Boset (Aosta, Italien) interessante Versuche entwickelt, bei denen eine realistische Randbegrenzung der Netze mit ­einem Nagelmuster von 3 m × 3 m getestet wur­

Fig. 2.  Punching device in Pont Boset Bild 2.  Durchstanzvorrichtung in Pont Boset

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Product Information

Fig. 3.  Graph Displacement VS Load with the typical scale effect in the punch test Bild 3.  Grafik Verformung vs. Last mit klassischem Maßstabseffekt beim Durchstanztest

de – ähnlich der häufig zur Verfestigung von Felsböschungen eingesetzten Syste­ me (Bild 2). Um die Gesteinsbewegung zu simulieren, wurde ­eine Stanzvorrich­ tung, die eine Last mit einem 45º-Winkel auf die Netzebene ausübt, installiert. Die Testergebnisse zeigten die schlechte Kor­ relation zwischen Laborversuchen an kleineren ­Probestücken und dem Verhal­ ten unter realen Bedingungen (Bild 3) so­ wie die deutliche Verschiebung einiger Netz­typen ≥ 0,5 m unter geringer Lasten­ einwirkung.

Die Berechnung eines solchen Sys­ tems ist aufgrund zahlreicher Variablen wie Topographie, Gesteinskennwerte, Kluftgeometrie/-eigenschaften und Netz­ typ sehr aufwendig. Theoretisch würde das Problem ein komplexes numerisches Modell erfordern, derzeit sind jedoch Gleichgewichtsmodelle die bevorzugte Berechnungsmethode. Aufgrund dessen hat Maccaferri MACRO 1 entwickelt – eine Software zur Berechnung gesicher­ ter Vorhangsysteme in all ihren Kompo­ nenten (Nägel/Netze).

Die Software erlaubt die Berechnung der Nägel (Durchmesser/Länge) und des Netzes, insbesondere des Grenzzu­ stands der Tragfähigkeit (Zugfestigkeit zur Einbehaltung des Gerölls im Netz), und des Grenzzustands der Gebrauchs­ tauglichkeit (Verformung des Netzes un­ ter einem bestimmten Lastzustand). Der Grenzzustand der Gebrauchstauglich­ keit liefert nützliche Infos zum erforder­ lichen Wartungsaufwand und der Inter­ ferenz zwischen Infrastruktur und Ver­ netzung, als Folge erheblicher Dehnung des Netzes. Auch die RIL 836 definiert Grenzwerte der Netzverformung an Felsböschungen (RIL 836.4102A02). Der Berechnungsansatz wurde von Kempfert & Partner bei der Zertifizie­ rung eines hochfesten Netzes (Steelgrid HR30) für das Eisenbahnbundesamt (EBA) überprüft und genehmigt, und erste Planungen wurden in Deutschland erfolgreich umgesetzt. Die Software ist kostenlos erhältlich. Weitere Informationen Maccaferri Deutschland GmbH Kurfürstendamm 226 10719 Berlin Deutschland www.maccaferri.de

Professional geomonitoring services – DMT Safeguard Monitoring of slope and embankment stability is highly significant in the con­ struction and mining industry. The re­ quirements have recently increased due to rising environmental awareness and higher safety requirements. Companies monitor their projects to observe the damage potential at an early stage in or­ der to minimize the extent of damage and to make early precautions for dam­ age cases. To specify the landslide geo­ hazards and to take appropriate preven­ tive measures against damages, an ex­ tensive investigation of the underlying geological processes is necessary. Fur­ thermore efficient monitoring approach­ es based on geodetic and geophysical data have to be implemented. Essential for monitoring systems are an early ­recognition of hazardous changes, con­ tinuous data availability in real time, im­ mediate alarm when limits are exceeded and economic feasibility. Based on these requirements, DMT offers a sophisticated monitoring service – DMT Safeguard. DMT Safeguard is a web-based data management and geo-in­ formation system for all kinds of moni­ toring tasks in the field of construction and infrastructure. The system offers maximum flexibility with a seamless in­ tegration into existing systems and ena­

