Geomechanics and Tunnelling 01/2015 free sample copy

1Volume 8February 2015ISSN 1865-7362

- Headraces of high head HPP Kraftabstiege von Hochdruck-PSKW

- Design of pressure shafts Entwurf von Druckschächten

- Headrace tunnels at Tiwag Triebwasserwege der Tiwag

- Raise boring of deep shafts Raise-Boring für tiefe Schächte

- Surge tanks of high head HPP Wasserschlösser von Hochdruck-PSKW

- Metro Vienna Lot U1/9 U-Bahn Wien – Bauabschnitt U1/9

ÖSTERREICHISCHEGESELLSCHAFT FÜRGEOMECHANIK

Geotechnical aspects in pressure shaft design of HPP

Geomechanics andTunnellingGeomechanik

und Tunnelbau

Geom

echanics and Tunnelling Volume 8 (2015)

No 1

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1Bautechnik 81 (2004), Heft 1

Content

Geomechanicsand Tunnelling1

For the construction of headraces and pressure shafts, the Tiwag-Tiroler Wasserkraft AGplaces great emphasis on sustainable operation with low maintenance costs. Some stationshave already been in operation for more than 60 years. In the article starting on page 13, ex-perience with the headraces of several large hydropower stations is related. The title photoshows the completed pressure shaft PSP Kaunertal. (photo: TIWAG-Tiroler Wasserkraft AG)

Beim Bau der Triebwasserwege und Kraftabstiege legt die Tiwag Tiroler Wasserkraft AGgroßen Wert auf eine nachhaltige Nutzung mit geringem Instandhaltungsaufwand. Manche Anlagen sind bereits seit über 60 Jahren in Betrieb. In dem Beitrag ab Seite 13 werdendie Erfahrungen mit den Triebwasserwegen einiger größerer Wasserkraftanlagen dar -gestellt. Das Titelfoto zeigt den fertiggestellten Neubau Druckschacht des Kraftwerks Kaunertal. (Foto: TIWAG-Tiroler Wasserkraft AG)

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

ÖSTERREICHISCHEGESELLSCHAFT FÜRGEOMECHANIK

Editor

Editorial2 Alois Vigl, Gerald Zenz

Geotechnical aspects in pressure shaft design of HPPGeotechnische Aspekte beim Entwurf von Druckschächten für Wasserkraftwerke

Topics

13 Alois ViglSystem solutions for headraces of high head hydropower plantsSystemlösungen für Kraftabstiege von Hochdruck-Wasserkraftanlagen

28 Gerstner ReinholdGeological experience with the design of pressure shaftsGeologische Erfahrungen mit dem Entwurf von Druckschächten

35 Paul Bonapace, Bernhard HoferHeadrace tunnels at Tiwag – Experience, examples, existing tunnels and projects under considerationErfahrungen, Beispiele, Bestand und Neubauüberlegungen zu Triebwasserwegen der Tiwag

50 Peter StakneBasic considerations and practical experience with the boring of deep shafts by the raise boring processGrundsatzüberlegungen und baupraktische Erfahrungen beim Auffahren tiefer Schächte im Raise-Boring-Verfahren

60 Wolfgang Richter, Gerald Zenz, Josef Schneider, Helmut KnoblauchSurge tanks for high head hydropower plants – Hydraulic layout –New developmentsWasserschlösser für Hochdruck-Wasserkraftanlagen – HydraulischeAuslegung – Neue Entwicklungen

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

Rubrics

3 News83 Research and Development86 Diary of Events

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

http://wileyonlinelibrary.com/journal/geot

2 © 2015 Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG, Berlin · Geomechanics and Tunnelling 8 (2015), No. 1

Hochdruck-Wasserkraftanla-gen werden als Speicherkraft-werke seit vielen Jahrzehntengebaut und erleben gegenwär-tig in der Form von Pumpspei-cherwerken eine Renaissance.Nach so vielen Jahren der Pla-nungs-, Bau- und Betriebser-fahrung möchte man meinen,seien alle technischen Pro-blemstellungen schlüssig ge-löst und als Stand des Wissensetabliert. Bei genauerem Hin-sehen ist allerdings festzustel-len, dass dem nicht so ist. Ein

beachtlicher Teil der Anlagen ist untertage situiert und dieWirtschaftlichkeit der technischen Lösungen ist nicht unwesentlich mit den Eigenschaften des umgebenden Ge-birges verknüpft und damit, wie man die Gebirgseigen-schaften möglichst vorteilhaft nützt. Dies beginnt bei derSituierung der Triebwasserwege und Kavernen im Berg,geht weiter bei der Ermittlung und Berücksichtigung derGebirgsmitwirkung im Rechenmodell und endet bei derGeometrie der Untertagebauwerke sowie bei der Wahlder passenden Auskleidungssysteme und deren Dimensio-nierung. All dies ist Grund genug, die Ausgabe 1/2015 diesem Themenkomplex zu widmen. So wird versucht, be-ginnend bei Grundsatzlösungen für Anlagenkonzepteüber den Einfluss der Geologie sowie Erfahrungen mitdem Bestand den Bogen bis hin zu spezifischen Bemes-sungskonzepten, Systemlösungen und Bauverfahren zuspannen. Dass sich ein so komplexer Themenbereich ineinem Heft nicht erschöpfend behandeln lässt liegt auf derHand. Dennoch zeugen die Beiträge in der vorliegendenAusgabe von der ungeschwächten Aktualität, Vielfalt undtechnischen Brisanz sowie dem Potenzial der angerisse-nen Themen für stetig Neues. In diesem Sinn gilt, etwasverspätet auch noch, ein herzliches Glück auf 2015.

Alois ViglGerald Zenz

Editorial

Geotechnical aspects in pressure shaft design of HPP

Geotechnische Aspekte beim Entwurf von Druckschächten für Wasserkraftwerke

High head pressure hydropower plants have been com-mon as storage plants formany decades and are current-ly experiencing their renais-sance as pumped storageschemes. After so many yearsof planning-, construction- andoperation experience, it seemslikely that all technical prob-lems are already solved andconclusively established as astate of knowledge. In a closerinsight, however, it should benoted that this is not quite

true. A considerable part of the plant commonly is situat-ed underground and sound technical solutions are not in-significantly linked to the characteristics of the surround-ing rock mass. This starts with the siting of the headracesystem and caverns in the mountain, continues in theidentification and consideration of the mountain partici-pation in terms of support and ends with the geometry ofunderground structures. Additionally the choice of match-ing lining systems and their dimensions are essential. Allthis is reason enough to dedicate this topic in the issue1/2015 of Geomechanics and Tunnelling. Attempts havebeen made, starting with basic solutions for system con-cepts about the influence of geology as well as experiencewith existing plants to draw the bow, to specific designconsiderations, system solutions and construction meth-ods. The fact that such a complex topic cannot be treatedexhaustivly enough is obvious. Nevertheless the articles inthis issue testify the unattenuated actuality, diversity andtechnical challenges as well as the potential of the topicstouched forever new. In this sense, applied a little late too,our best wishes for 2015.

Alois ViglGerald Zenz

Alois Vigl Gerald Zenz

3Geomechanics and Tunnelling 8 (2015), No. 1

News

Start of second tunnel drive at the Waterview Connection Project

ture projects in New Zealand. It is thekey component of altogether six interre-lated construction projects intended toclose the gap in the motorway ring westof Auckland. The two bores of the roadtunnel will each have room for threelanes to link the nationally importantmotorways Highway 16 and Highway20. The tunnel alignment runs under adensely populated residential area andseveral parks. The 2.4 km long link willbe the longest road tunnel in NewZealand.

With a bored diameter of 14.46 m,the EPB shield machine S-764 is one ofthe largest tunnel boring machines ofthis type in the world. Its gigantic cutting wheel is driven by 24 electric

In the middle of December 2014, one ofthe largest tunnel boring machines inthe world started the second tunnel dri-ve on the major Waterview Connectionproject in Auckland, New Zealand. TheTBM had already driven the first 2.4 kmtunnel section in only eleven months,with advance rates of up to 126 m perweek or 452 m per month. The EPB ma-chine S-764 (bored diameter: 14.46 m) isconstructing the structure of a road tun-nel in the middle of the city, which willlink two motorways. Herrenknecht de-livered the TBM in March 2013 to thecontractors Fletcher Construction, Mc-Connell Dowell and Obayashi.

The Waterview Connection TunnelProject is one of the largest infrastruc-

motors with a power of altogether8,400 kW. It has relatively large open-ings for the clearance of the muck andwas specially designed for the expectedgeology. The TBM passed through soilsmainly consisting of sand and silts inthe first section. The excavation toolson the cutting wheel can be changedfrom behind the wheel, and the dragpicks for soft ground can be replacedwith disc cutters if required for harderrock.

In addition to the actual TBM withthree backups, which are being used toconstruct the tunnels, Herrenknecht al-so designed and delivered a fourth inde-pendent backup, which followed somedistance behind the TBM on the firststretch. This is used to construct part ofthe tunnel invert, which will be used lat-er to run supply pipes and cables. Thisenables the TBM drive and invert con-struction to take place simultaneouslywithout hindering each other due to in-dependent working.

After the first breakthrough, the TBMand the first backup were turnedthrough 180° in very restricted spaceand pushed into the starting position toresume work. Due to the restrictedspace, a second, shorter backup wasconnected, which was also delivered byHerrenknecht. This is responsible forthe extension of the supply and disposalutilities in the initial phase. With it, theTBM will first bore starting tunnel about300 m long. After this section of the sec-ond bore has been completed, the origi-nal configuration with the longer back-ups two and three will be connectedagain. The second tunnel bore shouldbe structurally complete in 2015, andopening for traffic is planned for 2017.

Start für zweiten Vortrieb im Projekt Waterview Connection

Das Tunnelprojekt Waterview Con-nection zählt zu den größten Infrastruk-turprojekten Neuseelands. Es bildet dasKernstück von insgesamt sechs zusam-men gehörigen Bauprojekten. Sie sollendie klaffende Lücke im Westen vonAucklands Ringautobahn schließen. Diebeiden Röhren des Straßentunnels wer-den mit jeweils drei Fahrspuren die bei-den landeswichtigen AutobahnenHighway 16 und Highway 20 verbinden.Die Tunneltrasse verläuft unterhalb ei-nes dicht besiedelten Wohngebiets undmehrerer Parks. Die 2,4 km lange Ver-bindung wird damit zum längsten Stra-ßentunnel Neuseelands.

Mitte Dezember 2014 startete in Auck-land, Neuseeland, eine der weltweit größ-ten Tunnelbohrmaschinen ihren zweitenVortrieb für das Großprojekt WaterviewConnection. Zuvor hatte die TBM dieerste 2,4 km lange Tunnelstrecke in nurelf Monaten aufgefahren, mit Vortriebs-leistungen von 126 m pro Woche bzw.452 m pro Monat. Der EPB-Schild S-764(Bohrdurchmesser: 14,46 m) erstellt mit-ten in der Metropole den Rohbau für ei-nen Straßentunnel, der zwei Autobahnenmiteinander verbinden wird. Herren-knecht lieferte die TBM im März 2013 andie Unternehmen Fletcher Construction,McConnell Dowell und Obayashi.

Mit 14,46 m Bohrdurchmesser zähltder EPB-Schild S-764 zu einer der welt-weit größten Tunnelbohrmaschinen sei-ner Art. Sein gigantisches Schneidradwird von 24 Elektromotoren mit insge-samt 8.400 kW Leistung angetrieben. Esbesitzt relativ große Öffnungen zum op-timalen Abtransport des Abraums undwurde speziell auf die zu erwartendeGeologie ausgelegt. Die TBM durchfuhrim ersten Abschnitt hauptsächlich ausSand- und Schluffstein bestehende Bö-den. Die Abbauwerkzeuge des Schneid -rads können vom rückwärtigen Bereichaus gewechselt werden. Die Stichelköpfefür weicheren Baugrund können so bei

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

4 Geomechanics and Tunnelling 8 (2015), No. 1

News

Start for the second tunnel bores at Klaus

Wallergraben (50 m), Rettenbach (90 m)and Teichl (90 m). These bridges whencompleted will serve as access routes forthe second bores of the Klaus (2.2 km),Spering (2.9 km), Traunfried (450 m)and Falkenstein (750 m) Tunnels. Theopen-air sections amount to just a fewhundred metres between bridges andtunnels and the two junctions at Klausand St. Pankraz.

A traditional ground breaking cere-mony on 4 December 2014 marked thestart of work on the second bores of theSpering and Falkenstein Tunnels. TheTraunfried and Klauser Tunnels will fol-low from April 2015. At the end of 2017,the traffic in the direction of Linz willbe diverted into the new bores. The ex-isting bores will then be refurbished.The two longer tunnels, Spering andKlaus, already have continuous escapetunnels, which have to be appropriatelyenlarged. The two shorter tunnels

Since December 2004, the A9 Pyhrn Autobahn has been open all the wayfrom the Voralpenkreuz intersection toSpielfeld on the Slovenian border. Withthe exception of the section betweenKlaus and St. Pankraz/Hinterstoder(Klaus Tunnel Chain), the Bosruck andthe Gleinalm tunnels, the A 9 has al-ready been widened to its final width.These gaps are being successivelyclosed, which will represent a great im-provement for road safety. The “KlausTunnel Chain” project, which is alto-gether 8 km long, consists mostly ofbridges and tunnels. This is unique –there is no other comparable project inAustria – and a challenge for all in-volved parties. Work on the bridges,which are a precondition for the tun-nelling works, started in 2013. Theseconsist of a ramp bridge at the Klausjunction and the valley crossings atSteyr (270 m), Pertlgraben (190 m),

(Falkenstein and Traunfried Tunnels)will be completely newly excavated. Un-til 2018, the Asfinag is investing 180 m.Euro in the A9. The overall opening ofthe completely widened Klaus tunnelchain is planned for the end of 2018.

The new bores of the Klaus TunnelChain and the refurbished bores will beequipped with safety equipment to themost modern state of the technology;lighting, ventilation, radio, emergencycall, fire alarm, video with image detec-tion, variable signage and LED kerb reflectors are standard for Asfinag. Oneinnovative highlight is the so-calledacoustic tunnel monitoring systemAKUT. Intelligent microphones can veryquickly detect unusual noises – such asbreaking glass or squealing tyres. Theemployees in the next surveillance cen-tre can then close the tunnel and callthe emergency services in case of an accident.

Startschuss für zweite Tunnelröhren bei Klaus

Klaus), dem Bosruck- und dem Glein -almtunnel ist die A 9 bereits voll ausge-baut. Diese Lücken werden sukzessivegeschlossen und damit die Verkehrs -sicherheit wesentlich erhöht. Das insge-samt rund 8 km lange Bauprojekt „Tun-

Seit Dezember 2004 ist die A9 PyhrnAutobahn vom Knoten Voralpenkreuzbis Spielfeld an der slowenischen Gren-ze durchgehend befahrbar. Mit Ausnah-me des Abschnitts zwischen Klaus undSt. Pankraz/Hinterstoder (Tunnelkette

nelkette Klaus“ besteht vorwiegend ausTunnel und Brücken. Das ist einzigartig– es gibt in Österreich kein zweites der-artiges Projekt – und eine Herausforde-rung für alle Beteiligten. Der Start fürdie Brücken, die auch Voraussetzung für

Bedarf gegen Schneidrollen für härteresGestein ausgetauscht.

Neben der eigentlichen TBM mit dreiNachläufern, die den Tunnelrohbau er-

stellt, konzipierte und lieferte Herren-knecht einen selbständigen, viertenNachläufer. Dieser folgte der TBM mitetwas Abstand schon auf der ersten

Strecke. Er erstellt einen Teil der Tun-nelsohle, durch die später Versorgungs-leitungen hindurch führen werden. Da-mit können TBM-Vortrieb und Sohl -ausbau zeitlich parallel ausgeführt wer-den, behindern sich aber durch dieunabhängige Arbeitsweise nicht gegen-seitig.

Die TBM und der erste Nachläuferwurden nach dem ersten Durchbruchauf engstem Raum um 180° gedreht undin die Startposition zum zweiten Andre-hen verschoben. Aufgrund der beengtenPlatzverhältnisse wurde ein verkürzter,zweiter Nachläufer angedockt, der eben-falls von Herrenknecht geliefert wurde.Er ist in der Anfangsphase zuständig fürdie Verlängerung der Ver- und Entsor-gungsleitungen. Mit ihm bohrt die TBMnun erst einmal einen rund 300 m lan-gen Starttunnel. Nachdem dieses ersteTeilstück der zweiten Röhre aufgefahrenist, wird die Originalkonfiguration mitden längeren Nachläufern zwei und drei wieder an die TBM angedockt. Diezweite Tunnelröhre soll 2015 im Roh-bau fertiggestellt werden. Die Eröffnungfür den Verkehr ist für Anfang 2017 ge-plant.

The northern target shaft is immediately adjacent to the motorway that will be linked later.The shield machine and the first backup thus had to be turned round in an area of only25 m × 39 m (photo: Herrenknecht AG)Der Zielschacht im Norden liegt unmittelbar neben der später anzuschließenden Autobahn.Der Schild und der erste Nachläufer mussten daher nach dem Durchbruch auf einer nur25 m × 39 m großen Fläche gedreht werden (Foto: Herrenkencht AG)


News

Brenner Base Tunnel – tunnelling starts in the Ahrental

gency station with a length of about500 m will be constructed beneath thedistricts of Innsbruck-Igls and Patsch.

The investigation tunnel from theAhrental in the direction of Steinach amBrenner should also start in autumn2015. This section of investigation tun-nel with a length of about 15 km will bebored by a hard rock TBM. The approx.

In June 2014, the BBT awarded the con-struction contract Tulfes-Pfons with avolume of about 380 m. Euros to theconsortium Strabag/Salini-Impregilo. InSeptember 2014, tunnelling works start-ed on the escape tunnels in Tulfes andAmpass. At the start of January 2015, an-other tunnel was started from the accesstunnel in the Ahrental. In February, theeastward drive starts in Ampass. Thenfour tunnel drives will be working inparallel on the Tulfes-Pfons contract.

Starting from the Ahrental, the 150 mlong connection tunnel between theAhrental access tunnel and the emer-gency station in Innsbruck will first beexcavated by drill and blast. The level ofthe main tunnel should be reached inMarch. Then tunnelling of both connec-tion tunnels will start from there to-wards Innsbruck. The two connectiontunnels with a total length of about6,600 m (VT-Ost 2,800 m, VT-West3,800 m) and each with an excavatedcross-section of 110 m2 will also be exca-vated by drill and blast. The plannedconstruction time for this first section isabout 21/2 years. This will create a linkfrom the existing bypass tunnel aroundInnsbruck to the two main bores of theBrenner Base Tunnel.

In January 2015, a third advance willstart, the Tulfes rescue tunnel headingeast from Ampass. This rescue tunnelshould be completed by the end of 2017.From autumn 2015, the Innsbruck emer-

180 m long TBM with a diameter of al-most 8 m is fitted with 46 19′′ disc cut-ters to the cutterhead. The support ofthe tunnel will be provided by shotcrete.The TBM will be delivered in summer2015 and assembled on site. In autumn2015, it will be ready to start work fromthe already completed cavern in theAhrental heading southward.

Brenner Basistunnel – Vortriebsbeginn im Ahrental

nen die Vortriebsarbeiten am Rettungs-stollen in Tulfes und Ampass. Anfang Ja-nuar 2015 startete ein weiterer Vortriebvom Zufahrtstunnel im Ahrental aus. ImFebruar beginnt der Vortrieb Richtung

Im Juni 2014 hat die BBT das BaulosTulfes/Pfons mit einem Auftragsvolu-men von ca. 380 Mio. Euro an die Bie-tergemeinschaft Strabag/Salini-Impregi-lo vergeben. Im September 2014 began-

Osten in Ampass. Dann laufen vier Vor-triebe zur selben Zeit am Baulos Tulfes-Pfons.

Vom Ahrental aus wird nun als erstesder 150 m lange Verbindungstunnel zwi-

die Tunnelarbeiten sind, erfolgte 2013.Errichtet werden eine Rampenbrückeim Bereich der Anschlussstelle Klaus so-wie die Talübergänge Steyr (270 m),Pertlgraben (190 m), Wallergraben(50 m), Rettenbach (90 m) und Teichl(90 m). Diese Brücken dienen nach Fer-tigstellung als Zufahrtsstrecken für denanschließenden Bau der zweiten Röhrenbei den Tunneln Klaus (2,2 km), Spering(2,9 km), Traunfried (450 m) und Fal-kenstein (750 m). Die Freilandstreckenbeschränken sich auf wenige hundertMeter zwischen Brücken und Tunnelnsowie auf die beiden AnschlussstellenKlaus und St. Pankraz.

Mit dem traditionellen Tunnelan-schlag am 4. Dezember 2014 fiel der

Startschuss für die zweiten Röhren fürSpering- und Falkensteintunnel. Traun-fried- und Klauser Tunnel folgen abApril 2015. Ende 2017 wird der Verkehrin die neuen Tunnelröhren in Fahrtrich-tung Linz verlegt. Im Anschluss daranwerden die Bestandsröhren saniert. Diebeiden längeren Tunnel Spering undKlaus verfügen bereits über jeweilsdurchgehende Fluchtstollen, die entspre-chend aufgeweitet werden müssen. Diebeiden kürzeren Tunnel (Falkenstein-und Traunfriedtunel) werden komplettneu ausgebrochen. Bis 2018 investiertdie Asfinag 180 Mio. Euro in die A9. DieGesamtverkehrsfreigabe der voll ausge-bauten Tunnelkette Klaus ist für Ende2018 geplant.

Die neuen Röhren der TunnelketteKlaus sowie die Bestandsröhren werdensicherheitstechnisch mit dem moderns-ten Stand der Technik ausgestattet. Beleuchtung, Lüftung, Funk, Notruf,Brandmeldeanlage, Video mit Bild -detektion, Wechselverkehrszeichen undBordsteinreflektoren in LED-Technik ge-hören zum Asfinag-Standard. Ein innova-tives Highlight ist das sogenannte akusti-sche Tunnelmonitoring AKUT. Intelligen-te Mikrofone erkennen blitzschnell untypische Geräusche – etwa von split-terndem Glas oder quietschenden Reifen.Die Mitarbeiter in der nächsten Überwa-chungszentrale sind sofort alarmiert,können den Tunnel sperren und im Falleines Unfalls Einsatzkräfte rufen.

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


News

Tunnelling works start for second underground line in Rennes

underground railway to a consortiumled by the tunnel construction companyDodin Campenon Bernard (Vinci Con-struction) with GTM Ouest and Botte

The naming of the tunnel boring ma-chine on 19 December 2014 marked thefinal preparatory work for the driving ofcity rail line B in Rennes, France. Thissecond underground line in the city ofRennes is currently the largest publicconstruction project for a French localauthority. The southwest-northeast linkis about 13 km long with 15 stations andis due to open at the end of 2019. About8.4 km will be bored by a TBM; a fur-ther 2.4 km of tunnel will be construct-ed in cut-and-cover and the remainder ofthe route will run above ground – elevat-ed (2.4 km) or at ground level (0.3 km).At the start of 2015, the 82 m long EPBmachine with a weight of 1,450 t willstart at a depth of 20 m boring the 8 kmlong tunnel with altogether nine sta-tions. With a forecast advance rate of300 m per month, tunnelling should becompleted in 2017. The communalcouncil of Rennes awarded the tunnelcontract (contract 1) for line B of the

Fondations, both subsidiaries of VinciConstruction France, and Spie Batig-nolles TPCI, Spie Fondations and Le-gendre Génie Civil.

schen dem Zufahrtstunnel Ahrental undder Nothaltestelle Innsbruck im Spreng-vortrieb ausgebrochen. Voraussichtlichim März wird das Niveau der Haupttun-nel erreicht. Anschließend beginnt vondort aus der Vortrieb der beiden Verbin-dungstunnel Richtung Innsbruck. Diebeiden Verbindungstunnel mit einer Ge-samtlänge von ca. 6.600 m (VT-Ost2.800 m, VT-West 3.800 m) und einemAusbruchsquerschnitt von jeweils110 m2 werden ebenfalls im Sprengvor-trieb errichtet werden. Die prognosti-zierte Bauzeit für diesen Abschnitt be-trägt ca. 2,5 Jahre. Somit entsteht eineVerbindung zwischen dem bestehendenUmfahrungstunnel Innsbruck und denbeiden Haupttunnelröhren des BrennerBasistunnels.

Im Januar 2015 wird auch der dritteVortrieb des Rettungsstollens, nämlichder Bau des Rettungsstollens Tulfes vonAmpass aus Richtung Osten beginnen.Der Rettungsstollen wird bis Ende 2017fertiggestellt werden. Ab Herbst 2015wird unter dem Gemeindegebiet vonInnsbruck-Igls und Patsch die rund500 m lange Nothaltestelle Innsbruckerrichtet.

Der Erkundungsstollen vom Ahrentalaus in Richtung Steinach am Brennersoll ebenfalls im Herbst 2015 starten.Dieser Erkundungsstollenabschnitt miteiner Länge von 15 km wird mit einerHartgesteins-TBM aufgefahren. Die

rund 180 m lange TBM mit einemDurchmesser von fast 8 m ist mit46 Stück 19′′-Diskenmeißeln am Bohr-kopf ausgestattet. Die Sicherung desTunnels erfolgt mit Spritzbeton. Die

TBM wird im Sommer 2015 angeliefertund vor Ort zusammengebaut werden.Im Herbst 2015 wird sie von der bereitserrichteten Kaverne im Ahrental aus denVortrieb Richtung Süden aufnehmen.

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

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


News

Granitztal Tunnel Chain awarded

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

The Granitztal Tunnel Chain is part ofthe 130 km long Koralmbahn line be-tween Graz and Klagenfurt and is situat-ed in the section between St. Andrä andAich. The ÖBB-Infrastruktur AG hasawarded the construction of this 7.8 kmlong section to a consortium consistingof Implenia and Hochtief Infrastructure.The technical lead for the constructionof the new line, which will have twotracks all through, is Implenia. The con-tract value is about 140 m. Euro.

The section will mostly run in tun-nels. The core is the Granitztal TunnelChain with a length of 6.3 km, consist-ing of the mined Deutsch-Grutschen(ca. 2.6 km) and Langer Berg (ca.2.9 km) Tunnels, which like the KoralmTunnel will be constructed as twin-boretunnel systems. The section betweenthese (ca. 0.6 km) will be constructed incut-and-cover. When complete, the tunnel bores will be backfilled and theterrain will be modelled to suit thecountryside. There will also be a ventila-tion centre with emergency exit and res-cue area here. The Granitzbach streamwill be crossed with a closed tunnel

Work will start in the first quarter of2015 and completion is planned for2020.

Tunnelkette Granitztal vergeben

Der Abschnitt wird zum größten Teilin Tunnelbauweise geführt. Kernstückist die Tunnelkette Granitztal über eineLänge von 6,3 km. Diese umfasst diebergmännischen Tunnel Deutsch-Grut-schen (ca. 2,6 km) und Langer Berg (ca.2,9 km), die wie der Koralmtunnel alszweiröhriges Tunnelsystem ausgeführtwerden. Der dazwischen liegende Ab-schnitt (ca. 0,6 km) wird in offener Bau-weise realisiert. Im Endzustand werdendie Tunnelröhren überschüttet und dasGelände landestypisch modelliert. Hier

Die Tunnelkette Granitztal ist Teil der130 km langen Koralmbahn zwischenGraz und Klagenfurt und liegt im Ab-schnitt zwischen St. Andrä und Aich.Mit der Realisierung dieses 7,8 km lan-gen Abschnitts hat die ÖBB-Infrastruk-tur AG eine Arbeitsgemeinschaft beste-hend aus Implenia und Hochtief Infra-structure beauftragt. Die technische Fe-derführung zum Bau der durchgehendzweigleisigen Neubaustrecke liegt beiImplenia. Der Auftragswert beträgt rund140 Mio. Euro.

befindet sich künftig eine Lüftungszen-trale mit Notausgang und Rettungsplatz.Der Granitzbach wird mit einer ge-schlossenen Tunnelbrücke überquert.Die weiteren Baumaßnahmen umfassenWasser-, Landschafts-, Straßen-, Lei-tungs- und Materialeinbauarbeiten. Bau-beginn ist im ersten Quartal 2015. DerAbschluss der Arbeiten ist für April 2020vorgesehen.

Vortrieb für die zweite U-Bahnlinie in Rennes beginnt

ren; weitere 2,4 km Tunnel werden in of-fener Bauweise errichtet, und die restli-chen Streckenanteile verlaufen an derOberfläche – als Hochbahn (2,4 km)oder ebenerdig (0,3 km). Anfang 2015beginnt die 82 m lange, 1.450 t schwereEPB-Maschine in 20 m Tiefe mit demVortrieb des 8 km langen Tunnels mitinsgesamt neun Stationen. Mit einerprognostizierten Vortriebsleistung von300 m pro Monat werden die Vortriebs-arbeiten 2017 enden. Der Kommunalver-

Mit der Taufe der Tunnelbohrmaschineam 19. Dezember 2014 begannen dieletzten Vorarbeiten für den bergmänni-schen Vortrieb der Stadtbahnlinie B inRennes, Frankreich. Die zweite U-Bahn-linie der Stadt Rennes ist derzeit dasgrößte öffentliche Bauprojekt einer fran-zösischen Gebietskörperschaft. Dierund 13 km lange Südwest-Nordostver-bindung umfasst 15 Stationen und sollEnde 2019 in Betrieb gehen. Davon wer-den rund 8,1 km mit der TBM aufgefah-

band Rennes hatte im Oktober 2013 dievon der Tunnelbaufirma Dodin Campe-non Bernard (Vinci Construction) ge -leitete Arbeitsgemeinschaft mit GTMOuest und Botte Fondations, beides Unternehmen von Vinci ConstructionFrance, sowie Spie Batignolles TPCI,Spie Fondations und Legendre GénieCivil mit dem Tunnelbau (Los 1) für dieLinie B der U-Bahn Rennes beauftragt.

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


News

SBB awards the construction of the Eppenberg Tunnel

showed that this is the most economicvariant. The main works will start inspring 2015 and last until the end of2020. Tendering of the equipment of thetunnel and access routes with railwayequipment (tracks, overhead, signalsetc.) will be separate and is planned forsummer 2017.

The SBB tendered the contract thathas now been awarded in January 2014in an open process according to the pro-visions of the public tendering regula-

Swiss Railways SBB has awarded themain contract of the rail projectOlten–Aarau four-track widening to theconsortium “Marti Eppenberg”. Thecontract, with a value of 273.7 m. CHF,includes the structure of the EppenbergTunnel as well as its access routes. Theaward is a further step to remedy thebottleneck between Olten and Aarau.The consortium Marti Eppenberg willexcavate the two-track tunnel 3 km longwith a tunnel boring machine. The bids

tions BöB/VöB. This permits all inter-ested bidders from Switzerland andabroad to tender a bid, with the closingdate of June 2014. The award was madeaccording to strict criteria. The centralaspects were not only price but alsoquality. The latter includes quality ofconstruction, quality regarding qualifica-tions, competence and service as well asenvironmental aspects.

SBB vergibt Bau des Eppenbergtunnels

die wirtschaftlichste Variante ist. DieHauptarbeiten beginnen im Frühling2015 und dauern bis Ende 2020. DieAusschreibung für die Ausstattung vonTunnel und Zufahrten mit Bahntechnik(Gleise, Fahrleitung, Signale etc.) erfolgtseparat, voraussichtlich im Sommer2017.

Die SBB hat den nun vergebenenAuftrag im Januar 2014 gemäß den Be-stimmungen des öffentlichen Beschaf-fungswesens BöB/VöB in einem offenenVerfahren ausgeschrieben. Dies erlaubt

Die SBB hat das Hauptlos für das Bahn-projekt Vierspurausbau Olten-Aarau andie Arbeitsgemeinschaft „Marti Eppen-berg“ vergeben. Der Auftrag im Wert von273,7 Mio. CHF umfasst den Rohbaudes Eppenbergtunnels sowie dessen Zu-fahrten. Die Vergabe ist ein weitererSchritt zur Behebung des Engpasses zwi-schen Olten und Aarau. Die Arbeitsge-meinschaft Marti Eppenberg wird denzweispurigen, 3 km langen Tunnel miteiner Tunnelbohrmaschine ausbrechen.Die Angebote haben gezeigt, dass dies

sämtlichen interessierten Anbietern ausdem In- und Ausland, ein Angebot ein-zureichen. Einreichfrist für die Angebotewar Juni 2014. Die Vergabe erfolgtenach strengen Kriterien. Zentrale Aspek-te sind nicht nur die Wirtschaftlichkeit,sondern auch die Qualität. Letzteresumfasst die Kriterien Qualität in bau-technischer Hinsicht, Qualität bezüglichQualifikation, Kompetenz und Servicesowie Umweltaspekte.

Züblin to build hydropower station in Chile

tion at La Mina is now the fifth projectfor Züblin Chile from Colbún S.A. –who are with altogether 22 stations thelargest electricity generation company inChile. The contract for Züblin Chile in-cludes all earthworks and concretingworks as well as the intake structures,

Züblin Chile has been awarded a con-tract by the energy concern Colbún S.A.for a hydropower station south of theChilean capital Santiago. The contractwith a volume of 36 m. Euro was signedin the middle of November. The con-struction of the 34 MW run-of- river sta-

an unpressurised channel as well as thepowerhouse and a stilling basin. Construction works will last about25 months and be completed at the startof 2017.

Züblin baut Wasserkraftwerk in Chile

November unterzeichnet. Der Bau des34-MW-Laufwasserkraftwerks La Minaist bereits das fünfte Projekt von ZüblinChile für Colbún S.A. – mit insgesamt22 Kraftwerken einer der größtenStromversorger Chiles. Der Auftrag für

Züblin Chilehat vom EnergiekonzernColbún S.A. den Bauauftrag für ein Was-serkraftwerk südlich der chilenischenHauptstadt Santiago erhalten. Der ent-sprechende Vertrag mit einem Auftrags-volumen von 36 Mio. Euro wurde Mitte

Züblin Chile umfasst sämtliche Erd- undBetonarbeiten der Einlaufbauwerke, ei-nen Freispiegelkanal sowie ein Maschi-nenhaus und ein Tosbecken. Die Bauar-beiten werden rund 25 Monaten dauernund Anfang 2017 abgeschlossen sein.

Design collaboration commissioned for the Austrian side of the Brenner Base Tunnel

cover tunnels and a short mined tunnel.The main part of the commission is asection of the Brenner-Base Tunnelmore than 30 km long running from theSillschlucht. This consists of two paral-lel single-track tunnels, an investigationtunnel situated between the bores andslightly deeper, cross-passages and thetwo emergency stations at the footpoints of the intermediate tunnel start-

Amberg Engineering AG, Switzerland,has been commissioned as the leader ofa design collaboration with Lombardi,Müller+Hereth, Obermeyer and hbpmwith the tender preparation and con-struction design for the Austrian side ofthe Brenner Base Tunnel. The commis-sion covers the project elements in theSillschlucht immediately to the south ofInnsbruck station with bridges, cut-and-

ing points in Ahrental and in Wolf. Themina tunnel bores should mostly be dri-ven by TBMs. Tender preparation willstart in January 2015 and constructionworks are planned for 2016. The designfor construction and geotechnical support of the sites will be undertakenby Amberg Engineering far into the2020s.


News

Planungsgemeinschaft auf der österreichischen Seiteam Brenner Basistunnel beauftragt

Die Amberg Engineering AG Schweiz hat als federführendesMitglied in einer Planungsgemeinschaft mit Lombardi, Mül-ler+Hereth, Obermeyer und hbpm die Ausschreibungs- undAusführungsplanung für die österreichische Seite des BrennerBasistunnels erhalten. Das Mandat umfasst die unmittelbarsüdlich des Bahnhofs Innsbruck beginnenden Projektelementein der Sillschlucht, mit Brücken, Tagbautunneln und einemkurzen bergmännischen Tunnel. Hauptbestandteil des Auf-trags ist aber der an die Sillschlucht anschließende über 30 kmlange Abschnitt des Brenner Basistunnels. Dieser besteht auszwei parallelen Einspurtunnelröhren, einem dazwischen undetwas tiefer liegenden Erkundungsstollen, Querschlägen undden beiden Nothaltestellen am Fusspunkt der Zwischenangrif-fe in Ahrental und in Wolf. Die Vortrieb der Haupttunnelröh-ren sollen weitgehend mit Tunnelbohrmaschinen vorgetriebenwerden. Die Ausschreibungsplanung wird im Januar 2015 be-ginnen, Start der Bauarbeiten ist für 2016 vorgesehen. Die Aus-führungsplanung und die geotechnische Begleitung der Bau-stellen wird Amberg Engineering weit bis in die 2020er-Jahrebeschäftigen.

Amberg Engineering to design a road tunnel under the Suez Canal

Amberg Engineering AG, Switzerland, has been commissionedtogether with the Spanish consultant Sener Ingeniería y Sis-temas, S.A. with the complete design of a 2.2 km long twin-bore road tunnel under the Suez Canal near Port Said inEgypt. The entire contract includes roads, a bridge, a cut-and-cover tunnel and a TBM tunnel section with a bored diameterof almost 13 m, which will be bored through strata of soft clay,sand and hard siltstone under the Suez Canal. Within theteam, Amberg Engineering will undertake responsibility for thecomplete design of the TBM section including shafts andcross-passages. Construction of the TBM section should startat the end of 2015. This project, with a short duration, is partof a larger investment plan with a total sum of 8 billion US$for the development of the Suez region into an important eco-nomic zone.

Amberg Engineering plant Straßentunnel unter demSuezkanal

Die Amberg Engineering AG Schweiz hat zusammen mit demspanischen Beratungsunternehmen Sener Ingeniería y Siste-mas, S.A. den Auftrag zum vollständigen Design des 2,2 kmlangen, zweiröhrigen Straßentunnels unter dem Suezkanal inder Nähe von Port Said in Ägypten erhalten. Der gesamte Ver-trag umfasst Straßen, eine Brücke, einen Tagbautunnel und einen TBM-Tunnelabschnitt mit einem Bohrdurchmesser vonfast 13 m, der durch Schichten aus weichem Tonboden, Sandund harten Schluffsteinen unter der Suezkanal gebohrt wird.Innerhalb des Teams übernimmt Amberg Engineering die Ver-antwortung für die komplette Planung der TBM-Abschnitteeinschließlich Schächte und Querschläge. Die Bauausführungder TBM-Abschnitte soll bereits Ende 2015 beginnen. DiesesProjekt mit kurzer Laufzeit, das auf der wirtschaftlichen Agen-da Ägyptens an oberster Stelle steht, ist Teil eines größeren In-vestitionsplans über eine Gesamtsumme von 8 Milliarden US$zur Entwicklung der Suezregion zu einer wichtigen Wirt-schaftszone.

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

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

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

Ihr abwechslungsreiches Aufgabengebiet:• Aufstellung von geotechnischen

Messkonzepten zur Untersuchung und Kontrolle des Gebirgsverhal-tens in einem Grubengebäude

• Bewertung der Standsicherheit von untertägigen Hohlräumen und Ableitung von Maßnahmen zur Beherrschung gebirgsme-chanischer Verhältnisse im Salz und Fels

• Begleitung und Durchführung von geotechnischen Instrumentierungs- und Messaufgaben

• Beurteilung der Wirksamkeit und Dimensionierung von Ausbaumaß-nahmen

• Auswertung und Analyse von In-situ-Messdaten zur Charakteri-sierung des Gebirgsverhaltens

Unser Angebot:• Interessante, abwechslungsreiche

und herausfordernde Tätigkeit• Modernes und von Respekt

geprägtes Arbeitsumfeld • Intensive Einarbeitung in einem

motivierten Team• Hoher Stellenwert von Fort- und

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der Fachrichtung Geotechnik, Bergbau oder Bauingenieurwesen mit Vertiefung Geotechnik

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und Kommunikationsfähigkeit • Organisatorische und planerische

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News

Terratec liefert Doppelschild-TBM für Wasserkraftwerk in Laos

langen Triebwasserstollens eine neueTerratec Hartgesteins-Doppelschildma-schine mit 5,74 m Durchmesser einset-zen wird.

Die TBM wird Tonstein, Schluff undSandstein durchörtern und besitzt dahereinen robusten und dennoch vielseitigenBohrkopf, der mit 17′′-Disken ausgestat-tet ist und über vier große Räumeröff-nungen verfügt. Der Bohrkopf besitzt einen frequenzgeregelten elektrischenAntrieb mit 2.000 kW Leistung und

Das Wasserkraftwerksprojekt Xe-Xe Pian-Namnoy in Laos umfasst den Bauvon zwei Schwergewichtsdämmen, Was-serleitungstunnel, einen vertikalenDruckschacht und die Maschinenhaus-kaverne. Die elektrische Leistung be-trägt 410 MW. Hauptauftragnehmer fürdas Projekt ist SK Engineering & Con-struction Co. Ltd. aus Korea. Mit denTunnelarbeiten hat SK Seli OverseasSpA, Italien, als Subunternehmer beauf-tragt, die für den Vortrieb des 11,5 km

einem maximalen Drehmoment von8.000 kNm. Nach der erfolgreichenWerksabnahme am Anfang Dezember2014 wird die Maschine nun zerlegt undzur Baustelle transportiert, wo im Früh-jahr 2015 die Montage beginnen soll.Die Kernkomponenten der Maschinewurden in Australien und Japan gefer-tigt, die Montage der TBM erfolgte imchinesischen Montagewerk.

Implenia takes over Bilfinger Construction

ing, structural engineering and tun-nelling. The company is regionally wellestablished in its target markets of Ger-many, Austria, Norway and Sweden. Itpossesses a high degree of technicalknow-how and an attractive project andservice portfolio. Bilfinger Constructionincludes regional and technical compa-nies that are well established in localmarkets. These offer specialised servicesin their core markets of Germany andAustria including civil engineering, road-building, structural engineering andformwork.

Combination with Bilfinger Construc-tion will create a strong technical plat-form in attractive European markets,with which the new combined companycan successfully exploit the new mega-trend of infrastructure – in fields such asmobility and energy. Implenia will be of

Implenia is to take over the unit Bilfin-ger Construction GmbH from BilfingerSE. The unit with a production capacityof about 780 m. CHF and 1,850 employ-ees offers extensive services in the fieldof infrastructure in German-speakingEurope and in Scandinavia. With thistakeover, the Swiss construction and ser-vices provider has made an importantstep towards their strategy to establishthemselves internationally for challeng-ing infrastructure projects. The groupwill strengthen their technical compe-tence and clout, and will also diversifygeographically and extend their regionalpresence.

Bilfinger Construction extends theservices offered by Implenia since it pos-sesses excellent competences in infra-structure construction and is a leader inthe fields of specialised civil engineer-

sufficient size in Germany, Austria andScandinavia to acquire and implementmore complex projects. The two compa-nies fit together, as they have shown re-peatedly: in the last 15 years, Impleniaand Bilfinger Construction have success-fully collaborated on several major pro-jects such as the Gotthard Base Tunnelor the Durchmesser Line in Zürich.

The evaluation of Bilfinger Construc-tion shows an equity value of about110 m. Euros (depending on the finalfigures for 2014) and will lead in the firstquarter of 2015 to a liquidity outflow ofabout 60 m. Euros. The conclusion ofthe transaction is dependent on the ap-proval of the competition authorities.The completion of the takeover (“clos-ing”) is intended for the period at thestart of March 2015.

Terratec to deliver a double shield TBM for hydropower station in Laos

now be dismantled and transported tothe site, where assembly should start inearly 2015. The main components of the

The Xe-Xe Pian-Namnoy hydropowerproject in Laos includes the construc-tion of two gravity dams, a water diver-sion channel, a vertical pressure shaftand the machine house cavern. The out-put will be 410 MW. The main contrac-tor for the project is SK Engineering &Construction Co. Ltd. from Korea. SKhas subcontracted tunnelling work toSeli Overseas SpA, Italy, who will use anew Terratec hard rock double shieldmachine with 5.74 m diameter to borethe 11.5 km long headrace tunnel.

The TBM will have to bore throughclaystone, silt and sandstone and thushas a robust but nonetheless flexiblecutterhead fitted with 17′′ discs and fourlarge bucket openings. The cutterheadhas a frequency-controlled electric drivewith a power of 2,000 kW and a maxi-mum torque of 8,000 kNm. After thesuccessful works acceptance at the startof December 2014, the machine will

machine have been made in Australiaand Japan and assembly will take placein the Chinese assembly works.

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


News

Implenia übernimmt Bilfinger Construction

Tunnelbau. Das Unternehmen ist in sei-nen Zielmärkten Deutschland, Öster-reich, Norwegen und Schweden regio-nal gut verankert. Es verfügt über einenhohen Grad an technischem Know-howund ein attraktives Projekt- und Service-portfolio. Bilfinger Construction umfasstzudem in lokalen Märkten stark veran-kerte regionale und technische Gesell-schaften. Diese bieten in ihren Kern-märkten Deutschland und Österreichspezialisierte Leistungen, unter anderemin den Bereichen Tief-, Straßen-, Inge-nieur- oder Schalungsbau.

Gemeinsam mit Bilfinger Construc -tion entsteht eine starke technischePlattform in attraktiven MärktenEuropas, mit der das neue Unternehmenden Megatrend Infrastruktur – etwa inden Bereichen Mobilität und Energie –erfolgreich nutzen kann. Künftig verfügtImplenia in Deutschland, Österreich

Implenia übernimmt von Bilfinger SEdie Einheit Bilfinger ConstructionGmbH. Die Einheit mit einer Produkti-onsleistung von rund 780 Mio. CHF und1.850 Mitarbeitenden bietet im deutsch-sprachigen Europa und in Skandinavienumfassende Dienstleistungen im BereichInfrastrukturbau. Mit dieser Übernahmemacht der Schweizer Bau- und Bau-dienstleister einen wichtigen Schritt inder Umsetzung seiner Strategie, sich in-ternational für anspruchsvolle Infra-strukturprojekte zu etablieren. DieGruppe stärkt damit ihre technischeKompetenz und Schlagkraft. Sie diversi-fiziert ihr Geschäft geografisch und er-weitert ihre regionale Präsenz.

Bilfinger Construction ergänzt dasAngebot von Implenia, denn es verfügtüber ausgezeichnete Kompetenzen imInfrastrukturbau und ist führend in denBereichen Spezialtief-, Ingenieur- und

und Skandinavien über die Größe, umvermehrt komplexe Projekte zu akqui-rieren und auszuführen. Dass beide Un-ternehmen zusammenpassen, haben siewiederholt bewiesen: In den vergange-nen 15 Jahren haben Implenia und Bil-finger Construction mehrere Großpro-jekte erfolgreich gemeinsam abgewi-ckelt, darunter den Gotthard Basistun-nel oder die Durchmesserlinie Zürich.

Die Bewertung der Bilfinger Con-struction beläuft sich auf einen EquityValue von ca. 110 Mio. Euro (abhängigvom Jahresabschluss 2014) und führt imersten Quartal 2015 zu einem Netto-Li-quiditätsabfluss von ca. 60 Mio. Euro.Das Zustandekommen der Transaktionist vorbehaltlich der Zustimmung derWettbewerbsbehörden. Der Abschlussder Übernahme („Closing“) ist für diePeriode Anfang Februar bis AnfangMärz 2015 vorgesehen.

Leighton sells John Holland to CCCI

nications Construction Company (CC-CC), the fourth largest construction con-cern in the world by turnover. The com-pany has a market capitalisation ofabout 15.7 billion Euro and is listed onthe stock markets in Hongkong andShanghai. With this sale, Leighton Hold-ings will reduce their annual turnover byabout 2.5 billion Euro, their order book

The Hochtief holding companyLeighton Holdings concluded a bindingagreement in the middle of December2014 to sell their subsidiary John Hol-land to CCC International Holding Limited (CCCI). CCCI will buy JohnHolland for a company value of about770 m. Euro. CCCI is a 100 % sub-sidiary company of the China Commu-

by 3.6 billion Euro and their degree ofindebtedness by about 10 % points.With the sale, about 4,100 John Hollandemployees will move to the CCCC con-cern. The sale is with the reservation ofthe usual approvals, including by theForeign Investment Review Board.

Leighton verkauft John Holland an CCCI

China Communications ConstructionCompany (CCCC), bezogen auf den Um-satz der viertgrößte Baukonzern derWelt. Das Unternehmen hat eine Markt-kapitalisierung von ca. 15,7 Mrd. Euround ist an den Börsen in Hongkong undShanghai gelistet. Mit dem Verkauf re-duziert Leighton Holdings den jährli-chen Umsatz um rund 2,5 Mrd. Euro,

Die Hochtief-BeteiligungsgesellschaftLeighton Holdings hat Mitte Dezember2014 eine verbindliche Vereinbarungzum Verkauf ihrer Tochter John Hollandan CCC International Holding Limited(CCCI) abgeschlossen. CCCI erwirbtJohn Holland für einen Unternehmens-wert von rund 770 Mio. Euro. CCCI isteine 100%ige Tochtergesellschaft der

den Auftragsbestand um 3,6 Mrd. Euround den Verschuldungsgrad um rund10 % Punkte. Mit dem Verkauf wech-seln rund 4.100 John Holland Mitarbei-ter in den CCCC-Konzern. Der Verkauferfolgt vorbehaltlich der üblichen Ge-nehmigungen, unter anderem durch dasForeign Investment Review Board.


News

Issue Publication date Topics

2/15 April 2015 Large tunnelling projects in GermanyGroßprojekte in Deutschland

3/15 June 2015 Research project ABROCK & TBM tunnelling Forschungsprojekt ABROCK und Vortrieb mit Tunnelbohrmaschinen

4/15 August 2015 Development of resource-efficient and advanced underground technologiesEntwicklung ressourcenschonender und fortschrittlicher Untertagebau-Technologien

5/15 October 2015 Best of EUROCK 2015 & 64th Geomechanics ColloquiumAusgewählte Beiträge des Symposiums EUROCK 2015 und des 64. Geomechanik Kolloquiums

6/15 December 2015 Southern railway connection (Semmering Base Tunnel and Koralm Tunnel)Südbahnachse (Semmering Base Tunnel neu und Kormalmtunnel

Themen für die nächsten Ausgaben der „Geomechanics and Tunnelling“

Die Schwerpunktthemen für die nächsten Ausgaben der „Geomechanicsand Tunnelling“ sind in der unten -stehenden Tabelle zusammengefasst.Das Redak tionsteam bittet um Beitrags-vorschläge. Unter Berücksichtigung desReviews sollten die Beiträge mindestensvier Monate vor dem Erscheinungs -termin eingereicht werden. Beiträgesollten online eingereicht werden(http://mc.manuscriptcentral.com/ geot).

Darüber hinaus sind Baustellen -reportagen, technische Berichte undMitteilungen aus der Industrie jederzeitwillkommen.

Call for papers – Themes for the next issues of Geomechanics and Tunnelling

The table below shows the themes forthe next issues of “Geomechanics andTunnnelling”, selected by the editingteam, and contributions are now beingcalled for. All papers received will firstbe reviewed prior to publication. In viewof the time required to complete this exercise, all contributions should be submitted at least four months beforethe publication date. Papers should be submitted online via http://mc.manuscriptcentral.com/geot.

Site reports, technical reports andnews items from the construction indus-try are of course also welcome.

Call for papers

13© 2015 Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG, Berlin · Geomechanics and Tunnelling 8 (2015), No. 1

Pressure shafts, due to their complexity and length, are one ofthe most challenging parts of the headrace system of a high headhydropower plant. Pressure shafts offer great potential for opti-misation and this has to be reflected in their design and construc-tion. The article first describes most common system conceptsfor headrace systems. Then it introduces the graphical-analyticaldesign method from Seeber [1] in its main features and uses thisas a basis for understanding the mode of action of common liningsystems. Finally, the common mechanised heading methods arebriefly discussed in terms of their areas of application dependingon the expected ground behaviour with a qualitative risk assess-ment of their feasibility.

1 Problem and basic solutions1.1 Function and requirements

The headraces of high head hydropower plants span theessential hydrostatic head of the plant and thus belong tothe components with the most severe spectrum of hydro-static and hydrodynamic requirements. Considering theirinternal pressure and length, they must represent the mostchallenging parts of a high head plant. For this reasonthey offer great potential for optimisation of constructioncost and time, but on the other hand also great risk poten-tial if unsuitable design decisions are made. All these as-pects mean that their design and construction will be indi-vidual special solutions and thus seldom transferable tothe next project. Each specific situation normally has tobe considered, evaluated and planned anew for each pro-ject.

The requirements can be roughly listed as follows:– Technical requirements: load-bearing stability, water-

proofing, durability, system reserves in consideration ofpotential future extensions of use,

– Economic requirements: the best possible exploitationof the rock mass regarding its contribution to load bear-ing, permeability and groundwater pressure as well asthe best possible utilisation of the materials used,

– Practical construction requirements: rational driving bythe usual methods, working safety and hygiene, rationalmuck clearance, synergy effects of the necessary work-ing steps and sequences, manageable construction risk.

Kraftabstiege gehören gemessen an Komplexität, Längenerstre-ckung und Anpassungsmöglichkeiten an die Gegebenheiten vorOrt zu den anspruchsvollsten Anlageteilen von Hochdruckan -lagen. Sie bergen ein entsprechendes Optimierungspotenzial underfordern eine entsprechend hohe Beachtung bei der Planungund Ausführung. Der Beitrag geht zunächst auf die gebräuch -lichsten Anlagenkonzepte ein, stellt anschließend das graphisch-analytische Bemessungsverfahren nach Seeber [1] in seinenGrundzügen vor und nutzt dieses als Basis für das Verständnisder Wirkungsweise gängiger Auskleidungssysteme. Abschlie-ßend werden die gängigen mechanischen Vortriebsverfahrenhinsichtlich ihrer Einsatzgebiete kurz erläutert und in Abhängig-keit des erwarteten Gebirgsverhaltens einer qualitativen Risiko-betrachtung hinsichtlich ihrer Einsatzeignung unterzogen.

1 Problemstellung und Grundsatzlösungen1.1 Funktion und Anforderungen

Kraftabstiege von Hochdruckanlagen überwinden die we-sentliche Höhendifferenz der Wasserkraftanlage und ge-hören damit sowohl in hydrostatischer als auch in hydro-dynamischer Hinsicht zu den Anlageteilen einer Hoch-druckanlage mit dem höchsten Spektrum an Anforderun-gen. Gemessen an Innendruckbeanspruchung und Längestellen sie überhaupt den anspruchsvollsten Teil einerHochdruckanlage dar. Damit bergen sie einerseits ein ent-sprechend großes Optimierungspotenzial hinsichtlichBaukosten und Bauzeit, andererseits jedoch auch ein ent-sprechend großes Risikopotenzial bei unpassenden Pla-nungsentscheidungen. All diese Aspekte machen die Pla-nung und Ausführung von Kraftabstiegen zu anspruchs-vollen Sonderlösungen, die kaum ohne Weiteres auf ande-re Projekte übertragbar sind. In der Regel sollte jedeKonstellation grundlegend neu überlegt, bewertet und ge-plant werden.

Die Anforderungen lassen sich grob wie folgt zusam-menfassen:– Technische Anforderungen: Tragsicherheit, Dichtheit,

Dauerhaftigkeit, Systemreserven im Hinblick auf poten-zielle künftige Einsatzmöglichkeiten,

– Wirtschaftliche Anforderungen: bestmögliche Ausnut-zung des Gebirges hinsichtlich Gebirgsmitwirkung,Durchlässigkeit und Bergwasserdruck sowie bestmög -liche Ausnutzung der eingesetzten Werkstoffe,

Topics

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

Systemlösungen für Kraftabstiege von Hochdruck-WasserkraftanlagenEntwurf, Bemessung und baupraktische Aspekte

DOI: 10.1002/geot.201400055Alois Vigl


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

1.2 Classic solutions and their advantages and disadvantages

The classic basic headrace solutions (Fig. 1) with their ad-vantages and disadvantages can be summarised as follows.

1.2.1 Penstock, open-air or buried

The selection of an open-air penstock formed of one ormore pipelines was the standard solution at the start of theconstruction of high head hydropower plants. A penstockremains a serious option today, particularly for small waterquantities (up to 20 m³/s), where the minimum dimensionof an underground solution would lead to expensive cross-sections. Due to the continued development of excavationmachinery, buried or covered pipelines now represent avery advantageous alternative to open-air pipelines.

Advantages:– favourable solution for small generation water quantities

and diameters,– combinations of various materials are possible (GRP,

spheroidal cast iron, steel) according to pressure stage, – logistically favourable solution due to the high degree of

prefabrication and suitable use of large machines incombination with cableways,

– when buried, additional safety against external actions, – less temperature fluctuation and – undisturbed landscape.

Disadvantages: – adaptation to the terrain with constraint points, – dangerous construction on steep slopes, – serious effects of a failure,

– Baupraktische Anforderungen: rationeller Vortrieb mitgängigen Methoden, Arbeitssicherheit und Arbeitsplatz-hygiene, rationeller Schutterbetrieb, Synergieeffekte fürdie notwendigen Arbeitsschritte und Bauabfolgen, über-schaubares Ausführungsrisiko.

1.2 Klassische Grundsatzlösungen mit Vor- und Nachteilen

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

1.2.1 Druckrohrleitung, freiliegend oder grabenverlegt

Die Wahl einer freiliegenden Druckrohrleitung in einemoder mehr Rohrsträngen stellte zu Beginn des Baus vonHochdruckanlagen die Standardlösung dar. Auch heutenoch sind Druckrohrleitungen, insbesondere bei geringenAusbauwassermengen (bis 20 m³/s), bei denen die Min-destquerschnitte von Untertagebaulösungen zu teurenQuerschnitten führen, eine ernst zu nehmende Option.Durch den mittlerweile günstigen Geräteeinsatz stelleninsbesondere grabenverlegte bzw. überdeckte Druckrohr-leitungen eine sehr vorteilhafte Alternative zu den freilie-genden Leitungen dar.

Vorteile:– günstige Lösung bei kleinen Ausbauwassermengen und

Durchmessern,– Kombinationsmöglichkeit verschiedener Materialien

(GFK, Sphäroguss, Stahl) je nach Druckstufe, – logistisch günstige Lösung durch hohen Vorfertigungs-

grad und günstigen Einsatz von Großgeräten in Kombi-nation mit Seilbahnen,

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



– difficult inspection and maintenance, – environmental conditions.

1.2.2 Inclined shafts

Inclined shafts were the undisputed classic undergroundsolution for hydropower headraces until the arrival of theraise boring technology and are still often found to be thebest solution when variants are compared. Inclined shaftsare combined with longer or shorter horizontal sectionsdepending on the terrain and the geological, geotechnicaland hydrogeological properties of the rock mass. Atten-tion has to be paid to the most favourable exploitation ofthe surrounding rock mass with regard to its contributionto load bearing, permeability and groundwater. On theother hand, the alignment also has to consider that the in-clined shaft is practical to construct (inclined at 30 to 45°,despite from special solutions).

Advantages: – shortest solution for divided headraces (low pressure,

high pressure sections), flexible optimisation with re-gard to the structural contribution of the rock mass andreduction of the expense of the lining,

– lower groundwater pressures (buckling pressure, prestresspressure) due to the comparatively shallow location,

– can now be very efficiently constructed by mechanisedmethods, even in unfavourable rock mass conditions,

– the powerhouse can be in the open air or at shallow depth,– leading to easy access.

Disadvantages: – excavation and support are always more difficult in an

inclined shafts due to the steepness (30 to 45°),– due to the relatively shallow location, inclined shafts

normally require steel lining, and all the working stepsof installing steel lining are relatively challenging.

1.2.3 Vertical shafts

Vertical shaft sinking technologies from mining have al-ways played a role in hydropower construction. With thecontinued development of the raise boring technology,vertical shafts are gaining in significance [1], [2], [7]. Verti-cal shafts naturally represent deep solutions with all theresulting advantages and disadvantages. As long as geolog-ical-geotechnical preconditions are favourable, the raiseboring process can be used very efficiently and is also themost economic excavation method. Vertical shafts nor-mally have to be combined with horizontal tunnels, whichhas to be taken into account in the working sequence andthe consideration of expense.

Advantages:– given favourable geological-geotechnical conditions, the

cheapest excavation process, – can often be carried out without steel lining due to the

deep location.

Disadvantages:– can be very expensive under unfavourable geological-

geotechnical conditions; the raise boring process may

– bei grabenverlegten Lösungen zusätzlich Sicherheit ge-gen äußere Einwirkungen,

– geringere Temperaturschwankungen und – unbeeinträchtigtes Landschaftsbild.

Nachteile: – Geländeanpassung mit Zwangspunkten, – Gefahren bei der Herstellung im steilen Gelände, – große Auswirkungen im Versagensfall, – erschwerte Inspizierbarkeit und Wartung, – Umweltauflagen.

1.2.2 Schrägschächte

Schrägschächte stellten bis zum Aufkommen des Raise-Boring-Verfahrens im Kraftwerksbau die unangefochtenklassische Untertagebau-Lösung für Kraftabstiege dar undgehen nach wie vor in vielen Fällen als beste Lösung ausder Varianten-Evaluierung hervor. Schrägschächte werdenje nach Geländeform und den geologischen, geotechni-schen und hydrogeologischen Eigenschaften des Gebirgesmit mehr oder weniger langen Horizontalstrecken kombi-niert. Dabei wird einerseits darauf geachtet, das umgeben-de Gebirge hinsichtlich Gebirgsmitwirkung, Gebirgs-durchlässigkeit und Bergwasser möglichst vorteilhaft zunutzen. Zum anderen muss die Linienführung berücksich-tigen, dass der Schrägschacht auch vorteilhaft bautech-nisch herstellbar ist (30 bis 45°geneigt, ausgenommen Son-derlösungen).

Vorteile: – kürzeste Lösung bei geteilten Triebwasserwegen (Nie-

derdruck-, Hochdruckteil), vielseitige Optimierbarkeithinsichtlich Gebirgsmitwirkung und Reduktion des Aus-kleidungsaufwands,

– geringere Bergwasserdrücke (Beuldrücke, Vorspann -drücke) aufgrund der vergleichsweise seichten Lage,

– mittlerweile mit mechanischen Methoden auch bei ungünstigen Gebirgsbedingungen sehr effizient herstell-bar,

– Krafthaus im Freien oder in geringer Tiefe möglich,– dadurch günstige Erreichbarkeit.

Nachteile: – Vortrieb und Sicherung sind im Schrägschacht durch

die Steilheit (30 bis 45°) immer erschwert,– aufgrund der relativ oberflächennahen Lage erfordern

Schrägschächte in der Regel eine Panzerung. Dabei sindalle Arbeitsschritte des Panzerungseinbaus entspre-chend anspruchsvoll.

1.2.3 Lotschächte

Die Lotschacht-Technologien aus dem Bergbau haben imKraftwerksbau immer wieder mitgemischt. Seit der fort-schreitenden Entwicklung des Raise-Boring-Verfahrensspielen Lotschächte eine zunehmend bedeutende Rolle[1], [2], [7]. Lotschächte stellen naturgemäß tiefliegendeLösungen mit all ihren Vor- und Nachteilen dar. Soferndie geologisch-geotechnischen Voraussetzungen günstigsind, ist das Raise-Boring-Verfahren sehr effizient einsetz-bar und dort auch das günstigste Ausbruchverfahren. Lot-



be unfeasible in difficult conditions due to the lack ofprimary support,

– normally leads to a longer headrace than inclined solu-tions,

– if prestressing is required, high prestressing pressuresand the corresponding lining thickness are necessarydue to the great depth.

1.2.4 Combination of vertical shaft and inclined shaft

The combination of vertical shaft and inclined shaft is of-ten at least considered in a comparison of variants whenthe intention is a reasonable depth of the headrace withthe advantages of the shortest possible connection be-tween surge tank and powerhouse. From the overall de-sign point of view, it can be favourable to dive down fromthe surge tank below the dynamic pressure line of thepressure surge oscillation with a vertical shaft in orderthen to create a connection to the flat section by theshortest route and simultaneously remain sufficiently shal-low. With such considerations, it is important to investi-gate in detail the construction practicality of the conceptand include it in the overall evaluation.

1.2.5 Direct connection

A direct route between the headwater reservoir and thepowerhouse naturally represents the shortest connection.The suitable type of lining depends greatly on the over-burden conditions, the rock mass properties and thegroundwater conditions. These constraints presume goodsite investigation and estimation of the actual conditions.A direct connection often suffers from an unfavourablegradient regarding the supply and mucking of the excava-tion.

Advantages:– short length, – if the location is favourable related to the terrain, also

good overburden and internal pressure conditions.

Disadvantages: – challenging design along the entire length of the head-

race,– if the alignment is to be absolutely direct, then it cannot

be adapted to suit the terrain; high dynamic internalpressure in the absence of a surge tank,

– challenging construction operations due to the gradient(often between 10° and 30°).

1.2.6 Deep vertical shaft with high-pressure flat section

A deep shaft with high-pressure flat section (e.g. KW Lan-genegg [3]) is constructed with the intention of being ableto construct, with the vertical shaft and the deep part ofthe flat section, a significant part of the headrace with fullstructural support of the rock mass and without steel lin-ing. The increasingly shallow location of the flat sectiondoes however experience increasing dynamic internalpressure as it approaches the powerhouse with decliningstructural assistance from the rock mass and increasingexpense of lining.

schächte müssen in der Regel mit Horizontalstollen kom-biniert werden, was bei der Arbeitsabfolge und bei der Auf-wandsbetrachtung mit zu beachten ist.

Vorteile:– bei günstigen geologisch-geotechnischen Voraussetzun-

gen günstigstes Ausbruchverfahren, – aufgrund der tiefen Lage oft ungepanzert ausführbar.

Nachteile:– bei ungünstigen geologisch-geotechnischen Vorausset-

zungen sehr aufwendig und im Raise-Boring-Verfahrenaufgrund fehlender Primärsicherung mitunter nicht aus-führbar,

– längerer Triebwasserweg als bei schrägen Lösungen, – bei erforderlicher Vorspannung aufgrund der tiefen

Lage hohe Vorspanndrücke und entsprechende Ausklei-dungsstärken notwendig.

1.2.4 Kombination Lotschacht Schrägschacht

Die Kombination von Lotschacht und Schrägschacht wirdvielfach zumindest im Variantenvergleich erwogen, wennversucht wird, eine angemessen tiefe Lage des Kraftab-stiegs mit den Vorteilen einer möglichst kurzen Verbin-dung zwischen Wasserschloss und Krafthaus zu realisie-ren. Anlagentechnisch kann es günstig sein, vom Wasser-schloss weg mit einem Lotschacht unter die dynamischeDrucklinie der Druckstoßschwingung abzutauchen, umdann auf kurzem Weg tief und gleichzeitig seicht genug ei-ne Verbindung zur Flachstrecke zu schaffen. Bei solchenErwägungen ist es wichtig, auch die baupraktische Um-setzbarkeit des Konzepts sehr sorgfältig zu erörtern undmit in die Gesamtbewertung aufzunehmen.

1.2.5 Direkte Verbindung

Die direkte Verbindung zwischen Oberwasserspeicherund Krafthaus stellt naturgemäß die kürzeste Verbindungdar. Sie sollte allerdings ohne konventionelles Wasser-schloss auskommen oder mit einem Druckluft-Wasser-schloss kombiniert werden. Die passende Auskleidungsarthängt stark von den Überlagerungsverhältnissen, den Ge-birgseigenschaften und den Bergwasserverhältnissen ab.Diese Randbedingung setzt eine gute Erkundung und Ein-schätzung der tatsächlichen Verhältnisse voraus. Für di-rekte Verbindungen ergibt sich vielfach ein bautechnischungünstiger Neigungswinkel hinsichtlich Ver- und Entsor-gung des Vortriebs.

Vorteile:– kurze Länge, – bei günstiger Lage zum Gelände, – fallweise günstige Verhältnisse bezogen auf Überlage-

rung und Innendruck.

Nachteile: – anspruchsvolle Bemessung über die gesamte Länge des

Triebwasserwegs, – bei konsequenter Linienführung keine Anpassungsfähig-

keit an das Gelände, hoher dynamischer Innendruck beiEntfall des Wasserschlosses,



Advantages:– The combination of a long portion of the headrace be-

ing deep and the advantages of the constructionmethod can make this the most economic solution, alsothe fact that the combination of hydraulic cross-sec-tions can be designed to be hydraulically equivalent toa short inclined shaft solution. The powerhouse liesabove ground or shallow, keeping the expensive accesstunnels short.

Disadvantages: – long overall length, high internal pressure and high

groundwater pressure over long distances with the cor-responding requirements for the lining, or effects on forexample grouting pressures, steel lining thicknesses andbuckling stiffness.

1.2.7 Deep vertical shaft with low-pressure flat section

The solution with a deep vertical shaft and deep powerhouse cavern is described as the “Swedish solution”by Seeber [1]. The high-pressure section in this case consists of a short pressure tunnel and a vertical shaftplunging into the depths with a short flat section at thebottom to the deep powerhouse cavern. The tailrace runsunder low pressure or freeflow to the discharge or to thetailwater reservoir. This solution is being increasingly andfavourably used for pumped storage stations [2].

Advantages:– the high pressure section of the headrace is short, lies

deep and can profit from the contribution of the rockmass to structural stability and waterproofing.

Disadvantages: – the properties of the rock mass and groundwater have

to be reliably investigated and good, because they havea great influence on the rationalisation potential. Theseproperties also pose the limits of feasibility of the solution. The depth of the powerhouse cavern demandsnot only a tailrace tunnel but normally also several additional and correspondingly long connections to thesurface, access tunnels or shafts, which have to pass thepowerhouse equipment (valves, turbines, generators,transformers), and also cable tunnels or shafts for electricity distribution, ventilation and extraction etc.

1.2.8 Special solutions for pure pumped storage schemes

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

– anspruchsvoller Baubetrieb aufgrund der Neigungsver-hältnisse (vielfach zwischen 10 bis 30°).

1.2.6 Tiefliegender Lotschacht mit Hochdruck-Flachstrecke

Ein tiefliegender Lotschacht mit Hochdruck-Flachstrecke(z. B. KW Langenegg [3]) wird mit der Absicht errichtet,mit dem Lotschacht und dem tiefliegenden Teil der Flach-strecke einen bedeutenden Teil des Kraftabstiegs untervollständiger Ausnutzung der Gebirgsmitwirkung und oh-ne Panzerung ausführen zu können. Der zunehmendseicht liegende Teil der Flachstrecke erfährt dabei in Rich-tung Krafthaus einen zunehmenden dynamischen Innen-druck bei abnehmender Gebirgsmitwirkung und zuneh-mendem Auskleidungsaufwand.

Vorteile:– Die Kombination aus dem großen tiefliegenden Anteil

und den Vorteilen der Baumethoden kann den Aus-schlag für die wirtschaftlichste Lösung geben. Dazu ge-hört auch, dass die Kombination der Regelquerschnittehydraulisch äquivalent zu einer kürzeren Schräg-schachtlösung ausgelegt werden kann, das Krafthausliegt obertag oder seicht, so dass die aufwendigen Zu-und Abgänge kurz ausfallen.

Nachteile:– große Gesamtlänge, hoher Innendruck und hoher Berg-

wasserdruck über große Längen mit entsprechendemAnspruch an die Auskleidung bzw. Auswirkung auf z. B.Injektionsdrücke, Panzerungsstärken und Beulsteifig-keit.

1.2.7 Tiefliegender Lotschacht mit Niederdruck-Flachstrecke

Die Lösung mit tiefliegendem Lotschacht und tiefliegen-der Krafthaus-Kaverne wird als „Schwedische Lösung“ be-schrieben Seeber [1]. Der Hochdruck-Abschnitt besteht da-bei aus einem kurzen Druckstollen und einem in die Tiefeabtauchendem Lotschacht mit anschließend kurzer Flach-strecke zur tiefliegenden Krafthaus-Kaverne hin. Das Un-terwasser gelangt unter geringem Druck oder im Freispie-gelabfluss zum Vorfluter oder zum Unterwasserbecken.Diese Lösung wird zunehmend und vorteilhaft für Pump-speicheranlagen eingesetzt [2].

Vorteile:– Der Hochdruck-Abschnitt des Triebwasserwegs ist kurz,

liegt tief und kann von der Gebirgsmitwirkung hinsicht-lich Tragwirkung und Abdichtung profitieren.

Nachteile:– Die Gebirgs- und Bergwasser-Eigenschaften müssen ver-

lässlich erkundet und vorhanden sein, weil sie sich sehrmaßgeblich auf das Rationalisierungspotenzial auswir-ken. Diese Eigenschaften setzen der Lösung auch ihreAnwendungsgrenzen.

– Die tiefe Lage der Krafthaus-Kaverne erfordert nebendem Unterwasserstollen in der Regel mehrere zusätz -liche entsprechend lange Verbindungen zur Oberflächewie Zugangsstollen oder -schacht mit Gängigkeit für dieKrafthaus-Ausrüstung (Absperrorgane, Turbinen, Gene-



2 Structural contribution of the rock mass – classic approachfrom Seeber

2.1 The Seeber diagram

Seeber [1] provides with his graphic-analytical design pro-cedure an effective tool, which clarifies and solves thecomplex interaction between rock mass and lining in asimple way. The procedure reduces the interaction prob-lem to a 2-component system represented by the workingcurves of the rock mass and the lining.

Fig. 2 shows the application of the Seeber diagram forthe case of a lining that is strong in tension (e.g. steel lin-ing). The following conventions apply:– the radial displacement (u) at the contact joint between

the tensile lining and the rock mass is identical: εrm =u/r = εsεrm … relative displacement of the rock mass due to in-

ternal pressureεs … relative displacement of the tensile lining (e.g.

steel lining) due to internal pressure u … radial displacement (u) at the contact joint be-

tween the tensile lining and the rock mass [mm]r … radius of the contact joint between lining and

rock mass [mm].– for preliminary support of backfilling concrete on the

rock side of the contact zone, the same model is as-sumed as for the rock mass (V*

rm deformation modulusof the rock mass in planar section).

– the internal water pressure (pi) is taken both, by the lin-ing (ps) and the rock mass (prm) proportionally equiva-lent to the relevant working curves of the two systemcomponents.

– as a first approximation, both system components be-have ideal elastically, but can also be entered with theirrelevant characteristics [1].

It is possible to read from the diagram in Figure 2 how theinternal pressure is divided between rock mass and liningand how large the corresponding reference deformation inthe contact joint is.

Figure 3 also demonstrates how, for example, ashrinkage or temperature gap or prestress grouting canhave an effect at the contact joint on the split of the inter-nal pressure. A hydration or temperature gap (e0) betweenrock mass and lining would initially divert the load solely

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

1.2.8 Sonderlösungen für reine Pumpspeicheranlagen

Durch den Stellenwert von Pumpspeicheranlagen amStrommarkt stehen neben der Nach- und Aufrüstung vonbestehenden Hochdruckanlagen auch reine Insellösungenim Fokus. In beiden Fällen sind kurze und möglichst kos-tengünstig herstellbare Kraftabstiege gefragt. Dies stelltzweifelsohne neue Herausforderungen dar, die jedoch mitden oben erörterten Komponenten der klassischen Lösun-gen durchwegs bewältigbar sind. Allerdings zeichnen sichauch hier keine Universallösungen ab, sondern stellen sichfür jedes Projekt neu alle Detailfragen einer sorgfältigenPlanung.

2 Gebirgsmitwirkung – klassischer Ansatz nach Seeber2.1 Das Seeber-Diagramm

Seeber [1] hat mit seinem graphisch-analytischen Bemes-sungsverfahren ein probates Werkzeug geschaffen, das diekomplexe Interaktion zwischen Gebirge und Auskleidungauf einfache Weise veranschaulicht und auflöst. Das Ver-fahren reduziert das Interaktionsproblem auf ein Zwei-komponentensystem, das durch die Arbeitslinie des Gebir-ges und der Auskleidung erfasst wird.

Bild 2 zeigt die Anwendung des Seeber-Diagrammsfür den Fall einer zugfesten Auskleidung (z. B. Stahl -panzerung). Dafür gelten folgende Konventionen:– Die Radialverschiebung (u) an der Kontaktfuge zwi-

schen zugfester Auskleidung und dem Gebirge ist iden-tisch: εrm = u/r = εsεrm … Relativverschiebung des Gebirges zufolge Innen-

drucksεs … Relativverschiebung der zugfesten Auskleidung

(z. B. Stahlpanzerung) zufolge Innendrucks u … Radialverschiebung (u) an der Kontaktfuge zwi-

schen zugfester Auskleidung und dem Gebirge[mm]

r … Radius der Kontaktfuge zwischen Auskleidungund Gebirge [mm].

– Für Vorauskleidung oder Hinterfüllbeton bergseitig derKontaktzone wird derselbe Modul angesetzt wie für dasGebirge (V*

rm Verformungsmodul des Gebirges im ebe-nen Schnitt).

– Der Innenwasserdruck (pi) wird durch die Auskleidung(ps) zusammen mit dem Gebirge (prm) aufgenommenund teilt sich äquivalent zur jeweiligen Arbeitslinie derbeiden Systemkomponenten auf.

– In erster Näherung verhalten sich beide Systemkompo-nenten ideal elastisch, können aber auch mit der ihnenjeweils eigenen Charakteristik eingetragen werden [1].

Aus dem Diagramm in Bild 2 lässt sich direkt ablesen, wiesich der Innendruck auf Gebirge und Auskleidung aufteiltund wie groß die zugehörige Referenzverformung in derKontaktfuge ist.

In Bild 3 wird demonstriert, wie sich z. B. einSchwind- oder Temperaturspalt oder eine Vorspanninjek-tion an der Kontaktfuge auf die Verteilung des Innen-drucks auswirken. Ein Abbinde- oder Temperaturspalt (ε0)

Fig. 2. Seeber diagram – tensile liningBild 2. Seeber-Diagramm – zugfeste Auskleidung



the tensile lining, until the gap closes due to the strain ofthe lining and the rock mass starts to contribute to loadbearing. The share of stress in the lining is corresponding-ly large under loading from internal pressure (1). If the gapis closed by contact grouting, the share of the rock mass inload bearing increases correspondingly, and the loadingon the lining is correspondingly reduced (2). If the contactgrouting achieves a prestressing effect (prestress grouting),then the tension stress in the lining is further reduced andthe share of the rock mass in load bearing is increased (3).If the prestressing effect is further increased, the lining ispassively prestressed (4).

It is therefore possible to use the Seeber diagram just as well for the design of tensile linings such as steellining (thick- or thin-walled) and for reinforced concretelining as well as for the design of prestressed concrete linings. The examples described here are intended to pre-sent the working method of this graphic-analytical proce-dure and assist the understanding of the lining systemsthat will now be described. More detailed consideration isnecessary for the final structural design, which Seeber de-scribes and guides through in detail [1].

2.2 The load bearing assistance of the rock mass and its limits

If it is intended to reduce the complexity of the liningthrough the load bearing assistance of the rock mass, thenload transfer must also be resisted by the rock mass. Thisapplies in the sense of the equilibrium condition for the ul-timate load, which the rock mass can support, and in thesense of the deformation capacity for the deformationmodulus of the rock mass. To be on the safe side, the ulti-mate load bearing contribution of the rock mass is thuslimited by Seeber [1] to the minimum principal stress.

It is, however, difficult to determine the minimumrock mass stress, particularly as it is not the same every-where in nature, even under uniform geometrical condi-tions, and because it cannot be assumed for all cases to be

zwischen Gebirge und Auskleidung würde dazu führen,dass die zugfeste Auskleidung zunächst alleine belastetwird, bis der Spalt durch die Dehnung der Auskleidungüberbrückt und das Gebirge zum Mittragen veranlasstwird. Der Spannungsanteil in der Auskleidung wird bei In-nendruck-Belastung entsprechend groß (1). Wird der Spaltmittels Kontaktinjektion geschlossen, erhöht sich der An-teil der Gebirgsmitwirkung entsprechend, und es wirdgleichzeitig die Beanspruchung der Auskleidung reduziert(2). Erzielt man mit der Kontaktinjektion eine Vorspan-nung (Vorspanninjektion), so wird die Zugspannung inder Auskleidung weiter reduziert und der Anteil der Ge-birgsmitwirkung angehoben (3). Bei weiterer Steigerungder Vorspannwirkung kommt man zur passiv vorgespann-ten Betonauskleidung (4).

Somit kann das Seeber-Diagramm gleichermaßen fürdie Bemessung zugfester Auskleidungen wie Panzerungen(dickwandig, dünnwandig) und bewehrte Betonausklei-dung wie auch für die Bemessung vorgespannter Betonaus-kleidungen herangezogen werden. Die hier gezeigten Bei-spiele sollen die Arbeitsweise dieses grafisch-analytischenVerfahrens vorstellen und das Verständnis für die in derFolge gezeigten Auskleidungssysteme unterstützen. Für diedefinitive Bemessung ist eine vertiefte Betrachtung erfor-derlich, auf die Seeber im Detail eingeht und hinführt [1].

2.2 Gebirgsmitwirkung und ihre Grenzen

Wenn angestrebt wird, den Auskleidungsaufwand mithilfeder Gebirgsmitwirkung zu reduzieren, so muss die Last-übertragung vom Gebirge auch verkraftet werden. Diesgilt im Sinne der Gleichgewichtsbedingung für die Grenz-last, die das Gebirge übernehmen kann, und im Sinne derVerformungsverträglichkeit für den Verformungsmoduldes Gebirges. Auf der sicheren Seite liegend wird daher beiSeeber [1] die Grenzmitwirkung des Gebirges mit der mi-nimalen Hauptspannung limitiert.

Es ist allerdings schwierig, die minimale Gebirgsspan-nung zu ermitteln, zumal sie selbst bei einheitlichen geo-

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



similarly dependent on the vertical overburden depthHvert that can be read off the longitudinal section.

Fig. 4 shows 3 different cases with approximated de-sign approaches as follows:– σmin = K · γ · Hvert for flat slopes with K as prin-

cipal stress ratio,– σmin = cos²α · γ · Hvert for slopes > 45° [4].– greatly reduced load bearing contribution of the rock

mass of fractured zones near the crest,– no load bearing contribution of the rock mass in the im-

mediate vicinity of very steep valley sides or with openjoints.

The examples show that the estimation of the minimumload bearing contribution of the rock mass represents achallenging task with the associated uncertainties and thatthese assumptions demand a certain caution in the struc-tural design.

2.3 Application aspects

As already stated, headraces with their length and highloading represent the most challenging components of hy-dropower stations. This suggests on the one hand thatthey should be constructed as economically as possiblewith the best possible load bearing contribution from therock mass. On the other hand, they pose a great potentialfor damage in case of a failure.

As has already been described, the interaction be-tween lining and rock mass with explicit consideration ofall influential factors represents a very complex system,which Seeber [1] with his system has reduced to a simpleand understandable 2-component system. The followingpoints should be noted:– decisions regarding simplification have generally been

made by Seeber so that the results tend to be on the safeside.

– At the same time, however, it has been assumed that thedetermination of the basics, the design itself, construc-tion and the monitoring and maintenance of the facili-ties in operation will all be undertaken with the neces-sary care, at the necessary expense and by suitably qual-ified persons.

– The assumed load bearing contribution of the rock massis not normally utilised to such an extent that the liningwould not be capable of resisting the internal pressurealone, with a reduced safety factor.

metrischen Bedingungen in der Natur nicht überall gleichist und weil sie nicht a priori für alle Fälle gleichermaßenvon der im Längsschnitt abzulesenden vertikalen Überla-gerungshöhe Hvert abhängt.

Bild 4 zeigt drei unterschiedliche Fälle mit nähe-rungsweisen Bemessungsansätzen wie folgt:– σmin = K · γ · Hvert für flache Hangneigungen mit

K als Hauptspannungsverhält-nis,

– σmin = cos²α · γ · Hvert für Hangneigungen > 45° [4],– stark reduzierte Gebirgsmitwirkung unterhalb von Zerr-

zonen in Kammnähe,– keine Gebirgsmitwirkung in der unmittelbaren Nähe

sehr steiler Talflanken oder bei offenen Klüften.

Die Beispiele zeigen, dass die Abschätzung der minimalenGebirgsmitwirkung eine anspruchsvolle Aufgabe mit ent-sprechenden Unsicherheiten darstellt und dass diese An-nahmen in der Bemessung eine entsprechende Umsichterfordern.

2.3 Anwendungstechnische Aspekte

Wie eingangs erwähnt, stellen die Kraftabstiege hinsicht-lich Länge und Beanspruchung den anspruchsvollstenTeil von Hochdruckanlagen dar. Dies legt einerseits nahe,dass man sie möglichst kostengünstig unter bestmöglicherAusnutzung der Gebirgsmitwirkung errichten möchte. An-dererseits bergen sie ein sehr großes Schadenspotenzialim Fall des Versagens.

Wie ebenfalls bereits beschrieben, stellt die Interakti-on zwischen Auskleidung und Gebirge bei expliziter Be-achtung aller Einflussfaktoren ein sehr komplexes Systemdar, welches Seeber mit seinem Verfahren auf ein einfachüberschaubares Zweikomponentensystem reduziert hat.Dabei gilt:– Die Entscheidungen für Vereinfachungen wurden von

Seeber in der Regel so getroffen, dass die Ergebnisse ten-denziell auf der sicheren Seite liegen.

– Gleichzeitig wurde aber auch vorausgesetzt, dass die Er-hebung der Grundlagen, die Planung selbst, die baulicheAusführung sowie die Beobachtung und Wartung derAnlagen im Betrieb mit der nötigen Sorgfalt, dem nöti-gen Aufwand und von fachkundigen Personen wahrge-nommen werden.

– Die angenommene Gebirgsmitwirkung wird in der Re-gel nicht so hoch ausgenützt, dass nicht die Auskleidung

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



– Materials with sufficiently ductile properties should beselected so that reserves are available before actual fail-ure when localised loading exceeds the design limits.

Another very important aspect of application is the signif-icance of grouting:– It has been shown in Fig. 3 how a gap between lining and

rock mass has an effect on the load bearing contributionof the rock mass that is activated. This makes completecontact grouting important, which applies particularly tojumps in the cross-section, where a different shrinkagegap has to be expected. In such locations, not only is theload bearing contribution of the rock mass reduced butalso a notch stress situation can occur in the lining.

– The timing of grouting is also important. Seeber reportsfrom the Kaunertalwerk, where the working curve of therock mass was determined before and after the perfor-mance of contact grouting [1]. The effects of preloadingby the trial filling and the subsequent grouting of gapsconsiderably increased the rock mass module that couldbe activated. A similar situation is reported by Bonapaceand Hofer [6] from the recently constructed pressureshaft of the Kaunertalwerk.

– The effect of systematic consolidation grouting of therock mass after excavation and before the performanceof gap grouting (contact grouting, prestress grouting) issimilar [6].

In order to work in accordance with the principles above,it is essential to include in the design work an investigationof the probable range of thealues of the key parameters inthe form of a parameter study [5].

3 Lining systems and constraints3.1 Unlined headraces

As soon as a pressure shaft requires lining, this results inrequirements that are intrinsic to the system such as pre-stressing pressure, buckling safety, overbridging of gaps,corrosion protection etc., which can all be omitted if thereis no lining. This demands that the rock mass is sufficient-ly low permeable, the overburden is deep enough and thestructure of the rock mass is sufficiently stable that nodamaging effects can be expected in the long term fromthe expected internal pressure and pressure fluctuations.Such conditions have been successfully exploited in Scan-dinavian granite. In general, however, the coincidence ofall the rock mass properties mentioned above is very rareand in any case probably only localised. This applies inthe experience of the author in the European Alps, and al-so in the Indian Himalaya, the igneous rocks of Africanvulcanite and the mountain ranges of the South AmericanCordilleras with their tectonic history.

3.2 in-situ concrete without reinforcement

An unreinforced in-situ concrete lining is classically pre-stressed by grouting to prevent cracking under dynamicinternal pressure. This makes necessary a load bearingcontribution of the rock mass, which exceeds the designinternal pressure and the required prestressing pressureincluding the margin that has to be provided against loss-

in der Lage wäre, bei reduzierter Sicherheit den Innen-druck zu übernehmen.

– Die Werkstoffwahl ist so zu treffen, dass die Werkstoffesoweit duktile Eigenschaften aufweisen, dass bei örtli-cher Beanspruchung über die Bemessungsgrenzen hi-naus noch Reserven gegenüber dem Versagen verbleiben.

Ein weiterer sehr wesentlicher anwendungstechnischer As-pekt liegt im Stellenwert der Injektion:– In Bild 3 wurde gezeigt, wie sich ein Spalt zwischen Aus-

kleidung und Gebirge auf die aktivierbare Gebirgsmit-wirkung auswirkt. Aus diesem Grund ist auf eine voll -flächige Kontaktinjektion unbedingt zu achten. Dies giltinsbesondere auch bei Querschnittssprüngen, wo mit einem unterschiedlichen Schwindspalt zu rechnen ist.Dort kann sich neben der reduzierten Gebirgsmitwir-kung zusätzlich eine Kerbspannungssituation für dieAuskleidung ergeben.

– Auch der Zeitpunkt der Injektion ist wesentlich. Seeberberichtet vom Kaunertalwerk, wo vor und nach erfolgterSpaltinjektion die Arbeitslinie des Gebirges ermitteltwurde [1]. Der Einfluss der Vorbelastung durch die Füll-probe und die nachfolgende Spaltinjektion haben dortden aktivierbaren Gebirgsmodul deutlich angehoben.Ähnliches berichten Bonapace und Hofer vom soebenneu errichteten Druckschacht des Kaunertalwerks [6].

– In dieselbe Kerbe schlägt die Wirkungsweise einer syste-matischen Konsolidierungsinjektion des Gebirges nachdem Ausbruch und vor Aufbringen der Spaltinjektion(Kontaktinjektion, Vorspanninjektion) [6].

Um den obigen Grundsätzen zu entsprechen, ist es im Zuge der Planung unerlässlich, die wahrscheinliche Band-breite der Werte der Schlüsselparameter im Zuge von Para -meterstudien zu untersuchen [5].

3 Auskleidungssysteme und Randbedingungen3.1 Unausgekleidete Kraftabstiege

Sobald ein Druckschacht eine Auskleidung erfordert, er-geben sich im Zusammenhang damit systemimmanenteAnforderungen wie Vorspanndruck, Beulsicherheit, Spalt-überbrückung, Korrosionsschutz etc., die sich erübrigen,wenn die Auskleidung entfallen kann. Dies ist der Fall,wenn das Gebirge ausreichend dicht, die Überlagerungs-höhe hoch genug und der Gebirgsverband so stabil ist,dass sich bei den zu erwartenden Innendrücken undDruckschwankungen auch auf Dauer keine schädlichenAuswirkungen zeigen. Solche Bedingungen konnten imskandinavischen Granit erfolgreich genutzt werden. ImAllgemeinen ist das Zusammentreffen der oben genanntenGebirgseigenschaften jedoch sehr selten und wenn, dannsehr lokal begrenzt. Dies trifft nach den Erfahrungen desAutors auf den europäischen Alpenraum genauso zu wieauf den indischen Himalaya, die afrikanischen Vulkaniteoder die Gebirgsserien der südamerikanischen Kordillerenmit ihrer tektonischen Geschichte.

3.2 Ortbeton ohne Bewehrung

Eine unbewehrte Ortbeton-Schale wird klassisch mittelsInjektion auf Rissfreiheit bei dynamischem Innendruck



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

3.3 In-situ concrete with synthetic waterproofing membrane

When an in-situ concrete lining is provided with a water-proofing membrane, the membrane is taking over thefunction of waterproofing and the surrounding rock massis taking the full design internal pressure. This makes nec-essary a load bearing contribution of the rock mass thatexceeds the design internal pressure. In order to minimiseany cracking and provide the required overbridging ofcrack widths, previous consolidation grouting and grout-ing to prestress the concrete lining should be carried out.

3.4 Thin-walled steel lining

With “thin-walled steel lining”, the steel lining providesthe waterproofing function and also resists a part of theinternal pressure. The rock mass resists the remainder ofthe internal pressure. It is sensible for the safety of theplant that the thin-walled lining should be in a position toresist the full internal pressure, but only with a reducedfactor of safety [6]. The scope of application is restricted tosections of the headrace where the external pressure wasdecisive for buckling safety. The advantages of previousconsolidation grouting of the rock mass and grouting ofthe gap also apply in this case

One alternative to an in-situ concrete inner ring canbe represented by non-return valves, which close under in-ternal pressure and relieve increased external water pres-sure. Such valves require maintenance, with which the ex-perience has been good on some projects and less good onothers. The alternative, to anchor the steel lining into theconcrete lining, is now seldom used and mostly limited toflat or only slightly curved transition sections.

3.5 Conventional steel lining

Conventional steel lining resists the design internal pres-sure together with the rock mass and resists the externalwater pressure alone, although supported by anchoring in-to the backfill concrete. In the structural design of a con-ventional steel lining, the rock mass is generally exploitedup to the minimum principal stress under the assumptionof a conservatively selected deformation modulus. In ad-dition, it is ensured that the steel lining, with a reducedfactor of safety, can independently resist the entire inter-nal pressure. Previous consolidation grouting is also sensi-ble when a conventional steel lining is specified. In orderto activate the stiffest possible rock mass, the steel liningshould also be preloaded by the internal pressure, beforethe necessary gap grouting is performed [1], [6].

3.6 Reinforced in-situ concrete

A reinforced in-situ concrete lining is capable of resistingpart of the internal pressure as long as it is effectively wa-tertight and has considerably less permeability than the

vorgespannt. Dazu ist eine Gebirgsmitwirkung erforder-lich, die über dem Bemessungs-Innendruck und dem er-forderlichen Vorspanndruck einschließlich der vorzuhal-tenden Vorspannverluste aus Abkühlung und Kriechenliegt (vgl. Bilder 3 und 4). Bei gesichertem Bergwasserspie-gel über dem Innendruck genügt im Allgemeinen eineKonsolidierungsinjektion etwas über dem Bemessungs-In-nendruck.

3.3 Ortbeton mit Kunststoffdichtungsbahn

Bei Ortbeton mit Kunststoffdichtungsbahn übernimmt dieDichtungsbahn die Funktion der Abdichtung und das um-gebende Gebirge den vollen Bemessungs-Innendruck. Da-zu ist eine Gebirgsmitwirkung erforderlich, die über demBemessungs-Innendruck liegt. Um mögliche Rissweitenund die erforderliche Rissweitenüberbrückung zu mini-mieren, sind eine vorgängige Konsolidierungsinjektionund eine Vorspanninjektion der Betonauskleidung zweck-mäßig.

3.4 Dünnwandige Panzerung

Bei der dünnwandigen Panzerung übernimmt die Panze-rung die Dichtfunktion sowie einen Teil des Innendrucks.Das Gebirge übernimmt den restlichen Teil des Innen-drucks. Ein Ortbeton-Innenring übernimmt den Bergwas-serdruck. Es ist im Sinne der Anlagensicherheit von Vor-teil, wenn die dünnwandige Panzerung, allenfalls bei abge-minderter Sicherheit, in der Lage ist, den vollen Innen-druck zu übernehmen [6]. Der Einsatzbereich beschränktsich dann auf jenen Abschnitt des Kraftabstiegs, in demder Außendruck hinsichtlich Beulsicherheit maßgeblichwürde. Auch für die dünnwandige Panzerung gelten dieVorzüge einer vorgängigen Konsolidierungsinjektion desGebirges und einer Spaltinjektion.

Eine Alternative zum Ortbeton-Innenring könnenRückschlagventile darstellen, die unter Innendruck schlie-ßen und bei erhöhtem Außenwasserdruck entlasten. Sol-che Ventile stellen Wartungselemente dar, mit denen pro-jektspezifisch gute bis weniger gute Erfahrungen gemachtwurden. Die Alternative, die Panzerung im Außenring -beton zu verankern, findet sich hingegen neuerdings eherselten und beschränkt sich meist auf ebene oder lediglichschwach gekrümmte Übergangsquerschnitte.

3.5 Konventionelle Stahlpanzerung

Die konventionelle Stahlpanzerung übernimmt zusam-men mit dem Gebirge den Bemessungs-Innendruck undeigenständig, allenfalls durch Verankerung im Hinterfüll-beton unterstützt, den Außenwasserdruck. Bei der Bemes-sung konventioneller Stahlpanzerungen nützt man im All-gemeinen das Gebirge unter Annahme eines vorsichtig ge-wählten Verformungsmoduls bis zur minimalen Haupt-spannung aus. Darüber hinaus stellt man im Allgemeinensicher, dass die Stahlpanzerung bei abgeminderter Sicher-heit auch alleine in der Lage ist, den Innendruck zur Gän-ze aufzunehmen. Auch beim Einsatz einer konventionel-len Panzerung ist eine vorgängige Konsolidierungsinjekti-on anzustreben. Zur Aktivierung eines möglichst steifenGebirges ist es möglich, die Panzerung durch Innendruck



surrounding rock mass. Effective water tightness can beassumed up to a crack width of about 0.15–0.2 mm, at themost 0.3 mm, particularly since it is often safe to assumethat cracks close themselves. The reinforcement thus hasthe primary role of crack distribution and waterproofing.The rock mass with its stiffness resists most of the internalpressure and limits crack widths. If the rock mass does nothave the necessary stiffness, then the function of crackwidth limitation has to be undertaken by the reinforcedin-situ concrete. This would lead to very high costs, whichin an extreme case could exceed the costs of a conven-tional steel lining. An in-situ reinforced concrete liningthus in effect assumes the availability of a load bearingcontribution of the rock mass, which exceeds the designinternal pressure, and a rock mass stiffness, which enablesthe required limitation of crack widths at reasonable ex-pense. The local conditions should thus be very carefullybalanced against the cost of reinforcement. As in all othercases, consolidation grouting of the rock mass and gapgrouting are generally advantageous and in this case canalso be carried out more advantageously in one step by in-jecting through drilled holes.

Schleiss points out the particular advantages of usinga reinforced in-situ lining for the headrace of pumped stor-age schemes [2].

3.7 GRP solutions

The technological development of glass fibre reinforcedplastic (GRP) pipes increasingly also enables the use ofthis comparatively lightweight and cheap material, bothfor thin-walled and thick-walled inner linings. It shouldhowever be noted that GRP is a fundamentally hygroscop-ic material, which can have a disadvantageous ageing be-haviour depending on the resin saturation. A high-qualitymanufacturing process is therefore important. Concerningthe buckling safety of the pipes, an analogy with steel lin-ing is sometimes used. However, testing to ensure the con-clusions of such an analogy would seem appropriate.

4 Construction practicalities4.1 Application of various construction methods

Figure 5 and Table 1 show a selection of pressure shaftsthat were driven or at least started by mechanised meth-ods (TBM or raise boring).

For most of the inclined shafts, open gripper TBMswere used. DS-TBMs were successfully used with segmentlinings for the 2 shafts in Parbati and the recently drivenpressure shaft at Kaunertal. For the headrace at ReisseckII, an attempt was made to bore the inclined shaft by in-clined raise boring. This however had to be changed tosinking from the top after various difficulties. The selec-tion also shows a range of vertical shafts, which were suc-cessfully bored by the raise boring technology. In one ex-ample, the vertical shaft at Palomino, the raise boringprocess had to be abandoned due to collapses that couldnot be overcome and a shaft sunk from the top instead.

The inclinations of the inclined shafts are concentrat-ed in the range 30°–45°. This is essentially determined bythe acceptability of the working conditions and the muck-ing process (Fig. 6).

vorzubelasten, bevor die erforderliche Spaltinjektion aus-geführt wird [1], [6].