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bles to capture, display and analyse all relevant types of measurement data re­ gardless of manufacturer and data type. Via an interactive webpage measure­ ment data is visualized in an easy to ­understand intuitive way. The system enables fully automated analysis, report­ ing, interactive GIS maps, document management and integrated alarm for a quick response in critical situations. ­Figure 1 shows an illustration of the DMT Safeguard system functiona­ lity. Low-cost movement and deformation monitoring In recent years, an increasing awareness of geodetic measurement systems and their application for monitoring projects is clearly visible. Geodetic sensors de­ tect safety-relevant changes at monitor­ ing objects with high temporal density, high accuracy and all this in a very reli­ able manner. Quality acquisitions, pro­ cessing and storage of monitoring data as well as a professional on-site imple­ mentation are the most important re­ quirements and challenges to contempo­ rary systems in civil engineering, mining as well as oil and gas production. The implementation has to follow an optimi­ zation process incorporating necessary

accuracy, reliability and economic effi­ ciency. In this context, the DMT intro­ duced the new low-cost Safeguard glob­ al navigation satellite system (GNSS) measurement system, which is based on a L1-GPS-chipset including integrated processing and computation services. Safeguard GNSS offers sub-centimetre accuracy for a precise deformation de­ tection. Keeping in mind that the costs of classi­ cal high-end GNSS stations with a geo­ detic dual-frequency receiver is within the range of several 10,000 €, large monitoring networks with a high num­ ber of simultaneously observed points are very expensive and therefore eventu­ ally have to be cut back, substituted by compromising methods or totally with­ drawn. For monitoring of surface move­ ments, slope stability or object integrity Safeguard GNSS now provides an inex­ pensive GPS system including sophisti­ cated measurement technology and reli­ able data analysis. After uncomplicated and fast installation of the measuring in­ struments on site, Safeguard GNSS per­ forms automated data processing and analysis. The measurement results are presented via an interactive and userfriendly DMT Safeguard website, keep­ ing the project team up-to-date with


Product Information

Fig. 1.  DMT Safeguard monitoring system

the most recent monitoring status (Fig­ ure 2). Research and development DMT’s Safeguard system is constantly improved in accordance to customer re­ quirements. Besides that, DMT joins high-level research projects to partici­ pate from partner input and knowledge of the European research community. As an example, DMT Safeguard is further developed within the RFSC ­(European Research Fund for Coal and Steel) project Merida, which is related to the management of environmental risks in the mining industry. This multihazard and multi-risk process requires

integration of interrelated environmen­ tal processes and combining their effects when considering hazard identification and risk characterization. A consortium of leading institutions from all over ­Europe is tackling the challenge of de­ signing and providing technical guid­ ance on the implementation of neces­ sary investigations, to identify the physi­ cal and chemical processes and estab­ lish innovative monitoring, modelling and data management methods. DMT, as an industrial partner, pushes data management and analysis by introduc­ ing DMT Safeguard monitoring technol­ ogy to the project. During the last years this system, which stores and analyses

all gathered monitoring data, has con­ tributed significantly and increasingly to geodetic, geotechnical and geophysical monitoring in hazardous environments. Based on this strong foundation, Merida promotes the integration and enhance­ ment of Safeguard’s GIS data manage­ ment capabilities to manage, analyse and visualize all relevant spatial data, in particular remote sensing data (radar, multi- and hyperspectral), 3D geodetic data (LiDAR, UAV digital photogram­ metry) and modelling results (ground deformation, water flow, gas emissions). DMT Safeguard GIS enhancements will be implemented as an online cloud ser­ vice to enable variable, on demand com­

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Product Information / Diary of Events

Fig. 2.  Safeguard GNSS – low-cost slope deformation monitoring

puting performance and easy sharing and dissemination of relevant geo-infor­ mation among the research community and involved private partners. DMT Safeguard is further developed within the research project “Stings”, funded by the European research initia­ tive EIT RawMaterials. Stings is dedicat­ ed to increase the safety standards relat­ ed to tailing operations and to deliver the mining sector, governments, citizens and all stake-holders affected by previ­ ous and current activities an extended monitoring and early warning system, tailored to identify operational impact

and environmental risk. The monitoring system will focus on different informa­ tion types, different sensors and com­ bines them in order to generate the most reliable information related to tail­ ings stability, chemical and mineralogi­ cal content. It will implement satellite radar information as well as ground based sensor data to detect mechanical movements. An additional integration of optical remote sensing information ena­ bles to detect observable exits of sub­ stances from tailings. By combining the information of independent sensors, da­ ta analysis and modelling of the system

will create safety information relevant for early warning. The developments of Stings are continuously being integrated into the DMT Safeguard monitoring sys­ tem to support the global mining sector.