3.6 Ortbeton bewehrt

Eine bewehrte Ortbetonschale ist in der Lage, einen Teildes Innendrucks aufzunehmen, solange sie weitestgehenddicht ist und eine deutlich geringere Durchlässigkeit auf-weist als das umgebende Gebirge. Die weitestgehendeDichtheit kann bis etwa 0,15 bis 0,2 mm, allenfalls 0,3 mmRissweite angenommen werden, insbesondere weil viel-fach von einer Selbstheilung der Risse ausgegangen wer-den kann. Somit hat die Bewehrung in erster Linie dieFunktion einer Risseverteilung und Abdichtung. Das Ge-birge übernimmt mit seiner Steifigkeit den Großteil des In-nendrucks und der Rissweitenbegrenzung. Weist das Ge-birge nicht die erforderliche Steifigkeit auf, müsste dieFunktion der Rissweitenbegrenzung durch den bewehrtenOrtbeton übernommen werden. Das würde zu sehr hohenKosten führen, die im Extremfall die Kosten einer konven-tionellen Panzerung übersteigen würden. Somit setzt einebewehrte Ortbetonschale de facto eine verfügbare Ge-birgsmitwirkung voraus, die über dem Bemessungs-Innen-druck liegt und eine Gebirgssteifigkeit, die zusammen miteinem vertretbaren Aufwand an Bewehrung die geforderteRissweitenbegrenzung ermöglicht. Die Randbedingungensind demnach sehr sorgfältig gegenüber dem Bewehrungs-aufwand abzuwägen. Wie in allen anderen Fällen sind ei-ne Konsolidierungsinjektion des Gebirges und eine Spalt -



injektion generell von Vorteil und können hier vorteilhaftauch in einem Arbeitsgang als Bohrlochinjektion erfolgen.

Schleiss weist besonders auf den vorteilhaften Einsatzbewehrter Ortbetonschalen bei Kraftabstiegen von Pump-speicheranlagen hin [2].

3.7 GFK-Lösungen

Die technologische Entwicklung bei glasfaserverstärktenKunststoffrohren (GFK) gestattet zunehmend auch denEinsatz dieses vergleichsweise leichten und kostengünsti-gen Werkstoffs sowohl im Bereich dünnwandiger als auchdickwandiger Panzerungen. Es ist allerdings zu beachten,dass GFK grundsätzlich ein hygroskopischer Werkstoff ist,der je nach Harzsättigung ein nachteiliges Alterungsver-halten aufweisen kann. Daher ist auf ein hochwertigesHerstellungsverfahren zu achten. Was die Beulsteifigkeitder Rohre betrifft, wird mitunter auf eine Analogie zuStahlpanzerungen zurückgegriffen. Hier scheint allerdingseine Absicherung der Analogieschlüsse durch Versucheangebracht.

4 Baupraktische Umsetzung4.1 Baupraktische Anwendungsbereiche

Bild 5 und Tabelle 1 zeigen eine Auswahl von Druck-schächten, die mit mechanischen Verfahren (TBM oderRaise-Boring) aufgefahren oder zumindest begonnen wur-den.

Bei der überwiegenden Anzahl der Schrägschächtekamen bisher offene Gripper-TBM zum Einsatz. Bei denzwei Schrägschächten in Parbati und dem zuletzt aufge-fahrenen Druckschacht Kaunertal wurden DS-TBM mitTübbingausbau erfolgreich eingesetzt. Beim Kraftabstieg

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

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

Project Inclination [°] Length [m]

Uttendorf 90° 587

Palomino 90° 354

Limberg II 45° 750

Kopswerk II 39° 1135

Gerlos 36° 1000

Parpati I + II 30° 1542

Feldsee II 90° 450

Vianden 90° 291

Zillergründl 42° 887

Vermuntwerk 38° 1150

KW Innertkirchen 32° 1000

KW Mutt; Zermatt 31° 442

Nant de Drance 90° 424

Kaprun 45° 1450

Reisseck II 42° 817

Bannalp 37° 1069

Kaunertal 31° 1450

KW Kaiserstuhl 18° 740



Above a limit inclination of about 30°, flushing of themuck is possible at reasonable expense. It should be notedthat this first requires the provision of the water, then sep-aration of the muck and lastly cleaning of the flushing wa-ter. One attempt to divert the the muck through the invertchannel of the invert segment at such inclinations led toerosion and exposure of the reinforcement. Steel chan-nels, on the other hand, have been used successfulIy.

With increasing inclination, approximately between35° and 40°, the use of water flushing becomes unneces-sary, but the free dynamic energy of the muck increases.This has the effect of erosion and scouring at the bottomof the shaft and can demand additional erosion protectionin some cases, such as the inclined shaft for Kops II. At thesame time, the jump heights of the rock lumps also in-crease with increasing inclination, which requires effectivecovering of the mucking section to enable the supply toand access in the remaining cross-section of the shaft as itis driven. At a shaft inclination of between 40° and 45°,covering and a generously sized mucking cross-section arealways required, and damaging of any excavation supportalso has to be considered. Shaft inclinations of less than30° normally require a special solution such as muckingskips or a tunnel conveyor.

4.2 Risk scenarios of various construction methods

In the table below (Table 2), the practicality of the appli-cation of various mechanised processes is assessed de-pending on the forecast rock mass behaviour according tothe Austrian ÖGG guideline for geotechnical design [8]and the feasibility is roughly evaluated with a traffic lightsystem:– Green: The process can be expected to be successful.– Orange: The process can be expected to lead to consid-

erable difficulties.– Red: The process can be expected to be at the limits of

its feasibility.

The estimation given above is based on the current state ofthe technology and a background of subjective experi-

Reisseck II wurde der Versuch unternommen, den Schräg-schacht mittels geneigtem Raise-Boring aufzufahren. Esmusste nach diversen Schwierigkeiten jedoch auf ein Ab-teufen von oben umgestellt werden. Die Auswahl zeigtauch eine Reihe von Lotschächten, die mittels Raise-Boring-Verfahren erfolgreich aufgefahren wurden. Bei ei-nem Beispiel, dem Lotschacht Palomino, musste das Rai-se-Boring-Verfahren im obersten Abschnitt aufgrund nichtbeherrschbarer Nachbrüche aufgegeben und ein Ersatz-schacht von oben abgeteuft werden.

Die Neigungswinkel der Schrägschächte konzentrie-ren sich auf den Bereich zwischen 30° und 45°. Dies wirdmaßgeblich durch die zumutbaren Arbeitsbedingungenund das Schutterverfahren bestimmt (Bild 6).

Ab einer Grenzneigung von ca. 30° ist mit vertretba-rem Aufwand eine Nassspülung des Schutterguts möglich.Dabei ist zu beachten, dass zunächst das Spülwasser be-reitgestellt, anschließend das Schuttergut separiert und zu-letzt das Spülwasser gereinigt werden muss. Beim Ver-such, bei solchen Neigungen über den Sohlgraben desSohltübbings zu schuttern, kam es zu Erosionen und zumFreilegen der Bewehrung. Hingegen haben sich Stahlrin-nen gut bewährt.

Mit zunehmender Neigung, etwa zwischen 35° und40°, erübrigt sich zunehmend der Einsatz von Spülwasser,allerdings nimmt die freie dynamische Energie des Schut -terguts zu. Dies wirkt sich in Form von Erosion und Kolk-bildung im Bereich der Schachtsohle aus und erfordertfallweise wie beim Schrägschacht Kops II einen zusätz -lichen Erosionsschutz. Gleichzeitig steigen mit der Steil-heit die Sprunghöhen der Gesteinsbrocken und erforderneine wirkungsvolle Abdeckung nach oben, um währenddes Vortriebs auch die Versorgung und Schachtbefahrungim verbleibenden Querschnitt zu ermöglichen. Bei einerSchachtneigung zwischen 40 und 45° sind jedenfalls einewirkungsvolle Abdeckung und ein großzügig bemessenerSchutterquerschnitt notwendig, wobei auf eine etwa vor-handene Hohlraumsicherung besonders Rücksicht zunehmen ist. Schachtneigungen unter 30° erfordern in derRegel eine Sonderlösung, z. B. Schuttermulden oder einStreckenförderband.

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



ence. Despite this, it is recommended to question the useof any construction method against the potential scenar-ios that have already been described.

5 Summary and acknowledgement

Headraces of high head hydropower plants pose greatchallenges for design and construction. This applies to thedetermination of the constraints imposed by the sur-rounding rock mass, the selection of a system, the struc-tural and rock mechanical design, the selection of a suit-able construction process and lastly also construction andcommissioning. Although these questions have a long tra-dition and although suitable design procedures, materialsand construction processes are available, there are no sim-ple recipes for standard solutions. In addition, the task isnormally very complex and the economic pressure is greatdue to the consequences of detail decisions. Every projectthus demands a fundamental understanding and the inves-tigation of the specific situation. In this sense, the articleshould also be understood as an appreciation of the work

4.2 Risikoszenarien der Baumethoden

In der Tabelle 2 wurde die Anwendbarkeit der gebräuch -lichen mechanischen Vortriebsverfahren einem prognosti-zierten Gebirgsverhalten gemäß ÖGG-Richtlinie für geo-technische Planung [8] zugeordnet, um die Eignung imSinne eines Ampelsystems grob zu bewerten:– Grün: Das Verfahren ist voraussichtlich mit gutem Er-

folg einzusetzen.– Orange: Das Verfahren ist voraussichtlich mit erheb -

lichen Schwierigkeiten einsetzbar.– Rot: Das Verfahren stößt voraussichtlich an die Gren-

zen seiner Anwendbarkeit.

Die obige Einschätzung beruht auf dem aktuellen Standder Technik und einem subjektiven Erfahrungshinter-grund. Jedenfalls erscheint es angeraten, den jeweiligenMethodeneinsatz auf die aufgeführten potenziellen Sze-narien hin zu hinterfragen.

Table 2. Qualitative assessment of mechanised excavation methods with regard to the rock mass behaviourTabelle 2. Qualitative Bewertung mechanischer Schachtvortriebsverfahren in Abhängigkeit des Gebirgsverhaltens

Proposed rock mass behavior

Inclined sha�s TBM o (30-45°)

Inclined sha�s TBM DS (30-40°)

Inclined sha�s RB (> 45°) Ver�cal RB (90°)

Stable rock mass, poten�al of small

local gravity induced sliding of blocks

well suitable, li�le support required, fall-

back protec�on efficient

well suitable, no segmental lining

required

pilot drill hole and enlargement without

problems


problems

Stable with the poten�al of

discon�nuity controlled block fall

well suitable, support measures with

increased efforts

well suitable, increasing benefit of segmental

lining

pilot drill hole without problems,

enlargement with probable problems


problems

Shallow shear failure

well suitable, support measures with

increased efforts; fall-back protec�on with increasing problems

well suitable, increasing benefit of segmental

lining

pilot drill hole and enlargement with

probable problems

pilot drill hole and enlargement with

probable problems

Deep seated shear failure

difficult support measures with highly increased efforts; fall-back protec�on with

big problems

difficult excava�on, with probably addi�onal and

special measures, danger for trapping of shield;

advantages of segmental lining

pilot drill hole difficult or not feasible; too big

risk for enlargement without support

pilot drill hole difficult or not feasible; big risk for

enlargement without support

Rock burst and Buckling failure

huge support requiredwell suitable, increasing

benefit of segmental lining

no nega�ve impact no nega�ve impact

Shear failure under low confining

pressure

requires for extensive support in advance

requires for extensive support in advance

too big risk for enlargement without

support

can become a no go criterion regarding sha�

walls

Ravelling ground and Flowing ground

difficult support measures with highly increased efforts; fall-back protec�on with

big problems

difficult excava�on, with probably addi�onal and

special measures; advantages of segmental

lining

pilot drill hole difficult or not feasible; too big

risk for enlargement without support

pilot drill hole difficult or not feasible; big risk for

enlargement without support

Swellingvery li�le nega�ve

impactvery li�le nega�ve

impact

can lead to a relevant increase of the fric�on

upon the drilling rod

can lead to a relevant increase of the fric�on

upon the drilling rod



of Professor Gerhard Seeber. He understood in an impres-sive way how to methodically deal with the challenging in-terface between the natural conditions and the technicalpossibilities. His approach reduces the complex relation-ships to a simply understood system, which is sufficientlyprecise and extensive to be able to design and construct aheadrace with reasonable safety.

6 References

[1] Seeber, G.: Druckstollen und Druckschächte. Bemessung –Konstruktion – Ausführung. Stuttgart: Ferdinand Enke imGeorg Thieme Verlag, 1999.

[2] Schleiss, A.: Compe titive pumped-storage projects with ver-tical pressure shafts without steel linings/KonkurrenzfähigePumpspeicherwerksprojekte dank ungepanzerter, vertikalerDruckschächte. Geomechanics and Tunnelling 6 (2013), No.5, pp. 456–463.

[3] Innerhofer, G., Vigl, A., Gerstner, R.: Druckstollenbau undGebirgsmitwirkung. Felsbau 25 (2007), Nr. 5, pp. 19–31.

[4] Innerhofer, G.: Action of Force on Rock Mass by Crack Water Pressure. Geomechanics and Tunnelling 1 (2008),No. 6, pp. 259–266.

[5] Vigl, A.: Conventional Design of HPP Pressure Shafts ac-cording to G. Seeber, considering the surrounding rock mass.Proceedings of the 3rd International Conference “HighStrength Steel for Hydropower Plants”, pp. 39–47, Graz: Ver-lag TU Graz, 2013.

[6] Bonapace, P., Hofer, B.: Headrace tunnels at Tiwag – expe-rience, examples, existing tunnels and projects under consid-eration/Erfahrungen, Beispiele und Neubauüberlegungen zuTriebwasserwegen der Tiwag. Geomechanics and Tunnelling8 (2015), No. 1, pp. 35–49.

[7] Stakne, P.: Basic considerations and practical experiencewith the boring of deep shafts by the raise boring process/Grundsatzüberlegungen und baupraktische Erfahrungenbeim Auffahren tiefer Schächte im Raise-Boring-Verfahren.Geomechanics and Tunnelling 8 (2015), No. 1, pp. 50–59.

[8] ÖGG-Richtlinie für die Geotechnische Planung von Unter-tagebauten mit zyklischem Vortrieb. Salzburg: Österrei-chische Gesellschaft für Geomechanik (Hg.), 2008 (2. überar-beitete Auflage).

5 Resümee und Dank

Kraftabstiege von Hochdruckanlagen stellen sehr hoheAnsprüche an Planung und Ausführung. Dies trifft glei-chermaßen für die Bestimmung der Randbedingungen ausdem umgebenden Gebirge, die Systemauswahl, die kon-struktive und gebirgsmechanische Bemessung, die Aus-wahl der geeigneten Bauverfahren wie zuletzt auch auf dieBauausführung und Inbetriebsetzung zu. Obwohl die Fra-gestellungen eine lange Tradition haben und obwohl pro-bate Bemessungsverfahren sowie Werkstoffe und Bau -verfahren zur Verfügung stehen, zeichnen sich keine ein -fachen Rezepte für Standardlösungen ab. Dazu ist die Aufgabenstellung in der Regel zu komplex und der wirt-schaftliche Druck aufgrund der Tragweite der Detailent-scheidungen zu groß. So erfordert jedes einzelne Projektein grundlegendes Verständnis und ein Eingehen auf dieindividuelle Situation. In diesem Sinn ist dieser Beitragauch als eine Würdigung von Professor Gerhard Seeber zuverstehen. Er hat es in bewundernswerter Weise verstan-den, die anspruchsvolle Schnittstelle zwischen den natür-lichen Gegebenheiten und den technischen Möglichkei-ten methodisch aufzulösen. Sein Ansatz reduziert diekomplexen Zusammenhänge auf ein einfach verständ -liches System, das genau und weitreichend genug ist, umdamit angemessen sicher planen und bauen zu können.

Dr. Alois Viglviglconsult ZTBatloggstrasse 52a6780 [email protected]


Topics

DOI: 10.1002/geot.201400067

The example of many hydropower plants shows that the pressureshafts of high pressure power stations lie in very varied geologi-cal conditions, which has a great influence on the layout of thepressure shaft and the structural design of the lining. Despite thisvariability, it is possible to formulate a few basic geological crite-ria whose application, however, cannot replace the detailed con-sideration of the specific geological conditions that is essentialfor every pressure shaft.

1 Introduction

In recent years and decades, the Vorarlberger Illwerke AGhas built several pressure shafts, either for new powerplants or as part of the renewal of existing plants. This ar-ticle describes the pressure shafts of the Kopswerk II, theVermuntwerk and the Langenegg power plants, which aresituated in very different geological conditions. This leadsto the discussion of basic geological criteria for the designof such facilities, even though every pressure shaft still hasto be considered as unique according to the specific localconditions.

2 Examples2.1 Pressure shaft Kopswerk II

The pressure shaft Kopswerk II, which was constructedbetween 2005 and 2007 as a steel-lined inclined shaft witha length of 1,200 m, was driven by an open TBM with a di-ameter of 4.6 m. The pressure shaft passes through thecrystalline rocks of the Silvretta, which mainly consist ofamphibolites, hornblende gneiss, quartzitic gneiss, biotitegneiss and mica schist [3]. At the location of the pressureshaft, the strata dip into the mountain slope and thus facethe pressure shaft approximately at a right angle (Fig. 1).

This results in marked alternations between compe-tent amphibolites and gneisses and the deformable micaschists. The latter served as movement planes during theAlpine orogenesis, which explains why they are heavilyfractured. The resulting high deformability of the micaschist was appropriately considered in the structural de-sign of the steel lining. The rock mass was also grouted inthe affected stretches of the shaft to homogenise the de-formation properties of the rock mass as far as possible.

The groundwater conditions are characterised by pro-nounced groundwater storeys caused by the low perme-ability of the mica schist layers. These conditions lead to

Die Beispiele mehrerer Wasserkraftwerke zeigen, dass dieDruckschächte von Hochdruckanlagen in sehr unterschiedlichengeologischen Verhältnissen liegen, die den Entwurf des Druck-schachts und die Bemessung der Auskleidung stark beeinflus-sen. Bei aller Variabilität können aber einige grundsätzliche geo-logische Kriterien formuliert werden, deren Anwendung jedochnicht die eingehende Befassung mit den spezifischen geologi-schen Verhältnissen ersetzt, die für jeden Druckschacht unab-dingbar ist.

1 Einleitung

In den letzten Jahren und Jahrzehnten hat die Vorarlber-ger Illwerke AG mehrere Druckschächte gebaut, entwederfür ein neues Wasserkraftwerk oder als Erneuerung einesalten Kraftwerks. Im vorliegenden Beitrag werden dieDruckschächte für das Kopswerk II, das Vermuntwerkund das Kraftwerk Langenegg dargestellt, die in sehr unterschiedlichen geologischen Verhältnisse liegen. Da-ran knüpft sich die Beleuchtung grundsätzlicher geologi-scher Kriterien für den Entwurf solcher Anlagen, auchwenn jeder Druckschacht entsprechend den spezifischenVerhältnissen als Einzelstück zu betrachten ist.

2 Fallbeispiele2.1 Druckschacht Kopswerk II

Der Druckschacht des Kopswerks II, der in den Jahren2005 bis 2007 als gepanzerter Schrägschacht mit einerLänge von 1.200 m errichtet worden ist, wurde mit einer of-fenen TBM mit 4,6 m Durchmesser aufgefahren. DerDruckschacht liegt in den kristallinen Gesteinen der Sil-vretta, die hauptsächlich aus Amphiboliten, Hornblende -gneisen, quarzitischen Gneisen und Biotitgneisen sowieaus Glimmerschiefern bestehen [3]. Im Bereich des Druck-schachts fallen die Schichten bergwärts ein, sodass sie et-wa quer zur Achse des Druckschachts stehen (Bild 1).

Dadurch kommt es entlang des Druckschachts zumarkanten Wechseln von kompetenten Amphiboliten undGneisen mit den verformbareren Glimmerschiefern. Letz-tere dienten bei der alpidischen Orogenese als Bewe-gungsbahnen, wodurch sie zum Teil in stark gestörterForm vorliegen. Die damit verbundene starke Verformbar-keit der Glimmerschiefer wurde bei der Bemessung derPanzerung entsprechend berücksichtigt. Zusätzlich wurdein den betreffenden Schachtabschnitten eine Gebirgs -

Geological experience with the design of pressure shafts

Geologische Erfahrungen mit dem Entwurf von Druckschächten

Reinhold Gerstner


R. Gerstner · Geological experience with the design of pressure shafts

an discontinuous curve of the groundwater table, repre-sented by a high design water level. The depth of the pres-sure shaft was selected so that not the external pressurebut the internal pressure is decisive for the thickness ofthe steel lining. The groundwater table was monitoredthrough the entire construction period with two piezome-ters, which showed both the influence of constructionworks on the groundwater and also its recovery after theinstallation of the steel lining and the performance ofgrouting.

2.2 Pressure shaft Vermunt

The pressure shaft Vermunt, which was constructed be-tween 1994 and 1995, also lies in the Silvretta crystalline,but due to the bedding conditions shows almost oppositeconditions to those of the pressure shaft Kopswerk II. Thefoliation of the granite gneiss dips with the mountainsideand thus runs parallel or sub-parallel to the axis of thesteel-lined inclined shaft (Fig. 2). The closed structure ofthe rock mass and the folding of the foliation planes hadthe effect that loosening of the crown and invert only oc-curred in short sections in the 1,150 m long shaft while itwas driven by an open TBM with a diameter of 3.4 m. Mostof the shaft was completely free of noticeable loosening [2].

The groundwater table around the pressure shaft isjust below the surface, as was shown by the piezometers,which also showed the lowering of the groundwater table

injektion ausgeführt, um die Verformungseigenschaftendes Gebirges so weit wie möglich zu homogenisieren.

Die Bergwasserverhältnisse zeichnen sich durch ei-nen ausgeprägten Stockwerksbau aus, der durch die gerin-ge Durchlässigkeit der Glimmerschieferschichten hervor-gerufen wird. Diese Verhältnisse bewirken einen unsteti-gen Verlauf des Bergwasserspiegels, der durch einen hoch-liegenden Bemessungswasserspiegel repräsentiert wird.Die Tiefenlage des Druckschachts wurde so gewählt, dassnicht der Außendruck, sondern der Innendruck für dieStärke der Stahlpanzerung maßgebend war. Der Bergwas-serspiegel wurde über die gesamte Bauzeit mit zwei Piezo-metern überwacht, wodurch sowohl die Beeinflussung desBergwassers durch den Vortrieb als auch der Wiederan-stieg nach der Installation der Panzerung und der Ausfüh-rung der Injektionen nachvollziehbar war.

2.2 Druckschacht Vermunt

Der Druckschacht Vermunt, der in den Jahren 1994 und1995 gebaut worden ist, liegt ebenfalls im Silvrettakristal-lin, weist aber bei den Lagerungsverhältnissen gegenüberdem Druckschacht des Kopswerks II geradezu konträreVerhältnisse auf. Die Schieferungsflächen des dort anste-henden Granitgneises fallen mit dem Hang ein und ver-laufen damit parallel bis subparallel zur Achse des gepan-zerten Schrägschachts (Bild 2). Der geschlossene Gebirgs-verband und die Verfaltung der Schieferungsflächen be-

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



as the shaft was driven and its recovery after the comple-tion of the works. The pressure shaft could be positionedso that the external pressure was only decisive for thethickness of the steel lining in one section.

The construction of the Vermunt pressure shaft waspreceded by a variant study, which also investigated a vari-ant with a vertical shaft without steel lining and a flat sec-tion with only partial steel lining. The overall costs of con-struction and operation of a steel lined inclined shaftturned out to provide the most economic solution.

2.3 Langenegg power plant

The headrace of the Langenegg power plant, which startedoperation in 1978, lies in the molasse zone of the Bregenz-erwald, which in this area is mostly formed of marls, claymarls and sandstones [1]. In order to reduce the require-ments for the lining, the pressure shaft was placed near thereservoir with most of the headrace distance flowingthrough a deep pressure tunnel (Fig. 3).

Although the dynamic curve of internal pressure isabove the groundwater table along two thirds of this tun-nel, a waterproof lining did not have to be provided be-cause the rock mass is largely watertight and the minimumrock mass stress in this section exceeds the internal pres-sure. In the following section, where the rock mass perme-ability is relatively high but the minimum rock mass stressis still sufficient, a “Kernring” (core ring) section was con-structed with waterproofing membrane. The last section,where the minimum rock mass stress is less than the inter-nal pressure, was constructed with a steel lining with an

wirkten, dass es beim Vortrieb des 1.150 m langenSchachts, der mit einer offenen TBM mit 3,4 m Durch-messer erfolgte, nur in kurzen Abschnitten zur Bildungvon Auflockerungen an der Firste und der Sohle kam,während der größte Teil des Schachts frei von erkenn -baren Auflockerungen blieb [2].

Der Bergwasserspiegel liegt im Bereich des Druck-schachts knapp unter der Geländeoberfläche, wie die Pie-zometermessungen ergeben haben, die auch die Absen-kung des Bergwasserspiegels im Zuge des Vortriebs unddessen Wiederherstellung nach Abschluss der Arbeitenzeigten. Der Druckschacht konnte so gelegt werden, dassder Außendruck nur in einer Teilstrecke für die Stärke derPanzerung bestimmend war.

Dem Bau des Druckschachts Vermunt war eine Vari-antenuntersuchung vorausgegangen, bei der unter ande-rem auch die Variante eines ungepanzerten Lotschachtsund einer nur zum Teil gepanzerten Flachstrecke unter-sucht worden ist. Dabei ging beim Ansatz der Gesamtkos-ten für Bau und Betrieb der gepanzerte Schrägschacht alswirtschaftlichste Lösung hervor.

2.3 Kraftwerk Langenegg

Die Triebwasserführung des Kraftwerks Langenegg, dieim Jahr 1978 in Betrieb genommen wurde, liegt in der Mo-lassezone des Bregenzerwaldes, die in diesem Bereichhauptsächlich aus Mergeln, Tonmergeln und Sandsteinenaufgebaut ist [1]. Um die Auskleidungserfordernisse zu re-duzieren, wurde der Druckschacht in der Nähe des Spei-chers angeordnet und der Großteil der Triebwasserfüh-

Fig. 2. Pressure shaft Vermunt, geological profileBild 2. Druckschacht Vermunt, geologischer Längenschnitt



appropriate structural contribution from the rock mass be-ing considered [4].

3 Geological criteria

A few basic geological criteria can be derived from thework on the design and construction of pressure shafts,and these can be considered as generally applicable de-spite the variability of the local conditions. These criteriaconcern the morphological conditions, the slope stability,the geological structure and the hydrogeological condi-tions.

3.1 Morphological conditions

One of the preconditions is morphological conditions toenable the layout of a pressure shaft with an economicallyjustifiable length. This may sound self-evident but is diffi-cult to achieve in some cases and it should be consideredthat the selection of a location is often restricted by hy-drological constraints.

Concerning the morphology of the mountain ridge orslope, which the shaft is to pass through, the most uniformpossible form is advantageous, if not absolutely vital. Par-ticularly for relatively shallow inclined shafts, a homoge-neous shape of the slope provides uniform conditions ofoverburden and stress conditions.

rung wurde als tiefliegender Druckstollen ausgeführt(Bild 3).

Obwohl die dynamische Innendrucklinie über zweiDrittel des Stollens oberhalb des Bergwasserspiegels liegt,konnte aufgrund des weitgehend dichten Gebirges auf ei-ne dichte Auskleidung verzichtet werden, weil die minima-le Gebirgsspannung in diesem Bereich den Innendruckübersteigt. Im anschließenden Bereich, in dem die Ge-birgsdurchlässigkeit relativ hoch ist, die minimalen Ge-birgsspannungen aber immer noch ausreichend sind, wur-de eine Kernringstrecke mit Dichtungsfolie ausgeführt.Der letzte Abschnitt, in dem die minimale Gebirgsspan-nung kleiner als der Innendruck ist, wurde gepanzert, wo-bei eine entsprechende Gebirgsmitwirkung in Rechnunggestellt wurde [4].

3 Geologische Kriterien

Aus der Befassung mit dem Entwurf und dem Bau vonDruckschächten bei sehr unterschiedlichen geologischenVerhältnissen können einige grundsätzliche geologischeKriterien abgeleitet werden, die bei aller Variabilität derGegebenheiten als allgemein gültig angesehen werdenkönnen. Diese Kriterien betreffen die morphologischenVerhältnisse, die Hangstabilität, den geologischen Aufbau,die Spannungsverhältnisse und die hydrogeologischen Be-dingungen.

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



3.2 Slope stability

One essential precondition for the layout of a pressureshaft is the stability of the overall slope. Even if some pres-sure shafts are situated in a slope affected by slope move-ments, the alignment of the pressure shaft must lie belowthe base of the movement. If this is not the case, detailedinvestigations of the kinematics and recent movementrates of the slope are necessary to make a decision aboutthe reliability of the construction of a pressure shaft.

3.3 Geological structure

The geological structure mostly determines the rock massconditions where the shaft will be placed, with rock types,stratification and geological structures being of most im-portance. The rock types, in which a pressure shaft can beconstructed, range from competent crystalline rocks as atthe Kopswerk II or the Vermuntwerk through carbonaterocks to the less competent molasse rocks, as at Lan-genegg power plant.

Considering the stratification, dipping transversely tothe pressure shaft axis, as is the case at Kopswerk II, isgenerally of advantage, not only for driving the shaft butalso the deformation properties. It does however have tobe accepted that the rock mass properties can show con-siderable differences according to the changing strata. Buteven stratification parallel to the shaft, which is generallyand correctly seen as disadvantageous both for boring andin operation, can sometimes offer favourable conditionsdepending on the properties of the rock mass, as is shownby the pressure shaft Vermunt.

Tectonic structures such as shear or fault zones havean effect on the construction and operation of a pressureshaft to the extent that they change the properties of therock mass. Of the rock mass properties, which are signifi-cant for the design of a pressure shaft, the deformationproperties in particular are of great importance and deter-mine the load-bearing contribution of the rock mass,which can be considered in the design. The determinationof the deformation properties of the rock mass, which ofcourse cannot be obtained by testing the entire length ofthe pressure shaft, normally has to be derived from variousparameters that are often available from the results ofdouble plate loading tests, the tunnel radial press or grip-per force measurements.

3.4 Stress conditions

The geological conditions, in particular the morphologicalconditions, the geological structure and any existing tec-tonic stresses cause three-dimensional stress conditions,which are of decisive importance for the layout and struc-tural design of the pressure shaft. The structural contribu-tion of the rock mass, which can be considered in the de-sign of the steel lining and mainly depends on the defor-mation properties of the rock mass, is also limited by thesmallest relevant rock mass stress. This limiting stress is insome cases generated by the smallest principal normalstress σ3, which with homogeneous slope forms is oftenaligned approximately normal to the slope surface and ap-proximately normal to the shaft axis. Particularly for steel-

3.1 Morphologische Verhältnisse

Eine der Voraussetzungen sind morphologische Verhält-nisse, welche die Anlage eines Kraftabstiegs mit wirt-schaftlich vertretbaren Längen ermöglichen. Das klingtselbstverständlich, ist aber in manchen Fällen schwierig zuerreichen, wobei hier anzumerken ist, dass die Wahl desStandorts oft durch wasserwirtschaftliche Zwänge einge-engt ist.

Bei der Morphologie des Bergrückens oder des Berg-hangs, der mit dem Druckschacht durchörtert werdensoll, sind möglichst gleichmäßige Formen von Vorteil,wenngleich nicht zwingende Voraussetzung. Besondersbei verhältnismäßig seicht liegenden Schrägschächten er-zeugen homogene Hangformen gleichmäßige Verhältnis-se in Bezug auf die Überdeckungshöhe und die Span-nungsverhältnisse.

3.2 Hangstabilität

Eine unabdingbare Voraussetzung für die Anlage einesDruckschachts ist die Stabilität des Hangs als Ganzes.Auch wenn manche Druckschächte in einem Hang situ-iert sind, der von Hangbewegungen erfasst ist, muss die Li-nie des Druckschachts unterhalb der Basis der Hangbewe-gung liegen. Sollte das nicht der Fall sein, sind eingehendeUntersuchungen der Kinematik und der rezenten Bewe-gungsraten des Hangs erforderlich, um über die Zulässig-keit der Anlage eines Druckschachts entscheiden zu kön-nen.

3.3 Geologischer Aufbau

Der geologische Aufbau bestimmt wesentlich, in welchenGebirgsverhältnissen der Druckschacht zu liegen kom-men wird, wobei vor allem die Gesteinsarten, die Lage-rungsverhältnisse und die geologischen Strukturen zu be-trachten sind. Die Gesteinsarten, in denen Druckschächteausgeführt worden sind, reichen von festen Kristallinge-steinen wie beim Kopswerk II oder beim Vermuntwerküber karbonatische Gesteine bis zu wenig kompetentenMolassegesteinen, wie es beim Kraftwerk Langenegg derFall ist.

Bei den Lagerungsverhältnissen ist das Einfallen derSchichten quer zur Druckschachtachse, wie es beim Kops-werk II der Fall ist, grundsätzlich von Vorteil, nicht nurbeim Vortrieb, sondern auch im Hinblick auf die Verfor-mungseigenschaften. Allerdings ist dabei in Kauf zu neh-men, dass die Gebirgseigenschaften entsprechend denwechselnden Schichtgliedern deutliche Unterschiede auf-weisen können. Aber auch bei einer Lagerung des Gebir-ges, die parallel zur Schachtachse liegt, die gemeinhin zuRecht sowohl im Vortrieb als auch im Betrieb als ungüns-tig gilt, können aufgrund der Ausbildung des Gebirges un-ter Umständen sogar günstige Verhältnisse gegeben sein,wie der Druckschacht Vermunt gezeigt hat.

Die tektonischen Strukturen wie Scherzonen oderStörungszonen haben in dem Maß Einfluss auf den Bauund den Betrieb des Druckschachts, wie sie die Gebirgs -eigenschaften verändern. Bei den Gebirgseigenschaften,die für die Auslegung des Druckschachts maßgebend sind,haben besonders die Verformungseigenschaften überra-



lined flat sections, however, the smallest rock mass stressacting on the shaft cross-section is greater in most casesthan the smallest principal normal stress σ3. This consid-eration does of course demand a precise determination ofthe stress conditions, for which both in-situ tests and stresscalculations can be useful.

3.5 Hydrogeological conditions

For the hydrogeological conditions, both the permeabilityof the rock mass and the joint water pressure have to beconsidered.

The rock mass permeability, which always representsa significant parameter for the driving of a shaft, is of com-paratively less significance for the operation of steel-linedpressure shafts since the pressure shaft lining has to bewatertight in any way and the permeability of the rockmass only becomes important when a leak is discovered.In deep pressure shafts with concrete linings, which arenot steel-lined and thus not watertight, the permeability ofthe rock mass together with the permeability of the liningare responsible for the extent of interaction between theheadrace water and the groundwater. The permissibility ofthis interaction depends, in addition to economic consid-erations, to a great degree on the erosion stability of therock mass or the joint fillings.

The joint water pressure is of essential importance forthe structural design of the steel lining against externalpressure in order to ensure safety against buckling whenthe pressure shaft is emptied. This makes it necessary torecord the groundwater level around the pressure shaft,for which the installation of piezometers is appropriate.These can also be used to follow the effect on the ground-water of the driving of the shaft and its recovery after theinstallation of the lining and the performance of grouting.For economic reasons, it is better that the depth of thepressure shaft, particularly at its foot, should be selectedso that not the external pressure but the internal pressureis decisive for the thickness of the steel lining if possible.

4 Variant comparison

In many cases, the design of a pressure shaft is precededby an investigation of variants, particularly regarding thedepth of the shaft and thus the necessary lining.

One possible result of a comparison is that a deeppressure shaft, for example a vertical shaft requiring nosteel lining, can be preferable for economic reasons. Thisvariant is feasible when the minimum rock mass stress ishigh enough, the deformability of the rock mass is low andits permeability is slight. Considered on an overall eco-nomic basis, it can be that a classic steel-lined pressureshaft is better, as has been shown by the example of thepressure shaft Vermunt.

One disadvantage of deep pressure shafts is that thesteel lining of the flat section at the foot, which may runfor example from the bottom of the shaft to the machinecavern, is often exposed to high external pressure, whichleads to a thicker steel lining or has to be relieved. Theprovision of relief valves represents an economic solutionbut has to be assessed critical considering the long-termmaintenance of the function of the valves [5].

gende Bedeutung und bestimmen das Ausmaß der Ge-birgsmitwirkung, das berücksichtigt werden kann. Die Be-stimmung der Verformungseigenschaften des Gebirges,die de facto nicht über die ganze Länge des Druck-schachts durch Versuche erfolgen kann, muss meistensaus verschiedenen Kennwerten abgeleitet werden, wobeiin vielen Fällen die Ergebnisse von Doppellastplattenver-suchen, von Versuchen mit der Stollenradialpresse odervon Verspannpratzenmessungen zur Verfügung stehen.

3.4 Spannungsverhältnisse

Die geologischen Verhältnisse, besonders die morphologi-schen Verhältnisse, der geologische Aufbau und allenfallsvorhandene tektonische Spannungen, bedingen räum -liche Spannungsverhältnisse, die für die Auslegung unddie Bemessung des Druckschachts von ausschlaggebenderBedeutung sind. Die Gebirgsmitwirkung, die bei der Bemessung der Panzerung angesetzt werden kann undhauptsächlich von den Verformungseigenschaften des Ge-birges abhängt, ist jedenfalls mit der kleinsten maßgeben-den Gebirgsspannung begrenzt. Diese begrenzende Span-nung wird in einigen Fällen von der kleinsten Hauptnor-malspannung σ3 gebildet, die bei homogenen Hangformenhäufig etwa normal zur Hangoberfläche und damit bei ei-nem Schrägschacht etwa normal auf die Schachtachsesteht. Gerade bei gepanzerten Flachstrecken ist aber diekleinste, im Schachtquerschnitt wirkende Gebirgsspan-nung in den meisten Fällen größer als die kleinste Haupt-normalspannung σ3. Allerdings erfordert diese Betrach-tung eine hinreichend genaue Bestimmung der Span-nungsverhältnisse, wofür sowohl Versuche in situ als auchSpannungsberechnungen dienlich sind.

3.5 Hydrogeologische Verhältnisse

Bei den hydrogeologischen Verhältnissen sind die Ge-birgsdurchlässigkeit und der Kluftwasserdruck zu betrach-ten.

Die Gebirgsdurchlässigkeit, die für den Schachtvor-trieb immer einen wesentlichen Parameter bildet, ist fürden Betrieb gepanzerter Druckschächte von vergleichs-weiser kleiner Bedeutung, weil die Druckschachtausklei-dung ohnehin dicht sein muss und die Gebirgsdurchläs-sigkeit erst im Fall einer Leckage zum Tragen kommt. Beitiefliegenden, mit Beton ausgekleideten Druckschächten,die nicht gepanzert und daher nicht dicht sind, ist die Ge-birgsdurchlässigkeit im Verein mit der Durchlässigkeit derAuskleidung für das Ausmaß der Wechselwirkung vonTriebwasser und Bergwasser verantwortlich. Die Zulässig-keit dieser Wechselwirkung hängt neben wirtschaftlichenÜberlegungen in entscheidendem Maße von der Erosions-stabilität des Gebirges oder von Kluftfüllungen ab.

Der Kluftwasserdruck ist von essentieller Bedeutungfür die Bemessung der Panzerung auf Außendruck, um dieBeulsicherheit bei der Entleerung des Druckschachts si-cherzustellen. Deshalb ist die Erfassung des Bergwasser-spiegels im Bereich des Druckschachts notwendig, wofürsich die Einrichtung von Piezometern empfiehlt, mit de-nen auch die Beeinflussung des Bergwassers durch denSchachtvortrieb und dessen Wiederherstellung nach derInstallation der Panzerung und der Ausführung der Injek-



5 Outlook

Experience with the construction of pressure shafts showsthat basic geological design criteria can indeed be formu-lated. Despite this, the variability of local conditions willalways demand detailed consideration of the specific geo-logical conditions and this cannot be replaced by generalrules. This means that every pressure shaft will still re-main an individual facility in the future.

References

[1] Loacker, H.: Kraftwerksbauten im Bregenzerwald und ihreAnpassung an die geologischen Verhältnisse. Jb. Geol. B.-A.,Bd. 135 (1992), H. 4, pp. 857–866.

[2] Netzer, E., Steiner, M.: Der Druckschacht Vermunt. Felsbau13 (1995), No. 6, pp. 451–456.

[3] Gerstner, R., Bilak, A., Mähr, L.: Kops II Pressure Shaft –Geology and Excavation. Felsbau 24 (2006), No. 6, pp. 15–18.

[4] Innerhofer, G., Vigl, A., Gerstner, R.: Druckstollenbau undGebirgsmitwirkung. Felsbau 25 (2007), No. 5, pp. 19–31.

[5] Gerstner, R., Netzer, E., Vigl, A.: Long-term behaviour ofpressure tunnels/Langzeitverhalten von Druckstollen. Geo-mechanics and Tunnelling 6 (2013), No. 5, pp. 407–421.

Dipl.-Ing. Reinhold GerstnerVorarlberger Illwerke AGAnton-Amann-Straße 12 6773 [email protected]

tionen verfolgt werden kann. Aus wirtschaftlichen Grün-den ist zu beachten, dass die Tiefenlage des Druck-schachts, insbesondere im Fußbereich, so gewählt wird,dass für die Stärke der Panzerung nach Möglichkeit nichtder Außendruck sondern der Innendruck bestimmend ist.

4 Variantenvergleich

In vielen Fällen geht der Auslegung eines Druckschachtsein Variantenvergleich voraus, besonders die Tiefenlagedes Schachts und damit die erforderliche Auskleidung be-treffend.

Ein mögliches Ergebnis des Vergleichs ist, dass eintiefliegender Druckschacht, zum Beispiel ein Vertikal-schacht, der keine Stahlpanzerung benötigt, in wirtschaft-licher Hinsicht überlegen sein kann. Diese Variante istdann machbar, wenn die minimale Gebirgsspannung großgenug, die Verformbarkeit des Gebirges klein und die Ge-birgsdurchlässigkeit gering ist. Aus der gesamten wirt-schaftlichen Betrachtung kann aber auch hervorgehen,dass ein klassischer, gepanzerter Druckschacht überlegenist, wie das Beispiel des Druckschachts Vermunt gezeigthat.

Ein Nachteil tiefliegender Druckschächte ist, dass diePanzerung der unteren Flachstrecke, die beispielsweisezwischen Schachtfuß und Maschinenkaverne angeordnetwerden muss, oft einem hohen Außendruck ausgesetzt ist,der zu großen Panzerungsstärken führt oder entlastet wer-den muss. Die Anordnung von Entlastungsventilen stellteine wirtschaftliche Lösung dar, muss aber im Hinblickauf die dauerhafte Erhaltung der Funktion der Ventile alskritisch betrachtet werden [5].

5 Ausblick

Die Erfahrungen mit dem Bau von Druckschächten zei-gen, dass wohl grundsätzliche geologische Kriterien fürden Entwurf formuliert werden können. Trotzdem erfor-dert die Variabilität der Gegebenheiten die eingehendeBefassung mit den spezifischen geologischen Verhältnis-sen, die nicht durch allgemeine Regeln ersetzt werdenkann. Deshalb wird auch in Zukunft jeder Druckschachteine individuelle Anlage sein.

35© 2015 Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG, Berlin · Geomechanics and Tunnelling 8 (2015), No. 1

The Tiroler Wasserkraft AG (Tiwag) currently operates elevenlarge hydropower stations (> 8 MW) and more than 30 smallerplants (< 5 MW) generating electricity for commercial consump-tion. Most of the larger stations are storage schemes in the highmountains, intended to be able to balance the opposing seasonalsupply and demand situation in the Alps and current fluctuationsin the network. The headrace tunnels and penstocks of the high-pressure power stations of Tiwag are some of the most highlyloaded of their type in the world. Great emphasis is placed onsustainable use and low maintenance costs, starting with theconstruction. Some stations have already been in operation formore than 60 years. This article describes the experience withthe headrace tunnels of some of the larger hydropower stations.

1 Power stations of the Tiwag1.1 The Imst river diversion station

The Imst power station was constructed by the Tiwag be-tween 1952 and 1956 and has a headrace that cuts off theelbow of the River Inn (Innknie) near Landeck to generateelectricity. The Inn is diverted at the weir in Runserau intoa 12.3 km long pressurised headrace tunnel of 5.1 to 5.3 mdiameter and then down a 121 m long steel-lined penstockof 4.4 m diameter to the Imst cavern power station. At theupper end of the penstock is a 60 m high differential surgetank with a 190 m long lower chamber and a main shaft of12 m diameter connecting the lower chamber to the upperchamber. The Imst power station has an installed capacityof 89 MW from a water quantity of 85 m3/s and a fall of145 m, with annual generation of 550 GWh.

The headrace tunnel runs through the Landeckerquartz phyllite for a distance of almost 11 km. The last1.5 km of the headrace tunnel and the penstock passthrough intercalated dolomite, limestone and slate (Part-nach strata) of the northern limestone Alpine.

1.2 Kaunertal power station

The Kaunertal power station was built by the Tiwag in theyears 1961 to 1965 as a high-pressure pumped storagescheme with the annual reservoir at Gepatsch in the upperKaunertal valley. With an installed capacity of 392 MWand regular annual generation of 661 GWh, it was themost powerful power station in Austria at the time. Theheadrace consists of a 13 km long pressure tunnel with adiameter of 4.0 m, a 1.6 km long steel-lined inclined pen-

Bei der Tiroler Wasserkraft AG (Tiwag) sind elf große Wasser-kraftwerke (> 8 MW) und über 30 Kleinanlagen (< 5 MW) in Be-trieb, die elektrische Energie für den kommerziellen Gebrauch er-zeugen. Die meisten Großanlagen sind als Hochgebirgsspeicher-kraftwerke ausgelegt, um die jahreszeitlich entgegengesetzte An-gebot- und Nachfragesituation in den Alpen sowieStromschwankungen im Netz ausgleichen zu können. Die für dieHochdruckanlagen der Tiwag gebauten Triebwasserwege undKraftabstiege gehören zu den am höchsten beanspruchten derar-tigen Anlagenteilen der Welt. Es wurde bereits beim Bau großerWert auf eine nachhaltige Nutzung mit geringem Instandhal-tungsaufwand gelegt. Manche Anlagen sind bereits seit über 60Jahren in Betrieb. In diesem Beitrag werden die Erfahrungen mitden Triebwasserwegen einiger größerer Wasserkraftanlagendargestellt.

1 Kraftwerksanlagen der Tiwag1.1 Ausleitungskraftwerk Imst

Das Kraftwerk Imst wurde von 1952 bis 1956 von der Ti-wag errichtet und nutzt eine Abkürzung des LandeckerInnknies im oberen Inntal zur Erzeugung von elektrischerEnergie. Der Inn wird beim Wehr Runserau über einen12,3 km langen Druckstollen mit 5,1 bis 5,3 m Durchmes-ser und anschließend über einen 121 m langen gepanzer-ten schrägen Druckschacht mit 4,4 m Durchmesser zumKavernenkraftwerk Imst geleitet. Am oberen Ende desDruckschachts befindet sich ein 60 m hohes Differenzial-wasserschloss mit einer 190 m langen Unterkammer undeinem Hauptschacht mit 12 m Durchmesser, der die Un-terkammer mit der Oberkammer verbindet. Das KraftwerkImst erzielt mit einer Ausbauwassermenge von 85 m3/sund einer Fallhöhe von 145 m eine Leistung von 89 MWund ein Jahresarbeitsvermögen von 550 GWh.

Der Triebwasserweg durchquert auf einer Länge vonfast 11 km den Landecker Quarzphyllit. Die letzten 1,5 kmdes Druckstollens und der Druckschacht liegen in einerWechsellagerung von Dolomit, Kalk und Tonschiefer(Partnach-Schichten) des nördlichen Kalkalpin.

1.2 Kaunertalkraftwerk

Das Kaunertalkraftwerk wurde von der Tiwag in den Jah-ren 1961 bis 1965 als Hochdruck-Speicherkraftwerk mitdem Jahresspeicher Gepatsch im hinteren Kaunertal er-richtet. Mit einer Leistung von 392 MW und einem Regel-

Topics

Headrace tunnels at Tiwag – Experience, examples,existing tunnels and projects under consideration

Erfahrungen, Beispiele, Bestand und Neubau -überlegungen zu Triebwasserwegen der Tiwag

DOI: 10.1002/geot.201400054Paul Bonapace Bernhard Hofer


P. Bonapace/B. Hofer · Headrace tunnels at Tiwag – Experience, examples, existing tunnels and projects under consideration

stock and finally a level section with an internal diameterof 2.85 to 3.30 m. At the upper end of the penstock is athrottled two-chamber surge tank, with the upper and low-er chambers connected by an inclined shaft. This gives araw head of 895 m and thus a dynamic design pressure of100 bar between the Gepatsch reservoir and the open-airpower house in Prutz. The water flow used for generationis 52 m³/s.

The first 9.6 km of the pressure tunnel from the reser-voir are situated in the Ötztal crystalline, which mostlyconsists of gneiss, schistose gneiss and amphibolite rocks.The remaining 5.6 km of the headrace lie in the Bündnerschist at the northern border of the Engadin window. Themain rock types are calcareous phyllites with inclusions ofgreenish chlorite-sericite phyllites with localised layers ofgypsum and anhydrite, dolomite lenses and lime sand-stones (coloured Bündner schist) in the upper part of thepenstock and calcareous schist (grey Bündner schist) inthe lower part of the penstock and the level section.

1.3 Sellrain-Silz power station group

The Sellrain-Silz power station group was built between1977 and 1981 and consists of an upper stage between theFinstertal reservoir and the Kühtai pumped storage sta-tion and a lower stage between the Längental reservoirand the high-pressure power station at Silz (Fig. 1). Theannual production of the power station group includingpumped storage operation is 719 GWh. The upper stagehas a head difference of 421 m without a surge tank be-tween the Finstertal and Längental reservoirs connectedby a 1.5 km long inclined concrete-lined penstock with adiameter of 4.4 to 4.0 m and a 265 m long steel-lined levelsection with a diameter of 3.0 m. The shaft power stationat Kühtai is equipped with two pump turbines and uses a

arbeitsvermögen von 661 GWh war es damals das leis-tungsstärkste Wasserkraftwerk Österreichs. Der Triebwas-serweg besteht aus einem 13 km langen Druckstollen mit4,0 m Durchmesser, einem 1,6 km langen gepanzertenschrägen Druckschacht und einer anschließenden 300 mlangen Flachstrecke mit einem Innendurchmesser von2,85 bis 3,30 m. Am oberen Ende des Druckschachts be-findet sich ein gedrosseltes Zwei-Kammer-Wasserschloss,dessen Ober- und Unterkammer durch einen Schräg-schacht verbunden sind. Zwischen dem Speicher Ge-patsch und dem frei stehenden Krafthaus Prutz ergibt sicheine maximale Rohfallhöhe von 895 m und somit ein dy-namischer Bemessungsdruck von 100 bar. Die Ausbauwas-sermenge beträgt 52 m³/s.

Die ersten 9,6 km des Druckstollens nach dem Spei-cher befinden sich im Ötztal-Kristallin, das zum Großteilaus festen Gneisen, Schiefergneisen und Amphiboliten be-steht. Die restlichen 5,6 km des Triebwasserwegs und dasWasserschloss liegen in den Bündner Schiefern am Nord-rand des Engadiner Fensters. Die Hauptgesteinsarten sindKalkphyllite mit Einlagerungen von grünlichen Chlorit-Serizit-Phylliten, mit örtlichen Gips- bzw. Anhydritlagen,Dolomitschollen und Kalksandsteinen (Bunte BündnerSchiefer) im oberen Teil des Druckschachts mit dem Wasserschloss sowie Kalkschiefer (Graue Bündner Schie-fer) im unteren Teil des Druckschachts und der Flach -strecke.

1.3 Kraftwerksgruppe Sellrain-Silz

Die Kraftwerksgruppe Sellrain-Silz wurde in den Jahren1977 bis 1981 errichtet und besteht aus einer Oberstufezwischen dem Speicher Finstertal und dem Pumpspei-cherkraftwerk Kühtai sowie einer Unterstufe zwischendem Speicher Längental und dem Hochdruckkraftwerk in

Fig. 1. Typical High-Head HydropowerScheme (HPP Sellrain-Silz)Bild 1. Schema einer typischenHochgebirgskraftwerksanlage der Tiwag(Kraftwerksgruppe Sellrain-Silz)



water flow of 80 m3/s to generate electricity with a powerof 289 MW.

The headrace to the lower stage uses a head of1,257.5 m with a water quantity of 48.6 m³/s to generate500 MW of electrical power. From the headrace intake, ashort inclined shaft leads to the deepest point of the4.6 km long pressure tunnel with a diameter of 3.3 m,which after passing the Hemerwald adit climbs again tothe surge tank. The surge tank consists of a lower cham-ber, an inclined riser shaft and an upper chamber. Finally,the headwater runs down a 2.4 km long steel-lined pen-stock, which is inclined at more than 80 % and has a diameter of 2.4 to 2.7 m, and a 523 m long level sectionwith a diameter of 2.2 m into the open-air power house atSilz with two Pelton turbine sets.

The penstock of the upper stage is located in schis-tose gneiss and hornblende gneiss. The penstock of thelower stage passes through the Pirchkogel Massif, which iscomposed of alternating bands of muscovite granitegneiss, schistose gneiss and mica schist. The upper part ofthe penstock passes through schistose gneiss and micaschist, with the lower part being in biotite granite gneissand the level section in heavily fractured mica schist.

1.4 Amlach river diversion station

The Amlach power station was built by Tiwag in the years1984 to 1989 on the River Drau. It uses a water flow of20 m3/s and a head of 370 m to generate 60 MW of elec-tricity with an annual production of 219 GWh. From thebalancing reservoir at Tassenbach, the headrace runsalong a 21.8 km long pressure tunnel with a diameter of3.4 to 3.2 m to the surge tank. The fall to the powerhouseis down a 500 m long penstock inclined at 33° with a490 m level section of 2.5 and 2.1 m diameter to the open-air powerhouse at Amlach with two Francis turbines. Thesurge tank consists of an inclined shaft with integratednozzle and an upper chamber 130 m long. The first 3.5 kmof the pressure tunnel run through the schists of the Gail-taler crystalline, followed by limestones and dolomites ofthe Lienzer dolomites down to the powerhouse.

1.5 GKI diversion power station

The Inn collaborative power station (GKI) being con-structed between 2014 and 2018 uses a diversion of theRiver Inn in the area of the Tschlin (Switzerland) andRied (Austria) councils. The water entering the headraceat the weir in Ovella flows to the open-air powerhouse inRied. The headrace consists of a 23 km long pressure tun-nel with an internal diameter of 5.80 m and a 360 m longsteel-lined penstock with a short level section and an in-ternal diameter of 3.80 m. Before the junction of the pres-sure tunnel into the penstock is a surge tank consisting ofa vertical riser shaft and an upper chamber. Two Francisturbines are housed in the powerhouse of the GKI to gen-erate electricity. With a water through flow of 75 m³/s anda head of 105 m, the power station has an installed capac-ity of 87 MW and can generate 407 GWh a year.

The headrace is located entirely in the geological for-mation of the Engadin window, with the upper 22 km ofthe pressure tunnel in the grey Bündner schists. A section

Silz (Bild 1). Das Jahresarbeitsvermögen der Kraftwerks-gruppe beträgt mit Wälzbetrieb 719 GWh. Die Oberstufeüberwindet ohne Wasserschloss den Höhenunterschiedvon 421 m zwischen den beiden Speichern Finstertal undLängental durch einen 1,5 km langen mit Beton ausgeklei-deten schrägen Druckschacht mit 4,4 bis 4,0 m Durch-messer und einer 265 m langen gepanzerten Flachstreckemit 3,0 m Durchmesser. Das Schachtkraftwerk Kühtai istmit zwei Pumpturbinen ausgestattet und erzeugt bei einerAusbauwassermenge von 80 m3/s elektrische Energie miteiner Leistung von 289 MW.

Der Kraftabstieg der Unterstufe nutzt eine Fallhöhevon 1.257,5 m mit einer Ausbauwassermenge von 48,6 m³/szur Erzeugung von 500 MW elektrischer Leistung. VomTriebwassereinlauf führt ein kurzer Schrägschacht zumTiefpunkt des 4,6 km langen Druckstollens mit einemDurchmesser von 3,3 m, der nach dem Fenster Hemerwaldwieder bis zum Wasserschloss ansteigt. Das Wasserschlossbesteht aus einer Unterkammer, dem schrägen Steig-schacht und einer Oberkammer. Anschließend wird dasTriebwasser über einen 2,4 km langen und 80 % geneigtengepanzerten Druckschacht mit einem Durchmesser von2,4 bis 2,7 m und über eine 523 m lange Flachstrecke mit einem Durchmesser von 2,2 m ins frei stehende KrafthausSilz mit zwei Peltonturbinensätzen geführt. Der Druckschacht der Oberstufe liegt im Schiefergneisund Hornblendegneis. Der Druckstollen der Unterstufedurchquert das Pirchkogelmassiv, das aus Wechsellagenvon Muskovitgranitgneis, Schiefergneis und Glimmer-schiefer aufgebaut ist. Der Druckschacht durchörtert imoberen Abschnitt Schiefergneis und Glimmerschiefer, imunteren Abschnitt Biotitgranitgneis und in der Flachstre-cke stark zerlegten Glimmerschiefer.

1.4 Ausleitungskraftwerk Amlach

Das Ausleitungskraftwerk Amlach wurde von der Tiwag inden Jahren 1984 bis 1989 an der Drau errichtet. Es erzeugtmit einer Ausbauwassermenge von 20 m3/s und einer Fallhöhe von 370 m elektrische Energie mit einer Leistungvon 60 MW und einem Jahresarbeitsvermögen von219 GWh. Vom Ausgleichsspeicher Tassenbach führt derTriebwasserweg über einen 21,8 km langen Druckstollenmit 3,4 bis 3,2 m Durchmesser zum Wasserschloss. Derweitere Kraftabstieg verläuft über einen 33° geneigten,500 m langen Schrägschacht und eine 490 m lange Flach-strecke mit 2,5 bzw. 2,1 m Durchmesser zum frei stehen-den Krafthaus Amlach mit zwei Francisturbinen. Das Was-serschloss besteht aus einem schrägen Schacht mit einge-bauter Düse und einer 130 m langen Oberkammer. DerDruckstollen führt auf den ersten 3,5 km Länge durch dieSchiefer des Gailtaler Kristallins und im Weiteren bis zumKrafthaus durch die Kalke und Dolomite der Lienzer Dolomiten.

1.5 Ausleitungskraftwerk GKI

Das Gemeinschaftskraftwerk Inn (GKI) wird in den Jahren2014 bis 2018 als Innausleitungskraftwerk im Bereich zwi-schen den Gemeinden Tschlin (Schweiz) und Ried (Öster-reich) errichtet. Das durch den Triebwassereinlauf bei derWehranlage in Ovella eingezogene Wasser gelangt über



about 1 km long from before the surge tank to the power-house lies in the coloured Bündner schists with gypsumcontent.

2 Unlined penstocks

No unlined penstocks are in operation in the power sta-tions of the Tiwag. During the construction of the Kauner-tal power station, however, a trial was undertaken with anunlined section of headrace tunnel in largely stable Augengneiss and schistose gneiss. This was then pressure testedto investigate the practicality of an unlined pressure tun-nel. The section was divided into three parts separatedfrom each other by concrete bulkheads. The inside of the1,374 m section was pressurised through pipes, with a con-stantly increasing pressure for seven days up to a maxi-mum of 12 bar. The internal pressure was held for sevendays and then carefully released to zero over a period of14 days. When the sealing bulkheads were removed, how-ever, it was discovered that collapses had occurred in thetunnel crown in the schistose gneiss of the third partialsection, which had partially been supported with shot-crete, and were of considerable extent. At one location, acavity 10 m long and 8 m wide had been created with aheight of 20 m above the tunnel axis when first seen,which then increased to 27 m in the course of the repairworks. Altogether, more than 1,500 m³ of rock had col-lapsed into the tunnel. This had to be cleared and the re-sulting cavity supported and filled with concrete. The pre-sumed cause was the maintenance of water pressure as thewater was released affecting the partially loamy joint fill-ing in the rock mass.

3 Lining with unreinforced formed concrete3.1 Imst power station

Most of the pressure tunnels of the Tiwag are at least linedwith unreinforced formed concrete. In order that this sys-tem can seal adequately, systematic grouting (prestress orwaterproofing grouting) is considered important. Thepressure tunnels at the Imst power station were driven in atwo-stage process with the enlargement of a pilot tunnel.In place of the then usual timber forepoling of the tunnelprofile, the New Austrian Tunnelling Method was used forthe first time in Austria, with shotcrete, rock bolts andsteel arches to support the tunnel sides [1], [2]. After thecompletion of the tunnel drive, which had been associatedwith considerable geological difficulties, a concrete invertwith a large water channel and a 20 to 40 cm thick innerlining was concreted using steel formwork and systemati-cally grouted at the back through drilled holes. The pres-sure tunnel has now been in operation for 60 years with-out major repair works and shows scarcely any deteriora-tion. In the carbonate section and also at some places inthe quartz phyllite, however, considerable water quantitiesenter through the construction joints and through cracks,where the mixing of scale with the fines from the headracewater forms an accretion, which has led to a noticeable in-crease of friction losses since the start of operation. Worsedamage occurred in 1987 at the intake from the Pitzbachdiversion, which runs directly into the pressure tunnel.The damaged buried prestressed concrete pipe was re-

den Triebwasserweg zum frei stehenden Krafthaus in Ried.Der Triebwasserweg besteht aus einem 23 km langenDruckstollen mit einem Innendurchmesser von 5,80 mund einem 360 m langen gepanzerten Schrägschacht mitkurzer Flachstrecke und einem Innendurchmesser von3,80 m. Vor dem Übergang des Druckstollens in denSchrägschacht befindet sich ein Wasserschloss bestehendaus einem vertikalen Steigschacht und einer Oberkammer.Im Krafthaus des GKI sind zwei Francis-Maschinensätzezur Erzeugung von elektrischer Energie angeordnet. Mitdem Ausbaudurchfluss von 75 m³/s und der Fallhöhe von105 m stehen eine Leistung von 87 MW und ein Jahres -arbeitsvermögen von 407 GWh zur Verfügung.

Der Triebwasserweg befindet sich vollständig in dengeologischen Formationen des Engadiner Fensters, wobeidie oberen 22 km des Druckstollens in den Grauen Bünd-ner Schiefern liegen. Auf einer Strecke von ca. 1 km vordem Wasserschloss bis zum Krafthaus liegt der Triebwas-serweg in den Gips führenden Bunten Bündner Schiefern.

2 Unausgekleidete Druckstollen

Bei den Kraftwerken der Tiwag ist kein unausgekleideterDruckstollen in Betrieb. Beim Bau des Kaunertalkraft-werks wurde aber der Versuch unternommen, eine unaus-gekleidete Teilstrecke des Triebwasserwegs im weitgehendstandfesten Augengneis und Schiefergneis einer Druck-probe zu unterziehen, um die Ausführbarkeit eines unaus-gekleideten Druckstollens zu prüfen. Dabei wurde dieTeilstrecke in drei Abschnitte unterteilt, die jeweils durchein Betondruckschott voneinander getrennt waren. ÜberRohrleitungen wurde der Innendruck der 1.374 m langenTeilstrecke über einen Zeitraum von sieben Tagen stetig er-höht, bis ein Maximaldruck von 12 bar erreicht war. DerInnendruck wurde sieben Tage lang gehalten und an-schließend vorsichtig über einen Zeitraum von 14 Tagenwieder auf null reduziert. Bei der Beseitigung der Dicht-schotten musste jedoch festgestellt werden, dass im Schie-fergneis des dritten Abschnitts an fünf Stellen Verbrücheder teilweise mit Spritzbeton gesicherten Stollenfirste aus-gelöst worden waren, die erhebliche Ausmaße annahmen.An einer Stelle entstand ein Hohlraum von 10 m Längeund 8 m Breite, der beim ersten Einblick eine Höhe von20 m über Stollenachse hatte, die sich im Laufe der Sanie-rungsarbeiten auf 27 m vergrößerte. Insgesamt verlegtenüber 1.500 m³ Gestein den Stollen. Sie mussten beseitigtsowie die entstandenen Hohlräume gesichert und mit Be-ton verfüllt werden. Vermutete Ursache war der beim Ab-stau nachdrängende Wasserdruck in Kombination mit denteils lehmigen Kluftfüllungen des Gebirges.

3 Auskleidung mit unbewehrtem Schalbeton3.1 Kraftwerk Imst

Die meisten Druckstollen der Tiwag sind zumindest mitunbewehrtem Schalbeton ausgekleidet. Damit dieses Aus-kleidungssystem ausreichende Dichtheit erlangt, wird aufeine systematische Injektion (Vorspann- und/oder Abdich-tungsinjektion) großer Wert gelegt. Der Druckstollen desKraftwerks Imst wurde in einem zweistufigen Prozess überAufweitung eines Pilotstollens vorgetrieben. Dabei kamenin Österreich erstmals statt der damals üblichen Holzpfän-


paired with a GRP inner liner. When however due to a mis-take during the loading test, the valve installed therecaused a pressure surge and damaged the concrete liningof the diversion tunnel, the cracked tunnel lining had tobe repaired by resin grouting of the cracks. In the lowerchamber of the differential surge tank, sediments collect,which are noticed at the regular inspections but do not im-pair operation.

3.2 Kaunertal power station

In the pressure tunnel of the Kaunertal power station, theentire tunnel was lined with formed concrete after the un-successful trial of an unlined section presented in Chap-ter 2. In order to be able to demonstrate adequate successof grouting in the Bündner schists of the Engadin window,which are considered difficult for grouting, an interfacegrouting process was developed on this Tiwag project andcarried out in the Feichten – Burgschrofen section along alength of about 3 km [7]. In this process, the interface be-tween concrete lining and rock mass (or between concretelining and shotcrete support) is grouted with cement sus-pension through man chette grouting tubes provided sys-tematically around the tunnel perimeter. This causes a de-fined compression of the inner lining and prestresses theconcrete, which is intended to keep the concrete free ofcracking even under operational pressure. The remainingca. 10 km long tunnel section in the Ötztal crystalline was

dung des Stollenprofils Elemente der Neuen Österrei-chischen Tunnelbauweise wie Spritzbeton, Felsnägel undStahlbögen zur Sicherung der Stollenlaibung zum Einsatz[1], [2]. Nach Fertigstellung des Vortriebs, der mit erhebli-chen geologischen Schwierigkeiten verbunden war, wurdeeine Betonsohle mit großem Wassergraben sowie eine 20bis 40 cm dicke Innenschale mittels Stahlschalungen einge-baut und systematisch mit Bohrlochinjektionen hinter-presst. Der Druckstollen ist seit 60 Jahren ohne größere Re-paraturmaßnahmen in Betrieb und zeigt kaum Verschleiß-erscheinungen. In der Karbonatstrecke und stellenweiseauch im Quarzphyllit treten jedoch an Blockfugen unddurch Rissbildung größere Wassermengen ein, die durch ei-ne Vermengung von Sinter mit den Feinteilen aus demTriebwasser eine Ablagerung bilden, die den Reibungsver-lust seit Inbetriebnahme merklich ansteigen ließ. Ein grö-ßerer Schaden trat im Jahre 1987 an der Einleitung des Pitz-baches ein, die direkt in den Druckstollen mündet. Die be-schädigte erdverlegte Spannbetonleitung wurde mit einemGFK-Inliner saniert. Als jedoch durch einen Fehler bei Last-falltests durch den erzeugten Druckstoß mit der dort einge-bauten Drosselklappe die Betonauskleidung im Überlei-tungsstollen beschädigt wurde, musste auch noch die geris-sene Betonschale des Stollens mittels einer Kunstharzinjek-tion im Rissbereich saniert werden. In der Unterkammerdes Differenzialwasserschlosses sammeln sich Anlandun-gen, die bei den regelmäßigen Inspektionen zwar auffallen,aber nicht zu einer Beeinträchtigung des Betriebs führen.



systematically grouted conventionally through drilledholes. This section shows on inspection considerable wa-ter ingress through cracks in the lining and the construc-tion joints. The section that was grouted using the Tiwagprestress process is indeed in a rock mass zone with lowerpermeability but the tunnel lining seems noticeably morewatertight here, and only water jets of the thickness of alead emerge at high pressure from the concrete. It is no-ticeable that calcareous aggregates, which had been in-cluded in the concrete mixes in some sections, have beendissolved to a depth of about 5 cm in places by the aggres-sive glacier water after 50 years of operation. Drilled coresshow that the lining concrete is still bonded solid to thesupport shotcrete and a great increase of concretestrength was also measured, so the attack has not had aneffect on the structural stability.

3.3 Amlach power station

The first 1.6 km from the intake of the Amlach power sta-tion pressure tunnel was excavated by roadheader. It waslined with concrete, which is supported on the precastconcrete elements installed in the invert as the tunnel ad-vanced and grouted with the Tiwag interface groutingprocess. During inspections, similar scaling has been de-tected to that at the Imst power station. In the section ex-cavated by drilling and blasting, this occurs predominant-ly along the radial cracks, which are located at regular in-

3.2 Kaunertalkraftwerk

Beim Druckstollen des Kaunertalkraftwerks wurde nachdem gescheiterten Versuch in der unausgekleideten Teil-strecke der gesamte Druckstollen mit Schalbeton ausge-kleidet (siehe Kapitel 2). Um in den Bündner Schieferndes Engadiner Fensters, die als schwer injizierbar gelten,einen ausreichenden Injektionserfolg nachweisen zu kön-nen, wurde bei diesem Projekt das Tiwag-Spaltinjektions-verfahren entwickelt und im Abschnitt Feichten – Burg-schrofen auf einer Länge von ca. 3 km ausgeführt [7]. Beidiesem Verfahren wird der Spalt zwischen Betonausklei-dung und Gebirge (oder zwischen Betonauskleidung undSpritzbetonsicherung) durch eine systematische Anord-nung von am Stollenumfang verlegten Manschetteninjek-tionsschläuchen mit Zementsuspension verpresst. Dabeiwird über eine definierte Verformung der Innenschale ei-ne Vorspannung des Betons erzielt, die auch bei Betriebs-druck eine rissfreie Oberfläche garantieren soll. Die rest -liche ca. 10 km lange Stollenstrecke im Ötztal-Kristallinwurde mit herkömmlichen Bohrlochinjektionen systema-tisch injiziert. Sie zeigt bei Inspektionen bereichsweise er-hebliche Wasserzutritte durch Risse in der Auskleidungund den Betonierfugen. Die Teilstrecke, die mit dem Tiwag-Vorspannverfahren injiziert wurde, liegt zwar in einem Gebirgsbereich von geringerer Durchlässigkeit,aber auch die Tunnelschale ist hier offensichtlich dichter,und es treten nur vereinzelt bleistiftminendicke Wasser-strahlen mit hohem Druck durch den Beton. Auffällig ist,dass kalkhaltige Zuschläge, die in Teilabschnitten demAuskleidungsbeton zugemischt wurden, nach einer Be-triebszeit von 50 Jahren durch das aggressive Gletscher-wasser stellenweise bis zu einer Tiefe von ca. 5 cm aus -gelöst wurden. Da Bohrkernproben zufolge der Aus -kleidungsbeton fest mit dem Sicherungsspritzbeton ver-bunden ist und zudem eine starke Erhöhung derBetonfestigkeit gemessen wurde, ist ein Einfluss auf die Standsicherheit durch die Abnutzung aber nicht ge -geben.

3.3 Kraftwerk Amlach

Der Druckstollen des Kraftwerks Amlach wurde bis aufdie ersten 1,6 km nach dem Einlauf im Fräsvortrieb aus-gebrochen. Er wurde mit einer Betonschale ausgekleidet,die sich an den im Vortrieb versetzten Sohlfertigteilen ab-stützt, und mit dem Tiwag-Spaltinjektionsverfahren hin-terpresst. Bei Begehungen sind ähnliche Aussinterungenwie beim Druckstollen des Kraftwerks Imst festzustellen.In der im Sprengvortrieb ausgebrochenen Teilstrecke tre-ten diese vorwiegend entlang von Radialrissen auf, diesich in regelmäßigen Abständen von 3 m möglicherweisemit der Lage der Ringschläuche für die Vorspanninjekti-on decken. Stellenweise sind auch beim DruckstollenAmlach erhöhte Wassereintritte anzutreffen, die insbe-sondere am Ende der Folienstrecken und bei dokumen-tierten Störungen lokal Spitzenwerte von ca. 5 l/s errei-chen. Kurz nach der Inbetriebnahme 1989 traten an meh-reren Stellen Sohlhebungen infolge des starken Bergwas-serdrucks auf, die mit Ankern und Entlastungsbohrungensaniert werden konnten. Seither sind keine weiterenSchadstellen im Druckstollen hinzugekommen.

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



tervals of 3 m and probably coincide with the ring hosesfor the prestress grouting. More severe water ingress alsooccurs in places in the Amlach pressure tunnel, and canreach local quantities of about 5 l/s, particularly at the endof the membrane section and where faults were docu-mented. Shortly after being put into operation in 1989, in-vert heaving occurred at several locations due to the highformation water pressure, which was repaired with rockbolts and relief drilling. Since then, no further damage hasoccurred in the pressure tunnel.

3.4 Sellrain-Silz power station group

The pressure tunnel of the lower stage of the Sellrain-Silzpower station group was also excavated by roadheader,lined with formed concrete and grouted with the Tiwag in-terface grouting process. Apart from some water ingress,which is concentrated at a fault with several reliefdrillings, the tunnel is still in very good condition (Fig. 2).What is noticeable here as well is some solution of cal-careous aggregates by the glacier water, which has a disad-vantageous effect on the smoothness of the steel-formedconcrete surface.

At the Sellrain-Silz power station group, the penstockof the upper stage is also lined with an unreinforced con-crete lining. The penstock is exposed to a high dynamicloading of up to 80 bar. It was therefore prestressed withthe Tiwag interface grouting process with a high pressureof 50 bar in order to maintain the lining in a largely un-cracked state. During inspections, diagonal and longitudi-nal cracks have been detected in the lower third of thepenstock and in the level section, which is not steel-linedbut membrane waterproofed. This situation has, however,not changed since the first filling. This fact and the consis-tently very small water loss of 1.6 to 3 l/s along 1.5 km ofpenstock length, which is measured by regular leakchecks, enable safe continued operation.

3.4 Kraftwerksgruppe Sellrain-Silz

Der Druckstollen der Unterstufe der KraftwerksgruppeSellrain-Silz wurde ebenfalls im Fräsvortrieb ausgebro-chen, mit Schalbeton ausgekleidet und mit dem Tiwag-Spaltinjektionsverfahren hinterpresst. Von einigen Was-sereintritten abgesehen, die sich an einer Störung mitmehreren Entlastungsbohrungen konzentrieren, befindetsich der Stollen in sehr gutem Zustand (Bild 2). Auffälligist auch hier das stellenweise Lösen von kalkhaltigen Zu-schlagstoffen durch das Gletscherwasser, das die Glattheitder stahlgeschalten Betonoberfläche im Sohlbereichnachteilig beeinflusst.

Bei der Kraftwerksgruppe Sellrain-Silz ist auch derDruckschacht der Oberstufe mit einer unbewehrten Be-tonschale ausgekleidet. Der Druckschacht ist einer hohendynamischen Beanspruchung von bis zu 80 bar ausgesetzt.Er wurde daher auch mit einem hohen Druck bis zu50 bar mit dem Tiwag-Spaltinjektionsverfahren vorge-spannt, um die Auskleidung in weitgehend ungerissenemZustand zu erhalten. Bei Begehungen wurden im unterenDrittel des Schachts und im ungepanzerten, jedoch mitFolie abgedichteten Teil der Flachstrecke Diagonal- undLängsrisse festgestellt, die aber seit der Erstbefüllung keineVeränderung mehr aufweisen. Dieser Umstand und einkonstanter sehr geringer Wasserverlust von 1,6 bis 3 l/s auf1,5 km Druckschachtlänge, der bei den regelmäßigenDichtheitskontrollen gemessen wird, ermöglichen die si-chere Betriebsführung.

4 Schalbetonauskleidung mit Dichtfolie

Im Druckstollenbau kommt die Dichtfolie insbesondere inden Übergangsbereichen vom betonausgekleideten Druck-stollen zu gepanzerten Strecken zur Anwendung. Auch beider Durchquerung von größeren Störzonen mit hohemWasserandrang findet die Betonauskleidung mit Dichtfoliehäufig Anwendung. Beim Bau des Kraftwerks Sellrain-Silzwurden von der Tiwag erstmals 3 mm dicke Dichtfolien ausPVC eingesetzt. Vor dem Einsatz wurden in umfangreichenVersuchsreihen die Dauerhaftigkeit und das Rissüberbrü-ckungsvermögen verschiedener Produkte von der Tiwag ge-testet. Schließlich wurde auch das Spalt injektionsverfahrenfür den Einsatz mit Dichtfolie weiterentwickelt. Die mit Be-ton und Dichtfolie ausgekleidete Wasserschlossunterkam-mer der Unterstufe (KW Silz) zeigt auch heute noch keineeinzige Feuchtstelle. Die Flanschanschlüsse zur gepanzer-ten Düse und zum gepanzerten Anschluss an den Druck-stollen sind dauerhaft dicht (Bild 3). Ebenso sind die beton-ausgekleideten Ein-/Auslaufschächte des Schachtkraft-werks Kühtai am Speicher Längental mit Dichtfolie abge-dichtet und zeigen keine Undichtigkeit.

In der Flachstrecke des Druckschachts der Oberstufe(KW Kühtai) wurden vermutlich bereits beim Bau die Fo-lienstrecke und der Anschluss der Folie an die dünnwandi-ge Panzerung mit Betoninnenring beschädigt. Es treten Un-dichtigkeiten auf, die bei entleertem Schacht zu Wasserein-tritten von ca. 4 l/s führen. Eine Stelle musste nach 30 Jah-ren Betrieb saniert werden, nachdem ein ca. 30 × 70 cm²großes Stück in der Betonschale auszubrechen drohte.

Beim Druckstollen des Kraftwerks Amlach wurde eine Großstörung durchörtert, die den Fräsvortrieb für elf

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



4 Formed concrete lining with waterproofing membrane

In the construction of pressure tunnels, waterproofingmembranes are used particularly at the transitions of con-crete-lined pressure tunnels to steel-lined sections. Con-crete lining with waterproofing membrane is also oftenused where the tunnel passes through larger fault zoneswith high water ingress. PVC waterproofing membrane3 mm thick was used for the first time by Tiwag during theconstruction of the Sellrain-Silz power station. Before itwas used, Tiwag carried out an extensive series of tests toinvestigate the durability and ability to bridge cracks ofvarious products. Finally, the interface grouting processwas developed further for use with membrane waterproof-ing. The lower chamber of the surge tank at Silz, which islined with concrete with a waterproofing membrane, stilldoes not show any leaks today. The flanged connectionsto the steel-lined nozzle and to the steel-lined junctionwith the pressure tunnel are permanently watertight(Fig. 3). The concrete-lined intake/discharge shafts of theshaft power station at Kühtai at the Längental reservoirare also waterproofed with membrane and do not showany leaks.

In the level section of the penstock of the upper stage(Kühtai), the membrane section and the connection of themembrane to the thin-walled lining with a concrete innerring were presumably damaged during construction.There are leaks, which lead to water inflow of about 4 l/swhen the penstock is emptied. One location had to be re-paired after 30 years of operation because a 30 × 70 cm²piece looked likely to break out of the concrete lining.

The pressure tunnel of the Amlach power station wasdriven through a large fault, which stopped the roadheaderdrive for eleven months. This approx. 250 m long sectionwas sealed with waterproofing membrane and a concretelining. In order to achieve the required prestress with theTiwag interface grouting process, a bearing had to beformed in the highly softened rock mass (karst filling) witha heavily reinforced outer shotcrete layer. During inspec-tions, this section was found to be watertight. Water ingressfrom the construction joints was only detected at the tran-sition to the concrete-lined part without membrane.

5 Thin-walled lining with concrete inner ring

At the Kaunertal power station, a thin-walled (not pres-sure-resistant) steel lining was used for waterproofing likea membrane. This lining consists of 5 mm thick steelsheet, which is welded on site on to steel ribs and thenconcreted in. The lower chamber of the surge tank and an800 m long section of the pressure tunnel were lined inthis way. In the first years of operation, the section leakedrepeatedly. The leaks could generally be detected from along-term rise of the seepage water in the adit and lo-calised and repaired in good time. In 1982, however, a re-peat crack at an already repaired location led to a collapseof the surge tank when the station had to be shut down fora short time. This section of concrete lining with thin-walled lining was then replaced with a pressure-resistantinternal lining and the collapsed area was grouted.

Since that time, Tiwag has only continued to use thin-walled lining, which can resist internal pressure and with

Monate zum Stehen brachte. Diese ca. 250 m lange Stre-cke wurde mit Dichtfolie und Betonauskleidung abgedich-tet. Zum Erreichen der Vorspannung mit dem Tiwag-Spal-tinjektionsverfahren musste im stark aufgeweichten Ge-birge (Karstfüllung) ein Widerlager mittels einer stark be-wehrten äußeren Spritzbetonschale geschaffen werden.Bei Begehungen zeigt sich dieser Teilabschnitt dicht. Le-diglich in den Randbereichen wurden am Übergang zumbetonausgekleideten Teil Wasserzutritte an den Block -fugen vorgefunden.

5 Dünnwandige Panzerung mit Betoninnenring

Beim Kaunertalkraftwerk wurde die dünnwandige (nichtdruckhaltende) Panzerung als Abdichtungsmaßnahme wieeine Dichtfolie eingesetzt. Diese Panzerung besteht ausStahlblechen mit 5 mm Dicke, die mithilfe von Leerbögenvor Ort geschweißt und einbetoniert wurden. Mit diesemSystem wurden die Wasserschlossunterkammer und ein800 m langer Abschnitt des Druckstollens ausgekleidet. Inden ersten Jahren des Betriebs wiesen diese Anlagenteilewiederholt Undichtigkeiten auf. Im Allgemeinen konntendiese Undichtigkeiten über einen langfristigen Anstieg derSickerwässer im Fensterstollen beobachtet und rechtzeitiglokalisiert und saniert werden. 1982 kam es jedoch wegeneines erneuten Risses an einer bereits sanierten Stelle zumVerbruch des Wasserschlosses beim kurzfristigen Abschal-ten der Anlage. Daraufhin wurden in diesem Bereich dieBetonauskleidung mit dünnwandiger Panzerung durch eine druckhaltende innenliegende Panzerung ersetzt undder Verbruchbereich mittels Injektion verpresst.

Seit dieser Zeit werden von der Tiwag nur noch diedünnwandigen Panzerungen eingesetzt, die dem Innen-druck standhalten und zur Aufnahme des Außendrucks ei-ne Betoninnenschale erhalten (Bild 4). 1964 wurden beimWasserschlosssteigschacht des Kaunertalkraftwerks undspäter bei den Druckschächten des Kraftwerks Sellrain-Silz/Unterstufe und des Kraftwerks Amlach erstmalsdünnwandige Panzerrohre mit 10 bis 16 mm Wandstärkeund bis zu 3 m Außendurchmesser vorgefertigt und mit-samt der Betoninnenschale eingebaut. Die Bleche wurden

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


a concrete inner lining to resist the external pressure(Fig. 4). In 1964, thin-walled lining pipes with a wall thick-ness of 10 to 16 mm and up to 3 m outside diameter wereprefabricated and installed for the first time with a con-crete inner lining in the surge tank riser shaft of theKaunertal power station and later also for the penstocks ofthe Sellrain-Silz lower stage and the Amlach power sta-tion. The steel sheet was rolled at the works, welded toform 5 m long pipe sections, stood a fabrication pit and aninner lining of B400 concrete (corresponding to the cur-rent C30/37 according to ÖN B 1992) was installed. Awelding zone about 20 cm wide was left free at each endof the pipe section for welding. After installation and con-creting behind the pipe sections in the shaft, these thinstrips 40 cm wide were filled using full-round formworkand shrinkage-compensated mortar. The subsequentgrouting of the interface to the lining was injected through3/8′′ steel manchette grouting pipes, which were laid alongthe outer wall of the pipe. The concrete lining inside thelining not only safely resists external water pressure whenthe penstock is emptied but also provides permanent andeconomic corrosion protection. During the regular inspec-tions of the system, only minor damage, water seepage andwear has been discovered to this type of lining.

In the upper part of the penstock of the lower stage ofthe Sellrain-Silz power station, two cavities were discov-ered in the concrete, which extended to the thin-walledlining, and four locations with extensive erosion of the sur-

im Werk gerollt, zu 5 m langen Rohrschüssen verschweißtund stehend in einer Grube mit der Innenschale aus Be-ton B400 (entspricht einem heutigen C30/37 lt. ÖN B1992) versehen. An jedem Ende des Rohrschusses bliebfür die Montagerundnaht eine ca. 20 cm breite Schweiß-zone frei. Nach dem Einbau und dem Hinterbetonieren

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



face of the concrete inner ring, which required repair. Forthe new surge tank lower chamber of the Kaunertal powerstation, where this type of lining was also provided, theconcrete inner lining had to be placed on site with full-round formwork due to the size of the pipe with an inter-nal diameter of 5.5 m and the associated transport diffi-culties.

6 Internal steel lining

Tiwag prefers the use of plain pipes (without stiffeningrings or dowels) for the lining of penstocks. An extensiveprogramme of grouting behind the lining can then createuniform bedding conditions and thus avoid irregularities,which can negatively affect the load-bearing behaviour(Fig. 5). The penstock of the Kaunertal power station withits diameter of about 3 m and an operating pressure ofabout 100 bar is one of the most highly loaded penstocksbelonging to Tiwag. Due to its shallow location and theunfavourable ground conditions, the entire penstock waslined with steel. For design purposes, a contribution fromthe rock mass was assumed [8], as is usual in Austria, andthe authority specified for the plain pipe a permissiblesteel stress (σd) of 58 % of the yield limit (σy). For the se-lection of material, high elasticity was considered impor-tant in addition to high strength. The yield strain of the se-lected hydraulic construction steel Aldur 58 is thus morethan ten percent. Since the penstock however is exposedto heavy loading from a ground movement discovered inthe 1980s, it is being replaced with a new penstock with4.3 m diameter and a new alignment. This new construc-tion was started in 2012 and will be completed by 2016.

In order to design to resist internal pressure econom-ically, penstock construction has increasingly used high-strength steels in recent decades. The high strength is,however, often achieved at the cost of the deformability,which can have an unfavourable effect on the brittle be-haviour of the material. Neither the codes nor the usualdesign concepts adequately cover the requirements forsuch a highly loaded system as the Kaunertal power sta-tion, so the following additional requirements have been

der Rohrschüsse im Schacht wurden diese schmalen Strei-fen von 40 cm Breite mithilfe einer Full-Round-Schalungund schwindkompensiertem Mörtel verschlossen. Die ab-schließende Spaltinjektion der Panzerung wurde über3/8′′-Manschetteninjektionsleitungen aus Stahl, die ent-lang der äußeren Rohrwand verlegt wurden, ausgeführt.Die Betonschale innerhalb der Panzerung nimmt nichtnur den Außenwasserdruck bei Entleeren der Anlage si-cher auf, sondern sorgt auch für einen dauerhaften undwirtschaftlichen Korrosionsschutz. Bei den regelmäßigenBegehungen der Anlagen wurden nur wenige Beschädi-gungen, Wassereintritte oder Abnutzungserscheinungenbei diesem Auskleidungstyp festgestellt.

Im oberen Abschnitt des Druckschachts der Unter -stufe des Kraftwerks Sellrain-Silz wurden zwei Betonlun-ker festgestellt, die bis auf die dünnwandige Panzerungreichten, ebenso vier Stellen mit flächenhaftem Abtrag derOberfläche des Betoninnenrings, die eine Sanierung erfor-derten. Für die neue Wasserschlossunterkammer des Kau-nertalkraftwerks, bei der ebenfalls dieser Auskleidungstypvorgesehen war, musste aufgrund der Größe des Rohresmit einem Außendurchmesser von 5,5 m und den damitverbundenen Transportschwierigkeiten, die Innenschaleaus Beton mit einer Full-Round-Schalung vor Ort einge-baut werden.

6 Innenliegende Stahlpanzerungen

Bei der Tiwag werden für Panzerungen von Druckschächtenbevorzugt glatte Rohre (ohne Aussteifungsringe oder Dübel)eingesetzt, da mithilfe eines umfangreichen Injektionspro-gramms an der Rückseite der Panzerung gleichmäßige Bet-tungsverhältnisse erzeugt und damit Unstetigkeiten, die dasTragverhalten negativ beeinflussen, vermieden werden(Bild 5). Der Druckschacht des Kaunertalkraftwerks zähltmit seinem Durchmesser von ca. 3 m und einem Betriebs-druck von ca. 100 bar zu den am höchsten beanspruchtenDruckschächten der Tiwag. Aufgrund seiner oberflächenna-hen Trasse und der ungünstigen Gebirgseigenschaften wur-de der gesamte Schacht mit einer Stahlpanzerung ausgeklei-det. Bei der Bemessung wurde, wie in Österreich üblich, die

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



formulated by the Tiwag:– Design with assitance from the rock mass and the classic

stress verifications (σd = 0.6 σy) for a plain pipe, in whichcase a value of 90 % of the yield strain must not be ex-ceeded, without considering the contribution of the rockmass.

– Limitation of the tension strength of the basic materialin order to ensure a high-strength weld seam (“over-matching”). In this way, the extension of the entire pipecan be mobilised in case of local plastification, whichdoes not remain concentrated in the weld seam.

– Verification of a certain crack toughness, in a materialtest as well as through calculations [10]. The cracktoughness is selected so that the presence of an imper-fection, which just does not have to be repaired accord-ing to the code, cannot precipitate a failure during thelifetime of the structure.

– 100 % weld seam testing, both in the classic way with UT(Ultrasound) and also with the more modern TOFD orPhased Array process.

– Extended preliminary testing of permissible weldingprocesses, including consideration of the constructionelement size and an unfavourable position of the weld.

For the penstock of the Kaunertal power station, a specialthermo-mechanically processed fine steel S 580/820 M(min. yield strength/max. tensile strength) was developed

Gebirgsmitwirkung beim Spannungsnachweis berücksich-tigt [8], und von der Behörde wurde für glatte Rohre eine zu-lässige Stahlspannung (σd) von 58 % der Streckgrenze (σy)vorgeschrieben. Bei der Werkstoffwahl wurde neben einerhohen Festigkeit auch großer Wert auf die Dehnfähigkeit ge-legt. Die Bruchdehnung liegt daher beim ausgewählten Was-serbaustahl Aldur 58 im zweistelligen Prozentbereich. Dader Druckschacht jedoch durch eine in den 1980er-Jahrenentdeckte Bodenbewegung sehr starken Beanspruchungenausgesetzt ist, wird dieser durch einen neuen Schacht mit4,3 m Durchmesser und neuer Trassenführung ersetzt. Die-ser Neubau wurde 2012 begonnen und wird bis 2016 fertig-gestellt sein.

Um auch bei hohem Innendruck wirtschaftlich planenzu können, wurden im letzten Jahrzehnt im Druckschacht-bau vermehrt hochfeste Stahlwerkstoffe eingesetzt. Die ho-he Festigkeit wird aber auf Kosten des Dehnvermögens er-zielt, was das Sprödbruchverhalten eines solchen Werkstoffsungünstig beeinflussen kann. Weder in den Normen noch inden üblichen Bemessungskonzepten sind die Anforderun-gen für eine so hoch beanspruchte Anlage wie das Kauner-talkraftwerk ausreichend erfasst. Daher wurden folgende zu-sätzliche Anforderungen von der Tiwag formuliert:– Bemessung mit Gebirgsmitwirkung und den klassischen

Spannungsnachweisen (σd = 0,6 σy) am glatten Rohr,wobei ein Wert von 90 % der Dehngrenze auch ohneGebirgsmitwirkung nicht überschritten werden darf.

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



based on these requirements and used in most of the pen-stock. It proved to be a great challenge to make sure thestrength of the weld seam exceeded that of the steel plateand this was ensured by testing each batch or evaluatingindividual cases.

The design, assuming a contribution from the rockmass, made use of a deformation modulus for the rockmass, which had been determined at points using the Ti-wag radial press [9]. Rock strain measurements were alsocarried out during the drive above the gripper shoes of thetunnel boring machine in order to be able to determinethe qualitative distribution of the rock strength along thelength of the shaft. Since the deformation modulus deter-mined with the radial press differs considerably from thatfrom the rock strain measurements using the grippers, on-ly relative qualities can be evaluated. For the design con-cept being used, only rock with a stiffness < 4,000 MPa isrelevant for design purposes, since otherwise the observa-tion of the 90 % strain limit for the steel pipe without therock mass would have been decisive and no advantagefrom higher rock mass stiffness been allowed.

For the existing level section, the contribution of therock mass was verified with strain measurement strips dur-ing the trial filling (Fig. 6). At the first filling (loading 1), adeformation modulus Vf* of the rock mass of 4,000 MPawas calculated from the deformation of the overall pipe at95 bar internal pressure. For loading 2, a gap of about0.03 % of pipe strain could be measured and then a higherrock mass stiffness, until finally the same overall deforma-tion as the first loading was reached. After the grouting ofthe interface at 40 bar, a permanent compression stresswas measured in the pipe. On refilling (loading 3 with pre-stress), considerably less pipe deformation without tem-perature gap and a higher rock mass stiffness of Vf* =10,000 MPa were registered. In the diagram (Fig. 6), theworking curve for loading 3 is also entered without pre-stress, in order to make the comparison with the deforma-tion modulus of the rock mass easier to recognise.

Another particular challenge was the design of thebranch pieces and special components for the new system.As a first step, these were simulated with a finite elementmodel (FEM) for a trial filling, unsupported and fully cov-ered. A further FEM calculation for the state of bedding inrock was more difficult, so the finding of a model for bed-ding, friction and bearing led to a considerable amount of(discussion and) work.

Another point for discussion is the modelling of an-chorage lengths into the rock where a pipe emerges at thesurface. Near the valves installed in the headrace tunnel toprevent unintended emptying of the reservoir, the transi-tion from the free pipe to the concrete lining is constructedwith steel lining for a length of 20 m at Tiwag power sta-tions. In the steel-lined transition zone is a tapered widen-ing to the larger diameter of the concrete lining, which alsoserves to anchor the compression forces from the cover.Where the pipe emerges from the rock mass, no shear ringsare provided except in special cases, since it has alreadybeen demonstrated by measurements at the Kaunertalpower station that, assuming an intensive grouting cam-paign, the compression from the cover is already trans-ferred into the rock mass by friction after two pipe diame-ters (Fig. 7). In two special cases – at the Kühtai shaft pow-

– Beschränkung der Zugfestigkeit des Grundwerkstoffs,um eine höherfeste Schweißnaht sicherzustellen („Over-matching“). So kann im Falle eines lokalen Plastifizie-rens das Dehnvermögen des gesamten Rohrs mobilisiertwerden und bleibt nicht nur auf die Schweißnaht be-grenzt.

– Nachweis einer bestimmten Risszähigkeit sowohl imEignungsversuch als auch über Berechnungen [10]. DieRisszähigkeit wird so gewählt, dass eine vorhandene Im-perfektion, die lt. Norm gerade nicht mehr repariert wer-den muss, während der Lebensdauer des Bauwerks keinVersagen auslösen kann.

– 100 % Schweißnahtprüfung sowohl klassisch mit UT(Ultraschall) als auch mit den moderneren TOFD- oderPhased-Array-Verfahren.

– Erweiterte Eignungsprüfung für die zulässigen Schweiß-verfahren, die Bauteilgröße und ungünstigste Schweiß-position mit einbezieht.

Für den neuen Druckschacht des Kaunertalkraftwerkswurde auf Grundlage dieser Anforderungen ein eigenerthermomechanisch bearbeiteter Feinkornstahl S 580/820 M (min. Dehngrenze/max. Zugfestigkeit) entwickelt,der im Großteil des Druckschachts eingesetzt wurde. Dasgesicherte Übertreffen der Zugfestigkeit des Blechwerk-stoffs durch das Schweißgut stellte eine große Herausfor-derung dar und wurde durch eine Chargenprüfung oderBewertung im Einzelfall sichergestellt.

Die Bemessung mit Gebirgsmitwirkung erfolgte aufGrundlage eines Verformungsmoduls für das Gebirge, derseinerzeit punktweise mit der Tiwag-Radialpresse [9] er-mittelt wurde. Zusätzlich wurden Felsdehnungsmessun-gen während des Vortriebs über die Gripperplatten derTunnelbohrmaschine ausgeführt, um die qualitative Ver-teilung der Gebirgssteifigkeit über die Schachtlänge fest-stellen zu können. Da der mit der Radialpresse ermittelteVerformungsmodul von der Felsdehnungsmessung überdie Gripper erheblich abweicht, können nur relative Grö-ßen zur Bewertung herangezogen werden. Beim vorliegen-den Bemessungskonzept war nur ein Gebirge mit einerSteifigkeit < 4.000 MPa bemessungsrelevant, da andern-falls die Beachtung der 90 %-Dehngrenze des Stahlrohrsohne Gebirge maßgeblich wird und somit Vorteile einerhöheren Gebirgssteifigkeit nicht zulässig wären.

Bei der bestehenden Flachstrecke wurde die Gebirgs-mitwirkung bei der Füllprobe mit Dehnmessstreifen nach-gewiesen (Bild 6). Hier wurde bei der Erstbefüllung (Be-lastung 1) ein Verformungsmodul Vf* des Gebirges überdie Gesamtrohrverformung bei 95 bar Innendruck von4.000 MPa errechnet. Bei Belastung 2 konnte ein Spaltvon ca. 0,03 % Rohrdehnung und anschließend eine hö-here Gebirgssteifigkeit gemessen werden, bis schließlichdie gleiche Gesamtverformung wie bei der Erstbelastungerreicht war. Nach der Spaltinjektion mit 40 bar wurde ei-ne verbleibende Druckvorspannung im Rohr gemessen.Bei der Wiederbefüllung (Belastung 3 mit Vorspannung)wurden eine wesentlich geringere Rohrverformung ohneTemperaturspalt und eine höhere Gebirgssteifigkeit vonVf* = 10.000 MPa registriert. Im Diagramm (Bild 6) ist zu-sätzlich die Arbeitslinie der Belastung 3 auch ohne Vor-spannung eingetragen, um den Vergleich mit dem Verfor-mungsmodul des Gebirges leichter zu erkennen.



er station (Sellrain-Silz upper stage) and the highly loadedlower stage of the Sellrain-Silz power station – the end ofthe steel-lined level section was concreted during a pres-sure test for the penstock and thus prestressed between twomassive shear rings in order to completely avoid longitudi-nal deformation from power station operation.

Corrosion protection of the steel lining always pro-vides problems. Older products containing lead have to bedisposed of expensively. And finally, the paint on the steellining at the Sellrain-Silz power station group had to be re-newed as part of the major overhaul after ten years of op-eration because the coating was severely damaged by theformation of bubbles.

7 Lining with precast concrete elements

There are no headrace tunnels with complete segmentlinings currently in operation at any Tiwag power station,but a lining with precast elements is planned for the pres-sure tunnel at the GKI diversion power station, which iscurrently under construction. During the construction ofthe new penstock for the Kaunertal power station, goodexperience was gained with segment lining, although thisonly served to support the rock mass since a steel lining isinstalled inside the precast elements. The hexagonal pre-cast concrete elements are provided with foam rubbergaskets and backfilled with annular gap grout, which pro-vides an exceptionally good seal against external pressurefor the subsequent grouting of the rock mass throughdrilled holes. Some instances of spalling did, however, oc-cur during installation due to the brittle concrete with acompression strength of 50 Mpa, which was not too seri-ous on this project since they are concreted behind thesteel lining.