Further information DMT GmbH & Co. KG Geo Engineering & Exploration Am Technologiepark 1 45307 Essen Germany www.dmt-group.com

Diary of Events 4th Arabian Tunnelling Conference (ATC 2017) 21 to 22 February 2017, Dubai, United Arab Emirates Topics •• Innovative uses of underground space and tunnels •• Innovative concepts for road and rail tunnels •• Planning and design of tunnels and underground space •• Site investigation/geotechnical •• Engineering for resiliency •• Safety in design •• Environmental aspects and sustainability •• Case studies •• Health and safety in tunnels and underground space construction •• New construction technologies and solutions •• Operation and maintenance of tunnels and underground space •• Risk assessment and management 100

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•• Instrumentation and monitoring •• Contract, value engineering and cost management •• Multi utility applications for tunnels •• Repair and rehabilitation www.atcita.com

23. Darmstädter GeotechnikKolloquium 16 March 2017, Darmstadt, Germany Themen •• Innovationen in der Geotechnik •• Deep Mixing •• Verkehrswegebau •• Rechtsfragen und Schadensfälle in der Geotechnik www.geotechnik.tu-darmstadt.de

4th Brazilian Tunnelling Congress 3 to 6 April 2017 Topics •• Urban planning and use of underground space •• Geological investigation •• Projects and retroanalysis •• Numerical methods and research •• Support, coatings and materials •• Soil conditioning •• Impermeabilization •• Underground excavation in mining, oil and gas •• Historic cases and the lessons learned •• Environment and underground work •• Contracts, insurance and risk management •• BIM used in underground projects •• Rehabilitation, operation and maintenance •• Interference of tunnels with underground structures http://www.tunnels.com.br/


Diary of Events Southeast Asian Regional Conference and Exhibition on Tunnelling and Underground Space 18 an 19 April 2017, Subang Jaya, Malaysia Topics •• Operation, ventilation and maintenance •• Trenchless Technology •• Detection and inspection services •• Safety health environmental quality and legal aspects •• Machine development and designs •• Geotechnical aspects •• Research and development

•• Underground space for various purposes in SEE •• New technologies, materials and methods in tunnelling •• Financing www.promovere.hr

Münsteraner Tunnelbau-Kolloquium 11. Mai 2017, Münster, Germany Themen •• Instandsetzung von Tunneln •• Building Information Modelling •• Maschinentechnik •• Abdichtung

•• Advances in geotechnical reliability based design •• Load and resistance factor design (LRFD) developments and applications •• Acceptable risk and risk communication •• Impact of spatial variability and probabilistic site characterization •• Uncertainty relating to geotechnical properties, models and testing methods •• Statistics and probability in geoengineering •• Emerging topics georiskconference.org

www.myiem.org.my www.fh-muenster.de/tunnel

EURO:TUN 2017 18 to 20 April 2017, Innsbruck, Austria Topics •• Spatial and temporal discretization strategies for static and dynamic numerical analyses •• Advanced constitutive models for geological materials and materials •• Model identification and sensitivity analysis •• Validation of numerical models by in-situ measurement data •• Case studies for underground structures •• Computer aided process control •• Computational methods in ground exploration •• Computational life cycle management, life time assessment, smart tunnels and embedded monitoring •• Logistics modelling and data management •• Soft computing, visualization, data mining and expert systems •• Uncertainty modelling and risk analysis

3. Felsmechanik- und Tunnelbau-Tag 11. Mai 2017, Weinheim, Germany Themen •• Anbindung der NBS an den Flughafen Stuttgart •• Tunnelbau im anhydritführenden Gipskeupter •• Projekte www.felsmechanik.eu

38th Short Course – Grouting fundamentals and current practice 15 to 19 May 2017, Austin, Texas Topic •• Developments in pressure grouting www.groutingfundamentals.com

Swiss Tunnel Congress 2017 30 May to 1 June 2017, Luzern, ­Switzerland

World Tunnel Congress 2017 9 to 11 June 2017, Bergen, Norway Topics •• Site investigation, ground characterization •• Urban tunnelling •• Strategic use of underground space for resilient city growth •• Utilization of underground for hydropower projects •• Mechanized excavation •• Innovations in drill and blast excavation •• Large caverns •• Underwater tunnels •• Tunnelling for mining purposes •• Underground waste storage and disposal •• Innovations in rock support and water proofing technology •• Operation and maintenance •• Safety management of complex underground excavations •• Stability assessment, risk analysis and risk management •• Seismic design of tunnels and underground excavations •• Case histories – lessons learnt

www.eurotun2017.com

32. Christian Veder Kolloquium 20 to 21 April Graz, Austria

Topics •• Maintenance and refurbishment of tunnels •• Challenging national and international tunnelling projects