In the pressure tunnel of the existing Amlach powerstation, precast invert segments with a water channel wereinstalled as the tunnel was driven. In general, these form areliable joint with the concreted inner lining and the lon-gitudinal joints are found to be largely watertight on in-spection due to the prestress grouting. At some locationsunder high pressure, it is rather the ring joints that leak de-spite the use of sealing gaskets and this can favour the for-mation of deposits of scale and fine material, as for exam-ple in the Amlach pressure tunnel (Fig. 8).

Eine besondere Herausforderung stellte die Bemes-sung der Abzweigstücke und Sonderbauteile der neuenAnlage dar. Diese wurden im ersten Schritt mit einem Finite-Elemente-Modell (FEM) für eine Füllprobe frei tra-gend und voll abgedeckelt bemessen. Eine weitere Berech-nung mit FEM für den Zustand der Einbettung im Fels warschwieriger, sodass die richtige Modellfindung für Bet-tung, Reibung und Auflager einen erheblichen (Diskussi-ons-)Aufwand nach sich zog.

Ein weiterer Diskussionspunkt ist die Ausbildung vonVerankerungsstrecken im Fels bei Austritt einer Rohrlei-tung an die freie Oberfläche. Im Nahbereich der im Trieb-wasserweg eingebauten Drosselklappen zum Schutz ge-gen ein ungewolltes Auslaufen der Speicher wird bei denAnlagen der Tiwag der Übergang von der freien Rohrstre-cke zur Betonauskleidung auf ca. 20 m Länge gepanzertausgeführt. Im gepanzerten Übergangsbereich befindetsich eine konische Aufweitung zum jeweils größerenDurchmesser der Betonauskleidung, die auch als Veranke-rung der Deckeldruckkräfte dient. Beim Austritt der Rohr-leitung aus dem Gebirge sind – außer in Sonderfällen –keine Schubringe angeordnet, da bereits beim Kaunertal-kraftwerk durch Messungen nachgewiesen wurde, dass, eine intensive Injektionskampagne vorausgesetzt, der

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

Table 1. Friction loss coefficients in pressure tunnels according to Manning-Strickler kStTabelle 1. Reibungsverlustbeiwerte in Druckstollen nach Manning-Strickler kSt

Power station kSt [m1/3/s] at commissioning kSt [m1/3/s] after years of operationKraftwerksanlage kSt [m1/3/s] bei Inbetriebnahme kSt [m1/3/s] nach mehrjährigem Betrieb

KW Imst ≈ 81 ≈ 72 (after 27 years) ≈ 75 (after 54 years)

KW Imst ≈ 81 ≈ 72 (nach 27 Betriebsjahren) ≈ 75 (nach 54 Betriebsjahren und Reinigung)

KW Kaunertal — ≈ 88 (after 40 years)KW Kaunertal — ≈ 88 (nach 40 Betriebsjahren)

KW Sellrain-Silz, lower stage ≈ 81 ≈ 76 (after 32 years)KW Sellrain-Silz Unterstufe ≈ 81 ≈ 76 (nach 32 Betriebsjahren)

KW Amlach ≈ 85 ≈ 76 (after 25 years)KW Amlach ≈ 85 ≈ 76 (nach 25 Betriebsjahren)



8 Flow losses due to friction in pressure tunnels

Losses due to friction of the flowing water against the tun-nel sides make up most of the total flow losses in a pres-sure tunnel. Therefore – especially for longer tunnels –particular attention is paid to lining with as little frictionas possible in pressure tunnel construction. At the Tiwagpower stations described in sections 1.1 to 1.4, the pressuretunnels are provided with prestressed unreinforced con-crete linings, for which steel formwork is used. This type oflining ensures a very low roughness, described in the spe-cialist literature as a friction loss coefficient according toManning-Strickler of kSt = 80 to 85 m1/3/s. These coeffi-cients, which are used for the hydraulic design of the pres-sure tunnel, can be back-calculated from flow loss mea-surements after the start of operation and again aftermany years of operation (Table 1). The measurements un-dertaken generally show, with the exception of theKaunertal power station, a noticeable increase of frictionlosses compared to measurements made at commission-ing, which show in a reduction of the calculated Manning-Strickler coefficient kSt.

The reason for this measured increase of flow losses isthe already described occurrence of roughness elementsas a result of calification and the erosion of aggregatesfrom the concrete structure. One particular case is the ac-cretion of mud on the tunnel sides, which is found aboveall during inspections of the Amlach and Imst river diver-sion stations. In contrast to small-scale grain roughness re-sulting from erosion of the concrete, these form muchlarger and wave-shaped flow resistance elements. The ef-fect of these deposits on the roughness can be seen fromthe reduction of flow losses, or increase of the Strickler co-efficient, determined during the third in comparison to thesecond measurement in the Imst pressure tunnel (Table 1).About seven years after the second measurement, the pres-sure tunnel was empty for several months, after which thedeposits were observed to have dried out. When the tun-nel was put back into operation, a noticeable flushing ofthe tunnel was observed. The measurable increase of per-formance after the reopening confirms the success of thisunplanned cleaning effect.

9 Conclusions

The pressure tunnels and penstocks at the Tiwag hy-dropower stations are mostly in a very good condition.The cost of refurbishment for the headraces is quite low af-ter the initial repair after starting operation. Particularlythe extensive grouting work in the long pressure tunnels,not least through the use of the Tiwag interface groutingprocess, has proved successful by providing a more water-tight concrete lining in comparison with simple groutingthrough drilled holes. In the headraces of the high moun-tain stations, the erosion of calcareous aggregates out ofthe concrete lining has had an increasingly negative effecton the surface roughness. In the headraces of the river di-version stations, roughness has been worsened by califica-tion and the accretion of mud. During the regular inspec-tions of the headrace tunnels lined with in-situ and precastconcrete, it has been noted that leaking ring joints worsenthe formation of these deposits.

Deckeldruck bereits nach zwei Rohrdurchmessern durchReibung ins Gebirge übertragen ist (Bild 7). Um Längsver-formungen durch den Kraftwerksbetrieb gänzlich zu ver-meiden, wurde in zwei Sonderfällen – beim Schachtkraft-werk Kühtai (Sellrain-Silz Oberstufe) und bei der hochbe-anspruchten Unterstufe des Kraftwerks Sellrain-Silz – dasEnde der gepanzerten Flachstrecke in gefülltem Zustandeinbetoniert und somit in Längsrichtung zwischen zweimassiven Schubringen vorgespannt.

Der Korrosionsschutz der Panzerung erzeugt immerwieder Probleme. So erfordern ältere Fabrikate, die Blei-bestandteile enthalten, einen erhöhten Aufwand bei derEntsorgung. Nicht zuletzt musste anlässlich einer Groß -revision der Kraftwerksgruppe Sellrain-Silz nach zehnJahren Betrieb der Anstrich der Panzerung erneuert wer-den, da dieser durch Blasenbildung stark beschädigt war.

7 Auskleidung mit Betonfertigteilen

Ein Triebwasserweg mit vollflächiger Tübbingauskleidungist bei den bestehenden Kraftwerksanlagen der Tiwagnicht in Betrieb, jedoch ist für den in Bau befindlichenDruckstollen des Ausleitungskraftwerks GKI eine solcheFertigteilauskleidung vorgesehen. Beim Bau des neuenDruckschachts für das Kaunertalkraftwerk wurden guteErfahrungen mit dem Tübbingausbau gemacht, der dort je-doch ausschließlich zur Gebirgssicherung dient, da inner-halb der Fertigteile eine Stahlpanzerung eingebaut ist. Diehexagonalen Betonfertigteile wurden mit Moosgummi-dichtungen versehen und mit Ringspaltmörtel hinterfüllt,was für die nachfolgende Gebirgsinjektion über Bohrlö-cher eine außerordentlich gute Abdichtung gegen Außen-druck bewirkte. Aufgrund des spröden Betons mit 50 MPaDruckfestigkeit wurden aber beim Einbau doch einige Ab-platzungen verzeichnet, die bei diesem Projekt (da hinterder Panzerung einbetoniert) nicht ins Gewicht fielen.

Im Druckstollen des bestehenden Kraftwerks Amlachwurden bereits während des Vortriebs Sohlfertigteile mitWassergraben verlegt. Im Allgemeinen gehen diese mit dereingebauten Innenschale eine verlässliche Verbindung einund die Längsfugen zeigen sich bei Begehungen wegender Vorspanninjektion weitgehend dicht. An Stellen mithohem Druck sind es eher die Ringfugen, die trotz der An-wendung von Dichtstreifen Wasser eindringen lassen unddie Bildung von Anlagerungen aus Sinter und Feinmateri-al, z. B. im Druckstollen Amlach, begünstigen (Bild 8).

8 Fließverluste in Druckstollen infolge Reibung

An den gesamten Fließverlusten in einem Druckstollenhaben die Verluste aus der Reibung des Triebwassers ander Stollenauskleidung den größten Anteil. Daher wird imDruckstollenbau – vor allem bei größeren Längen – auf ei-ne möglichst reibungsarme Auskleidung besonderer Wertgelegt. Bei den in den Kapiteln 1.1 bis 1.4 beschriebenenKraftwerken der Tiwag wurden die Druckstollen mit vor-gespannten unbewehrten Schalbetonauskleidungen verse-hen, für die Stahlschalungen verwendet wurden. DieseAuskleidungsart gewährleistet im Bau sehr geringe Rauig-keiten, die in der Fachliteratur durch einen Reibungs -verlustbeiwert nach Manning-Strickler von kSt = 80 bis85 m1/3/s beschrieben werden. Diese für die hydraulische



It has been demonstrated that plastic waterproofingmembranes, as long as they are not damaged during con-struction, ensure decades of waterproofing. Waterproofingwith thin sheet steel, which was formerly common inheadrace tunnels, is no longer used for new tunnels. Con-cerning steel lining, good experience has been gained withductile materials and also a high elasticity of the pipe(overmatching and crack toughness) and the verificationof the structural contribution of the rock mass has beenfound more important than high strength of the steel.

References

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[10] Bonapace, P., Hammer, A., Maldet, R., Schüller, O.: The renewal of the penstock for the Kaunertal high-head hydro -power plant in Austria. Steel Construction, Volume 6 (2013),Nr. 4, S. 257–264.

Dipl.-Ing. Paul BonapaceTiwag – Tiroler Wasserkraft AGEduard-Wallnöfer-Platz 2A-6020 [email protected]

Dr. Dipl.-Ing. Bernhard HoferTiwag-Tiroler Wasserkraft AGEduard-Wallnöfer-Platz 2A-6020 Innsbruck [email protected]

Bemessung der Druckstollen verwendeten Beiwerte wur-den nach der Inbetriebnahme und zusätzlich nach mehr-jährigem Betrieb aus Fließverlustmessungen rückgerech-net (Tabelle 1). Aus den vorgenommenen Messungenkonnte, mit Ausnahme des Kaunertalkraftwerks, im Ver-gleich zum Zeitpunkt der jeweiligen Kraftwerksinbetrieb-nahme generell eine merkbare Erhöhung der Fließverlustefestgestellt werden, was sich in der Reduktion der errech-neten Manning-Strickler-Beiwerte kSt zeigt.

Grund für diese gemessenen Erhöhungen der Fließ-verluste sind die beschriebenen Entstehungen von Rauig-keitselementen infolge von Aussinterungen sowie von Aus-lösen von Zuschlagstoffen aus der Betonstruktur. Eine Be-sonderheit stellen vor allem bei Begehungen in den Druck-stollen der Flusskraftwerke Amlach und Imst vorgefundeneSchlickablagerungen an der Stollenwandung dar. Diese bil-den im Gegensatz zur kleinstrukturierten Kornrauigkeit(infolge Auslösungserscheinungen aus dem Beton) deut-lich größer strukturierte und wellige Fließwiderstandsele-mente. Der Rauigkeitseinfluss dieser Ablagerungen ist ausder Reduktion der Fließverluste bzw. der Erhöhung desStricklerbeiwertes bei der dritten im Vergleich zur zweitenMessung am Druckstollen Imst erkennbar (Tabelle 1). Et-wa sieben Jahre nach der zweiten Messung konnte nach ei-ner mehrmonatigen Entleerung des Druckstollens eineAustrocknung der Schlickablagerungen festgestellt undnach Wiederinbetriebnahme ein merkbarer Austrag ausdem Stollen beobachtet werden. Eine mess bare Leistungs-erhöhung bei der Wiederinbetriebnahme bestätigte den Er-folg dieses ungeplanten Reinigungseffekts.

9 Schlussfolgerungen

Die Druckstollen und Druckschächte der Wasserkraft -anlagen der Tiwag befinden sich zum Großteil in sehr gutem Zustand. Der Sanierungsaufwand für die Triebwas-serwege ist nach einer Erstinstandsetzung nach erfolgterInbetriebnahme eher gering. Insbesondere der hohe Injek-tionsaufwand in den langen Druckstollen, nicht zuletztdurch Einsatz des Tiwag-Spaltinjektionsverfahrens, machtsich erfolgreich durch eine dichtere Betonauskleidung imVergleich zur Bohrlochinjektion bemerkbar. In den Trieb-wasserwegen der Hochgebirgsanlagen hat das Heraus -lösen der kalkhaltigen Zuschlagstoffe aus der Betonschaledie Rauigkeit zunehmend negativ beeinflusst. In denTriebwasserwegen der Ausleitungskraftwerke wurde dieRauigkeit durch das Aussintern und Anlagern von Schlickvergrößert. Bei den regelmäßigen Inspektionen der mitSchalbeton und Betonfertigteilen ausgekleideten Trieb-wasserwege zeigte sich, dass undichte Ringfugen dieseAusbildung von Ablagerungen fördern.

Es wurde nachgewiesen, dass Kunststoff-Dichtfolien,falls sie beim Bau nicht beschädigt wurden, jahrzehntelan-ge Abdichtung sicherstellen. Eine Abdichtung mit dünnenStahlblechen, wie sie früher im Stollenbau angewandtwurde und noch vereinzelt vorhanden ist, wird beim Neu-bau nicht mehr verwendet. Bei der Stahlpanzerung wirdnach den guten Erfahrungen mit duktilen Werkstoffenweiterhin auf eine hohe Verformbarkeit der Rohrleitung(Overmatching und Risszähigkeit) und eine gesicherte Ge-birgsmitwirkung größerer Wert gelegt als auf eine hoheFestigkeit des Stahlwerkstoffs.


Topics

DOI: 10.1002/geot.201400056

Despite the English description, the raise boring originated inGermany, where the first raise boring machine was developed bythe engineer Bade in 1949. Today it is possible to bore diametersof more than 7 m and depths of more than 1,200 m with machines,which can apply tension forces of about 1,600 t and torques ofabout 1,100 kNm. The deepest shaft yet bored by the raise boringmethod has a depth of 1,260 m and a diameter of 7.10 m. The raise boring method is purely mechanised and consists oftwo steps: Pilot boring and reaming. Depending on the rock hard-ness, the penetration rates range from 0.75 to 1.50 m/h for the pi-lot hole and between 0.20 and more than 2 m/h for the reaming,depending on geology and diameter. Modern guided drilling rigscan achieve an accuracy of about 0.1 m over 500 m (= 0.002 %)for the pilot hole. Geological faults encountered drilling the pilotcan be stabilised by grouting, and in some cases the use of plas-tic packers can be helpful. If collapses occur during enlargement,they have to be stabilised in a separate working step. Even though the raise boring method has already been able tobore diameters of more than 7 m, there are shafts that cannot bebored by raise boring. But in this case a raise bored shaft can beused as a mucking shaft and the shaft enlarged to the final dia -meter by blasting without expensive shaft sinking machinery.

1 Historical background of the raise boring technique

Despite the English description, raise boring originated inGermany, where the engineer Bade developed the firstraise boring machine as long ago as 1949. This consistedof a winch and a borer to cut a shaft of 1.52 m diameter(Fig. 1). Before Bade’s device could be used, a pilot holehad to be drilled in order to let a cable for the drill headdown from the upper to the lower invert. The drill headhanging from the cable was self-rotating. Bade hoped thatthis new method would replace conventional shaft sink-ing, which was dangerous for the miners.

The next large development step was achieved in thelate 1950s by Robert E. Cannon. The next generation ofraise boring machines was developed in collaborationwith other machine manufacturers. In addition to RobertE. Cannon, the Robbins Company played a large part inthe development. The method was basically the same asused by Bade, but with the difference that the drill headdid not need a long supply cable. The connection betweenmachine and drill head was rigid – the drill string. From1955, this process was first used in Germany, in a coalmine in the Saarland. A drill developed by the company

Trotz der englischen Bezeichnung liegen die Ursprünge des Raise Borings in Deutschland. Ingenieur Bade entwickelte be-reits 1949 die erste Raise-Boring-Maschine. Heute ist man in derLage, Durchmesser von mehr als 7 m und Tiefen von mehr als1.200 m zu bohren mit Anlagen, die Zugkräfte von ca. 1.600 t auf-bringen und Drehmomente von ca. 1.100 kNm bewältigen. Dertiefste Schacht, der bisher mit der Raise-Boring-Methode herge-stellt wurde, hat eine Tiefe von 1.260 m und einen Durchmesservon 7,10 m. Die Raise-Boring-Methode ist eine rein mechanische Ausbruch-methode und besteht aus zwei Arbeitsgängen: der Pilotbohrungund der Aufweitbohrung. Abhängig von der Gesteinshärte liegendie Bohrleistungen bei Pilotbohrungen zwischen 0,75 und1,50 m/h und bei der Aufweitung, abhängig von Geologie undDurchmesser, zwischen 0,20 und mehr als 2 m/h. Mit den heuti-gen Zielbohrgeräten können Bohrgenauigkeiten bei der Pilotboh-rung von ca. 0,1 m auf 500 m (= 0,002 %) erzielt werden. Geolo -gische Störzonen während der Pilotbohrung kann man mittels Injektionen stabilisieren; unter Umständen kann der Einsatz vonKunststoffpackern hilfreich sein. Bei Verbrüchen während derAufweitbohrung müssen diese in einem separaten Arbeitsschrittstabilisiert werden. Auch wenn mit der Raise-Boring-Methode bereits Durchmesservon mehr als 7 m gebohrt werden können, gibt es Schächte, de-ren Durchmesser mit dem Raise Boring nicht mehr hergestelltwerden können. Mithilfe eines Raise-Boring-Schachts als Schut -terschacht können solche Schächte ohne Installation von auf-wendigen Schachtanlagen sprengtechnisch aufgeweitet werden.

1 Geschichtlicher Hintergrund der Raise-Boring-Technik

Trotz der englischen Bezeichnung liegen die Ursprüngedes Raise Borings in Deutschland. Ingenieur Bade ent -wickelte bereits 1949 die erste Raise-Boring-Maschine, be-stehend aus einer Winde und einem Bohrer, um einenSchacht mit einem Durchmesser von 1,52 m zu fräsen(Bild 1). Bevor Bades Gerät eingesetzt werden konnte,musste ein Pilotloch gebohrt werden, um das Seil für denBohrkopf von der oberen zur unteren Sohle abzulassen.Der am Seil hängende Bohrkopf war selbstrotierend. Badehoffte, mit dieser neuen Methode, die für die Mineure ge-fährlichere konventionelle Schachtherstellung zu verdrän-gen.

Der nächste größere Schritt in der Entwicklung er-folgte in den späten 1950er-Jahren durch Robert E. Can-non. In Zusammenarbeit mit anderen Maschinenbau -

Basic considerations and practical experience withthe boring of deep shafts by the raise boring process

Grundsatzüberlegungen und baupraktischeErfahrungen beim Auffahren tiefer Schächte im Raise-Boring-Verfahren

Peter Stakne


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

Wirth, Erkelenz was used. The process was thus in com-petition with the conventional type of large-diameter bor-ers used in German mining since 1945.

The first raise boring machine of the design still usedtoday was made in 1962. This 31R machine was made bythe Robbins Company and tested in the Homer-Wausecamine in Michigan. After a few modifications, this machinecould bore shafts with a diameter of up to 1.83 m. Thisfirst raise boring machine was also used in 1975 for shaftboring. The Canadian Inco mine was the first mine wherethe raise boring machine was regularly used for ventilationand gravity shafts. In 1975, Inco already possessed nine61R machines from Robbins, which could bore shafts upto 2.44 m diameter and 450 m deep.

2 Technical capabilities of the raise boring technique

While at the start of the use of this method the diametersand depths were fairly small, machines today can copewith diameters of over 7 m and depths of over 1,200 m, de-pending on the geology (Table 1). The basic idea of Badehas however never been forgotten. The method is current-ly the safest and has become the quickest method of exca-vating shafts. The trend, according to the statements ofvarious raise boring machinery manufacturers, is to ma-chines capable of boring diameters of 4 m or more (Fig. 2).

The requirement to bore larger diameters and greaterdepths naturally also increases the risks. The main atten-tion is not now paid to the machine but also to the acces-sories such as drill string, pilot bit or the cutters for thereaming head. The risks for longer shafts with larger dia -meters are above all the drill string and particularly thethreaded connections. The manufacturers react to thisfact by paying great attention to the drive and control sys-tem.

Raise boring machines can have various drives:– The hydraulic drive has a variable speed and very elastic

torque behaviour with simple limitation. Due to thesmall mass of the rotor, the danger of rod breakage isvery low.

– The electric drive also has variable speed and is regulat-ed by frequency conversion, with very precise torquelimitation and control. The application of force at the

firmen wurde die nächste Generation der Raise-Boring-Maschinen entwickelt. Neben Robert E. Cannon war dieFirma Robbins maßgeblich an der Entwicklung beteiligt.Grundsätzlich war die Arbeitsweise dieselbe wie bei Bade,jedoch mit dem Unterschied, dass der Bohrkopf ohne lan-ge Versorgungskabel auskam. Die Verbindung zwischenMaschine und Bohrkopf war eine starre Welle – das Bohr-gestänge. Ab 1955 wurde das Verfahren erstmals in West-deutschland angewendet – im Steinkohlenbergbau desSaarlandes. Eingesetzt wurde ein von der Firma Wirth ausErkelenz entwickeltes Bohrgerät. Das Verfahren trat da-mit in Wettbewerb zu dem seit 1945 im deutschen Stein-kohlenbergbau entwickelten Großlochbohren herkömm -licher Art.

Die erste Raise-Boring-Maschine, die dem heutigenDesign entspricht, entstand 1962. Diese Maschine mit derBezeichnung 31R wurde von der Firma Robbins gebautund in der Homer-Wauseca-Mine in Michigan getestet.Nach einigen Modifikationen konnten mit dieser Maschi-ne Schächte mit einem Durchmesser von bis zu 1,83 m ge-bohrt werden. Diese erste Raise-Boring-Maschine wurdeauch 1975 noch für Schachtbohrungen eingesetzt. Die ka-nadische Grube Inco war der erste Untertagebau, welcherdie Raise-Boring-Maschinen regelmäßig für Ventilations-und Sturzschächte einsetzte. Bis 1975 besaß Inco bereitsneun Maschinen des Typs 61R von Robbins, mit denenBohrungen bis zu 2,44 m Durchmesser und Tiefen bis zu450 m niedergebracht werden konnten.

2 Technische Möglichkeiten der Raise-Boring-Technik

Kamen zu Beginn dieser technischen Art der Schachther-stellung eher kleinere Durchmesser und kurze Längen zurAusführung, so ist man heute, abhängig von der Geologie,in der Lage, Durchmesser über 7 m und Tiefen über1.200 m zu bohren (Tabelle 1). Die Grundidee von Badewurde dabei nie außer Acht gelassen. Diese Methode istzurzeit die sicherste und wurde mit der Zeit auch dieschnellste, um Schächte herzustellen. Der Trend geht lautAussage verschiedener Raise-Boring-Gerätehersteller zuBohrgeräten mit der Möglichkeit, Durchmesser von 4 mund mehr bohren zu können (Bild 2).

Mit der Vorgabe, größere Durchmesser und größereTiefen bohren zu können, steigen natürlich auch die Risi-ken. Hauptaugenmerk legt man nun nicht mehr nur aufdie Maschinen, sondern auch auf das Zubehör wie Bohr-gestänge, Pilotkrone oder Meißel für die Aufweitkrone.Die Risiken bei längeren Bohrungen mit größeren Durch-messern liegen vor allem beim Bohrgestänge, besondersdem Gewindeteil. Die Hersteller berücksichtigen dieseTatsache, indem sie dem Antrieb und dem Kontrollsystemgroße Aufmerksamkeit widmen.

Die Raise-Boring-Maschinen haben verschiedene An-triebe:– Der hydraulische Antrieb hat eine variable Geschwin-

digkeit und ein sehr elastisches Drehmomentverhaltenbei einfacher Begrenzung. Durch die geringe Masse desRotors ist die Gefahr eines Gestängebruchs sehr gering.

– Der elektrische Antrieb hat ebenfalls eine variable Ge-schwindigkeit und wird durch Frequenzumwandlungund sehr präzise Drehmomentbegrenzung und -kontrol-le geregelt. Die Kraftumsetzung zum Bohrkopf ist bei

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



reaming head is better with this sort of drive but the ro-tation of the reaming head is irregular, since there is lesselasticity than with a hydraulic drive.

Large raise boring machines are currently capable of ex-erting tension forces of about 1,600 t and torques of about1,100 kNm. These forces are necessary since the drillstring for a shaft 1,000 m deep will weight about 500 t, andthe weight of a reaming head including the necessary cut-ters is about 35 t. This means that a maximum thrust ofabout 28 t per cutter is available, which is sufficient for agood, efficient advance rate.

In a mine in Chile, two shafts were bored in2013/2014 with depths of 383 and 280 m and a diameterof 3.86 m. The raise boring machine used had a tensionforce of 1,000 t and a torque of 600 kNm. The rock hard-ness was 120 to 165 Mpa. The average advance rates were0.90 and 0.78 m/h respectively. The wear on the cutters inthe cutting head was about 40 to 45 % of the wear volume,and the wear was found to be variable. The inner cutters(directly next to the stem of the reaming head) showed thegreatest wear of up to 70 % and the cutters in the centre ofthe reaming head with less than 50 % had the least wear.At the moment, a shaft is being bored in the same minewith a depth of 385 m and a diameter of 5.00 m. The al-ready mentioned raise boring machine is being used againin rock hardnesses of 120 to 165 Mpa. After the first 60 m,the average advance rate is 0.375 m/h.

diesem Antrieb besser, jedoch ist die Rotation des Auf-weitkopfs unruhiger, da die Elastizität wie beim hydrau-lischen Antrieb nicht gegeben ist.

Die großen Raise-Boring-Maschinen sind heute in der Lage, Zugkräfte von ca. 1.600 t aufzubringen und Dreh-momente von ca. 1.100 kNm zu bewältigen. Diese Kräftesind notwendig, da das einzusetzende Bohrgestänge bei einer Schachttiefe von 1.000 m ein Eigengewicht von ca.500 t hat. Das Gewicht einer Aufweitkrone mit 6,00 mDurchmesser einschließlich der erforderlichen Meißel be-trägt ca. 35 t. Dies bedeutet, dass ein maximaler Anpress-druck von ca. 28 t je Meißel zur Verfügung steht, was aus-reichend für eine gute, effiziente Vortriebsleistung ist.

In einem Untertagebau in Chile wurden 2013/2014zwei Schächte mit einer Länge von 383 bzw. 280 m mit ei-nem Durchmesser von 3,86 m gebohrt. Das dabei zumEinsatz gekommene Raise-Boring-Gerät hatte eine Zug-kraft von 1.000 t und ein Drehmoment von 600 kNm. DieGesteinshärte betrug 120 bis 165 Mpa. Die mittlere Bohr-leistung betrug 0,90 bzw. 0,78 m/h. Der Verschleiß derMeißel am Bohrkopf betrug ca. 40 bis 45 % des Ver-schleißvolumens, wobei keine gleichmäßige Abnutzungfestgestellt werden konnte. Die inneren Meißel (direkt amBohrkopfstamm) wiesen mit bis zu 70 % die größte Abnut-zung auf, die Meißel im Bohrkopfzentrum mit weniger als50 % die geringste Abnutzung. Zurzeit wird im selben Untertagebau ein Schacht mit einer Tiefe von 385 m und

Table 1. Examples of vertical raise boring shaftsTabelle 1. Beispiele für lotrechte Raise-Boring-Schächte

Country Name Location Depth Diameter

Switzerland Sedrun II Sedrun 785 m ∼ 3.00 m

Australia Cadia East Cadia mine, Orange 930 m 6.00 m

Australia Telfer VR12 Telfer VR 12 900 m 5.00 m

Canada Totten VI Totten mine 622 m 4.50 m

South Africa Linmin Ventshaft Lonmin mine 1,070 m 5.50 m

Canada Red Lake Red Lake Gold Mines 694 m 5.50 m

RedboreAtlas CopcoWirthTerratec

SandvikStublattner

HerrenknechtOY Indau

Dia

met

er [m

]

Torque [kNm]

9

8

7

6

5

4

3

2

1

00 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000

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



The largest shaft ever bored by a raise boring machinehas a depth of 1,260 m and a diameter of 7.10 m. Even ifthere is now interest in boring diameters of over 6 m todepths of over 1,400 m, the cost of the appropriate drillstring and the risk are factors that demonstrate the limitsof the technology. Apart from isolated shafts in mines,however, the stated diameters and depths are sufficient tomeet the demands of the market. On power station pro-jects, inclined shafts are now often replaced with raise bor-ing to reduce costs and accelerate schedules.

3 Working principle of raise boring

Raise boring is a purely mechanised method of excava-tion. In order to be able to install the machine, a systemhas been developed to enable it to travel to its workplaceon crawlers and move into the required position. This sys-tem can reduce the installation time by up to 75 %. Withthe appropriate planning (completed concrete founda-tion), the raise boring machine complete with all acces-sories as well as drill rod delivery and store can be assem-bled and ready to start work within 5 to 7 days. The liftingof the reaming head is not included here since this de-pends on the diameter

One precondition for the use of the raise boringmethod is access to the head and bottom of the shaft. Themachine needs about 6 m × 10 m for setting up, and suffi-cient storage space is also needed for the drill rods. Thesize of this storage area depends on the depth of the shaftto be bored. This method of shaft sinking is divided intotwo working steps: pilot drilling and reaming, in additionto setting up and clearing the site. The working steps areillustrated in Fig. 3 and are now explained.

3.1 Pilot drilling from top to bottom

The selection of the drill bit (Fig. 4) depends on the rock(hardness, elasticity, porosity, ease of penetration, tough-ness). Various types are used with different tooth lengthsin double tapered or spherical shapes. Stabilisers are usedbehind the pilot bit. The stabilisers have longitudinal orspiral ribs with the same diameter as the pilot bit. Theycentre the drill string and are vital for maintaining the di-rection of the pilot hole. Behind the stabilisers is the drillstring, which has a diameter 1 to 2′′ less than the pilot bit.

einem Durchmesser von 5,00 m gebohrt. Zum Einsatzkommt das vorgenannte Raise-Boring-Gerät, die Gesteins-härte liegt wieder bei 120 bis 165 Mpa. Nach den ersten60 m liegt die durchschnittliche Bohrleistung bei0,375 m/h.

Der bis heute größte Schacht, der mit einer Raise-Boring-Maschine hergestellt wurde, hat eine Tiefe von1.260 m und einen Durchmesser von 7,10 m. Auch wennman an Durchmessern von über 6 m und einer Bohrtiefevon über 1.400 m interessiert ist, sind zurzeit die Kostenfür ein entsprechendes Bohrgestänge und der RisikofaktorElemente, die dem System die Grenzen aufzeigen. Abgese-hen von einzelnen Schächten im Bergbau sind jedoch dievorgenannten Tiefen und Durchmesser ausreichend, umden Ansprüchen des Marktes gerecht zu werden. BeiKraftwerksprojekten wurden zur Kostensenkung und Terminstraffung des Öfteren Schrägschächte durch Raise-Boring-Schächte ersetzt.

3 Arbeitsprinzip des Raise Borings

Die Raise-Boring-Methode ist eine rein mechanische Aus-bruchmethode. Um dem auch bei der Installation der Ge-räte gerecht zu werden, wurde ein System entwickelt, daserlaubt, das Bohrgerät mittels Crawler selbstfahrend zumBohrplatz zu bewegen und dort in der erforderlichen Po-sition zu platzieren. Dieses System kann den Zeitaufwandder Installation um bis zu 75 % reduzieren. Bei entspre-chender Planung (fertiges Betonfundament) ist die Raise-Boring-Anlage inklusive aller Nebengeräte sowie Bohr -gestängezuführung und -lager innerhalb von 5 bis 7 Tagenaufgebaut und bohrbereit. Für die Demontage, ohne Ent-sorgung des Betonfundaments, werden ebenfalls ca. 5 bis7 Tage benötigt. Das Herausheben des Aufweitkopfs isthierbei noch nicht berücksichtigt, da der Zeitaufwandvom Durchmesser des Aufweitkopfs abhängig ist.

Voraussetzung für die Anwendung der Raise-Boring-Methode ist der Zugang zu Schachtkopf und -fuß. DerBohrplatz sollte eine Größe von ca. 6 m × 10 m haben. Zu-sätzlich ist eine ausreichende Lagerfläche für das Bohrge-stänge erforderlich. Die Größe dieser Lagerfläche ist ab-hängig von der Tiefe des zu bohrenden Schachts. DieseArt der Schachtherstellung ist neben der Baustellenein-richtung und Baustellenräumung in zwei Arbeitsschrittegeteilt: die Pilotbohrung und die Aufweitbohrung. Die

a) Access required b) Pilot drilling c) Reaming top and bo�om

Fig. 3. Working steps of shaft excava-tionBild 3. Arbeitsschritte der Schacht -herstellung



The stabilisers and the drill rods generally have a length of1.50 m, but for greater depths and larger shaft diameters,rods up to 3.00 m long are increasingly used. The length-ening of the individual drill rods also reduces the numberof threaded connections, which are the weak point of thedrill string.

In order to support the pilot bit, a roller reamer canbe used directly behind the pilot bit (Fig. 5). These are in-tended not only to hold the pilot bit central but also tomaintain the precision of the pilot hole if the bit is worn.This can prevent increased torques and at the same timeguarantee a uniform diameter of the hole in case a bit hasto be changed. The cuttings are normally cleared from thepilot hole with water, which is pumped down the drillstem to the pilot bit and transports the cuttings up in thespace between the drill stem and the side of the hole. Theannular gap between the drill stem and the side of the holeis thus always filled and the flushing column exerts a cer-tain pressure on the surrounding rock mass and con-tributes to the stability of the hole. Under difficult geologi-cal conditions (unstable rock mass), it may be necessary touse a support fluid (e.g. bentonite) instead of water.

Keeping the hole clean is generally of great impor-tance. Tests have shown that cuttings with a thickness of0.5 to 5 mm can reduce boring performance by 40 %. The

Arbeitsschritte werden in Bild 3 sowie nachfolgend erläu-tert.

3.1 Die Pilotbohrung von oben nach unten

Die Wahl der Pilotkrone (Bild 4) ist gebirgsabhängig (Här-te, Elastizität, Abrasivität, Porosität, Durchdringbarkeit,Zähigkeit). Es werden Typen mit verschiedenen Zahnlän-gen in doppelkonischer oder sphärischer Form verwendet.Hinter der Pilotkrone kommen Stabilisatoren zum Ein-satz. Diese Stabilisatoren haben Längs- oder Spiralrippen,die den gleichen Durchmesser wie die Pilotkrone aufwei-sen. Die Stabilisatoren zentrieren den Bohrstrang undsind maßgeblich für die Einhaltung der Richtung der Pilot-bohrung verantwortlich. Hinter den Stabilisatoren kommtdas Bohrgestänge, das einen um 1 bis 2′′ geringerenDurchmesser als die Pilotkrone hat. Im Allgemeinen ha-ben die Stabilisatoren bzw. die Bohrstangen eine Längevon 1,50 m. Bei größeren Tiefen und größerem Schacht-durchmesser nutzt man immer öfter Bohrstangenlängenvon bis zu 3,00 m. Durch die Verlängerung der einzelnenBohrstangen reduziert sich die Anzahl der Gewindever-bindungen und somit die Anzahl der Schwachpunkte desBohrstrangs.

Zur Unterstützung der Pilotkrone kann unmittelbarhinter der Pilotkrone ein Roller Reamer (Bild 5) eingesetztwerden. Dieser soll nicht nur die Pilotkrone in Mittellage,sondern auch das Pilotloch bei erhöhtem Verschleiß derPilotkrone auf Maßgenauigkeit halten. Damit können er-höhte Drehmomente verhindert werden, und gleichzeitigwird ein gleichmäßiger Durchmesser für eventuelle Kro-nenwechsel gewährleistet. Der Austrag des Bohrguts wäh-rend der Pilotbohrung erfolgt meistens mittels Wasser, dasim Bohrgestänge zur Pilotkrone gepumpt wird, sodass dasBohrklein zwischen dem Bohrgestänge und der Bohrloch-wandung nach oben gefördert werden kann. Der Ring -raum zwischen dem Bohrgestänge und der Bohrlochwandbleibt somit immer gefüllt, sodass die Spülungssäule einengewissen Druck auf das umgebende Gebirge ausübt undsomit bedingt zur Stabilisierung des Bohrlochs beiträgt.Bei schwierigen geologischen Verhältnissen (instabilesGebirge) kann es erforderlich sein, dass statt Wasser eineStützflüssigkeit (z. B. Bentonit) verwendet werden muss.

Generell ist das Sauberhalten der Bohrlochsohle vonentscheidender Bedeutung. Versuche haben ergeben, dassBohrklein mit einer Stärke von 0,5 bis 5 mm eine um biszu 40 % reduzierte Bohrleistung hervorrufen kann. DieSpülflüssigkeit kann mittels Absetzbecken gereinigt undsomit wieder verwendet werden. Wegen der zunehmendenTiefe muss jedoch regelmäßig zusätzliches Frischwasserzugeführt werden. Alternativ zum Austragen des Bohr-kleins mittels Spülwasser oder Stützflüssigkeit bestehtauch die Möglichkeit, das Bohrklein mit Druckluft auszu-tragen. Hierfür sind jedoch im Bereich des Raisers ent-sprechende Vorkehrungen zu treffen, um die gefordertenSicherheits- und Gesundheitsbestimmungen einzuhalten.Wegen der erforderlichen Luftmenge ist dieses Spülver-fahren für tiefere Schächte eher nicht geeignet.

Aufgrund des hohen Gewichts des Bohrstrangeswird, ausgenommen auf den ersten Metern, die Pilotboh-rung auf Zug gebohrt und nicht auf Druck. Die Vortriebs-leistung kann je nach Art der Geologie bis zu mehrere Me-

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

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



flushing fluid can be cleaned in a settling basin and thusreused, although fresh water always has to be added withincreasing depth. Alternatively, the cuttings can be clearedwith compressed air instead of water or support fluid. Thisdoes however require the appropriate equipment of theraiser in order to comply with the required health andsafety. Due to the quantity of air required, this method offlushing is not suitable for deeper shafts.

Due to the great weight of the drill stem, the pilothole is drilled in tension, not compression, except for thefirst few metres. The penetration rate can be up to severalmetres per hour depending on the geology. In soft rock,with rapid progress, attention needs to be paid to ade-quate clearing of the cuttings.

An emergency power supply should be on hand whiledrilling the pilot hole. This is not absolutely necessary inorder be able to continue boring, but it should be possibleto maintain flushing. If the flushing circulation stops, thecuttings in the gap between drill stem and the hole sidescan fall to the bottom, become compressed and jam thedrill stem; a jammed drill stem is very difficult to free. Itshould also be possible to lift the drill stem in order to fixit in the raiser. If this is not the case, the pilot bit can besubjected to excessively high loading from the weight ofthe drill stem, which can cause damage to the bearings ofthe pilot bit. Penetration rates for pilot holes are generallybetween 0.75 and 1.50 m/h depending on the geology.

3.2 Reaming from bottom to top

After the pilot bit has been replaced with the reaminghead, the reaming stage starts. In order to avoid increasedtorque or neutral rotation during the cutting phase, the cutface should be as uniform as possible. While the shaft isreamed, the muck falls to the shaft bottom and can becleared with loading machinery. Protection measuresshould be undertaken at the shaft bottom to prevent acci-dents from the falling muck. This can take the form of acurtain (for example of old conveyor belting) fixed to thecrown of the shaft bottom and extending to about 1.50 mabove the invert. It has to be ensured that larger excavatedlumps cannot bounce off the cone of muck at the shaftbottom toward the loading machinery.

No water flushing is necessary for reaming. Thelargest bending moment at this stage is between the ream-ing head stem and the first connection to the drill string.In order to overcome the resulting bending moments, thisreaming head stem should have a length of up to 3 m, alsodepending on the reaming head diameter. Although ream-ing heads formerly had a so-called Christmas tree shape,flat reaming heads are now used, with sufficiently largeopenings between the cutter mounting surfaces so themuck can fall down without problems.

In order to be able to deal with various geologicalconditions, the cutting geometry of the reaming head canbe changed by adding a different number of button cuttersto the cutter arrangement (Fig. 6). The spacing of the but-ton cutters can be changed to suit the prevailing geologyand optimise the advance rate and the wear rate. The de-sign of the newest generation of cutters attempts to makevariable spacing of the cutters unnecessary. This is intend-ed to cover a greater range of rock hardness. First trials of

ter pro Stunde betragen. Bei weichem Gebirge mit hohemBohrfortschritt ist auf eine ausreichende Bohrkleinaustra-gung zu achten.

Während der Pilotbohrung ist das Vorhalten einerNotstromversorgung zu gewährleisten. Diese ist zwarnicht zwingend erforderlich, um die Bohraktivitäten wei-terführen zu können, jedoch soll die Möglichkeit gegebensein, jederzeit die Spülung aufrechtzuerhalten. Ist dasnicht gewährleistet, kann das Bohrgut, das sich zwischenFels und Bohrgestänge befindet, zur Bohrsohle absinken,sich dort komprimieren und das Bohrgestänge blockieren.Ein festgefahrenes Bohrgestänge ist nur mit sehr hohemAufwand freizubringen. Außerdem sollte die Möglichkeitgegeben sein, das Bohrgestänge anzuheben, um es im Raiser fixieren zu können. Ist das nicht der Fall, kann diePilotkrone aufgrund des Gewichts des Bohrgestänges mitzu hoher Last beaufschlagt werden. Dies kann zu Schädenan den Lagern der Pilotkrone führen. Abhängig von derGesteinshärte liegen die Bohrleistungen bei Pilotbohrun-gen im Allgemeinen zwischen 0,75 und 1,50 m/h.

3.2 Die Aufweitung von unten nach oben

Nachdem die Pilotkrone gegen die Aufweitkrone ausge-wechselt wurde, beginnt die Aufweitung. Um größereDrehmomente bzw. ein leeres Durchdrehen während derAnschneidphase zu vermeiden, sollte die Anschneidflächemöglichst eben hergestellt werden. Während der Aufweit-bohrung fällt das gebohrte Gestein zum Schachtfuß undkann dort mittels Ladegeräten entfernt werden. Im Be-reich des Schachtfußes sind entsprechende Schutzmaß-nahmen zu treffen, damit durch das herabfallende Bohr-klein keine Unfälle entstehen. Dies kann durch einen Vor-hang (z. B. aus altem Förderbandgummi) erfolgen, der imFirstbereich des Schachtfußes montiert und bis ca. 1,50 moberhalb der Sohle geführt wird. Es wird somit verhindert,dass größeres Bohrklein vom im Schachtfußbereich aufge-bauten Schuttkegel abprallen und in Richtung Schutterge-rät springen kann.

Für den Aufweitvorgang ist keine Wasserspülung er-forderlich. Das größte Biegemoment bei diesem Arbeits-schritt entsteht in der Verbindung zwischen dem Aufweit-kronenstamm und der ersten Verbindung zum Bohr-strang. Um die dabei entstehenden Biegekräfte zu beherr-schen, sollte dieser Aufweitkronenstamm (abhängig auchvom Aufweitkronendurchmesser) eine Länge von bis zu3 m haben. Hatten die Aufweitkronen früher eine soge-nannte Weihnachtsbaumform, so arbeitet man heute mitflachen Aufweitköpfen mit ausreichend großen Öffnun-gen zwischen den Meißelmontageflächen, damit das ge-bohrte Material problemlos nach unten fallen kann.

Um die verschiedenen geologischen Gegebenheitenzu berücksichtigen, kann die Schneidgeometrie der Auf-weitkrone durch die Anordnung der Meißel (Bild 6) mit ei-ner unterschiedlichen Anzahl von sogenannten Warzen-reihen beeinflusst werden. Durch den unterschiedlichenAbstand der Warzenreihen in Verbindung mit der anste-henden Geologie können die Vortriebsleistung und derAbnutzungsgrad der Warzen verbessert werden. Das Design der neuesten Generation der Meißel für die Auf-weitkronen versucht, ohne variablen Abstand der Warzen-reihen auszukommen. Damit möchte man eine größere



such heads have shown very good results. About 32 cuttersare required on a reaming head of 6.00 m diameter. Thecutters positioned nearer to the pilot hole have less incli-nation than the outer edge cutters. The advance rate inthis case does not depend on the geology but the diameterto be bored.

4 Directional drilling for raise boring

Originally, the main problem with raise boring was theprecision of the pilot hole. Frequent reasons for deviationsare steeply dipping stratification with differing rock hard-ness. On the Uttendorf II power station project (1982), adirectional drilling rig was used for the first time (apartfrom a few previous trials) positioned immediately behindthe pilot bit. The use of such a drilling rig enables drillingwith a precision of less than 0.5 % of the boring length. AtUttendorf II, the figure was 0.17 % or about 1.00 m down ashaft depth of 587 m. With the experience gained from thisproject, the rig was developed further and used on projectssuch as the German Continental Deep Drilling Programup to 3,000 m deep. Another application was floodingdrilling 710 m deep in the Mansfeld copper shale mine,where the deviation was only 0.75.

With the current further development of the drillingrig, the Rotary Vertical Drilling System (RVDS), a preci-sion of about 0.1 m over 500 m (= 0.002 %) can beachieved (Fig. 7). This self-steering rig delivers, in additionto the technical functional data for the rig, the current lo-cation (inclination and direction) of the drilling to thecontrol position of the raise boring machine. A turbine

Bandbreite an Gesteinshärte abdecken. Erste Versuchediesbezüglich haben sehr gute Erfolge gebracht. Bei einerAufweitkrone mit einem Durchmesser von 6,00 m sind ca.32 Meißel erforderlich. Die Meißel, die näher am Pilot-loch positioniert sind, haben einen geringeren Neigungs-winkel als die äußersten, die sogenannten Randmeißel.Die Bohrleistung ist hier nicht nur abhängig von der Geo-logie, sondern auch von dem zu bohrenden Durchmesser.

4 Zielbohrtechnik für das Raise Boring

Ursprünglich war das Hauptproblem beim Raise Boringdie Genauigkeit der Pilotbohrung. Häufige Ursachen fürAbweichungen sind steil einfallende Schichtungen mit un-terschiedlicher Härte der Gesteine. Beim Projekt Kraft-werk Uttendorf II (1982) wurde erstmals (abgesehen voneinigen vorausgegangenen Probeeinsätzen) ein sogenann-tes Zielbohrgerät eingesetzt, das unmittelbar hinter der Pi-lotkrone angeordnet wurde. Mit dem Einsatz eines sol-chen Gerätes waren Bohrgenauigkeiten mit Abweichun-gen von weniger als 0,5 % der Bohrlänge erzielbar. In Ut-tendorf II waren das 0,17 % oder ca. 1,00 m bei einerSchachtlänge von 587 m. Mit den Erkenntnissen aus die-ser Bohrung wurde das Gerät weiterentwickelt und erfolg-reich u. a. bei der Kontinentaltiefbohrung in Deutschlandvon bis zu 3.000 m eingesetzt. Ein weiterer Einsatz war ei-ne Flutungsbohrung mit einer Tiefe von 710 m im Mans-felder Kupferschieferbergbau, wobei die Abweichung le-diglich 0,75 m betrug.

Mit dem heutigen weiterentwickelten Zielbohrgerät,dem Rotary-Vertical-Drilling-System (RVDS), werden Ge-

(a) Arrangement for (b) Arrangement for harder rock so�er rock

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

Mud pulsevalve

Pulser Subincl. Tank

Oil tankGenerator and turbineSteerable Stabilizer Sub(as non rotated Stabilitzer)

Hydraulic steerable rib

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



with coupled generator and hydraulic pump are driven bythe flow of flushing water in the drill stem. Since no ener-gy for the directional drill comes from the rotation of thedrill stem, data can still be collected while the drill stem isstill. The operating time of such a targeted drilling rig isgenerally about 250 hours although some have alreadyworked for 641 hours. This process can only be used with-out problems for vertical drilling at the moment. Withguided pilot drilling, the deviation is less than 1.00 m, evenfor depths of over 1,000 m. This widens the scope of appli-cation of raise boring. Some examples of pilot drilling withRVDS are shown in Table 2. Another example is the con-struction of two shafts at the Nant de Drance hydropowerstation in Switzerland. Both shafts have a depth of 425 mand were completed with deviations of 27 and 21 cm re-spectively. The penetration rate for pilot drilling was up to2.80 m/h with an average of over 1.25 m/h.

The use of RVDS increases the drilling rate up to100 % in comparison with conventional methods. In amine in Chile, a ventilation shaft was bored with a depthof 385 m without the use of RVDS. The deviation was5.6 m (= 1.45 %) with an average penetration rate of0.75 m/h. Before the start of reaming to a diameter of5.00 m, the shaft bottom had to be widened by blasting inorder to be able to mount the reaming head.

The drilling precision with RVDS also enables greaterdepths for raise boring. A straight pilot hole minimises thebending moments in the drill string compared to a pilotwith several metres of deviation. For inclined holes,processes from the oil and gas industry are used, whichare more expensive and time-consuming than the verticalprocess described above. For example, a pilot drilling canbe steered by a turbine drill or turbodrill. This has a drillmotor installed directly behind the pilot bit. The rotationof the bit is powered by the motor; the drill stem only ro-tates to alter the direction of the hole. In contrast to the al-ready described self-steering directional drill, which cancorrect deviations of millimetres from the correct axis, thedrill motor makes much coarser corrections.

Pilot holes can naturally also be surveyed, for whichpurpose two methods have to be differentiated: – Downhole surveying of the drillhole with single or multi

shot instruments, which requires the extraction of thedrill string, or

nauigkeiten von ca. 0,1 m auf 500 m (= 0,002 %) erzielt(Bild 7). Dieses selbststeuernde Gerät liefert neben dentechnischen Funktionsdaten für das Gerät selbst auch diejeweilige Lage (Neigung und Richtung) der Bohrung zumSteuerstand des Raise-Boring-Bohrgeräts. Durch denSpülwasserfluss im Gestänge wird eine Turbine mit ge-koppeltem Generator und einer Hydraulikpumpe betrie-ben. Ebenso erfolgt über diese Wassersäule die Datenüber-tragung von der Zielbohreinheit zum Steuerstand. Da ausder Rotation des Bohrstrangs keine Energie für die Ziel-bohreinheit erzeugt wird, kann somit auch bei stillstehen-dem Bohrstrang eine Datenübertragung erfolgen. Die Ein-satzzeit einer solchen Zielbohreinheit beträgt im Allgemei-nen ca. 250 Stunden, jedoch wurden auch schon Einsatz-zeiten von 641 Stunden erreicht. Dieses Verfahren istzurzeit nur bei Vertikalbohrungen problemlos einsetzbar.Durch die gesteuerte Pilotbohrung beträgt auch bei Bohr-tiefen von über 1.000 m die Abweichung weniger als1,00 m. Dadurch vergrößerte sich der Einsatz der Raise-Boring-Methode beträchtlich. Beispiele für Pilotbohrun-gen mit RVDS sind in Tabelle 2 dargestellt. Als weiteresBeispiel sei die Herstellung der zwei Druckschächte amWasserkraftwerk Nant de Drance in der Schweiz erwähnt.Beide Schächte haben eine Tiefe von 425 m und wurdenmit einer Abweichung von 27 bzw. 21 cm hergestellt. DieBohrgeschwindigkeit der Pilotbohrung betrug bis zu2,80 m/h und lag im Mittel über 1,25 m/h.

Mit dem Einsatz des RVDS erhöht sich die Bohrge-schwindigkeit um bis zu 100 % im Vergleich zur her-kömmlichen Bohrmethode. In einem Untertagebau inChile wurde ein Lüftungsschacht mit einer Tiefe von385 m ohne Einsatz des RVDS gebohrt. Die Abweichungbetrug 5,6 m (= 1,45 %) bei einer mittleren Bohrleistungvon 0,75 m/h. Vor Beginn der Aufweitung mit einemDurchmesser von 5,00 m musste der Schachtfußbereichsprengtechnisch vergrößert werden, um die Aufweitkronemontieren zu können.

Die Bohrgenauigkeit des RVDS ermöglicht auch grö-ßere Tiefen für das Raise Boring. Eine gerade Pilotboh-rung minimiert die Biegemomente im Bohrgestänge imVerhältnis zu einer Bohrung mit mehreren Metern Abwei-chung. Bei geneigten Bohrungen kommen die Verfahrenaus der Erdöl- und Erdgasindustrie zum Einsatz, welchekostenintensiver und zeitaufwendiger sind als die oben be-

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

Land Location Depth Deviation

South Africa Carletonville Kloof Gold Mine 1,200 m 0.03 m

South Africa Karee Shaft 1,074 m 0.04 m

RSA Marikana I 978 m 0.04 m

Australia Cadia Mine 915 m 0.02 m

Australia Telfer RUC 867 m 0.02 m

Canada Mine Doyon II (Iamgold) 845 m 0.04 m

Canada Mine Doyon (Iamgold) 835 m 0.08 m

Canada Totten Mine 830 m 0.04 m

South Africa Townlands II 823 m 0.00 m



– Surveying using the measuring while drilling (MWD)system. In this case, surveying can be performed whiledrilling continues without extracting the drill string.

Data recorded during drilling is transmitted from theprobe to the surface by pressure pulse telemetry.

5 Risks of raise boring

The selection of a drill string depends primarily on thereamed diameter, since the drill string is most highlyloaded during reaming. In addition to the tension force,the string has to resist very high torque forces. Both theseactions are concentrated in the threaded connections ofthe drill string. The forces are resisted by a specially devel-oped double thread. In addition to the technical possibili-ties, the geology to be bored through remains the greatestchallenge. The geology is decisive for the feasibilitywhether a shaft of a certain diameter and great depth canbe bored at all.

As with all underground works, geological investiga-tions is also essential for the correct planning of raise bor-ing. In principle, the process requires competent rock. Ajointed rock mass can be unfavourable, above all jointsthat do not fill up with cuttings and thus hinder flushing.If geological fault zones are discovered during the pilotdrilling, then they can be drilled and grouted to stabilisethem. The use of plastic packers can also be useful insome circumstances. In such cases, an attempt is firstmade to drill into the fault zone. Then the packer is low-ered into the appropriate position with a rope and thegrout is pumped into the fault zone through the hose con-necting the packer to the grout pumps at the shaft head.After an appropriate wait for the grout to harden, the plas-tic packer is drilled through with the pilot bit. When faultzones are several metres thick, it may be necessary to re-peat this ground improvement several times. When the pi-lot hole was drilled for the 630 m deep pressure shaft ofthe Uma Oya power station in Sri Lanka, a fault zone wasencountered at a depth of 70 m, which ended in a cavityseveral metres thick at a depth of 85 m. An attempt wasmade to fill this cavity with concrete. After more than700 m³ of concrete had been pumped into the fault zonethrough the pilot hole without any sign of success, a deci-sion was reached to selectively grout the zone using a plas-tic packer. The use of such packers is possible downdepths of several hundred metres.

Even if it is possible to complete the pilot drilling de-spite such problems, there still remains a danger that col-lapses occur in the shaft during or after the reaming stage.This may be because the shaft has a large diameter and thegrout injected through the pilot hole has not sufficientlyimproved the entire extent of the shaft. Such collapseshave to be cleared in a separate working step and support-ed with measures such as steel mesh, shotcrete and rockbolts. It is necessary to install an access platform afterraise boring for the performance of such support work.

It can also occur that a slab of rock breaks out ofsteeply dipping strata. This could block the bored shaft andprevent the completion of raise boring, since the muck can-not fall down to the bottom. The debris then has to becleared by blasting in order that the reaming can continue.

schriebene vertikale Methode. So kann z. B. die Pilotboh-rung mittels Bohrturbinen gesteuert werden. Dabei wirdein Bohrmotor, der unmittelbar hinter der Pilotkrone an-geordnet ist, eingebaut. Das Drehen der Pilotkrone erfolgtmit diesem Bohrmotor; das Bohrgestänge dreht nur, umder Bohrung eine andere Richtung zu geben. Zum Unter-schied zur vorgenannten selbststeuernden Zielbohrtech-nik, die die Abweichungen von der Sollachse bereits imMillimeterbereich korrigiert, erfolgt die Korrektur mittelsBohrmotor in wesentlich größeren Bereichen.

Pilotbohrungen können natürlich auch vermessenwerden, wobei grundsätzlich zwischen zwei Möglichkei-ten unterschieden werden muss: – Die Vermessung des Bohrlochs mittels Single- oder

Multi-Shot-Geräten, wozu das Bohrgestänge ausgebautwerden muss, oder

– die Vermessung mit dem sogenannten Measuring-While-Drilling-System (MWD). Hierbei erfolgt die Mes-sung des Bohrlochverlaufs während der Bohrung selbst,also ohne Ausbau des Bohrgestänges.

Die während des Bohrens gewonnenen Daten werden mit-tels Druck-Puls-Verfahren von der Sonde nach Übertageübertragen.

5 Risiken des Raise Borings

Die Wahl des Bohrgestänges richtet sich vorrangig nachdem zu bohrenden Aufweitungsdurchmesser, da währenddes Aufweitungsvorgangs das Bohrgestänge am meistenbeansprucht wird. Neben den Zugkräften entstehen sehrhohe Drehmomentkräfte. Beide Komponenten konzen-trieren sich in den Gewindeteilen des Bohrgestänges. Miteinem speziell entwickelten Doppelgewinde werden dieseKräfte aufgenommen. Neben den technischen Möglich-keiten ist und bleibt die größte Herausforderung die zu be-wältigende Geologie. Die Geologie maßgebend dafür, obein Schacht mit entsprechendem Durchmesser und gro-ßer Tiefe gebohrt werden kann oder nicht.

Wie bei allen Untertagebauwerken ist auch beim Rai-se Boring eine gute geologische Erkundung für die richtigePlanung unerlässlich. Prinzipiell benötigt dieses Verfah-ren ein standfestes Gebirge. Klüftiges Gebirge kann sichungünstig auswirken, vor allem dann, wenn es sich umKlüfte handelt, die sich nicht mit Bohrklein verlegen undsomit die Spülung nachteilig beeinflussen. Stellt man wäh-rend der Pilotbohrung geologische Störzonen fest, sokann man diese Störzonen anbohren und versuchen, siemittels Injektionen zu stabilisieren. Unter Umständenkann der Einsatz von Kunststoffpackern hilfreich sein. Insolchen Fällen versucht man, soweit möglich, in die Stör-zone zu bohren. Anschließend wird der Packer mithilfe ei-nes Seils im Pilotloch an der entsprechenden Stelle plat-ziert. Über einen Schlauch, der den Packer mit den Injek-tionspumpen am Schachtkopf verbindet, wird das Injek -tionsgut in die Störzone gepumpt. Nach entsprechenderAushärtungszeit des Injektionsguts wird der Kunststoff -packer mit der Pilotkrone des Raise-Boring-Geräts über-bohrt. Bei Störzonen mit einer Mächtigkeit von mehrerenMetern kann es vorkommen, dass man diese gebirgsver-bessernden Maßnahmen mehrmals wiederholen muss. Beider Pilotbohrung des 630 m tiefen Druckschachtes am



6 Raise bored mucking shaft with excavation top-to-bottom

Even although the raise boring method has already suc-cessfully bored diameters of more than 7 m, there areshafts whose diameter is no longer feasible for raise bor-ing. Nonetheless, it can still be practical to raise bore ashaft of a smaller diameter to serve as a mucking shaft.This simplifies the construction of larger diameter shafts,which are subsequently enlarged to the full width by blast-ing. It saves the installation of an expensive system to liftthe muck from the shaft bottom, and the combined systemalso saves construction time. The blasted rock mostly fallsdown the mucking shaft (raise bored shaft) when it isblasted and the rest can be cleared into the existing muck-ing shaft with compressed air or a machine, depending onthe space available. The diameter of the mucking shaft de-pends on the final shaft diameter, but should not be small-er than 1.80 m. If the diameter is less than this, there is arisk that the mucking shaft is blocked by debris after blast-ing. Experience has shown that a diameter between 2.20and 3.00 m is best for the mucking shaft.

Ing. Peter StakneMarti Contractors Ltd.Seedorffeldstr. 21CH-3302 [email protected]

Wasserkraftwerk Uma Oya auf Sri Lanka wurde bei einerTiefe von 70 m eine geologische Störzone angebohrt, diebei einer Tiefe von 85 m in einem Hohlraum von mehre-ren Metern Mächtigkeit endete. Man versuchte, diesenHohlraum mit Beton zu verfüllen. Nachdem mehr als700 m³ Beton ohne erkennbaren Erfolg über das Pilotlochin die Störzone verfüllt wurden, entschied man sich, dieZone mithilfe eines Kunststoffpackers gezielt zu injizie-ren. Der Einsatz eines solchen Packers ist auch bei Tiefenvon mehreren hundert Metern möglich.

Auch wenn die Pilotbohrung trotz solcher Störzonenfertiggestellt werden könnte, besteht die Gefahr, dass es zuVerbrüchen im Schacht während bzw. nach der Aufweit-bohrung kommt. Diese Möglichkeit ist dann gegeben,wenn der Schacht einen größeren Durchmesser aufweistund das über das Pilotloch verpresste Injektionsgut nichtden gesamten Schachtbereich ausreichend verbessert hat.Solche Verbrüche müssen in einem eigenen Arbeitsschrittausgeräumt und mithilfe von Stützmitteln wie Baustahlgit-tern, Spritzbeton und Ankern gesichert werden. Dafür istes notwendig, im Anschluss an die Raise-Boring-Arbeiteneine Schachtbefahrungsanlage zu installieren, mit der die-se Arbeiten durchgeführt werden können.

Es besteht außerdem die Möglichkeit, dass aus einergeologisch steil einfallenden Schicht eine Felsplatte in denSchacht abrutscht. Eine solche Felsplatte kann den ge-bohrten Schacht blockieren und eine Fortsetzung der Auf-weitbohrung verhindern, da das Bohrklein nicht zumSchachtfuß fallen kann. Dieser verlegte Teil des Schachtsmuss vom Schachtfuß aus freigesprengt werden, um dieAufweitungsbohrung fortsetzen zu können.

6 Raise-Boring-Schacht als Schutterschacht in Kombinationmit Aufweitung von oben

Auch wenn mit der Raise-Boring-Methode bereits Durch-messer von mehr als 7 m gebohrt werden können, gibt esSchächte, deren Durchmesser mit dem Raise Boring nichtmehr hergestellt werden können. Trotzdem kann es beisolchen Schächten von Vorteil sein, einen Schacht mitkleinerem Durchmesser als sogenannten Schutterschachtmittels Raise Boring zu bohren. Dieser erleichtert die Her-stellung von Schächten mit großem Durchmesser, die an-schließend im Sprengverfahren abgeteuft werden. Es ent-fällt die Installation eines aufwendigen Schuttersystems,das den gesprengten Fels von der Schachtsohle nach obenfördert. Dieses kombinierte System hat auch den Vorteileiner kürzeren Bauzeit. Der gesprengte Fels fällt zu einemgroßen Teil bereits während der Sprengung in den Schut -terschacht (Raise-Boring-Schacht). Der restliche gespreng-te Fels kann, je nach vorhandener Fläche, durch Druckluftoder mithilfe eines Schuttergeräts über den vorhandenenSchutterschacht abgefördert werden. Der Durchmesserdes Schutterschachts hängt vom endgültigen Schacht-durchmesser ab, sollte aber nicht kleiner als 1,80 m sein.Bei kleineren Durchmessern besteht die Gefahr, dass wäh-rend des Nachrisses mittels Sprengverfahren sich derSchacht mit gesprengtem Fels verlegt. Die Erfahrung hatgezeigt, dass für den Schutterschacht Durchmesser zwi-schen 2,20 und 3,00 m am zweckmäßigsten sind.


Topics

DOI: 10.1002/geot.201400057

High head hydropower plants can generate high electrical powerat very short notice, or if equipped with pumps can also drawelectricity from the distribution grid and store its energy very effi-ciently. In this way, hydropower plants can make an indispens-able contribution to regulating the grid and the use of regenera-tive energy sources. Physically, this requires reservoirs at vari-ous altitudes connected through headraces.In order to be able to use high head hydropower plants withlonger headrace tunnels for the generation of electricity, surgetanks are needed to compensate the kinetic energy. A surge tankthus represents an interface between civil, mechanical and elec-trical engineering. The construction of new high head plants andparticularly of pumped storage schemes, exploiting ever greaterquantities of water and with increasingly stringent demands forflexibility, leads to additional criteria and requirements, which areexplained in this article. The article describes also some specificdesigns of surge tanks in Austria.

1 Introduction

Surge tanks were already built for ancient siphons in Mid-dle East and before the distribution structures of Romanaqueducts to ensure safe operation. Modern constructiontechnology and materials can withstand very high load-ings in pipe systems such as those used in high head hy-dropower plants [1]

Changes of flow caused by opening and closing ac-tions can generate positive or negative pressure surges(water hammer) according to the velocity gradient. Verydifferent transient flow characteristics can occur depend-ing to the type of turbine. Surge tanks are used in order toprotect the tunnel system against excessive positive or neg-ative pressures. In addition, the coupling of the high-pres-sure pipeline to the electricity grid with its condition offrequency-stable operation has a retroactive effect on thehydraulic system. This must be in accordance with the re-quirements of machine regulation to prevent resonance ef-fects. This applies particularly in cases of electrically iso-lated operation. This condition leads to a required mini-mum cross-section (stability cross-section) of the risershaft in the surge tank [2].

Fig. 1 shows a typical high head hydropower plantwith a long pressure tunnel and the most direct possiblesteel lined pressure shaft (penstock). The headraces ofhigh head stations contain large quantities of water under

Hochdruckwasserkraftanlagen können hohe elektrische Leistun-gen in kürzester Zeit bereitstellen oder bei zusätzlichen Pumpan-lagen aus dem Netz abziehen und diese damit sehr effizient spei-cherbar machen. Damit leisten diese Anlagen einen unverzicht-baren Beitrag zur Netzregelung und Nutzung der regenerativenEnergiequellen. Physikalisch sind dazu Speicher auf unterschied-lichen Höhen verbunden durch Triebwasserwege erforderlich.Um nun Hochdruckwasserkraftanlagen mit längeren Stollen fürdie Erzeugung von elektrischem Strom betreiben zu können, sindzum Ausgleich der kinetischen Energie Wasserschlösser not-wendig. Das Wasserschloss stellt dabei eine Schnittstelle zwi-schen Bauingenieurwesen, Maschinenbau und Elektrotechnikdar. Durch den Bau von neuen Hochdruckanlagen und insbeson-dere von Pumpspeicherkraftwerken mit steigenden Ausbauwas-sermengen und steigenden Anforderungen an die Anlagenflexibi-lität ergeben sich auch für die hydraulische Auslegung von Was-serschlössern zusätzliche Kriterien und Anforderungen, die indiesem Beitrag erörtert werden. Auch werden in diesem Artikelzusammenfassend spezifische Wasserschlossdesigns in Öster-reich dargestellt.

1 Einleitung

Bereits für antike Siphonstrecken in Vorderasien und vorden Verteilbauwerken der Aquädukte im alten Rom wur-den Wasserschlösser (castelli) zur Betriebssicherheit undBetriebsgewährleistung errichtet. Durch moderne Bau-techniken und Baumaterialien sind heutzutage große Be-lastungen von Rohr- und Stollensystemen möglich, wiediese bei Hochdruckwasserkraftanlagen auftreten [1]

Durchflussänderungen bei An- und Abschaltvorgän-gen generieren je nach Geschwindigkeitsgradiente negati-ve und positive Druckstöße. Je nach Turbinentyp könnenhier sehr unterschiedliche transiente Durchflusscharakte-ristika auftreten. Um das Leitungssystem vor zu hohemÜber- bzw. Unterdruck zu bewahren, werden Wasser-schlösser eingesetzt. Zusätzlich ergeben sich durch dieKoppelung der Hochdruckrohrleitung mit dem elektri-schen Verbundnetz und dessen Bedingung eines frequenz-stabilen Betriebs, Rückwirkungen auf das hydraulischeSystem. Dieses muss den Anforderungen der Maschinen-regelung entsprechen, und es darf zu keinen Resonanz -erscheinungen kommen. Dies gilt besonders in Fällen deselektrischen Inselbetriebs. Aus dieser Bedingung ergibtsich ein erforderlicher Mindestquerschnitt (Stabilitäts-querschnitt) des Steigschachts im Wasserschloss [2].

Surge tanks for high head hydropower plants –Hydraulic layout – New developments

Wasserschlösser für Hochdruck-Wasserkraftanlagen– Hydraulische Auslegung – Neue Entwicklungen

Wolfgang RichterGerald ZenzJosef SchneiderHelmut Knoblauch


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

pressure, which gain an additional and considerable kinet-ic energy in operation. When control actions are under-taken, the kinetic energy is either generated (starting/ac-celerating) or dissipated (closing/throttling). Communica-tion in the headrace occurs in pressure waves, which prop-agate through the headwater with sound velocity (ca.1.000 m/s). Since this communication takes some secondsin slower pipe systems, regulation actions can cause unin-tended overlapping. The placing of a surge tank makes itpossible to hydraulically separate the power water way in-to two systems. The pressure shaft system from powerhouse to surge tank thus enables a rapid reaction in thiswater route and is accelerated or braked according to tur-bine demand. In the second system between the surgetank and the reservoir, a mass oscillates with frequenciesin a range of minutes. Highly frequent pressure wavescommunicate in the entire headrace between the two freewater surfaces (reservoir and surge tank) and the ma-chines or closing facilities.

The kinetic energy is converted into pressure energyin the pressure shaft according to the flow gradient. Sincethe surge tank reflects the pressure waves, it is alternative-ly experienced in the pressure shaft as pressure surges(water hammer). This is determined by the reaction time,which passes from the disturbance (machine) to the freewater surface and back. The surge tank reacts to controlactions with a rise or fall of the water level. Due to the sep-aration of the water systems, the pressure in the pressuretunnel only reacts to the prevailing pressure in the surgetank. There is thus theoretically a linear pressure curve be-tween the pressure at the foot point of the surge tank andthe water surface in the reservoir. Since the pressurewaves divide at the branch to the surge tank equivalent toarea (one part enters the surge tank, the other continuesto the reservoir), short-term water hammer interferencecan occur in pressure tunnels [3]. With such overlapping, itis important to ensure that no section of the tunnel expe-riences a critical negative pressure that could lead to cavi-tation with the danger of column separation [4].

When the flow rate changes, the kinetic energy of thepressure tunnel is converted into potential energy through

Bild 1 zeigt eine typische Hochdruckwasserkraftanla-ge mit langem Druckstollen und möglichst direktem(stahlgepanzerten) Druckschacht. Im Triebwasserweg vonHochdruckanlagen befinden sich große Wassermengenunter Druck, die bei Betrieb eine zusätzliche, erheblichekinetische Energie beinhalten. Bei Schaltvorgängen wirddie kinetische Energie entweder generiert (Anfahren/Be-schleunigung) oder dissipiert (Abschalten/Drosselung).Der Informationsaustausch im Wasserweg erfolgt mittelsDruckwellen, die sich mit Schallgeschwindigkeit (ca.1.000 m/s) durch das Triebwasser bewegen. Da bei länge-ren Leitungssystemen der Informationsaustausch mehrereSekunden dauert, kann es bei Regelungsvorgängen zu un-gewollten Überlagerungen kommen. Durch die Situierungvon Wasserschlössern gelingt es, den Triebwasserweg hy-draulisch in zwei Systeme zu trennen. Somit ermöglichtdas Druckschachtsystem vom Krafthaus bis zum Wasser-schloss eine schnelle Reaktion dieses Wasserwegs undwird entsprechend der Turbinenanforderung beschleunigtoder abgebremst. Im zweiten System zwischen dem Was-serschloss und dem Reservoir bildet sich eine oszillieren-de Massenschwingung mit Frequenzen im Minutenbe-reich aus. Hochfrequente Druckwellen kommunizierenim gesamten Triebwasserweg zwischen den beiden freienWasserspiegeln (Speicher und Wasserschloss) und denMaschinen bzw. Abschlussorganen.

Die kinetische Energie wird im Druckschacht je nachDurchflussgradiente in Druckenergie umgewandelt. Dadas Wasserschloss die Druckwellen reflektiert, wird diesim Druckschacht alternierend durch Druckstöße vernom-men. Hierbei entscheidet die Reaktionszeit, die von derStörung (Maschine) bis zum freien Wasserspiegel und zu-rück verstreicht. Das Wasserschloss reagiert auf Schaltvor-gänge mit einem Steigen oder Fallen des Wasserspiegels.Der Druck im Druckstollen reagiert durch die Trennungder Wassersysteme lediglich auf den vorherrschendenDruck im Wasserschloss. Somit ergibt sich theoretisch einlinearer Druckverlauf zwischen dem Druck im Fußpunktdes Wasserschlosses mit dem Wasserspiegel im Speicher.Da sich Druckstoßwellen beim Wasserschloss-Abzweigerflächenäquivalent aufteilen (ein Teil geht ins Wasser-

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



the rising and falling in the surge tank and dissipatedthrough hydraulic losses such as friction and local losses(throttle loss).

Particularly modern pumped storage power plants(PSP) with high requirements for flexible operation posemore stringent requirements on the design of surge tanksand pipe systems. Rapid switching times increase thechange of velocity and thus the pressure loading in thepressure tunnel and other parts of the plant. Above all,plants are much more heavily strained by flexible opera-tion with many starts and stops than was the case beforethe massive expansion of wind and solar generation inGermany. At the moment, many mechanical and electricaldevelopments are being driven forward to enable the mostflexible possible operation of pumped storage stations.

One common type of turbine is the pump turbine,which can be operated both as pump and turbine and isthus very compact. If the pumps and the turbines are sep-arate (ternary machine sets), these can be specially opti-mised for each mode of operation and even hydraulicshort circuits are possible (e.g. PSKW Kops II and PSKWObervermunt II). This type of machine set also needs ex-tended caverns.

With compact pump turbines, the resistance of thegenerator stops suddenly in case of a load rejection andthe turbine accelerates to the runaway speed. Dependingon the characteristics of the machine, this can lead to ashort-term reversal of the flow direction, which can occurin a few seconds after the load rejection and generatesvery high pressure loadings, acting with increasing pres-sure on the headrace side and with decreasing pressure onthe tailrace side. It is important to ensure that this doesnot lead to separation of the water column (formation of alarge cavity). In case of a sudden collapse of the cavity,very large pressure surges can occur, even greater than the“Joukovsky surge” that is normally assumed as a maxi-mum [4]. Pressure surge reflection in the surge tank is con-sidered as the collaboration of pressure surge generationin the turbines and the pressure surge reflection in thesurge tanks. This is considered in the modelling of surgetanks with an inertia term [5].

2 High head hydropower in Austria

Hydropower exploitation at high head stations has a longand successful tradition in Austria due to the location inthe Alps. Figs. 2 to 5 show the installed capacity, internaldiameter of the pressure tunnel, water flow used for gener-ation and pressure tunnel volumes of selected large hy-dropower generation and pumped storage schemes in Aus-tria. The reservoirs now enable the storage of electrical energy from photovoltaic and wind generation and cangenerate electricity rapidly. The facilities thus make an im-portant contribution to the use of energy from sustainablesources.

Also listed is the planned pump storage station at Atdorf in the Black Forest, which demonstrates the trendto increasing capacities with the maintenance of existingfacilities and the facilities currently under construction.The diagrams show that over a period of about 15 years –between 1993 and 2008 – no large high head stationscould be built in Austria. The new stations, which have

schloss, und der andere Teil geht weiter zum Speicher)kann es auch im Druckstollen zu kurzzeitigen Druckstoß -interferenzen kommen [3]. Bei solchen Überlagerungen istzu beachten, dass keine Stollenabschnitte mit kritischenUnterdrücken im Bereich einer möglichen Kavitationsbil-dung, mit der Gefahr eines Abreißens der Wassersäule, auf-treten [4].

Die kinetische Energie des Druckstollens wird beiDurchflussänderungen in potenzielle Energie durch Auf-und Abschwingen des Wasserschlosses umgelegt und überhydraulische Verluste wie Reibung und lokale Verluste(Drosselverlust) dissipiert.

Insbesondere moderne Pumpspeicherkraftwerke (Ab-kürzung in Österreich: PSKW, in Deutschland: PSW) mithohen Anforderungen an einen flexiblen Betrieb erhöhendie Anforderungen an die Auslegung der Wasserschlösserund Leitungssysteme. Schnelle Schaltzeiten erhöhen dieGeschwindigkeitsänderung und somit die Druckbelastungdes Druckschachts und der Anlagenteile. Die Anlagenwerden vor allem durch den flexiblen Betrieb mit vielenStarts und Stopps wesentlich stärker belastet als dies nochvor dem massiven Wind- und Sonnenkraftausbau inDeutschland der Fall war. Derzeit werden viele maschi-nenbau- und elektrotechnische Entwicklungen vorange-trieben, um für Pumpspeicherkraftwerke möglichst flexi-ble Betriebsweisen zu ermöglichen.

Eine übliche Turbinenbauart stellt die Pumpturbinedar, die sowohl als Turbine, als auch als Pumpe betriebenwerden kann, und somit sehr kompakt ist. Werden diePumpen und die Turbinen getrennt angeordnet (ternäreMaschinensätze) können diese spezieller für die jeweiligenBetriebsweisen optimiert werden und auch hydraulischeKurschlüsse gefahren werden (z. B. PSKW Kops II undPSKW Obervermunt II). Für diese Bauart werden auchgrößere Kavernen benötigt.

Bei kompakten Pumpturbinen fällt bei Lastabwurfvom elektrischen Netz der Widerstand des Generatorsaus, und die Turbine beschleunigt bis zur Durchgangs-drehzahl. Je nach Bauart kann in diesem Fall ein kurzfris-tiges Umkehren der Fließrichtung eintreten. Dies kann inwenigen Sekunden nach dem Abfallen eintreten und gene-riert sehr hohe Druckbelastungen. Diese wirken sich aufder Oberwasserseite in positiver und auf der Unterwasser-seite in negativer Wirkrichtung des Drucks aus. Hierbei istzu beachten, dass es zu keinem Abreißen der Wassersäule(Dampfblasenbildung) kommt. Beim Zusammenschlagender Hohlräume könnten sehr große Druckstöße auftreten,die auch über dem sonst maximal anzusetzenden „Joukov-sky Stoß“ zu liegen kommen [4]. Aus dem Zusammenwir-ken von Druckstoßgenerierung in den Turbinen und derDruckstoßreflektion in den Wasserschlössern ergibt sicheine Berücksichtigung der Druckstoßreflektion im Was-serschloss. Dies wird durch Trägheitsterme in der Wasser-schlossmodellierung berücksichtigt [5].

2 Hochdruckwasserkraft in Österreich

Die Wasserkraftnutzung mit großen Fallhöhen hat inÖsterreich durch dessen Lage in den Alpen eine lange underfolgreiche Tradition. Die Bilder 2 bis 5 zeigen Ausbau-leistung, Innendurchmesser Druckstollen, Ausbauwasser-menge sowie Druckstollenvolumen von großen, ausge-



been built since the beginning of the millennium and arecurrently being built, are all pumped storage schemesmaking use of existing reservoirs. It can also be seen thatdue to changed circumstances regarding the energy mar-kets, that has lead to more frequent changing of operationmodes, the new pumped storage schemes were designedwith higher capacities than those built before. Projectswith new reservoirs or even new high-voltage transmission

wählten Wasserkraft- und Pumpspeicheranlagen in Öster-reich. Die Talsperren ermöglichen heute die Speicherungelektrischer Energie aus Photovoltaik- und Windkraftanla-gen und können kurzfristig elektrische Energie bereitstel-len. Damit leisten diese Anlagen einen wertvollen Beitragzur Nutzung von Energie aus erneuerbarer Quelle.

Darüber hinaus aufgeführt ist das geplante Pumpspei-cherkraftwerk Atdorf im Schwarzwald, das in Weiterfüh-

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

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



lines are now subject to a much more complicated andlonger-lasting design and approval phase.

Figs. 2 to 5 also show how the number of high headstations has grown over the last 100 years. Increasing ca-pacity demands leads subsequently to increased design

rung der bestehenden sowie derzeit entstehenden Anlagendie Tendenz zunehmender Ausbaugrößen aufzeigt. DieDiagramme verdeutlichten, dass über einen Zeitraum vonetwa 15 Jahren – zwischen 1993 und 2008 – keine großenHochdruckanlagen in Österreich gebaut werden konnten.

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

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



flow through larger diameter tunnels. For the PSP Atdorf,for example, a tunnel with an internal diameter of about10 m is planned. The largest headrace tunnels in currentuse in Austria range between 6 and 7 m. However it is alsopossible, as it is shown by the examples of the PSP Nantde Drance and Linthal 2015 in Switzerland, that largerflow quantities are overcome using twin tunnels or shafts.These large water volumes in the tunnel and shaft systempossess a large kinetic energy as they flow. The accelera-tion of the great water masses in operation is ensured bythe hydraulic layout of the surge tank. Fig. 5 shows the wa-ter volume of the pressure tunnel of selected power sta-tions.

3 Surge tank construction

Surge tanks represent a construction challenge, especiallysince they are normally optimised special solutions andadditional access routes often have to be created. This ap-plies both to the lower and the upper chamber and to theriser shaft. Local separation of the access to the surge tankthrough connection tunnels or staggered riser shafts en-ables parallel construction.

For example the lower chambers of the surge tanks atLimberg II [6] and Reisseck II [7] were integrated into theheadrace tunnel by widening the tunnel. In the case ofLimberg II, only the upper chamber had to be driven addi-tionally from the surface.

The surge tank with vortex throttle, a design usedmany times since the 1960s (KW Kaunertal (existing),PSKW Roßhag, KW Gerlos II, PSKW Malta Hauptstufeand PSKW Häusling), offers a very large intended hy-draulic loss ratio between downsurge and upsurge behav-iour. This makes it possible in particular to considerablyreduce the excavation volume of the lower chamber [8].However, the construction of the surge tank with vortexthrottle requires high efforts. It has also shown that themassive dissipation of energy in the throttle and particu-larly its unsteady loss behaviour can lead to severe dynam-ic shaking. For this reason, an orifice throttle is increas-ingly being used in Austria to dampen the oscillation inlarge surge tanks.

When the overburden at the lower chamber is insuffi-cient – compared to the maximum internal pressure – spe-cial lining measures are undertaken, e.g. steel lining (surgetank at KW Kaunertal) or reinforced concrete lining withlimitation of crack width.

For many surge tanks (e.g. KW Sellrain-Silz or PSKWLimberg II), an extension of the pressure shaft has beenchosen for the driving of the riser shaft. This means thatno additional process is required to drive the riser shaft.The stability criterion of the riser shaft from the opera-tional and hydraulic points of view does however have tobe considered. Particularly when the head of the powerplant decreases a considerably larger diameter of the risershaft compared to the pressure shaft is needed in orderfulfill the theoretic criterion of stability [2]. The transitionconstruction from the pressure shaft to the riser shaft de-mands well-considered construction if the surge tank is tobe throttled. In the current surge tanks at KW Kaunertaland KW Reißeck II (WS Schoberboden), vertical shaftsare used as riser shafts.

Die Anlagen, die nach der Jahrtausendwende gebaut wur-den bzw. sich derzeit noch in Bau befinden, sind durch-wegs Pumpspeicherkraftwerke, die an bestehende Spei-cher anschließen. Es zeigt sich auch, dass die neuenPumpspeicherkraftwerke aufgrund veränderter Rahmen-bedingungen mit stark erhöhten Betriebswechseln einehöhere Ausbauleistung aufweisen als Pumpspeicherkraft-werke vor der Jahrtausendwende. Projekte mit neu zu er-richtendem Speicher oder auch neuen Hochspannungslei-tungen weisen derzeit eine wesentlich kompliziertere undlängerfristige Planungs- und Bewilligungsphase auf.

Die Bilder 2 bis 5 zeigen, wie sich über etwa 100 Jahredie Größenordnungen von Hochdruckanlagen nach obenbewegt haben. Eine steigende Ausbauleistung erfordert ei-nen erhöhten Ausbaudurchfluss mit größerem Stollen-durchmesser. Für das PSW Atdorf ist beispielsweise einStollen-Innendurchmesser von etwa 10 m geplant. Diederzeitig realisierten oberen Druckstollen-Innendurch-messer in Österreich bewegen sich zwischen 6 und 7 m.Allerdings besteht auch die Möglichkeit, wie es die PSKWNant de Drance und Linthal 2015 in der Schweiz zeigen,dass größere Durchflussmengen mithilfe von Doppelstol-len bzw. -schächten realisiert werden. Die großen Wasser-volumina in den Stollen- und Schachtsystemen enthaltenim Fließzustand große kinetische Energie. Die Beschleu-nigung der großen Wassermassen wird im Betrieb über diehydraulische Auslegung des Wasserschlosses gewährleis-tet. Bild 5 zeigt den Wasserinhalt der Druckstollen ausge-wählter Kraftwerksanlagen.

• • •



Table 1 shows an overview of surge tank types used inAustria. One particular feature of the surge tanks is thefrequent use of throttles. The surge tanks mostly have twochambers. Another scheme that is apparent is the complex

3 Wasserschlossbau

Wasserschlösser stellen eine Herausforderung an die Bau-ausführung dar, insbesondere da es sich in der Regel um

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



Table 1. ContinuedTabelle 1. Fortsetzung



arrangement of the tailwater system with two surge tanks(compressed air surge tank and shaft surge tank) of thehighly modern pumped storage station Kops II. In combi-nation with Fig. 5, it can be seen that above all power stations with pressure tunnel volumes in the range of100,000 m³ and greater are mostly optimised for operationwith complex surge tank systems.

4 Hydraulic layout

A surge tank is designed under the following hydraulic as-pects:– Water volume – for unfavourable multiple switching cas-

es of starting and stopping (in each case for the worstcase of filling and lowering),

– Shaft cross-section – to ensure sufficient hydraulicdamping,

– Throttle – designed for optimised hydraulic conditions,– Surface wave behavior – verification of the worst opera-

tional case, particularly that no water spills over the ven-tilation construction of the upper chamber and that thelower chamber does not run dry.

The following criteria are recommended to achieve stabil-ity in the determination of the cross-sectional areas of ris-er shafts in the basic design of surge tanks:– Headrace-side surge tank with free water surface:

Thoma area [2],– Tailrace-side surge tank with free water surface: Svee

area [9],– For short tailrace tunnels, there is a significant differ-

ence to the Thoma criterion; only for longer tunnelsdoes the Svee criterion asymptotically near that ofThoma,

– Compressed air surge tank: Svee volume [10].

For the precise analysis of the pressure surge, the methodof functioning of the surge tank is of great importance.The dynamic behaviour of the water in the surge tank isdecisive. The water quantity in a long slightly inclinedchamber is accelerated more slowly due to its inertia com-pared to the standing water of a shaft. This can result inloading cases with particularly unfavourable pressuresurge effects.

5 Design loading case

For the design of the volume, the worst multiple switchingcase [8] – both for capacity and drawdown levels in thereservoir – been used in Austria since the 1960s. 1D nu-merical simulation is used iteratively to bring the hy-draulic system into the maximum possible state of oscilla-tion. For the simulation the machines are switched nearthe flow maximum in the pressure tunnel. For pumpedstorage plants, the mode is switched directly from turbineto pumping. In order to comply with the requirements,particularly for normal output, switching processes inmodern plants are even carried out with an overlap. Deci-sive for the size of the surge tank are the water masses thathave to be accelerated in the pressure tunnel.

optimierte Sonderlösungen handelt und oft zusätzlicheZugänglichkeiten geschaffen werden müssen. Dies gilt so-wohl für die Unter- und die Oberkammer als auch für dieSteigschachterstellung. Örtliche Trennungen der Zugäng-lichkeit des Wasserschlosses durch Verbindungsstollenoder in der Lage versetzte Steigschächte ermöglichen pa-rallele Bauabläufe.

Zum Beispiel wurde bei den Wasserschlössern Lim-berg II [6] und Reisseck II [7] die Unterkammer in denTriebwasserweg durch Stollenaufweitung integriert. ImFall von Limberg II musste dadurch lediglich die Ober-kammer zusätzlich von der Oberfläche aus aufgefahrenwerden.

Die mehrfach seit den 1960er-Jahren verwendete Wir-belkammerdrossel (KW Kaunertal (Bestand), PSKW Roß-hag, KW Gerlos II, PSKW Malta Hauptstufe und PSKWHäusling) bietet ein sehr großes erwünschtes hydrauli-sches Verlustverhältnis zwischen Abschwing- und Auf-schwingverhalten. Dadurch ist es möglich, insbesonderedas Ausbruchsvolumen der Unterkammer wesentlich zuverringern [8]. Allerdings ist der Bau der Wirbelkammer-drossel mit großem Aufwand verbunden. Auch hat sich ge-zeigt, dass es durch die massive Energiedissipation in derDrossel und insbesondere dessen instationärem Verlust-verhalten zu großen dynamischen Erschütterungen kom-men kann. Daher wird in Österreich vermehrt eine Dü-sendrossel zur Dämpfung der Wasserschlossschwingungbei großen Wasserschlössern verwendet.

Bei zu geringen Gebirgsüberlagerungen im Bereich derUnterkammer – im Vergleich zum maximalen Innendruck –werden besondere Auskleidungsmaßnahmen getroffen,z. B. Stahlpanzerung (Wasserschloss KW Kaunertal) oderStahlbetonauskleidung mit Rissbreitenbeschränkung.

Für manche Wasserschlösser (z. B. KW Sellrain-Silzoder PSKW Limberg II) wurde eine Verlängerung desDruckschachts für den Steigschachtvortrieb gewählt. Da-durch wird kein zusätzliches Verfahren zur Herstellung desSteigschachts benötigt. Zu bedenken ist hierbei allerdingsaus betrieblicher und hydraulischer Sicht das erforderlichehydrodynamische Stabilitätskriterium des Steigschachts.Insbesondere bei geringen Fallhöhen erfordert dies einenwesentlich größeren Steigschacht- als Druckschachtquer-schnitt. Die Übergangskonstruktion vom Druckstollenzum Steigschacht erfordert komplexe und aufwändigeBaumaßnahmen, wenn das Wasserschloss gedrosselt aus-geführt wird. Bei den aktuellen Wasserschlössern KW Kau-nertal und KW Reißeck II (WS Schober boden) sind verti-kale Schächte als Steigschächte angeordnet.

Tabelle 1 zeigt eine Übersicht der verwendeten Was-serschlosstypen in Österreich. Eine Besonderheit der ein-gesetzten Wasserschlösser stellt die häufige Verwendungvon Drosseln dar. Zumeist werden dabei Zweikammerwas-serschlösser angeordnet. Insgesamt wurden sechs Wasser-schlösser mit Wirbelkammerdrosseln ausgestattet. AlsSchema ist auch die komplexe Anordnung des Unterwas-sersystems mit zwei Wasserschlössern (Druckluftwasser-schloss und Schachtwasserschloss) des hochmodernenPumpspeicher kraftwerks Kops II ersichtlich. In Verbin-dung mit Bild 5 zeigt sich, dass vor allem Kraftwerksanla-gen mit Stollenvolumina im Bereich von 100.000 m³ unddarüber meist mit komplexen Wasserschlosssystemen fürden Betrieb optimiert werden.



6 Surge tank modelling

The 1D numerical processes are necessary for the calcula-tion of mass oscillations in pressure shafts due to the un-steady flow. The continued development of computingpower now already enables completely 3D numerical flowcalculations in the surge tank itself and parts of it, whichenables variant studies to be carried out for the optimisa-tion of the hydraulic components. Physical model tests arehowever still unavoidable for the investigation of flowstates and flow losses in the throttle as well as to ensurethe safety of the entire plant. These so-called hybrid mod-els (numerical and physical tests) offer advantages for theoptimisation of the plant and the visualization and check-ing in a physical model test.

Still chalenging are 3D numerical multi-phase simula-tions for water flows with air bubbles. Particularly in theriser shaft, transient waterfalls occur in some loading cas-es. The positive effect of the waterfall with the decouplingof the water at the transition of the upper chamber and inthe main shaft leads to the differential effect that is addi-tionally damping the mass oscillation. If this is consid-ered, a reduction of the required surge tank volume can beachieved, particularly for larger surge tanks. The trans-ported air should in this case be able to escape in thesurge tank itself without entering the pressure tunnel sys-tem. A more detailed surge tank design procedure can besummarised in the following steps:– 1D numerical simulation:• of the mass oscillation – sizing of surge tank volume,• of the pressure surge in the overall system with ma-

chine characteristics,• of the stability behaviour of the plant at constant out-

put,– Frequency analysis of the hydraulic system, in order to

prevent resonance (this calculation is standard practicein Norway, where the entire electricity grid is regulatedby hydropower plants and there is not yet such a closelyspaced network as the synchronous grid of ContinentalEurope),

– 3D numerical simulation:• Details such as throttles, overflow structures – deter-

mination of the hydraulic values,• Multi-phase simulation – free surface flow behaviour

in the chambers, investigation of rotational flow, airbubble simulation and gas release in the lower cham-ber, waterfall simulation,

• Physical modelling of the entire surge tank and ofparts of it.

7 Current surge tank concepts

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

7.1 Surge tank at Atdorf (PSP Atdorf)

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

4 Hydraulische Auslegung

Ein Wasserschloss wird nach folgenden hydraulischen Ge-sichtspunkten ausgelegt:– Wasservolumen – für ungünstige Mehrfachschaltfälle

aus Anfahren und Abschalten (jeweils für ungünstigsteKonstellationen von Stau-und Absenkziel),

– Schachtquerschnitt – zur Gewährleistung ausreichenderhydraulischer Dämpfung,

– Drossel – Auslegung für optimierte hydraulische Verlust-verhältnisse,

– Schwall- und Sunkerscheinungen – Nachweis ungüns-tigster Betriebszustände insbesondere, dass kein Wasser-schwall über die Belüftung der Oberkammer fließt unddass die Unterkammer nicht trocken läuft.

Folgende Kriterien zur Erzielung der Stabilität werden fürdie Ermittlung von Querschnittsflächen für den Steig-schacht zur grundsätzlichen Konzipierung von Wasser-schlössern empfohlen:– Oberwasserseitiges Wasserschloss mit freiem Wasser-

spiegel: Thoma-Fläche [2],– Unterwasserseitiges Wasserschloss mit freiem Wasser-

spiegel: Svee-Fläche [9],– Bei kurzen Unterwasserstollen ergibt sich ein signifikan-

ter Unterschied zum Thomaschen Kriterium; erst beilängeren Stollen nähert sich das Svee-Kriterium jenemvon Thoma asymptotisch an,

– Druckluftwasserschloss: Svee-Volumen [10].

Für die genaue Analyse des Druckstoßes ist die Wirkungs-weise des Wasserschlosses von bedeutender Relevanz. Da-bei ist das dynamische Verhalten des Wassers im Wasser-schloss wesentlich. Die Wassermenge einer langen flachenKammer wird aufgrund der Trägheit langsamer beschleu-nigt im Vergleich zum stehenden Wasser eines Schachts.Daraus können sich Lastfälle mit besonders ungünstigenDruckstoßerscheinungen ergeben.

5 Auslegungslastfälle

Für die Auslegung der Volumina werden in Österreich seitden 1960er-Jahren die ungünstigsten Mehrfachschaltfälle– jeweils bei Stau- und Absenkziel im Reservoir – herange-zogen [8]. Hierbei wird mittels 1D numerischer Simulationdas hydraulische System iterativ in einen maximal mögli-chen Schwingungszustand gebracht. Die Maschinen wer-den im Bereich des Durchflussmaximums im Druckstol-len geschaltet. Im Fall von Pumpspeicherkraftwerken wirddirekt von Turbinenbetrieb in Pumpbetrieb gewechselt.Um den Anforderungen insbesondere für Regelleistung ge-recht zu werden, finden Umschaltvorgänge bei manchenmodernen Anlagen auch überlappend statt. Entscheidendfür die Größe des Wasserschlosses sind die zu beschleuni-genden Wassermassen im Druckstollen.

6 Wasserschlossmodellierung

Die 1D numerischen Verfahren sind aufgrund der insta-tionären Strömung für die Berechnung der Massenschwin-gung im Druckstollen notwendig. Die Weiterentwicklungder Computerleistung ermöglicht mittlerweile bereits eine



620,000 m³, a total net volume of the surge tank of about132,000 m³ is required for the decisive multi-switchingcase.

In order to enable the best possible functioning of fill-ing and emptying, the surge tank is connected with twoconnecting shafts to the tailrace tunnel, which is con-structed as a pressure tunnel, and the lower and upperchambers are each formed as an eight-shaped loop. Thishydraulically short surge tank connection to the pressuretunnel also ensures an adequate pressure surge reflectionfor the decisive pressure surge loading cases [5]. The lowerchamber tunnel has a gradient of 1.35 % from the con-necting shaft. The upper chamber tunnel starting from theconnection to the riser shaft has a gradient of 1.15 %.

When the upper chamber empties, a massive tran-sient waterfall of about 150 m³/s occurs for the designcase from about the point in time of separation. Fig. 6bshows a point in time of the 3D numerical simulation ofthe entire surge tank. The lower chamber already has afree water surface while the lower chamber is still empty-ing. The water drops in a waterfall over 100 m down theriser shaft onto the water surface in the lower chamber.This action, and the preceding flow situation in the wa-terfall, which dives into the water cushion in the risershaft, intruses air bubbles. The chamber length to theconnecting shafts enables the venting of the back to theriser shaft.

7.2 Surge tank Krespa (PSP Obervermunt II)

The headrace-side surge tank Krespa of the PSP Oberver-munt II [12], which is currently under construction in theAustrian state of Vorarlberg, has a total net volume ofabout 41,000 m³. The actual surge tank from the inlet intothe lower chamber is connected to the pressure tunnelthrough a 208 m high vertical shaft and a 50 m long con-nection tunnel with an orifice throttle. The headrace forthe PSP runs from the power cavern in a direct connectionto the upper reservoir. The three lower chambers arearranged in a star shape around the main shaft in order tooffer the best possible optimised filling and emptying be-

vollständige 3D numerische Strömungsberechnung imWasserschloss selbst und von Teilkomponenten. Dadurchkönnen Variantenuntersuchungen zur Optimierung derhydraulischen Komponenten durchgeführt werden. Physi-kalische Modellversuche sind allerdings nach wie vor unabdingbar zur Untersuchung der Strömungszuständesowie der Strömungsverluste in der Drossel sowie zur Ge-währleistung der Sicherheit der Gesamtanlage. Diese so-genannte hybride Modellierung (Numerik und physikali-scher Versuch) bietet Vorteile für die Anlagenoptimierungund der Darstellung sowie der Überprüfung im physikali-schen Modell versuch.