Thema •• Zugelemente in der Geotechnik (Nägel, Anker, Zugpfähle

www.swisstunnel.ch

www.cvk.tugraz.at

Geo-Risk 2017 – Geotechnical risk from theory to practice

7th SEE Tunnel 4 to 5 May 2017, Zagreb, Croatia Topics •• Underground traffic infrastructure in SEE region •• Hydraulic structures in SEE region

4 to 6 June 2017, Denver, Colorado Topics •• Practice of risk assessment •• Geohazards •• Reliability-and risk-based code developments

www.wtc2017.com

Eurock 2017 20 to 22 June 2017, Ostrava, Czech Republic Topics •• Rock mass properties •• Laboratory and in-situ rock testing •• Mine design and ground control •• Underground storage and waste disposal •• Dynamic phenomena in rock mass •• Design methodology in mining and underground constructions •• New materials and technologies in geomechanics and geotechnics •• CO2 sequestration Geomechanics and Tunnelling 10 (2017), No. 1

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Diary of Events •• Geothermal energy •• Rock disintegration •• Rock mass issues in mine closure •• Preservation of natural stones www.eurock2017.com

Shotcrete for Underground Support XIII: New Developments in Rock Engineering, Tunnelling, Underground Space and Deep Excavation

•• Slope stability •• Caving mechanics •• Design of tunnels and caverns •• Mechanics of fracking •• Mine seismicity and rockbursts •• Underground nuclear plants

Südbahntagung

http://www.saimm.co.za

6 to 8 December 2017, Stuttgart, Germany

66. Geomechanics Colloquium 12 to 13 October 2017, Salzburg, Austria

3 to 6 September 2017, Irsee, Germany Topics •• Developments in shotcrete technology •• Developments in TBM •• Shotcrete reinforces design •• Mechanical properties of shotcrete •• Methods and equipment for shotcrete installation •• Laboratory test, on-site quality and repair shotcrete •• Numerical simulation of tunnel support with shotcrete •• TBM tunnelling in challenging ground conditions •• Developments in rock tunnelling and rock blasting •• Interaction shotcrete and sealing system •• Grouting and water control for tunnels •• Application of Eurocode in tunnelling •• New technology in rock exploration and site investigation •• Development in fibre reinforces shotcrete •• Case studies www.engconf.org/conferences/ civil-and-environmental-engineering/

ISRM 2017 – Rock mechanics for Africa 2 to 7 October, Cape Town, South Africa Topics •• Fracture and damage of rocks •• Numerical modelling •• Constitutive models •• Rock mechanics data •• Instrumentation and monitoring •• Petroleum rock mechanics •• Ground support •• Subsidence •• Risk in rock engineering design •• Crustal stress and earthquakes •• Radioactive waste disposal •• Deformation of rock •• Ground consolidation •• Specialized blasting to minimize rock damage •• Testing methods •• Rock mechanics in underground mines 102

Geomechanics and Tunnelling 10 (2017), No. 1

Topics •• Geomechanical engineering of current tunnel projects •• Engineering geological documentation – quo vadis? •• Pressure tunnel design and surveillance •• Maintenance and refurbishment of infrastructure www.oegg.at

15th International Conference on Computer Methods and Advances in Geomechanics 19 to 23 October 2017, Wuhan, China Topics •• Advances in computer methods •• Rock and soil mechanics •• Constitutive models •• Testing and modelling •• Coupled T-H-M-C processes in geosystems: fundamentals, modeling and experiments •• Mining engineering and dam engineering •• Tunnels, caverns and slopes in hazardous geo-environments •• Shale gas extraction •• Underground storage of petroleum, gas, CO2 and nuclear waste disposal •• Environmental geotechnology •• Offshore and marine technology •• Geothermal energy •• Ice mechanics •• Earthquake and dynamics •• Geomaterials www.15iacmag.org

AFTES International Congress 13 to 16 November 2017, Paris, France Topics •• Developing underground space •• Optimising projects •• Capitalising the wealth of feedback and innovating •• Harnessing and preserving the value of underground heritage www.aftes2017.com