Eine Herausforderung in der Modellierung stellen 3Dnumerische Mehrphasenberechnungen für Wasserströ-mungen mit Luftblasen dar. Insbesondere im Steigschachttreten bei manchen Lastfällen instationäre Wasserfälle auf.Die positive Eigenschaft der Wasserfälle mit der Entkoppe-lung des Wassers in der Oberkammer und im Steigschachtbesteht durch die Wirkung des Differenzialeffektes. Beidessen Mitberücksichtigung kann insbesondere für großeWasserschlösser eine Reduktion des erforder lichen Unter-wasservolumens erzielt werden. Die eingetragene Luft soll-te hierbei im Wasserschloss selbst entweichen können, oh-ne in das Druckstollensystem zu gelangen. Eine vertiefteund detaillierte Wasserschlossauslegung kann anhand fol-gender Schritte zusammengefasst werden:– 1D numerische Simulation:• der Massenschwingung – Bemessung WS Volumina,• des Druckstoßes des Gesamtsystems mit Maschinen-

charakteristik,• des Stabilitätsverhaltens der Anlage bei konstanter

Leistung,– Frequenzanalyse des hydraulischen Systems, um Reso-

nanzen zu verhindern (diese Berechnung ist in Norwe-gen üblich, wo das gesamte elektrische Netz nur durchWasserkraftanlagen geregelt wird und bisher kein soengmaschiges Netz vorherrscht, wie im EuropäischenVerbundnetz),

– 3D numerische Simulation:• Details wie Drossel, Überlauf – Ermittlung der hy-

draulische Werte,

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

a) b)



havoir. The invert of the lower chamber has an inclinationtowards the main shaft and the crown of the lower cham-ber has an upward slope in order to the dearation.

Fig. 7 shows the geometric arrangement of the surgetank. The upper chamber is, in contrast to the lower cham-ber, designed as a 311 m long tunnel with an internal di-ameter of 7 m. The transition of the riser shaft into the up-per chamber is constructed as a retention cavern. The ris-er shaft has an internal diameter of 17 m, which enlarge to20.3 m in the retention cavern. This widening with such alarge volume enables damping of the oscillating water inorder to enable filling of the upper chamber without a totalfilling of the cross section the design case. As a special fea-ture and an innovation, a waterfall damping element isprovided in the retention cavern (Fig. 8).

For the selected design loading case, a waterfall oc-curs with about 80 m³/s, which falls 3 m into the filledshaft at the definition point in time. Air is thus pusheddown about 70 m deep into the riser shaft by the momen-tum of the waterfall, without a damping element. One ofthe aims of design optimisation was to prevent the carry-ing of air bubbles into the pressure tunnel. Since both thewaterfall itself and the water surface in the riser shaftshow transient flow behaviour, intensive investigationsand optimisations were carried out for this purpose in thehydraulic laboratory of the TU Graz.

The waterfall damping element functions similarly toa shower head. The water is directed through 368 pipeopenings of 180 mm diameter in the balcony floor as verti-cal water jets with a defined initial diameter. This limitsthe maximum penetration depth to about 23 m. There arealso 64 pipe openings of 180 mm diameter in the balconyparapet. This limits the maximum penetration depth of airand prevents it entering the pressure tunnel in the water-fall design loading case. This optimised design of the surgetank was also confirmed in physical tests.

8 Summary and outlook

There is a long and successful tradition of constructinghigh head hydropower plants in Austria with their dams,

• Mehrphasensimulation – Schwall und Sunkverhaltenin den Kammern, Untersuchung von Rotationsströ-mungen, Luftblasensimulation und Entgasung in derUnterkammer, Wasserfallsimulation,

• Physikalische Modellierung des gesamten Wasser-schlosses und von Teilbereichen.

7 Aktuelle Wasserschlosskonzepte

Auf zwei ausgewählte aktuelle, im Wasserbaulabor der TUGraz untersuchte und optimierte Wasserschlösser wirdfolgend vertieft eingegangen.

7.1 Wasserschloss Atdorf (PSW Atdorf)

Bei diesem Wasserschloss des im Genehmigungsverfahrenbefindlichen PSW Atdorf im Schwarzwald [11] handelt essich um ein Unterwasser-Wasserschloss nach der Kraftka-verne (Bild 6). Aufgrund des großen Wasservolumens imUnterwasserstollen von über 620.000 m³ ergibt sich für diemaßgebenden Mehrfachschaltfälle ein Gesamt-Nettovolu-men des Wasserschlosses von etwa 132.000 m³.

Um ein möglichst gut funktionierendes Füllen undEntleeren zu ermöglichen, wird das Wasserschloss mitzwei Verbindungschächten an den als Druckstollen ausge-

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

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

a) b)



headrace tunnels and caverns. The results and knowledgegained from this research and engineering work are usedall over the world. In order to keep up with the increasingrequirement for modern high head hydropower plants,particularly pumped storage plants, for quicker startingand switching times, frequent and often changes of opera-tion mode and higher capacities, surge tank designs haveto be specifically developed. Surge tanks are essential forpower plants with longer headrace tunnels in order to en-sure safe operation and comply with the requirements ofthe machines and also of the electricity grid.

The geometry of the surge tank has to be adapted tosuit both hydraulic and geotechnical requirements. It ispractical to design and optimise the hydraulic functionali-ty of the entire surge tank and its construction elements,e.g. throttles, using 1D and 3D numerical flow simula-tions, and to check the results with physical model tests.The tendency in the construction of high head hydropow-er, particularly pumped storage plants, shows further in-creases of installed capacity together with the most flexi-ble operation. This makes particularly the tunnel systemsand the requirements for surge tanks larger and morecomplex. The development of the best possible economicand functional solutions with long lifetimes demands in-terdisciplinary working and conservative forecasts for thedesign and layout.

References

[1] Cerjak et al.: “High Strength Steels for Hydropower Plants –Design Concepts – Pressure Conduits,” Verlag TU-Graz, 2013.

[2] Thoma, D.: Theorie des Wasserschlosses bei selbsttätiggeregelten Turbinenanlagen, Dissertation, Kgl. TechnischeHochschule zu München: R. Oldenbourg, 1910.

[3] Hudovernik, W.: Untersuchungen über die dynamischeDruckbeanspruchung im Triebwassersystem von Hochdruck-Wasserkraftanlagen, Habilitation, Universität Innsbruck, 1987.

[4] Bergant, A., Simpson, A. R., Tijsseling, A. S.: “Water ham-mer with column separation: A historical review,” Journal ofFluids and Structures, pp. 135–171, 2006.

[5] Brost, V., Reinhardt, H., Ruprecht, A., Kolb, S., Wiesemann,J.-U.: Dimensioning of the Tailwater System of the Pumped-Storage Plant Atdorf, Proceedings of 16th International Sem-inar on Hydropower Plants, Vienna University of Technology,2010.

[6] Larcher, M., Knoblauch, H., Heigerth, G., Wagner, E., Stering, P.: Instationäre Füll- und Entleervorgänge bei derAuslegung der Oberkammer des Wasserschlosses Limberg II,Wasserwirtschaft Nr. 4 Pg. 107–109, 2010.

[7] Freitag, M., Larcher, M., Blauhut, A.: “The Reißeck IIpumped storage power station/Das Pumpspeicherkraftwerk(PSKW) Reißeck II,” Geomechanics and Tunnelling, vol. 4,no. 2, pp. 119–128, 2011.

[8] Seeber, G.: Das Wasserschloss des Kaunertalkraftwerkes derTIWAG, Schweizerische Bauzeitung, Heft 1, 1970.

[9] Svee, R.: „Untersuchungen über die Stabilität beiWasserkraftanlagen mit idealer Regelung,“ Mitteilung 15, In-st. für Wasserwirtschaft und konstruktivem Wasserbau an derTechnischen Hochschule Graz , 1970.

[10] R. Svee: “Surge Chamber with an enclosed, Compressed Air-Cushion,” Proceedings of International Conference on Pres-sure Surges, Canterbury, England, pp. G2 15–G2 24, 1972.

[11] Kolb, S., Brost, V.: Neubauprojekt Pumpspeicherwerk At-dorf, Auslegung des hydraulischen Systems, Proceedings ofWasserbausymposium, TU Graz, 2012.

bildeten Unterwasserstollen angebunden sowie die Geo-metrie der Unter- und Oberkammer jeweils als Achter-Schleife vorgesehen. Diese hydraulisch kurze Wasser-schlossanbindung an den Druckstollen gewährleistetebenfalls eine ausreichende Druckstoßreflektion für diemaßgebenden Druckstoßlastfälle [5]. Die Unterkammer-stollen sind mit 1,35 % geneigt vom Verbindungsschachtausgehend ausgeführt. Die Oberkammerstollen werdenausgehend vom Steigschachtanschluss spiralförmig mitder Neigung von 1,15 % ausgeführt.

Im Entleervorgang der Oberkammer tritt für denAuslegungslastfall ein massiver instationärer Wasserfallvon etwa 150 m³/s zum Zeitpunkt des Abreißens auf. Bild6b zeigt einen Zeitpunkt der 3D numerischen Strömungs-simulation des gesamten Wasserschlosses. Die Unterkam-mer hat bereits einen freien Wasserspiegel, wobei dieOberkammer noch entleert wird. Das Wasser stürzt in ei-nem Wasserfall über 100 m durch den Steigschacht aufdie Wasseroberfläche in der Unterkammer. Dadurch unddurch den vorhergehenden Strömungszustand bei einemWasserfall, der in den Wasserpolster im Steigschacht ein-taucht, werden Luftblasen eingetragen. Die Kammerlängebis zu den Verbindungsschächten hin ermöglicht das Entgasen der eingetragenen Luftmenge. Die Be- und Ent-lüftung des Wasserschlosses erfolgt über den Steig-schacht.

7.2 Wasserschloss Krespa (PSKW Obervermunt II)

Das oberwasserseitige Wasserschloss Krespa des sich inBau befindlichen PSKW Obervermunt II [13] in Vorarl-berg weist ein Gesamt-Nettovolumen von etwa 41.000 m³auf. Das eigentliche Wasserschloss ab dem Eintritt in dieUnterkammer ist über einen 208 m hohen Vertikal-schachtschacht und einen 50 m langen Verbindungsstol-len mit Drossel an den Druckstollen angeschlossen. DerTriebwasserweg für das PSKW wird von der Kraftkavernein direkter Verbindung zum Oberwasserbecken geführt.Die drei Unterkammern werden sternförmig an denHauptschacht angeordnet, um ein möglichst optimalesBefüllen und Entleeren zu ermöglichen. Hierbei ist dieSohle der Unterkammer zum Hauptschacht fallend unddie Firste der Unterkammer steigend geneigt ausgeführt,um sowohl die Entlüftung als auch das Entleeren mög-lichst optimal zu ermöglichen.

Bild 7 zeigt die geometrische Anordnung des Wasser-schlosses. Die Oberkammer wird im Unterschied zur Un-terkammer als 311 m langer Stollen mit Innendurchmesservon 7 m ausgeführt. Der Übergang des Steigschachts indie Oberkammer wird mittels Kopfkaverne realisiert. DerSteigschacht weist einen Innendurchmesser von 17 m auf.In der Kopfkaverne wird dieser auf 20,3 m aufgeweitet.Diese Aufweitung mit dem großen Volumen ermöglicht ei-ne Dämpfung des aufschwingenden Wassers, um auch fürden Auslegungsfall ein Befüllen der Oberkammer ohneZuschlagen zu ermöglichen. Als Besonderheit und Neu-heit wird in der Kopfkaverne ein Wasserfall-Dämpfungs-element vorgesehen (Bild 8).

Für den Bemessungslastfall tritt ein Wasserfall mit et-wa 80 m³/s auf, der zum Definitionszeitpunkt 3 m in dengefüllten Schacht stürzt. Luft würde so ohne Dämpfungs-element etwa bis 70 m tief in den Steigschacht durch den



[12] Wegeler, G.: „Das Obervermuntwerk II trägt der Energie-wende Rechnung,“ Österreichs Energie, no. April, pp. 56–59,2014.

[13] Richter, W., Schneider, J., Zenz, G., Kolb, S.: “Hybrid Mod-elling of a Large Surge Tank,” Proceedings of 17th Interna-tional Seminar on Hydropower Plants, Vienna, 2012.

[14] Richter, W., Schneider, J., Zenz, G., Innerhofer, G.: “HybridModelling and Development of a long Upper Chamber in aSurge Tank,” Proceedings of Hydro Conference, Innsbruck,2013.

Graz University of TechnologyInstitute of Hydraulic Engineering and Water Resources ManagementStremayrgasse 10/2Graz 8010Austria

Ass. Prof. Dipl.-Ing. Dr.techn. Helmut [email protected]

Ass. Prof. Dipl.-Ing. Dr.nat.techn. Josef Schneider [email protected]

Dipl.-Ing. Wolfgang [email protected]

Dipl.-Ing. Dr. techn. Univ.-Prof. Gerald [email protected]

Impuls des Wasserfalls mit hinabgedrückt. Bei der Opti-mierung der Auslegung gilt es, ein Eintragen von Luft -blasen in den Druckstollen zu verhindern. Da sowohl derWasserfall selbst, als auch der Wasserspiegel im Steig-schacht ein instationäres Fließverhalten aufweisen, wur-den hierfür intensive Untersuchungen und Optimierungenim Wasserbaulabor der TU Graz durchgeführt.

Das Wasserfall-Dämpfungselement funktioniert ähn-lich einem Brausekopf. Durch 368 Rohrdurchbrüche mitDN180 im Balkonboden wird das Wasser in vertikale Was-serstrahlen mit definiertem Anfangsdurchmesser gelenkt.Dadurch wird die maximale Eindringtiefe auf etwa 23 mbeschränkt Zusätzlich wirken 64 Rohrdurchbrüche mitDN 180 in der Balkonbrüstung. Dadurch wird die maxi-male Lufteindringtiefe begrenzt und ein Eindringen inden Druckstollen auch für den Wasserfall-Bemessungslast-fall verhindert, womit eine optimierte Auslegung des Was-serschlosses auch am physikalischen Modell bestätigt wer-den konnte

8 Zusammenfassung und Ausblick

In Österreich besteht eine lange und erfolgreiche Traditi-on im Bau von Hochdruckwasserkraftanlagen mit denTalsperrenbauwerken, Verbindungsstollen und Kavernen.Die Ergebnisse und Erkenntnisse aus den Forschungs-und Ingenieurleistungen kommen weltweit zum Einsatz.Um den steigenden Anspruch moderner Hochdruck-Was-serkraftanlagen, insbesondere von Pumpspeicherkraftwer-ken, hinsichtlich schneller Anfahr- und Umschaltzeiten,vielen Betriebswechseln sowie hoher Ausbauleistung ge-recht zu werden, sind anlagenspezifische Wasserschloss-konzepte zu entwickeln. Wasserschlösser stellen bei Anla-gen mit längeren Stollen eine notwendige Konstruktiondar, um den sicheren Betrieb zu gewährleisten und denAnforderungen der Maschinen sowie dem elektrischenNetz gerecht zu werden.

Die Geometrie des Wasserschlosses wird sowohl denhydraulischen, als auch den geotechnischen Anforderungangepasst. Die hydraulische Funktionalität des gesamtenWasserschlosses und der Anlagenteile, z. B. Drossel, wer-den zielführenderweise mittels 1D und 3D numerischerStrömungssimulationen optimiert und ausgelegt, sowieanhand physikalischer Modellversuche überprüft. DieTendenz im Ausbau von Hochdruck-Wasserkraftanlagen,besonders Pumpspeicherkraftwerken, deutet auf eine wei-tere Steigerung der Ausbauleistung und von möglichstschnellen Reaktionszeiten der Anlagen hin. Dadurch wer-den insbesondere die Stollensysteme und Wasserschloss -anforderungen größer und komplexer. Um stets möglichstwirtschaftliche und funktionelle Lösungen mit langer Le-bensdauer entwickeln zu können, ist eine hohe Interdis-ziplinarität und konservative Vorausschau beim Entwurfund der Auslegung nötig.


Topics

DOI: 10.1002/geot.201400068

The extension of underground line U1 from Reumannplatz stationto Oberlaa station, which includes construction lot U1/9, signifi-cantly enhances accessibility for local residents and workplaces,achieves optimal regional accessibility and improves connec-tions to regional buses, a park & ride facility as well as easing thepressure on the Reumannplatz station. Starting from Reuman-nplatz, the U1 will increase by 4.6 km with five new stations in theforthcoming years. By 2017, it will be the longest undergroundline in Vienna (19.2 km).Planning for construction preparation and the detailed design ofconstruction lot U1/9 is being carried out by the planning groupPCD – FCP – iC in cooperation with Architektengruppe AGU. PCD,the lead planning partner, is responsible for planning of the cut-and-cover method, whilst iC is responsible for the design of themined tunnel sections. Preliminary geotechnical work, main geo -technical investigations and geotechnical support during con-struction were undertaken by the municipal department MA 29(bridge construction and ground engineering). Project manage-ment incl. controlling and site supervision is done by the Client(Abteilung Bau, Planung und Projektmanagement of Wiener Linien). The design for obtaining the building permit in accor-dance with the Austrian railway law was carried out in 2009 and2010 and approval was given in January 2011. Tenders were firstdrafted in 2010, and were published in the summer of 2011. Thetender was awarded to the Strabag company. Construction start-ed in the spring of 2012. Tunnel excavation commenced at theend of January 2014.

1 General overview

Underground line U1 traverses the entire U1/9 construc-tion lot at a deep level (Fig. 1). The line tunnels (construc-tion section B and C) run from the boundary of construc-tion lot U1/8 – U 1/9 in Favoritenstrasse, curving left un-der the Favoriten ring road and the A23 Laaerberg tunnelup to Altes Landgut station. The two tracks each run insingle track tunnels with a centre to centre distance of ap-prox. 9 m at the beginning of the construction lot andwidening to a distance of approx. 31 m at the approach tothe station. The Altes Landgut station lies along a straightsection and comprises the two station shafts AltesLandgut (construction section L) and Katharinengasse(construction section K) with the 115 m long station tun-nels in between (construction section S).

The tunnels between Altes Landgut station and theboundary of lot U1/9 – U 1/10 run under the Favoriten-strasse, with the spacing between the lines reducing from

Die Verlängerung der U-Bahn-Linie U1 von der Station Reumann-platz bis zur Station Oberlaa, zu der auch der Bauabschnitt U1/9gehört, dient der Erschließung von Wohnquartieren, der regiona-len Erreichbarkeit, der Anbindung an die Regionalbusse, beinhal-tet eine Park & Ride-Anlage und sorgt zusätzlich für eine Entlas-tung der Station Reumannplatz. Insgesamt wächst die U1 in dennächsten Jahren vom Reumannplatz ausgehend um 4,6 km undfünf Stationen. 2017 ist sie mit 19,2 km dann die längste U-Bahn -linie Wiens.Die Planung des Bauabschnitts U1/9 wird durch die Planungs -gemeinschaft PCD – FCP – iC in Zusammenarbeit mit der Archi-tektengruppe AGU durchgeführt. PCD ist federführend zuständigfür die Planung der offenen Bauweise. Für die Planung der ge-schlossenen Bauweise ist iC federführend verantwortlich. Diegeotechnischen Vorarbeiten und Hauptuntersuchungen sowiedie baubegleitende geotechnische Betreuung erfolgten durch dieMA 29 Brückenbau und Grundbau. Die Aufgaben des Projektma-nagements einschließlich Controlling und Steuerung sowie dieörtliche Bauaufsicht werden vom Bauherrn selbst, durch die Ab-teilung Bau, Planung und Projektmanagement der Wiener Linienwahrgenommen. Die Planung für die eisenbahnrechtliche Bauge-nehmigung wurde in den Jahren 2009 und 2010 durchgeführt, derpositive Bescheid wurde im Januar 2011 erteilt. Bereits im Jahr2010 wurde mit der Planung der Ausschreibung begonnen, die imSommer 2011 aufgelegt wurde. Den Zuschlag erhielt die FirmaStrabag. Der Baubeginn erfolgte im Frühjahr 2012. Die Tunnelvor-triebe wurden Ende Januar 2014 begonnen.

1 Allgemeiner Überblick

Die U-Bahn-Linie U1 verläuft über den ganzen Baulos -bereich U1/9 in Tieflage (Bild 1). Die Trasse der Strecken-röhren (Bauteile B und C) wird von der BaulosgrenzeU1/8 – U 1/9 in der Favoritenstraße weg in einem Links-bogen unter dem Verteilerkreis Favoriten und dem Laaer-bergtunnel der A23 bis zur Station Altes Landgut geführt.Die beiden Gleise verlaufen dabei jeweils in eingleisigenStreckentunneln und weisen am Baulosbeginn einen minimalen Achsabstand von ca. 9 m auf, der sich biszur Station auf einen Achsabstand von ca. 31 m auf-weitet.

Die Station Altes Landgut liegt in einer Geraden undsetzt sich aus den beiden Stationsschächten Altes Landgut(Bauteil L) im Verteilerkreis Favoriten und Katharinengas-se (Bauteil K) in der Favoritenstraße sowie den dazwi-schenliegenden 115 m langen Stationsröhren (Bauteil S)zusammen.

Planning of tunnel excavation for the Vienna underground – construction Lot U1/9

Planung der Tunnelvortriebe für die Wiener U-Bahn – Bauabschnitt U1/9

Georg AtzlGerhard UllmannMartin Schmidt


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

approx. 31m to approx. 13 m (construction section G);track 2 runs in a straight line (construction section F). Across-passage (construction sections P and Q) is locatedimmediately before and after the station at ca. 60° to thetunnel axes. These cross-passages serve to reduce windpressure loading and wind speeds caused by trains enter-ing the Altes Landgut station.

The Maria-Rekker-Gasse emergency exit is locatedjust before the boundary of construction lots U1/9 –U 1/10 (construction section N). The emergency exit is ashaft construction located to the west of the two line tun-nels. A cross-passage links the two line tunnels to theemergency exit.

2 Geotechnical conditions

The project area is located in the 10th district of Vienna atLaaerberg. Below made ground (locally refilled brick quar-ries) are the gravels of the Laaerberg terrace underlain byMiocene inter-bedded layers which are divided with theU1/9 area being in four different layers. The upper weath-ered Miocene groundmass type GA IV is underlain by theunweathered upper Miozene (GA IVa), both consisting ofclayey silts with soft to stiff consistency. The groundmasstype IVb – which is most relevant for the tunnel excava-tion – consists of poorly graded coarse silts and fine sands.The range of its consistency is between stiff and semi-sol-id. Within this layer, with permeability up to 5 · 10–5 m/s,perched groundwater with low yield but hydrostatic pres-sure of 15 m above the tunnel crown is prevailing. Thislayer GA IVb was most relevant for assessment of face sta-bility due to the hydro-geological boundary conditions. Inparticular, the fine sands showed high potential for flow-ing ground conditions during the execution of long-termpumping tests. The lowest layer of interest comprises theground mass type IVc, to be expected at the invert level,which consists of clayey silt with at-least semi-solid consis-tency with a permeability of about 10–8 m/s. Due to thistechnically impervious layer a full de-watering of the up-per GA IVb is not feasible and residual pore pressures willremain.

Based on extensive geological and geotechnical siteinvestigations, including pressure meter tests in various

Von der Station Altes Landgut bis zur BaulosgrenzeU1/9 – U 1/10 wird die Trasse der Streckenröhren in derFavoritenstraße geführt, wobei sich der Gleisabstand vonca. 31 m auf ca. 13 m verringert (Bauteile F und G). Un-mittelbar vor und nach der Station ist jeweils ein Quer-schlag (Bauteile P und Q) mit ca. 60° zu den Tunnelachsenangeordnet. Diese Querschläge dienen zum Abbau derWinddruckbelastung und Windgeschwindigkeiten einfah-render Züge in die Station.

Knapp vor der Baulosgrenze U1/9 – U 1/10 ist derNotausstieg Maria-Rekker-Gasse situiert (Bauteil N). DerNotausstieg ist ein westlich der beiden Streckenröhren lie-gendes Schachtbauwerk, das mittels eines Querschlagsmit den Streckenröhren verbunden ist.

2 Geotechnische Bedingungen

Das Projektgebiet liegt im 10. Wiener Gemeindebezirk amLaaerberg. Unter künstlichen Anschüttungen (bereichs-weise wiederverfüllte Ziegelgruben) befinden sich dieSchotter der Laaerbergterrassen, darunter folgen die mio-zänen Wechsellagerungen, die sich am Bauabschnitt U1/9in vier unterscheidbare Schichten gliedern. Das verwitter-te oberflächennahe Miozän (GA IV) wird vom unverwit-terten oberflächennahen Miozän (GA IVa) unterlagert,beide bestehend aus tonigen Schluffen mit einer Konsis-tenz von weich bis steif. Die darunterliegende für die Tun-nelvortriebsarbeiten wesentliche Schichtfolge ist die Ge-birgsart GA IVb bestehend aus sehr enggestuften Grob-schluffen und Feinsanden. Die Konsistenz schwankt vonsteif bis halbfest. In dieser Schichtabfolge mit Durchlässig-keitskoeffizienten von bis zu 5 · 10–5 m/s befindet sich ge-spanntes Schichtwasser mit geringer Ergiebigkeit jedochDruckpotenzial von bis zu 15 m über Tunnelfirste.

Für die Vortriebsarbeiten war die Gebirgsart IVb vonBedeutung, da aufgrund der Randbedingungen eine stabi-le Ortsbrust im Vortrieb nicht erwartet werden konnte.Gerade die Feinsande zeigten in den durchgeführtenLangzeitpumpversuchen ein deutliches Potenzial zumStrukturverlust und eine Neigung zum Ausfließen. Im Lie-genden befindet sich die Schicht GA IVc, die im Sohlbe-reich der Tunnelröhren auftritt, aus tonigen Schluffen vonzumeist halbfester Konsistenz besteht und Durchlässigkei-

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



depth and soil mechanics laboratory test, the geotechnicalparameters summarized in Table 1 were derived for therelevant groundmass types:

The tunnels run mainly in the Miocene silt/clay lay-ers which have a relatively homogeneous structure. Theybasically comprise of slightly sandy, grey, dark grey togrey-blue silts/clays, becoming semi-solid to solid with in-creasing depth. They may in part contain white precipi-tates or concretions and hardened layers. From Maria-Rekker-Gasse to the centre of the Favoriten ring road athick mixed layer of fine sand or sandy silt layers, 5m thickon average, runs through the construction lot from ap-prox. 20 m below ground level; this mixed layer is alsofound in construction lot U1/10. About 95 % of ground-water infiltration into the tunnel occurred on this level.Fig. 2 shows the surveyed geological conditions over a lon-gitudinal section through track 1.

ten von ca. 10–8 m/s aufweist. Durch diese unterlagernde,technisch dichte Schicht ist eine vollständige Entwässe-rung der GA IVb nicht möglich, und es verbleiben somitRestwasserdrücke.

Nach umfangreichen geologischen und geotechni-schen Erkundungsmaßnahmen, auch mithilfe von Pressio-meterversuchen in verschiedenen Tiefenstufen sowie bo-denphysikalischen Untersuchungen konnten für die rele-vanten Schichten die in Tabelle 1 zusammengefassten Pa-rameter angegeben werden.

Die Tunnel verlaufen großteils in den miozänenSchluff/Ton-Schichten, die relativ homogen aufgebautsind. Sie bestehen grundsätzlich aus gering sandigenSchluffen/Tonen von grauer, dunkelgrauer bis graublauerFärbung und werden mit zunehmender Tiefe halbfest bisfest. Teilweise sind weiße Ausfällungen bzw. Konkretionenund lagige Verhärtungen enthalten. Ab der Maria-Rekker-

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

Table 1. Geotechnical characteristic parameterTabelle 1. Geotechnische charakteristische Rechenkennwerte

Parameter Unit Rock mass type/Gebirgsart

I II IV IVa IVa/IVb IVb IVc IVc belowtransition invert

Unit weight Wichte

γ [kN/m³] 19 19 20 20 20 20 20

Poisson’s ratio Querdehnungszahl

ν [–] 0.3 0.33 0.35 0.35 0.34 0.33 0.35

Decompression modulus (first loading modulus)Entlastungsmodul

E [MPa] 20 30 (15) 40 (20) 60 (30) 90 (45) 120 (60) 100 (50) 250 (50)

(Erstbelastungsmodul)

Friction angle Reibungswinkel

ϕ [°] 25 27.5 23 23 25 27.5 23

CohesionKohäsion

c [kPa] 0 0 30 30 20 10 50

Vertical coefficient of permeabilityDurchlässigkeitsbeiwert vertikal

kv [m/s] 5 · 10–5 1 · 10–9 1 · 10–9 2 · 10–9 5 · 10–6 1 · 10–9

Horizontal coefficient of permeabilityDurchlässigkeitsbeiwert horizontal

kh [m/s] 5 · 10–4 1 · 10–8 1 · 10–8 2.5 · 10–5 5 · 10–5 1 · 10–8

Lateral pressure coefficient Seitendruckbeiwert

k0 0.58 0.43 0.61 0.61 0.58 0.54 0.61



3 Planning of the NATM tunnels3.1 Running tunnels

The overburden over the tunnel crown is between 16 and20 m and approx. 6.5 m up to the road surface of the A23.Fig. 3 shows a cross-section of the line tunnels in the areaof the A23 Laaerberg tunnel. The clear internal area of thestandard cross-section types of running tunnels is24.12 m2. The load-bearing water pressure resisting 40 cmthick secondary lining is made of fire-resistant reinforcedC25/30-WDI fibre concrete. The excavation area amountsto 37.74 m2 for the 25 cm shotcrete thickness, with 3 cmextra for deformation.

The running tunnels underpass the existing A23Laaerberg tunnel over a length of approx. 35.1 m (track 1)and 33.7 m (track 2). A thicker reinforced secondary liningis provided in this area and also extends for several adja-cent metres at both ends. Tunnelling is carried out under-neath a pipe roof umbrella (see Fig. 3). The pipe roof um-brella comprises 12 m long steel pipes (dia. 114 mm, t =6 mm) with a spacing of normally 300 mm at the bore faceand a longitudinal overlap of at least 4 m. The pipe roofthrough the existing diaphragm walls of the Laaerbergtunnel were drilled by three subsequent drillings: first pipeto the D-wall, core drilling through the D-wall and secondpipe beyond D-wall.

The pipes and annular space of the pipe bore aregrouted with a cement suspension from the driving end ofthe pipe, avoiding heaving. The axes of the A23 tunnel andthe subway tunnel are angled at ca. 60°, enabling the di-aphragm walls to be separated into short sections duringundercutting and to be underpinned with a reinforcedshotcrete ring. A reinforced shotcrete primary lining withall-round lattice girders was constructed in the entire un-derpass area.

The surfaces of the sawtooth-like excavation amountto 42.24 m2 min./54.18 m2 max. in the case of a 45 cmthick cast-in-situ secondary lining and a 40 cm thick shot-

Gasse bis zur Mitte des Verteilerkreises Favoriten zieht ca.ab 20 m unter GOK eine durchschnittlich 5 m mächtigeWechsellage von Feinsand- bzw. sandigen Schluffschich-ten durch den Bauabschnitt; diese Wechsellage ist auchim BA U1/10 vorhanden. Die in den Bohrungen angetrof-fenen GW-Zutritte waren zu ca. 95 % auf diesen Horizontkonzentriert. Bild 2 zeigt die erkundeten geologischenVerhältnisse in Form eines Längsschnittes durch Gleis 1.

3 Planung der NÖT-Tunnel3.1 Streckenröhren

Die Überlagerung über Firste beträgt zwischen ca. 16 und20 m, im Bereich der A23 ca. 6,5 m bis zur Fahrbahndecke.Bild 3 zeigt einen Querschnitt der Streckenröhren im Be-reich des Laaerbergtunnels der A23. Die innere lichte Flä-che der Regelquerschnittstypen der Streckenröhren be-trägt 24,12 m2. Die tragende druckwasserhaltende 40 cmdicke Innenschale besteht aus brandbeständigem bewehr-tem C25/30-WDI-Faser-Beton. Die Ausbruchfläche ergibtsich zu 37,74 m2 im Fall einer Spritzbetondicke von 25 cmund 3 cm Übermaß für Deformationen.

Der bestehende A23-Laabergtunnel wird mit denStreckenröhren auf einer Länge von ca. 35,1 m (Gleis 1)und 33,7 m (Gleis 2) unterfahren. In diesem Bereich – so-wie beidseitig angrenzend auf eine Länge von mehrerenMetern – wird eine verstärkte Innenschale vorgesehen.Der Vortrieb erfolgt unter Rohrschirmen (vgl. Bild 3).Der Rohrschirm besteht aus 12 m langen Stahlrohren(∅114 mm, t = 6 mm) mit einem Achsabstand im Regelfallvon 300 mm am Bohransatz und mit einer Längsüberlap-pung von mindestens 4 m. Der Rohrschirm durch die be-stehenden Schlitzwände des A23-Tunnels wurden mit je-weils drei aufeinanderfolgenden Bohrungen hergestellt:Erstes Futterohr bis zur Schlitzwand, Kernbohrung durchSchlitzwand und zweites Futterohr nach der Schlitzwand.

Die Flächen des sägezahnartigen Ausbruchs ergebensich zu mindestens 42,24 m2/maximal 54,18 m2 für den

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



crete primary lining with 3 cm extra for deformation. Theprimary lining underneath the A23 is fully electrically in-sulated isolated from the remaining structure via GRP ar-mouring and FPO foil (Fig. 4).

The fine sand layers were drained from above groundusing vacuum filter wells and vacuum lances were also de-ployed from the driving side where necessary. Systematicface anchoring and short ring closure were provided in or-der to minimise subsidences. The permissible subsidenceof the A23 tunnel – especially the diaphragm walls – wasdetermined using detailed structural calculations.

3.2 Platform tunnels

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

Fall einer 45 cm dicken Innenschale sowie einer Spritzbe-tondicke von 40 cm und 3 cm Übermaß. Die Außenschaleunter der A23 wird vollständig elektrisch von den restli-chen Bereichen mittels GFK-Bewehrung und FPO-Foliegetrennt (Bild 4).

Die Rohre und der Bohrlochringraum wurden vomvortriebsseitigen Ende des Rohrs aus mit Zementsuspen -sion unter Vermeidung von Hebungen verpresst. Die Her-stellung und Verpressung erfolgte nach einem Bohrsche-ma (Rohre Nr. 1, 5, 9 etc.). Die Achsen des A23-Tunnelsund der U-Bahn-Tunnel stehen in einem Winkel von ca.60°. Daher konnten die Schlitzwände bei der Unterfah-rung in geringen Abschnitten abgebrochen und durch ei-nen bewehrten Spritzbetonring unterfangen werden. Eswurde im gesamten Bereich der Unterfahrung eine ver-stärkte Spritzbetonschale mit rundum laufenden Gitter -bögen vorgesehen.

Die Entwässerung der Feinsandschichten sollte vonüber Tage aus mittels Vakuumfilterbrunnen und erforder-

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



to the terrain surface and approx. 14 m to the foundationbase in the built-up area (Fig. 5).

The clear internal area of the platform tunnels is55.47 m2. The load-bearing water pressure resisting 40 cmthick secondary lining comprises fire-resistant reinforcedC25/30-WDI fibre concrete. The excavation area mea-sures 77.60 m2 for 30 cm shotcrete primary lining thick-ness with 3 cm extra for deformation.

4 De-watering from groundsurface

Two long-term pumping tests were carried out for verifica-tion of the best de-watering measures to achieve pore pres-sure relief within the GA IVb layer. Different types of filterwells were undertaken with variety of boring methods (ca-ble tool or percussion core drilling), drilling diameter (DN640, DN 324), filter-tunnel diameter, grain size distribu-tion of filter and width of filter slots. The pumping wasdone with and the without use of a vacuum, each for threeweeks.

Based on the results of the pumping tests it could beconfirmed that the various layers were hydraulically con-nected and could be designated as a sort of aquifer. Thesuccess of pore pressure relief depended on well installa-tion type and duration of pumping. The filter wells DN640 showed better success in pore pressure relief. Due tothe low yield (< 1 litre/sec) additional vacuum was quitebeneficial to reduce pore pressures.

Based on the results of the pumping tests, the follow-ing concept was derived for the filter well design and oper-ation. In general a 5 m deep pump sump was proposedwithin the GA IVc to contain the pump and commongrading (0.7 to 1.2 mm) was used as filter material. Therise of the free flowing water into the pump sump was con-trolled by the instant turn-on of the pump. In order to re-duce hydraulic gradient and minimise the risk of erosionand/or suffusion during tunnel excavation the operationof the filter wells were started simultaneously in a stagedprocess some weeks ahead. The lead time of well opera-tion was two months whilst the yield increased slowly dur-ing first five to six weeks. After reaching more-less steadystate conditions the pump operation was done within thepre-defined power limits.

During design it was already clear that the pumpedwater will not be completely free from fines. The limits ac-cording to the Austrian standard B 2601 for fines were ad-justed to the prevailing silty fine sandy soils.

During construction a test field with twelve filter wellsand piezometers were installed. The basic assumptions ofthe design were verified and confirmed during the opera-tion. In the course of the pumping tests and field tests, thesurface settlements were monitored. The settlementswhich were due to pore pressure relief were up to 6 mm,after a re-rise of the water head heave of same magnitudeoccurred. This deformation practically elastic behaviour ismainly caused by the over-consolidation of the unweath-ered Miocene layers.

5 Tunnel construction

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

lichenfalls zusätzlich vom Vortrieb aus mit Vakuumlanzenerfolgen. Eine systematische Brustankerung und ein mög-lichst rascher Ringschluss wurden zur Setzungsminimie-rung vorgesehen. Die zulässigen Setzungen des A23-Tun-nels – insbesondere der Schlitzwände – wurden anhanddetaillierter FE-Berechnungen ermittelt.

3.2 Stationsröhren

Im Abschnitt Stationsschacht Altes Landgut bis ca. MitteStationsschacht Katharinengasse sind Stationsröhren ingeschlossener Bauweise vorgesehen. Die Röhren liegenunter dem Verteilerkreis und der nördlich anschließendenFavoritenstraße unter Bebauung. Die Überlagerung überFirste beträgt zwischen ca. 16 und 17 m bis Geländeober-kante, im Bereich der Bebauung ca. 14 m bis zur Funda-mentunterkante (Bild 5).

Die innere lichte Fläche der Stationsröhre beträgt55,47 m2. Die tragende Druckwasser haltende 40 cm dickeInnenschale besteht aus brandbeständigem bewehrtemC25/30-WDI-Faser-Beton. Dieausbruchfläche ergibt sichzu 77,60 m2 für eine Spritzbetondicke von 30 cm und 3 cmÜbermaß.

4 Übertägige Wasserhaltung

Für die Planung der Wasserhaltungsmaßnahmen von überTage aus wurden zwei Langzeitpumpversuche mit ver-schiedenen Aufgabestellungen zur Verifizierung der best-möglichen Entspannung der GA IVb im Zuge der Auf-

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form tunnels northwards in soft ground in cyclical tunneldriving in accordance with NATM principles and applyingthe ON B 2203 Part 1 standard. A flexible constructiontime model was put to tender for tunnel driving.

The scheduling provided for excavating the entire ex-cavation cross-section of the single tunnel tunnels withshort top heading and fast ring closure (max. 5 m), dividedinto the partial cross-sections of top heading, bench andinvert. The excavation cross-section of the platform tun-nels was excavated using a single-sidewall drift and subse-quent enlargement. Top heading and bench excavationused a round length of max. 1 m. The invert was excavatedin sections with a maximum length of 2 m. Fore poling isused for pre-support.

In general, construction should ensure minimum set-tlement in built-up areas and traffic zones. This requiresrigid construction with short ring closure as well as faceanchors to reduce pre-relief. Subsidence due to groundwater stress relief is due to increase of the effective stressin the ground (no hydrostatic uplift). Drainage was carriedout especially in secondary sand layers, thus anticipatingrather minor subsidence and expansive flat subsidencebasins with little effect on the existing buildings. The mea-sures were specified based on structural calculations andpermissible deformation of existing structures. Pho-tographs of the construction are shown below (Figs 7, 8, 9,10).

schlusskampagne durchgeführt. Die für den Pumpversuchvorgesehenen Brunnen wurden mit unterschiedlichenBohrverfahren (Greiferschlag- und Rammkernbohrun-gen), Bohrdurchmessern (DN 640, DN 324), Filterrohr-durchmessern, Filterkörungen und Filterschlitzweiten her-gestellt bzw. ausgebaut. Der Betrieb erfolgte gravitativ so-wie mittels Vakuumbeaufschlagung über eine Versuchs-dauer von je ca. drei Wochen.

Aufgrund der Langzeitpumpversuche konnte eineKommunikation zwischen den Wechsellagerungen festge-stellt werden, so dass von einem zusammenhängenden ge-spannten Aquifer gesprochen werden kann. Die Entspan-nung hing wesentlich von den gewählten Ausbaupara -metern und dem Betrieb ab. Die Bohrungen DN 640 zeig-ten einen höheren Entspannungserfolg. Aufgrund dergeringen Wassermengen (< 1 l/s) konnte zur Erreichungdes maximalen Entspannungserfolgs zusätzlich Vakuumaufgebracht werden.

Auf Basis der Pumpversuche wurde folgendes Kon-zept für den Brunnenausbau und -betrieb erarbeitet. Diezu entspannenden Wechsellagerungen wurden mit einerherkömmlichen Filterkörnung (0,7 bis 1,2 mm) ausgebaut.Es wurde grundsätzlich ein 5 m tiefer Pumpensumpf zurAufnahme der Pumpe in die GA IVc abgeteuft.

Ein Aufspiegeln des frei in den Pumpensumpf zuströ-menden Wassers über die Sumpfrohroberkante wurdeüber die Steuerung des Einschaltzeitpunkts der Pumpengeregelt. Damit sich beim frei einströmenden Grundwas-ser kein zu großes hydraulisches Gefälle entwickelt unddie Brunnen versanden, mussten die Brunnen möglichstgleichzeitig dem Vortrieb vorauseilend stufenweise in Be-

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


6 Geotechnical measurements

The tunnel driving had commenced by the end of January2014. The entire tunnel driving has already been success-fully completed and the installation of the secondary lin-ing is in full swing. During excavation, the water pressurerelieved ground is temporarily stable.

The monitoring equipment comprises bolt gauges for3D trigonometric shotcrete shell displacement measure-ments, surface settlement points, horizontal automatic in-clinometers above the tunnel tunnels underneath the A23and above the platform tunnel in places. The supportingstructure of the A23 was constantly monitored using a tun-nel level. Control values such as advance warning, warn-ing and alarm values were defined for all monitoring para-meters considered. The horizontal inclinometers and tun-nel levels generate automatic messages when the controlvalues are exceeded.

During excavation in the vicinity of the A23, shot-crete lining displacements were less than 10 mm, subsi-dence of the A23 road surface was in the region of the pre-dicted 15 mm and the subsidences of the diaphragm wallswere below 10 mm. The probably most critical specifica-tion for the project was the twisting of the joists spanningthe centre diaphragm wall with an advance warning ratioof 1:1,000 and an alarm ratio of 1:500. Measured twistingdid not exceed approx. 1:2000, due to more favourablecharacteristics encountered.

trieb genommen werden. Die Vorlaufzeit betrug ca. zweiMonate, wobei in den ersten fünf bis sechs Wochen dieFördermenge der Brunnen langsam gesteigert wurde.Nach der Einlaufzeit hat sich der freie Zustrom im Brun-nen eingestellt, und die Pumpen konnten mit der für dasSystem festgelegten maximalen Leistung arbeiten.

Bereits in der Planung wurde davon ausgegangen,dass eine grundsätzliche Feinteilfreiheit des Pumpwassersin diesen Böden nicht erzielbar ist. Um den unerwünsch-ten Feinteilaustrag zu verringern, wurde das Kriterium fürdie technische Sandfreiheit der ÖN B 2601 auf den anste-henden Boden angepasst.

Im Zuge der Ausführung wurde ein Probefeld mitzwölf Brunnen und Pegeln hergestellt. Im Probefeld wur-den die grundsätzlichen Annahmen der Planung verifiziertund im Rahmen des Betriebs bestätigt. Im Zuge der Pump-versuche und des Probefelds wurden auch die Oberflä-chensetzungen gemessen. Es ergaben sich Setzungen bis6 mm, nach Wiederaufspiegelung wurden Hebungen vomselben Betrag gemessen. Dieses praktisch elastische Ver-schiebungsverhalten ist in der Überkonsolidierung der un-verwitterten miozänen Schichten begründet.

5 Bauausführung

Beginnend vom Schacht Süd (Bauteil L) wurden die Stre-ckenröhren in Richtung Süden und die Stationsröhrennach Norden im zyklischen Vortrieb nach den Prinzipien



The survey of the remaining tunnel excavation waswithin the prediction – settlements less than 30 mm andtrough inclinations flatter than 1:500.

Ing. Gerhard UllmannWiener Linien GmbH & Co KGBauabschnitt U1/9 „Altes Landgut“Erdbergstr. 2021030 [email protected]

Dipl.-Ing. Martin SchmidtMagistrat der Stadt WienMagistratsabteilung 29 Brückenbau und GrundbauWilhelminenstr. 931160 [email protected]

Dipl.-Ing. Dr. Georg AtzliC consulenten ZT GmbHSchönbrunner Str. 2971120 [email protected]

der NÖT unter der Anwendung der ÖN B 2203 Teil 1 auf-gefahren. Für die Vortriebe wurde ein flexibles Bauzeit-modell ausgeschrieben.

Der gesamteausbruchquerschnitt der eingleisigenStreckentunnel wurde gemäß Planung mit kurzer Kalotteund raschem Sohlschluss (maximal 5 m) aufgefahren, un-terteilt in die Teilquerschnitte Kalotte, Strosse und Sohle.Der Ausbruchquerschnitt der Stationsröhren wurde mit ei-nem einhüftigen Ulmenstollen und dem nachfolgendenRestquerschnitt aufgefahren. Der Ausbruch der Kalotteund Strosse erfolgte mit einer Abschlagslänge von maxi-mal 1 m, die Sohle mit der Öffnungslänge von maximal2 m. Die Voraussicherung erfolgte mit Spießen.

Generell wr in den Bereichen mit Bebauung, Einbau-ten und Verkehrsflächen setzungsarm zu bauen. Dasheißt, es war ein steifer Ausbau mit kurzem Ringschluss er-forderlich sowie eine Brustankerung zur Reduktion derVorentspannung. Setzungen zufolge der Grundwasserent-spannung entstehen durch die Erhöhung der effektivenSpannungen im Boden (Wegfall des Auftriebs). Die Ent-wässerung erfolgte vor allem in den untergeordnetenSandschichten. Dadurch wurden eher geringe Setzungsbe-träge und weitläufige flache Setzungsmulden mit geringenAuswirkungen auf die Bebauung erwartet. Die Maßnah-men wurden aufgrund statischer Berechnungen und derzulässigen Verformungen des Bestands festgelegt.

6 Geotechnische Messungen

Die Tunnelvortriebsarbeiten begannen Ende Januar 2014.Sämtliche Vortriebe sind bereits erfolgreich fertiggestellt,und die Herstellung der Innenschale ist im vollen Gang.Beim Ausbruch erwies sich das druckwasserentspannteGebirge meist als kurzeitig standfest mit maßhaltigemaus-bruchverhalten.

Die Überwachungsgeräte umfassten Messbolzen fürdie 3D trigonometrischen Verschiebungsmessungen derSpritzbetonschale, Setzungsmessungen von Oberflächen-punkten (ca. 700 Haus- und Oberflächenpunkte), automa-tische horizontale Inklinometer über den Streckenröhrenunter der A23 und teilweise über den Stationsröhren. DasTragwerk der A23 wurde mit einer Schlauchwaage perma-nent überwacht. Kontrollwerte wie Vorwarn-, Warn- undAlarmwerte wurden für alle vorgesehenen Überwachungs-parameter definiert. Die horizontalen Inklinometer unddie Schlauchwaage lieferten automatische Meldungen beiErreichen der Kontrollwerte.

Im Bereich der A23 lagen im Zuge des Vortriebs dieVerschiebungen der Spritzbetonschale unter 10 mm, dieSetzung der Fahrbahn der A23 im Bereich der prognosti-zierten 15 mm und die Setzungen der Schlitzwände unter10 mm. Die für das Projekt wohl kritischste Vorgabe wardie Winkelverdrehung (definiert als Summe der Tangenten-neigungen beidseitig der Mittelschlitzwand) der Deckenträ-ger über der Mittelschlitzwand des Laaerbergtunnels mitdem Vorwarnwert von 1:1.000 und dem Alarmwert von1:500. Die gemessenen Winkelverdrehungen erreichtenaufgrund des günstigeren Systemerhaltens lediglich Wertevon ca. 1:2.000. Die Messergebnisse der übrigen Vortriebelag im Bereich der Erwartung – maximale Setzungen bis30 mm und Tangentenneigungen flacher als 1:500.


Research and Development

ZaB – Zentrum am Berg in the Erzberg, Styria, Austria

There are currently tunnels with a to-tal length of 6,600 km in the EuropeanUnion, and a further 2,100 km are beingdesigned or under construction. OutsideEurope, gigantic projects are consideredsuch as a tunnel under the Bering Straitwith individual tunnel lengths of morethan 200 km. Many further under-ground railway and tunnelling projectsare currently planned in Asia, which isthe most significant market for tun-nelling in the future.

Tests of construction methods, andalso of materials and fittings, under real-istic conditions – from tunnel ventila-tion to the entire field of safety technol-ogy including extinguishing systems in-tegrated into tunnels – have seldombeen possible until now. Testing in thelaboratory only has restricted relevanceand even tests in existing tunnels cannotrepresent actual catastrophe scenarios.Tests in existing tunnels are also labori-ous and expensive since the tunnel hasto be closed for the test and traffic di-verted. Also the fire load in a tunnel testhas to be limited or else the tunnelwould be damaged.

An underground tunnel system just for research purposes, the Zentrumam Berg, is intended to provide assis-tance here. The Zentrum am Berg willbe the only research facility of its type inthe world and will be located in a dis-used part of the Erzberg mountain(Fig. 1) in Styria, Austria. Altogether fivetunnels are planned in full operation –ideal conditions, not only for re-searchers but also for a wide range of

The construction of the research, devel-opment and seminar centre “ZaB – Zen-trum am Berg” for the construction andoperation of underground facilities aswell as deep drilling rigs for the oil in-dustry; as a research, training and edu-cation centre for emergency services or-ganisations; and for personnel engagedin the maintenance and repair of trans-port infrastructure has been approvedby the Austrian Science Ministry togeth-er with the Ministry for Transport, Inno-vation and Technology and the state ofStyria.