30. November 2017, Leoben, Austria www.suedbahntagung.at

STUVA Conference 2017

Topics •• Most recent developments in underground construction •• Major international projects •• Safety during construction of tunnels •• Design/construction/maintenance/ refurbishment/research •• Mechanised tunnelling/tunnelling under difficult ground conditions •• Sustainability, recovery and use of energy •• Economics/contractual issues/ financing •• Latest guidelines and regulations •• Safety equipment, innovative safety concepts, upgrading, modernization •• Risk management •• Tunnel management, tunnel control systems •• Behaviour of tunnel users •• Lighting and escape route signage •• Fire protection, fire detection www.stuva-conference.com

Spritzbeton-Tagung 2018 11 and 12 January 2018, Alpbach, ­Switzerland Themen •• Ausgangsstoffe und Bereitstellungsgemisch •• Spritzverfahren und alternative Verfahren •• Faserspritzbeton / Textil bewehrter Spritzmörtel •• Forschung und Entwicklung •• Bemessung •• Baustellenberichte Tunnelbau •• Baustellenberichte Instandsetzung •• Baustellenberichte Schalen und freie Formen •• Ausschreibung, Abwicklung und Qualitätssicherung •• Düsenführung •• Wirtschaftlichkeit •• Prüfung und Prüfverfahren •• Dauerhaftigkeit •• Nachhaltigkeit •• Spritzbeton mit reduziertem Versinterungspotential •• Brandschutzschichten Call for papers: abstracts of 100 words by 15 May 2017 spritzbeton@kusterle. net. www.spritzbeton-tagung.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 print print+online students print+online

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Members of the Austrian Association for Geomechanics (ÖGG) receive the journal Geomechanics and Tunnelling as part of their membership. Student prices on production of a confirmation of student status. All prices are net-prices exclusive of VAT but inclusive postage and handling charges. Prices are valid from 1st September 2016 until 31st August 2017. Errors excepted and subject to alteration. Personal subscriptions may not be sold to libraries or used as library copies. A subscription runs for one year. It can be terminated in writing at any time with a notice period of three months to the expiry of the subscription year. Without written notification, the subscription extends for a further year. Bank details JP Morgan, Frankfurt, DE12501108006161517732, CHASDEFX Geomechanics and Tunnelling, ISSN 1865-7362, is published bimonthly. US mailing agent: SPP, PO Box 437, Emigsville, PA 17318. Periodicals postage paid at Emigsville PA. Postmaster: Send all address changes to Geomechanics and Tunnelling, John Wiley & Sons Inc., C/O The Sheridan Press, PO Box 465, Hanover, PA 17331. Publishing house Wilhelm Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co.KG Rotherstraße 21 10245 Berlin/Germany Tel.: +49 (0)30/47031-200 Fax: +49 (0)30/47031-270 info@ernst-und-sohn.de, www.ernst-und-sohn.de Editors Austrian Society for Geomechanics (OeGG) Innsbrucker Bundesstraße 67 5020 Salzburg/Austria Tel.: +43 (0)662/875519 Fax: +43 (0)662/886748 salzburg@oegg.at

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  Dr.techn. Georg Atzl / iC consulenten Ziviltechnik GesmbH Austria, 1120 Vienna  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  Prof. Xia-Ting Feng, The Chinese Academy of Sciences, China, 430071 Wuhan  Dr. Andreas Goricki / 3G Gruppe Geotechnik Graz Austria, 8010 Graz  Dr. Dieter Handke / IMM Maidl & Maidl – Beratende Ingenieure, Germany, 44799 Bochum  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  Prof. Eckard Schneider / SSP BauConsult GmbH Austria, 6020 Innsbruck  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  Prof. Gerald Zenz / Technische Universität Graz Austria, 8010 Graz Advertisement department Fred Doischer, Ernst & Sohn Tel.: +49 (0)30/47031-234 fred.doischer@wiley.com Advertising manager Johannes Krätschell, Ernst & Sohn Tel.: +49 (0)30/47031-242, Fax: -230 johannes.kraetschell@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 © 2017 Wilhelm Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG, Berlin

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

Inserts: This issue contains following insert: Ruhr-Universität Bochum, 44801 Bochum; Verlag Ernst & Sohn, 10245 Berlin

Geomechanics and Tunnelling 10 (2017), No. 1

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Preview Rubriken

Geomechanics and Tunnelling 2/2017 New Railway Line Stuttgart–Ulm Neubaustrecke Stuttgart–Ulm Peter Schubert, Kurt Joham, Manfred Bauer Optimization of the Boßlertunnel TBM drive using the observational ­approach and an incremental design and contractual process Projektoptimierung des Boßlertunnels durch Anwendung der Beobachtungs­ methode und eines inkrementellen Planungs- und Vertragsentwicklungs­ prozesses Jürgen Voringer, Reinhard Zenz, Anna Meyer, Armin Strauss, Arno Hofmann Experience with the TBM drive through weak claystones at the Bossler Tunnel Erfahrungen mit der TVM-Fahrt durch Tongesteine mit geringen Festigkeiten im Boßlertunnel Harald Goldberger, Christoph Esslinger, Thomas Lützerath, Jörg-Rainer Müller, Mario Galli Why were 800m of the Bosslertunnel build twice? TBM crossing a shotcrete section Warum wurde der Boßlertunnel auf 800 m zweimal gebaut? Durchfahrt einer TVM durch eine Spritzbeton­ strecke Georg Atzl, Enrico Soranzo, Vladislav Mihaylov, Bernhard Hochgatterer S21, Fildertunnel, Sondertübbinge in proximity of the cross passages S21, Fildertunnel, Sondertübbinge im Bereich der Verbindungsbauwerke

Ausgabe 2/2017 der Geomechancis and Tunnelling wird sich mit der Neubautrecke der Deutschen Bahn AG Stuttgart–Ulm befassen. Der Durchbruch des Boßlertunnels ist nur einer von zahlreichen Meilensteinen bei diesem Projekt.

­ eckar river – Challenges of the N ­foundations Planung und Bau der neuen Eisen­ bahnbrücke über den Neckar – Herausforderungen bei der Gründung Tomas Vardijan, Michael Pradel Presentation of the technical solution to undercut the heritage protected „DB Direktion“ in the major project of Stuttgart 21 Darstellung der technischen Lösung zur Unterfahrung der denkmal­ geschützten DB Direktion im Groß­ projekt Stuttgart21

Walter Wittke, Martin Wittke, Claus Erichsen, Bettina Wittke-Schmitt, Patricia Wittke-Gattermann, Dieter Schmitt AJRM as basis for design and ­construction of more than 70 km of tunnels of the Railway Project Stuttgart-Ulm AJRM als Grundlage für die Planung und den Bau von mehr als 70 km ­Tunnel des Bahnprojekts StuttgartUlm

1008456_dp

Martin Zimmerer, Philipp Wenger, ­Christoph Lienhart, Sebastian Heer Design and Construction of the new railway bridge over the

Issue 2/2017 of Geomechanics and Tunnelling will deal with various aspects of the con­ struction of the railroad line Stuttgart–Ulm. The breakthrough of the Bosslertunnel poses one of many important mile stones of the project.

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Recommendations in Geotechnical Engineering

Ed.: Deutsche Gesellschaft für Geotechnik e.V. Recommendations on Excavations – EAB 3. Edition 2013. 324 pages. € 79,–* ISBN 978-3-433-03036-3 Also available as

For the new 3rd edition, all the recommendations have been completely revised and brought into line with the new generation of codes (EC 7 and DIN 1054), which will become valid soon. The book thus supersedes the 2nd edition from 2008.

Ed.: Deutsche Gesellschaft für Geotechnik e.V. Recommendations on Piling (EA Pfähle) 2013. 496 pages. € 119,–* ISBN 978-3-433-03018-9 Also available as

This handbook provides a complete overview of pile systems and their application and production. It shows their analysis based on the new safety concept providing numerous examples for single piles, pile grids and groups. These recommendations are considered rules of engineering.

Ed.: Deutsche Gesellschaft für Geotechnik e.V. Recommendations for Design and Analysis of Earth Structures using Geosynthetic Reinforcements – EBGEO 2011. 316 pages. € 99,–* ISBN 978-3-433-02983-1 Also available as

The Recommendations deal with analysis principles and the applications of geosynthetics used for reinforcement purposes in a range of foundation systems, ground improvement measures, highways engineering projects, in slopes and retaining structures, and in landfill engineering.

Ed.: HTG Recommendations of the Committee for Waterfront Structures Harbours and Waterways EAU 2012 2015. 676 pages. € 129,–* ISBN 978-3-433-03110-0 Also available as

The “EAU 2012” takes into account the new generation of the Eurocodes. The recommendations apply to the planning, design, specification, tender procedure, construction and monitoring, as well as the handover of and cost accounting for port and waterway systems.

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