Austria is a land of mountains and,when it comes to mobility, also a land oftunnels. The boom in railway construc-tion in the first half of the last centuryalso meant a boom in Alpine tunnelling.From this tradition, Austrian engineersdeveloped a method that revolutionisedtunnel building and was adopted suc-cessfully all around the world.

Tunnellers originally assumed that aconstruction had to resist the entirepressure from the rock mass. Rabcewicz,at a conference in Salzburg in 1962, pre-sented a method of exploiting the loadbearing capacity of the rock mass, whichhe called the Neue Österreichische Tun-nelbaumethode (NÖT), now known in-ternationally as the New Austrian Tun-nelling Method – NATM. Due to thegreat demand for tunnelling engineersworldwide, the Montanuniversität to-gether with the TU Graz started specialtraining in this construction method in2009; there are currently students fromColumbia, Mexico, Georgia, Spain, Ger-many, USA, Egypt, Israel, India, Turkeyand Italy.

The method of construction of tun-nels is however just one piece in the mo-saic of underground construction! Safeoperation of underground facilities is al-so important. The appalling tunnel firesat the turn of the century woke up thespecialist world. It became clear thatmuch more knowledge from variousviewpoints is needed to avoid such situ-ations.

Altogether 39 people died when atruck caught fire in March 1999 in theMont Blanc Tunnel. The cause wasfound to be a cigarette thrown away.The load of margarine and flour togeth-er with an inadequate ventilation systemturned the tunnel into a fire trap, andthe fire could only be finally extin-guished 53 hours later. Only two monthslater, twelve people died in a fire in theTauern Tunnel in Austria. Due to theenormous heat development of up to1,200 °C, the emergency services couldonly start extinguishing the fire twelvehours after the accident.

emergency service organisations and industry.

At an altitude of about 1,000 m, tworailway and two road tunnels will beconstructed, with a fifth tunnel for puretest purposes. This corresponds to atwin-bore system such as a real road.The standard cross-section of the roadtunnel sections is based on the StyrianGleinalm Tunnel. In the rail tunnels,tracks will be laid in order to create a realistic scenario and also to simplifythe delivery and removal of test objects(Fig. 2).

The altogether 3 km of tunnels passbelow the highest point of the Erzbergmountain, the Erzbergspitz, and thereare also sections with less overburden,which is intended to ensure that tunnelsections with various local conditionscan be investigated.

Students will be involved in theworks from the start. Being able to expe-rience what happens when a tunnel isbuilt will offer the ideal basis for under-standing methods. Practical work at theZentrum am Berg is already planned aspart of the course at the Montanuniver-sität.

Scientists from other fields have al-ready expressed interest in using thetunnels. Researchers of the TU Graz, forexample, intend to test existing and newventilation concepts. The Zentrum amBerg is ideal for the investigation ofpropagation of gases and the necessarysafety equipment. The effects of climaticchanges on tunnels, such as heavy rainor mudflows, can also be instrumented

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



ZaB – Zentrum am Berg am steirischen Erzberg in Österreich genehmigt

den Gebirgsdruck auffangen müssen.Rabcewicz präsentierte im Jahr 1962 aufeiner Tagung in Salzburg eine Methode,die die Eigentragfähigkeit des Gebirgesnutzt. Er nannte diese Methode dieNeue Österreichische Tunnelbaumetho-de (NÖT), die heute international alsNew Austrian Tunnelling Method – kurzNATM – bekannt ist. Aufgrund des welt-weit großen Bedarfs an Tunnelbauinge-nieuren wurde im Jahr 2009 von derMontanuniversität gemeinsam mit derTU Graz eine spezielle Ausbildung zudieser Baumethode gestartet. Aktuell befinden sich in dieser Ausbildung Stu-dierende aus Kolumbien, Mexiko,Georgien, Spanien, Deutschland, USA,Ägypten, Israel, Indien, Türkei und Italien.

Die Baumethode zur Herstellung vonTunnelbauwerken ist aber nur ein Mo -saikstein des umfassenden Fachgebietesdes Untertagebaus! Es geht auch umden sicheren Betrieb dieser Anlagen. Dieverheerenden Tunnelbrände um dieJahrtausendwende haben die Fachweltaufgerüttelt. Spätestens seit damals istklar, dass es viel mehr Wissen aus ver-

Die Errichtung des Forschungs-, Ent-wicklungs- und Seminarzentrums „ZaB– Zentrum am Berg“ für den Bau undBetrieb von Untertageanlagen sowie vonTiefbohranlagen der Erdölindustrie, ei-nem Forschungs-, Trainings- und Schu-lungszentrum für Einsatzorganisationen,für das Wartungs- und Instandhaltungs-personal der Verkehrsinfrastruktur so-wie für die Ausbildung von Nutzern derStraßen- und Bahninfrastruktur wurdevom Wissenschaftsministerium gemein-sam mit dem Ministerium für Verkehr-,Innovation und Technologie sowie demStand Steiermark genehmigt.

Österreich ist ein Land der Bergeund, was sich aus Mobilität ergibt, auchein Land der Tunnel. Der Aufschwungim Eisenbahnbau in der ersten Hälftedes letzten Jahrhunderts bedeutete aucheinen Aufschwung für den alpinen Tun-nelbau. Aus dieser Tradition heraus ent-wickelten österreichische Ingenieure ei-ne Methode, die den Tunnelbau revolu-tionierte und von Österreich aus denSiegeszug um die Welt antrat.

Ursprünglich ging man im Tunnelbaudavon aus, dass konstruktive Methoden

schiedenen Blickwinkeln braucht, umsolche Situationen besser beherrschenzu können.

Insgesamt 39 Menschen starben, alsim März 1999 ein LKW im Mont Blanc-Tunnel Feuer fing. Als Ursache gilt eineweggeworfene Zigarette. Die Ladungaus Margarine und Mehl und ein nichtausreichendes Belüftungssystem mach-ten den Tunnel zur Feuerfalle. DerBrand konnte erst 53 Stunden später ge-löscht werden. Nur zwei Monate späterstarben zwölf Menschen bei einemBrand im österreichischen Tauerntun-nel. Durch die enorme Hitzeentwick-lung von bis zu 1.200 °C konnten dieEinsatzkräfte erst zwölf Stunden nachdem Unfall mit den Löscharbeiten be-ginnen.

Aktuell gibt es in der EuropäischenUnion Tunnel mit einer Länge von6.600 km. Weitere 2.100 km befindensich im Bau oder in Planung. AußerhalbEuropas gibt es gigantische Projekte wiegeplante Tunnel unter der Beringstraße,die Einzeltunnellängen von mehr als200 km aufweisen. Viele weitere Projek-te für U-Bahn- und Tunnelbauwerke imasiatischen Raum, die mit Abstand denstärksten Zukunftsmarkt für den Tunnel-bau darstellen, befinden sich in Planung.

Für die Weiterentwicklung der Bau-methoden, aber auch von Materialienund der Ausstattung – von der Tunnel -lüftung bis zur gesamten Sicherheits-technik inklusive im Tunnel integrierterLöschsysteme – waren Tests unter rea-len Bedingungen bisher kaum möglich.Eine Überprüfung im Labor ist nur ein-geschränkt aussagekräftig, selbst Tests inbestehenden Tunneln können kein Sze-nario für den tatsächlichen Katastro-phenfall bieten. Versuche in bestehen-den Tunnelbauwerken sind nicht nuraufwendig und teuer, da die Tunnel fürdie Versuche gesperrt und der Verkehrumgeleitet werden müssen. Man kannbeispielsweise in Bestandstunneln nurmit eingeschränkter Brandlast testen, dasonst Schäden am Tunnel entstehen.

Ein unterirdisches Tunnelsystem zuForschungszwecken, das sogenannteZentrum am Berg, soll hier Abhilfeschaffen. Mit dem Zentrum am Berg sollin einem stillgelegten Teil des steiri-

Fig. 2. Planned research tunnel system at the Zentrum am BergBild 2. Geplantes Tunnelsystem für das Forschungs zentrum am Berg

and measured, which can also includefurther development of rockfall protec-tion systems. Geothermal energy couldbe used to keep tunnel portals free ofice in the winter. 50 companies have al-so already shown interest in research inthe mountain, with project ideas rangingfrom civil engineering to information

technology. There will also be a trainingcentre in the ZAB where crisis situa-tions like tunnel fires can be trained under realistic conditions in order to bebetter prepared for a real incident.

Even though the construction of thecentre already has research value, it willbe three to four years before everything

is ready. Construction works shouldstart early next year.

Robert Galler

Further information http://zab.unileoben.ac.at/


schen Erzbergs (Bild 1) eine weltweiteinzigartige Forschungsstätte entstehen.Insgesamt fünf Tunnelröhren sind imVollbetrieb vorgesehen – ideale Bedin-gungen nicht nur für Forscher, sondernauch für verschiedenste Bereiche vonEinsatzorganisationen und der Indus-trie.

Auf rund 1.000 m Seehöhe sollenzwei Eisenbahn- und zwei Straßentun-nel sowie eine fünfte Röhre als reineVersuchsstrecke entstehen. Das ent-spricht einem Doppelröhrensystem wieim realen Straßenverkehr. Der Regel-querschnitt der Straßentunnelabschnitteorientiert sich am steirischen Gleinalm-tunnel. In den Eisenbahntunneln wer-den Schienen verlegt – um ein realisti-sches Szenario zu schaffen, aber auch,damit Versuchsobjekte an- und abtrans-portiert werden können (Bild 2).

Die in Summe fast 3 km langen Tun-nelröhren unterqueren einerseits diehöchste Stelle des Erzbergs, den soge-nannten Erzbergspitz; andererseits gibtes auch Abschnitte mit geringer Über -

lagerung, wodurch sichergestellt werdensoll, dass Tunnelabschnitte mit unter-schiedlichen Randbedingungen unter-sucht werden können.

Von Anfang an will man bei den Ar-beiten Studierende mit einbeziehen. Inder Praxis zu erleben, was passiert, wennein Tunnel gebaut wird, bietet die idealeBasis, um die Methoden zu verstehen.Praxisorientiertes Arbeiten am Zentrumam Berg ist bereits im Studienplan derMontanuniversität vorgesehen.

Wissenschaftler anderer Einrichtun-gen haben bereits Interesse bekundet,die Tunnel zu nutzen. Forscher der TUGraz beabsichtigen etwa, bestehendeund neue Lüftungskonzepte zu testen.Die Ausbreitung von Gasen und die not-wendige sicherheitstechnische Ausrüs-tung lassen sich im Zentrum am Bergideal untersuchen. Aber auch die Aus-wirkungen der Klimaveränderung aufTunnel, etwa die Folgen von Starknie-derschlägen oder Muren, lassen sichmesstechnisch erfassen. In diesem Zu-sammenhang sind beispielsweise Stein-

schlagschutzsysteme weiter zu ent -wickeln. Geothermie, also Erdwärme,könnte genutzt werden, um Tunnelpor-tale im Winter eisfrei zu halten. 50 Un-ternehmen haben bereits Interesse be-kundet, im Berg zu forschen. Dabei rei-chen die Projektideen vom Bauinge-nieurwesen bis zur Informatik. Im ZABwird es auch ein Schulungszentrum ge-ben, in dem Krisenszenarien wie Tun-nelbrände unter realen Verhältnissentrainiert werden können, um somit fürden Ernstfall besser gerüstet zu sein.

Auch wenn bereits der Bau als For-schung zählt, soll es drei bis vier Jahredauern, bis alles fertig ist. Aktuell wirddaran gearbeitet, die Behördengenehmi-gungen zu erlangen. Im kommendenFrühjahr soll dann mit dem Bau begon-nen werden.

Robert Galler

Weitere Informationen http://zab.unileoben.ac.at/


Diary of Events

• Tunnel heading in anhydritic rock• Tunnel heading in the mudstones of

the Brown Jurassic and in thelimestones of the White Jurassic

www.felsmechanik.eu

ISRM 2015 – Innovations in appliedand theoretical rock mechanics10 to 13 May 2015, Montréal, Canada

Topics• Application of geophysics in rock

mechanics• Enabled rock mechanics: scope of

augmented reality, virtual reality andartificial intelligence

• Explosive free rock breakagetechniques

• Fracture mechanics and fracturepropagation

• Fractured rock and rock massdiscontinuities

• Ground freezing• High temperature geomechanics• In-situ stress measurement• Lab and in-situ rock characterization

and modelling• Numerical, analytical, constitutive

modelling of rock processes• Prediction and modelling• Remote sensing and seismicity• Reservoir geomechanics• Rock mechanics risk assessment• Rock physics models for enhanced

hydrocarbon recovery• Role of uncertainties in rock

engineering design• Slope stability and landslides• Stability and excavation support• Subsidence – prediction and

mitigation of its impacts• Underground storage of petroleum,

gas, CO2 and nuclear waste disposal

www.isrm2015.com

World Tunnel Congress 2015 22 to 28 May 2015, Dubrovnik, Croatia

Topics• Planning and designing tunnels and

underground structures• Mechanized tunnelling in

development and use• Conventional tunnelling methods in

development and use• Immersed and floating tunnelling• Operation and maintenance of

tunnels and underground structures• Equipment of tunnels and

underground structures• Fire safety of tunnels and

underground structures• Intelligent systems, mechatronics and

robotics in tunnelling

International Conference and Exhibition on Tunnelling and Underground Space 2015 –ICETUS 20153 to 5 March 2015, Selangor, Malaysia

Topics• Operation, ventilation and maintenance• Trenchless technology• Detection, inspection services, robotic

development, sewer, services andstructural aspects

• Safety health environmental qualityand legal aspects

• Machine development and designs• Geotechnical aspects• Research and recent development

www.icetus2015.iemtc.com

22. Darmstädter Geotechnik-Kolloquium12. März 2015, Darmstadt, Germany

Themen• Innerstädtisches Bauen• Internationale Projekte• Forschung, Entwicklung und

Innovationen• Rechtsfragen und Normung in der

Geotechnik

www.geotechnik.tu-darmstadt.de

30. Christian Veder Kolloquium9 to 10 April 2015, Graz, Austria

Entwurf und Ausführung geotechni-scher Maßnahmen zur Unterfangungund Erweiterung bestehender Bauwerke

http://cvk.tugraz.at

10th WBI-International ShortcourseRock Engineering13 to 17 April 2015, Weinheim, Germany

Topics• Fundamentals• Analyses• Tunnels• Dam foundation• Slopes

www.wbionline.de

Rock Mechanics Day – Rockmechanical problems of the railway project Stuttgart-Ulm16 April 2015, Weinheim, Germany

Topics• Settlements in the city of Stuttgart,

prediction and measurement results

• Developments in use of undergroundspace: case studies

• Urban planning and using of under -ground space

• Risk analyses and techniques forunderground structures

• Cost optimization and financing ofunderground structures

www.wtc15.com

Swiss Tunnel Congress 201510 to 12 June 2015, Lucerne, Switzerland

Topics• Swiss projects• International projects

www.swisstunnel.ch

Eurock 2015 & 64th GeomechanicsColloquyOctober 7 to 10 2015, Salzburg, Austria

Topics• Long-term behaviour of engineering

structures in rock• Tunnelling under challenging

conditions• Mass movements• Rock mechanical aspects of

excavation• Monitoring and safety management• Determination of rock properties• Rock mechanical aspects of nuclear

waste repositories• Micromechanics of rocks• Modelling in rock and rock masses• Mining rock mechanics• Young researcher session

www.oegg.at

STUVA Conference 20151 and 2 December 2015, Dortmund,Germany

Topics• Most recent technical developments

in all fields of undergroundconstruction

• Major international projects• Safety during construction and

operation of tunnels• Design/construction/maintenance/

refurbishment/upgrading/research• Mechanised tunnelling/tunnelling

under difficult ground conditions• Sustainability, recovery and use of

energy in underground constructions• Economics/contractual

issues/financing

www.stuva-conference.com


The journal “Geomechanics and Tunnelling” publishes internationalarticles about the practical aspects of applied engineering geology, rockand soil mechanics and above all tunnelling. Each issue has a specialtopic 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 exclusivepublishing rights. Only works are accepted for publication, whose contenthas never appeared before in Germany or abroad. The publishing rightsfor the pictures and drawings made available are to be obtained from theauthor. The author undertakes not to reprint his article without theexpress permission of the publisher Ernst & Sohn. The “Notes forauthors” regulate the relationship between author and editorial staff orpublisher, 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. Nopart of this journal may be reproduced in any form without the writtenapproval of the publisher. Names of brands or trade names published inthe journal are not to be considered free under the terms of the lawregarding the protection of trademarks, even if they are not individuallymarked as registered trademarks.

Manuscripts can be submitted via www.mc.manuscriptcentral.com/geot.

If required, special prints can be made of single articles. Requests shouldbe sent to the publisher.

Current pricesIn addition to “Geomechanics and Tunnelling print”, the PDF version“Geomechanics and Tunnelling online” is available on subscriptionthrough the online service Wiley Online Library: wileyonlinelibrary.com/journal/geot.

Subscription price print print+online students single copy

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Members of the Austrian Association for Geomechanics (ÖGG) receivethe journal Geomechanics and Tunnelling as part of their membership.Student prices on production of a confirmation of student status. Allprices are net-prices exclusive of VAT but inclusive postage and handlingcharges. Prices are valid from 1st September 2014 until 31st August 2015.Errors excepted and subject to alteration.

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A subscription runs for one year. It can be terminated in writing at anytime with a notice period of three months to the expiry of the subscriptionyear. Without written notification, the subscription extends for a furtheryear.

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Geomechanics and Tunnelling, ISSN 1865-7362, is published bimonthly.US mailing agent: SPP, PO Box 437, Emigsville, PA 17318. Periodicalspostage 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 houseWilhelm Ernst & SohnVerlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co.KGRotherstraße 2110245 Berlin/GermanyTel.: +49 (0)30/47031-200 Fax: +49 (0)30/[email protected], www.ernst-und-sohn.de

EditorsAustrian Society for Geomechanics (OeGG)Bayerhamerstraße 145020 Salzburg/AustriaTel.: +43 (0)662/875519Fax: +43 (0)662/[email protected]

Editorial staffEditor in chief: Dr.-Ing. Helmut Richter, Ernst & SohnTel.: +49 (0)30/47031-265, Fax: [email protected] editor: Esther Schleidweiler, Ernst & SohnTel.: +49 (0)30/47031-267, Fax: [email protected]

Editorial boardChairmen:� Dr. Bernd Moritz / ÖBB-Infrastruktur AG,

Austria, 8020 Graz � Prof. Robert Galler / Montanuniversität Leoben

Austria, 8700 Leoben

Members:� Prof. Georgios Anagnostou / ETH Hönggerberg

Switzerland, 8093 Zurich� Dipl.-Ing. Nejad Ayaydin / IGT

Austria, 5020 Salzburg� Prof. Giovanni Barla / Politecnico di Torino

Italy, 10129 Turin� Prof. Tarcisio B. Celestino / Themag Engenharia & USP

Brasil, Sao Paulo� Dipl.-Ing. Heinz Ehrbar / Swiss Tunnel Holding AG

Switzerland, 8133 Esslingen ZH� Prof. Xia-Ting Feng, The Chinese Academy of Sciences,

China, 430071 Wuhan� Dr. Andreas Goricki / 3G Gruppe Geotechnik Graz

Austria, 8010 Graz� Dr. Max John / Zivilingenieur für Bauwesen

Austria, 6020 Innsbruck� Prof. Scott D. Kieffer / Technische Universität Graz

Austria, 8010 Graz� Dr. Harald Lauffer / Porr AG

Austria, 1103 Vienna� Dr. Ulrich Maidl / MTC Maidl Tunnelconsultants

Germany, 47051 Duisburg� Prof. Derek Martin / University of Alberta

Canada, Edmonton� Prof. Phien-Wej Noppadol / Asian Institute of Technology

Thailand, Pathumthani 12120� Prof. Pierpaolo Oreste / Politecnico di Torino

Italy, 10129 Turin� Prof. Rainer Poisel / Technische Universität Wien

Austria, 1040 Vienna� Dr. Peter Schubert / IC-Consulenten

Austria, 5101 Bergheim� Prof. Wulf Schubert / Technische Universität Graz

Austria, 8010 Graz� Prof. Helmut Schweiger / Technische Universität Graz

Austria, 8010 Graz� Prof. Markus Thewes / Ruhr-Universität Bochum

Germany, 44780 Bochum� Prof. Kurosch Thuro / Technische Universität München

Germany, 80290 Munich� Dr. Alois Vigl / viglconsult

Austria, 6780 Schruns

Advertisement departmentFred Doischer, Ernst & SohnTel.: +49 (0)30/[email protected]

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Geomechanics and Tunnelling 2/2015

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Geomechanics and Tunnelling

Manfred Gutfrucht, Hans-Gerd Haug-witz, Stefan Schmitz, Klaus WeckerProject Schwarzkopftunnel – Specialfoundation works for one of theDeutsche Bahn AG key projectsBauvorhaben Umfahrung Schwarz-kopftunnel – Spezialtiefbau für einKernprojekt der Deutschen Bahn AG

Albert SchellerThe second main line for Munich’srapid transit systemDie 2. S Bahn-Stammstrecke München

Bruno Gisi, Stefan SchöbelConventional high performance head-ing – Tunnel Bibra within the projectVDE 8, GermanyKonventioneller Hochleistungsvortrieb– Der Bibratunnel im Projekt VDE 8,Deutschland

Stefan Kielbassa, Falk Prischmann,Norbert BeerHigh speed railway line Stuttgart-Ulm– Exploration and rehabilitation ofkarst in the Alb plateau sectionBahnprojekt Stuttgart-Ulm – Karster-kundung und Sanierung auf der Alb-hochfläche

Stefan Kielbassa, André Reinhardt,Adalbert GeringHigh speed railway line Stuttgart-Ulm– Exploration and rehabilitation ofkarst at the tunnel AlbabstiegBahnprojekt Stuttgart-Ulm – Karster-kundung und Sanierung im TunnelAlbabstieg

Thomas Grundhoff, Sascha Björn KlarRailway line Karlsruhe-Basel – Real-ization of section 1 and particularitiesof the tunnel RaststattABS/NBS Karlsruhe–Basel – Realisie-rung des Streckenabschnitt 1 und Be-sonderheiten beim Bau des RastatterTunnels

Large projects in GermanyGroßprojekt in Deutschland

For its entire length Tunnel Bibra cuts through middle Buntsandstein. The cross sectionshows layers of different fine and middle sandstone with claystone and silt. These consistent conditions in connection with the favorable hydrogeologic conditions allowed forhigh advance rates.

Der Bibratunnel durchfährt auf seiner gesamten Länge Sedimentgesteine des MittlerenBuntsandsteins. Innerhalb des Ausbruchquerschnitts besteht die angetroffene Schichtenfolgefast ausschließlich aus einer Wechsellagerung von Fein- bis Mittelsandsteinen mit Ton-und Schluffsteinen. Diese konstanten Bedingungen, verbunden mit vorteilhaften hydrogeo-logischen Verhältnissen erlaubten eine hohe Vortriebsleistung.

2014Volume 7No 1–6ISSN 1865-736277399

Editor in chief:Dr.-Ing. Helmut Richter

Editorial board:Chairmen:Prof. Robert Galler, Dr. Andreas Goricki

Members:Prof. Georgios AnagnostouDipl.-Ing. Nejad AyaydinProf. Giovanni BarlaProf. Tarcisio B. CelestinoDipl.-Ing. Heinz EhrbarProf. Xia-Ting FengDr. Max John

Geomechanics andTunnellingGeomechanik

und Tunnelbau

Annual table of contents • Jahresinhaltsverzeichnis

Prof. Scott D. KiefferDr. Harald LaufferDr. Ulrich MaidlProf. Derek MartinDr. Bernd MoritzProf. Phien-Wej NoppadolProf. Pierpaolo OresteProf. Rainer PoiselDr. Peter SchubertProf. Wulf SchubertProf. Helmut SchweigerProf. Markus ThewesProf. Kurosch ThuroDr. Alois Vigl

Annual table of contents 2014

2 Geomechanics and Tunnelling Volume 7 Find and read articles: www.ernst-und-sohn.de

Geomechanics and Tunnelling: Table of contents Volume 7 (2014)

List of authors/Verfasserverzeichnis(A = Topics/Aufsatz, B = Report/Bericht, E = Editorial)

sation for the Brenner Base Tunnel considering both mainte-nance and sustainability / Pla-nungsoptimierungen beim Brenner-Basistunnel aus Sichtder Instandhaltung und Nach-haltigkeit Heft 5 601–609 A

Engelhardt, Stephan; Schwarz,Jürgen; Thewes, Markus: Thelifecycle cost concept for imple-mentation of economic sustain-ability in tunnel construction /Das Lebenszykluskostenkonzeptzur Umsetzung der ökonomi -schen Nachhaltigkeit von Tun-nelbauwerken Heft 5 593–600 A

Erben, Hartmut; Galler, Robert:Tunnel spoil – New technologieson the way from waste to rawmaterial / Tunnelausbruch –Neue Technologien für den Wegvom Abfall zum Rohstoff Heft 5 402–410 A

Eskesen, Søren Degn; Paulatto,Enrico; Stubbs, Jared: Construc-tion challenges for urban tunnelling – The CopenhagenMetro Circle Line Heft 3 223–229 A

Fasching, Florian; s. Radinger,Alexander

Fellin, Wolfgang: The rediscoveryof infinite slope model / DieWiederentdeckung der un-endlich langen Böschung Heft 4 299–305 A

Galler, Robert: 9th Austrian Tunnel Day / 9. ÖsterreichischerTunneltag Heft 6 642–643 E

Galler, Robert; Handke, Dieter;Nolden, Mario: The determina-tion of performance- and pay-ment-relevant parameters inTBM tunnelling – State of thetechnology and outlook / Er -mittlung leistungs- und ver -gütungsrelevanter Parameter fürTVM-Vortriebe – Stand derTechnik und Ausblick Heft 5 511–519 A

Galler, Robert; s. Erben, HartmutGalli, Mario; Thewes, Markus: In-

vestigations for the applicationof EPB shields in difficultgrounds / Untersuchungen fürden Einsatz von Erddruck -schilden in schwierigem Bau-grund Heft 1 31–44 A

Galli, Mario; s. Schindler, SteffenGamper, Christian: Full face ver-

sus partial face in NATM tun-nelling / Vollausbruch versusTeilausbruch bei der NÖT Heft 5 491–502 A

Alber, Michael; s. Düllmann, JanAlsahly, Abdullah; s. Schindler,

SteffenAmadini, Federico; s. Palomba,

MicheleBarbanti, Marco; Bonanno, Mar-

co; Rigazio, Andrea: Consolida-tion grouting using horizontal directional drilling technology inthe Praga district of Warsaw prior to TBM tunnelling Heft 3 248–254 A

Barciaga, Thomas; s. Schindler,Steffen

Barla, Giovanni; s. Lunardi,Pietro

Bergmeister, Konrad; s. Weifner,Tassilo

Bonanno, Marco; s. Barbanti,Marco

Bourgeois, Emmanuel; s. Putz-Perrier, Martin Wilhelm

Burger, Daniela; Haunschmid,Bruno: Sliding slopes on theGerlos Strasse / Rutschhänge an der Gerlos Straße Heft 3 272–285 A

Burger, Werner: Multi-mode tunnel boring machines / Multi-Mode Tunnelvortriebs-maschinen Heft 1 18–30 A

Carrieri, Giampiero; s. Palomba,Michele

Coffman, Richard A.; Garner,Cyrus D.; Salazar, Sean E.: Thedevelopment and implementa-tion of a tunnel characterizationmethod Heft 2 178–184 A

Comulada, Marc; s. Rocha, HugoCássio

Cyron, David; Ivor, Štefan; Hyb-ský, Petr; Rossler, Karel: PragueMetro Heft 3 230–236 A

Danzer, Mathilde: Waste lawframework for the recovery ofmaterial excavated from tunnels/ Abfallrechtliche Rahmenbedin-gungen für die Verwertung vonTunnelausbruchmaterial Heft 5 411–418 A

Deisl, Franz; s. Mitteregger, KlausDruckfeuchter, Hubert; s. Wagner,

Oliver K.Düllmann, Jan; Alber, Michael;

Plinninger, Ralf J.: Determiningsoil abrasiveness by use of indextests versus using intrinsic soilparameters / Bewertung derAbrasivität von Lockergesteinenmit Indexverfahren und her -kömmlichen Bodenkennwerten Heft 1 87–97 A

Eckbauer, Walter; Insam, Romed;Zierl, Dietmar: Planning optimi-

3

Garner, Cyrus D.; s. Coffman,Richard A.

Gartner, Ilse; s. Herzfeld, ThomasGilleron, Nicolas; s. Putz-Perrier,

Martin WilhelmGolger, Mario; Höfer-Öllinger,

Giorgio; Prinzl, Friedrich: ThePir Panjal Railway Tunnel Heft 2 133–141 A

Golser, Harald: Tunnelling in India / Tunnelbau in Indien Heft 2 102–103 E

Gradnik, Richard; Kicherer, Man-fred; Zwick, Markus: Tunnellingfor the third section of the Stadt-bahn line U12 in Stuttgart / DerVortrieb für den dritten Teilab-schnitt der Stadtbahnline U12 inStuttgart Heft 5 481–490 A

Götz, David: The Fréjus rescuetunnel / Rettungsstollen Fréjus Heft 6 685–692 A

Handke, Dieter: Application of theholistic observation method onshield tunnel drives as a meansof preventing disputes and con-flict reduction in case of inter-ruptions / Anwendung derganzheitlichen Beobach-tungsmethode bei Schildvor-trieben als Mittel zur präventivenStreitvermeidung und Konflikt -reduzierung bei Störsituationen Heft 4 362–379 A

Handke, Dieter; s. Galler, RobertHarml, Josef; s. Marte, RomanHaunschmid, Bruno; s. Burger,

DanielaHegemann, Felix; s. Schindler,

SteffenHein, Mario; s. Radoncic, NedimHerzfeld, Thomas; Leitner,

Andreas; Gartner, Ilse: Con-struction section U1/10 of theVienna Underground / DerBauabschnitt U1/10 der WienerU-Bahn Heft 3 209–222 A

Hofmann, Bernd; s. Schubert, Peter

Hollmann, Fritz; s. Thewes,Markus

Holzer, Wolfgang; s. Purer, WalterHolzleitner, Wolfgang; Kraft-Fish,

Martin; Steinacher, Reinhold:Lessons learnt during construc-tion assistance for the improve-ment of contract models Heft 2 142–149 A

Huber, Helmut; s. Posch, HelmutHybský, Petr; s. Cyron, DavidHödl, Reinhold; Höllrigl, Michael:

Pummersdorfer Tunnel – Waterconditions in the shallow tun-nel / Pummersdorfer Tunnel –Wasserverhältnisse im seichtliegenden Tunnel Heft 6 664–674 A

Höfer-Öllinger, Giorgio; s. Golger,Mario

Höfer-Öllinger, Giorgio; s. Millen,Bernard

Höfer-Öllinger, Giorgio; s. Sigl,Oskar

Höllrigl, Michael; s. Hödl, Reinhold

Insam, Romed; s. Eckbauer, Walter

Ivor, Štefan; s. Cyron, DavidJaritz, Wolfgang; Soranzo, Enrico:

Engineering geology of the largeslope movement Sibratsgfäll andRindberg / Ingenieurgeologieder GroßhangbewegungenSibratsgfäll und Rindberg Heft 4 306–316 A

Jesel, Thomas; s. Rehbock-Sander,Michael

Jodl, Hans Georg: Risk in the im-plementation of constructionprojects – defining the risk / DasRisiko in der Bauprojektabwick-lung – Risikodefinition Heft 6 709–714 A

John, Max: Risk at the implementa-tion of construction projects /Das Risiko in der Bauprojektab-wicklung aus Sicht des Planers Heft 6 715–720 A

Kager, Matthias; s. Posch, HelmutKicherer, Manfred; s. Gradnik,

RichardKoch, Christian; s. Schindler,

SteffenKoch, Daniel; s. Wagner, Oliver K.Koch, Gerhard; s. Mlinar,

ChristianKogler, Kurt; Krenn, Harald:

Drilling processes to explore therock mass and groundwater con-ditions in correlation with TBM-tunnelling / Bohrtechnische Ver-fahren zur Erkundung der Ge -birgs- und Bergwasserverhält-nisse im Zusammenhang mitTVM-Vortrieben Heft 5 528–539 A

Kolb, Erich; s. Posch, HelmutKostial, Dieter; s. Radinger,

AlexanderKraft-Fish, Martin; s. Holzleitner,

WolfgangKrenn, Harald; s. Kogler, KurtKreutzer, Ingrid; s. Radinger,

AlexanderKubin, Florian; s. Mlinar,

ChristianKöhler, Hans; Rengshausen,

Rainer: Doha Metro Green Line– Six tunnel boring machines inthe starting phase / Metro DohaGreen Line – Sechs Tunnelvor-triebsmaschinen in der Start-phase Heft 6 655–663 A

Lange, Dirk; s. Mähner, DietmarLehner, Karlheinz; s. Schindler,

SteffenLeitner, Andreas; s. Herzfeld,

ThomasLemmerer, Johann; s. Wagner,

Oliver K.Lorber, Wilhelm; s. Rattei, GünterLunardi, Pietro; Barla, Giovanni:

Full face excavation in difficultground Heft 5 461–468 A

Maia, Carlos Henrique Turolla;s. Rocha, Hugo Cássio

Maidl, Ulrich: EPB shields areonce more gaining ground


Find and read articles: www.ernst-und-sohn.de Geomechanics and Tunnelling Volume 7

against hydroshields / Erd-druckschilde gewinnen gegen -über den Hydroschilden weiteran Boden Heft 1 2–3 E

Maidl, Ulrich; Pierri, Julio C. D.D.: Innovative hybrid EPB tunnelling in Rio de Janeiro Heft 1 55–63 A

Maidl, Ulrich; Stascheit, Janosch:Real time process controlling forEPB shields / Echtzeit-Prozess-controlling bei Erddruck-schilden Heft 1 64–71 A

Maidl, Ulrich; s. Rocha, HugoCássio

Malkani, Shri Suresh; s. Pillai,Shri Rajan K.

Marcher, Thomas; s. Saurer, Erich

Marte, Roman; Moyschewitz, Gerhard; Harml, Josef: Con-struction of a snow retentionbasin in an Alpine sagging mass / Errichtung eines Be -schneiungsteiches in eineralpinen Sackungsmasse Heft 4 328–338 A

Marte, Roman; Schweiger, Hel-mut F.: Stabilisation of slopesand landslides / Stabilisierungvon Böschungen und Massen -bewegungen Heft 4 290 E

Marte, Roman; s. Supp, GregorMaydl, Peter: Sustainability in in-

frastructure construction – onthe transferability of assessmentconcepts for buildings to civil en-gineering works / Nachhaltigkeitim Infrastrukturbau – Zur Über-tragbarkeit von Bewertungs -konzepten für Gebäude auf denTiefbau Heft 5 577–592 A

Millen, Bernard; Sigl, Oskar;Höfer-Öllinger, Giorgio: Rockmass behaviour of weathered,jointed and faulted Khondalite –Examples from the undergroundcrude oil storage caverns inVisakhapatnam, India Heft 3 255–271 A

Millen, Bernard; s. Sigl, OskarMitteregger, Klaus; Deisl, Franz:

Application examples for tender-ing models to promote partner-ship at the TIWAG / Praxis-beispiele für partnerschafts-fördernde Vergabemodelle beider TIWAG Heft 6 698–708 A

Mlinar, Christian; Sempelmann,Franz; Koch, Gerhard; Steiner,Michael; Kubin, Florian: Tunnelspoil as a source of raw materialsfor an autobahn – Sustainablereuse of resources through theexample of the S 10 / Tunnelaus-bruch als Rohstoffquelle für eineAutobahn – Nachhaltige Res -sourcenverwertung am Beispielder S 10 Heft 5 428–436 A

Moritz, Bernd; s. Radoncic, Nedim

Moyschewitz, Gerhard; s. Marte,Roman

Murr, Roland; s. Posch, HelmutMähner, Dietmar; Müller-

Rochholz, Jochen; Lange, Dirk;Staubermann, Christoph:Recording of crack widthchanges and temperature devel-opments in a road tunnel / Er-fassung von Rissbreitenänderun-gen und Temperaturentwicklun-gen an einem Straßentunnel Heft 6 721–729 A

Müller-Rochholz, Jochen; s. Mähner, Dietmar

Nolden, Mario; s. Galler, RobertPack, Gudrun; s. Radinger,

AlexanderPalomba, Michele; Amadini,

Federico; Russo, Giordano;Carrieri, Giampiero: Chenani-Nashri Tunnel, the longest roadtunnel in India: the “Himalayanchallenge” for design in hetero-geneous rock masses Heft 2 114–122 A

Paulatto, Enrico; s. Eskesen,Søren Degn

Petraschek, Thomas; s. Wagner,Oliver K.

Pierri, Julio C. D. D.; s. Maidl, Ulrich

Pillai, Shri Rajan K.; Malkani,Shri Suresh: Experience ofworking on underground civilworks contracts for strategiccrude oil storage projects in India Heft 2 150–154 A

Plinninger, Ralf J.; s. Düllmann,Jan

Posch, Helmut; Murr, Roland;Huber, Helmut; Kager,Matthias; Kolb, Erich: Tunnelexcavation – The conflict between waste and recyclingthrough the example of the Koralm Tunnel, contract KAT2 /Tunnelausbruch – Das Span-nungsfeld zwischen Abfall undVerwertung am Beispiel Koralm-tunnel, Baulos KAT2 Heft 5 437–450 A

Prinzl, Friedrich; s. Golger, MarioPurer, Walter; Holzer, Wolfgang:

From the discussion at the Tun-nel Day 2010 to VIP 2 / Von derDiskussion am Tunneltag 2010bis zum VIP 2 Heft 6 693–697 A

Putz-Perrier, Martin Wilhelm;Gilleron, Nicolas; Bourgeois,Emmanuel; Saitta, Adrien: Full-face versus sequential excavation– A case study of the ChamoiseTunnel (France) / Vollausbruchversus Teilausbruch – Eine Fall-studie vom Chamoisetunnel(Frankreich) Heft 5 469–480 A

Raderbauer, Bernd; Wyss, Alexan-der: Tunnel excavation materialas resource for undergroundpower plants and concrete damconstructions / Tunnelausbruch



5



als Rohstoff für den unterir -dischen Kraftwerks- sowie Stau-mauerbau im Hochgebirge Heft 5 451–460 A

Radinger, Alexander; Fasching,Florian; Pack, Gudrun;Kreutzer, Ingrid; Kostial, Dieter: Consistent explorationby probe drilling and TSWDthrough the example of the Koralm Tunnel / KonsequenteVorauserkundung mittelsBohrungen und TSWD amBeispiel des Koralmtunnels Heft 5 540–550 A

Radoncic, Nedim; Hein, Mario;Moritz, Bernd: Determination ofthe system behaviour based ondata analysis of a hard rockshield TBM / Analyse derMaschinenparameter zur Erfas-sung des Systemverhaltens beimHartgesteins-Schildvortrieb Heft 5 565–576 A

Raedle, Andreas; s. Rengshausen,Rainer

Rattei, Günter; Lorber, Wilhelm:Refurbishment of tunnels on theautobahn and main road net-work – Experience and require-ments in the view of the road operator / Sanierung von Tun-nelanlagen des Autobahnen- undSchnellstraßennetzes – Er-fahrungen und Anforderungenaus der Sicht des Straßen -betreibers Heft 5 619–625 A

Rehbock-Sander, Michael;Wieland, Gerd; Jesel, Thomas:Advance probing measures onthe TBM drives of the south contracts of the Gotthard Base Tunnel – experience and implica-tions for other projects / Voraus -erkundungsmaßnahmen bei denTBM-Vortrieben der Südlose desGotthard-Basistunnels – Er-fahrungen und Folgerungen fürandere Projekte Heft 5 551–561 A

Reichel, Paul: Tunnel spoil: Tip-ping or the end of the definitionas waste / Tunnelausbruch: Deponierung oder Abfallende Heft 5 419–427 A

Reichenspurner, Peter: RohtangTunnel – Intermediate report athalf distance / Rohtang-Tunnel –Zwischenbilanz nach halberStrecke Heft 2 123–132 A

Rengshausen, Rainer; Tauriainen,Riku; Raedle, Andreas: TBMand spoil treatment selectionprocess – case history CrossrailC310 Thames Tunnel – SlurryTBM versus EPB TBM Heft 1 45–54 A

Rengshausen, Rainer; s. Köhler,Hans

Riepler, Franz; s. Schuller, Hartmut

Rigazio, Andrea; s. Barbanti, Marco

Rocha, Hugo Cássio; Comulada,Marc; Maidl, Ulrich; Maia, Carlos Henrique Turolla: SãoPaulo Metro – developments inshield tunnelling Heft 3 237–247 A

Rodler, Johann; s. Steiner, HelmutRossler, Karel; s. Cyron, DavidRusso, Giordano; s. Palomba,

MicheleSaitta, Adrien; s. Putz-Perrier,

Martin WilhelmSalazar, Sean E.; s. Coffman,

Richard A.Saurer, Erich; Marcher, Thomas;

Schädlich, Bert; Schweiger,Helmut: Validation of a novelconstitutive model for shotcreteusing data from an executed tun-nel / Validierung eines neuenStoffgesetzes für Spritzbeton mit-tels Ergebnissen eines ausge-führten Tunnelprojekts Heft 4 353–361 A

Schachinger, Tobias; s. Schuller,Hartmut

Schindler, Steffen; Hegemann,Felix; Alsahly, Abdullah; Barciaga, Thomas; Galli, Mario;Lehner, Karlheinz; Koch,Christian: An interaction plat-form for mechanized tunnelling.Application on the Wehrhahn-Line in Düsseldorf (Germany) /Eine Interaktionsplattform fürmaschinelle Tunnelvortriebe. An-wendung am Beispiel der Wehr -hahn-Linie in Düsseldorf – Ap-plication on the Wehrhahn-Linein Düsseldorf (Germany) / An-wendung am Beispiel der Wehr -hahn-Linie in Düsseldorf Heft 1 72–86 A

Schubert, Peter; Voringer, Jürgen;Hofmann, Bernd: Geotechnicaland construction operational cri-teria for the selection of full orpartial-face excavation / Krite-rien zur Wahl von Voll- oderTeilausbruch aus geotechnischerund baubetrieblicher Sicht Heft 5 503–510 A

Schubert, Wulf: 63rd Geomechan-ics Colloquium / 63. Geo-mechanik Kolloquium Heft 5 389 E

Schuller, Hartmut; Schachinger,Tobias; Riepler, Franz: Prelimi-nary works for the new Semmer-ing Base Tunnel – geotechnicalmonitoring of slope stabilizationmeasures and earth retainingstructures / Vorarbeiten für denSemmering-Basistunnel neu – geotechnisches Monitoring beiHangsicherungen und Stütz -konstruktionen Heft 4 339–352 A

Schwarz, Jürgen; s. Engelhardt,Stephan

Schweiger, Helmut F.; s. Marte,Roman

Schweiger, Helmut; s. Saurer,Erich

Schädlich, Bert; s. Saurer, Erich

Sempelmann, Franz; s. Mlinar,Christian

Sigl, Oskar; Millen, Bernard;Höfer-Öllinger, Giorgio: Theunderground crude oil storagecaverns of Visakhapatnam, India Heft 2 155–162 A

Sigl, Oskar; s. Millen, BernardSoranzo, Enrico; s. Jaritz,

WolfgangStascheit, Janosch; s. Maidl,

UlrichStaubermann, Christoph;

s. Mähner, DietmarSteinacher, Reinhold; s. Holz -

leitner, WolfgangSteiner, Helmut; Rodler, Johann:

Furnishing for long railway tun-nels – interplay between con-struction and maintenance costs(example Koralm Tunnel) /Ausstattung langer Bahntunnelim Spannungsfeld zwischenErrichtungs- und Erhaltungs -kosten am Beispiel des Koralm-tunnels Heft 5 610–618 A

Steiner, Michael; s. Mlinar, Christian

Stubbs, Jared; s. Eskesen, SørenDegn

Supp, Gregor; Marte, Roman: Spideranchor Netting – full scaleexperiment, application andslope stability discussion / Spinnanker Netting – Großver-such, Anwendung und Stand-sicherheitsdiskussion Heft 4 317–327 A

Tauriainen, Riku; s. Rengshausen,Rainer

Thewes, Markus: Huge potentialfor metro construction / GroßesPotenzial für U-Bahnen weltweit Heft 3 194–195 E

Thewes, Markus; Hollmann, Fritz:TBM-specific testing scheme toassess the clogging tendency ofrock / TBM-spezifisches Unter-suchungsschema zur Beurteilungder Verklebungsneigung von Fels Heft 5 520–527 A

Thewes, Markus; s. Engelhardt,Stephan

Thewes, Markus; s. Galli, MarioUrschitz, Gerhard J.: Southeast

Collector Project – Procurementof TBMs by the client / South-east Collector Project – Beistel-lung der TBMs durch den Bau -herrn Heft 6 675–684 A

Voringer, Jürgen; s. Schubert, Peter

Wagner, Oliver K.; Koch, Daniel;Lemmerer, Johann; Druck-feuchter, Hubert; Petraschek,Thomas: Maintenance-optimiseddrainage system for the NewSemmering Base tunnel andPummersdorf Tunnel / In -standhaltungsoptimiertes Ent -wässerungssystem für den Sem-mering-Basistunnel neu undTunnel Pummersdorf Heft 5 626–635 A

Weifner, Tassilo; Bergmeister,Konrad; Ziegler, Hans-Jakob:Wide-area hydrogeological mod-elling for the Brenner Base Tun-nel / Großflächige hydrogeolo-gische Modellierung für denBrenner Basistunnel Heft 2 163–177 A

Wieland, Gerd; s. Rehbock-Sander, Michael

Wyss, Alexander; s. Raderbauer,Bernd

Ziegler, Hans-Jakob; s. Weifner,Tassilo

Zierl, Dietmar; s. Eckbauer, Walter

Zwick, Markus; s. Gradnik,Richard

ohne VerfassernennungHigh innovation potential for

mechanised tunnelling / HohesInnovationspotenzial für denmaschinellen Tunnelbau Heft 1 14–17 B

Challenges in international tunnelconsulting / Herausforderungenim internationalen Tunnel Consulting Heft 2 112–113 B

ITA President outlines ITA objec-tives and strategy after one yearin service Heft 3 207–208 B



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Caverns – Kavernen

Millen, Bernard; Sigl, Oskar; Höfer-Öllinger, Giorgio: Rock massbehaviour of weathered, jointedand faulted Khondalite – Ex-amples from the undergroundcrude oil storage caverns inVisakhapatnam, India [Q-value;wedge slides; failure mecha-nisms; FE analysis] Heft 3 255–271

Pillai, Shri Rajan K.; Malkani, ShriSuresh: Experience of workingon underground civil workscontracts for strategic crude oilstorage projects in India [con-sultancy contracts; constructioncontracts; India] Heft 2 150–154

Sigl, Oskar; Millen, Bernard; Höfer-Öllinger, Giorgio: The under-ground crude oil storage cav-erns of Visakhapatnam, India[unlined caverns; containmentprinciple; risk assessment] Heft 2 155–162

Construction works – Ausführung

Cyron, David; Ivor, Štefan; Hybský,Petr; Rossler, Karel: PragueMetro [urban area; metro exten-sion; stations; EPB machines] Heft 3 230–236

Gamper, Christian: Full face ver-sus partial face in NATM tun-nelling / Vollausbruch versusTeilausbruch bei der NÖT [de-formatiosn; comparative calcula-tions; face stability; working op-eration; health & safety; Defor-mationen; Vergleichsberechnun-gen; Ortsbruststabilität;Bau betrieb; Arbeitssicherheit] Heft 5 491–502

Gradnik, Richard; Kicherer, Man-fred; Zwick, Markus: Tunnellingfor the third section of theStadtbahn line U12 in Stuttgart/ Der Vortrieb für den drittenTeilabschnitt der StadtbahnlineU12 in Stuttgart [railway under-passing; deformations; partialface excavation; full face excava-tion; Eisenbahnunterquerung;Verformungen; Teilausbruch;Vollausbruch] Heft 5 481–490

Götz, David: The Fréjus rescuetunnel / Rettungsstollen Fréjus[convergences; squeezing rockmass; Konvergenzen; drück-endes Gebirge] Heft 6 685–692

Herzfeld, Thomas; Leitner, An-dreas; Gartner, Ilse: Construc-tion section U1/10 of the Vien-na Underground / Der Bauab-schnitt U1/10 der Wiener U-

Bahn [urban area; settlementminimisation; monitoring] Heft 3 209–222

Holzleitner, Wolfgang; Kraft-Fish,Martin; Steinacher, Reinhold:Lessons learnt during construc-tion assistance for the improve-ment of contract models [con-tract; tender; Bhutan; India] Heft 2 142–149

Hödl, Reinhold; Höllrigl, Michael:Pummersdorfer Tunnel – Waterconditions in the shallow tun-nel / Pummersdorfer Tunnel –Wasserverhältnisse im seichtliegenden Tunnel [groundwateringress; maintenance of a haulroad; Bergwasserzutritte; Auf -rechterhaltung der Fahrbahn] Heft 6 664–674

Köhler, Hans; Rengshausen, Rain-er: Doha Metro Green Line –Six tunnel boring machines inthe starting phase / Metro Doha Green Line – Sechs Tun-nelvortriebsmaschinen in derStartphase [assembling works;labour camp; Montagearbeiten;Arbeiterlager] Heft 6 655–663

Lunardi, Pietro; Barla, Giovanni:Full face excavation in difficultground [ADECO-RS; NATM;face extrusion; Sochi Tunnel;NÖT; Ortsbrustverschiebung] Heft 5 461–468

Marte, Roman; Moyschewitz, Ger-hard; Harml, Josef: Constructionof a snow retention basin in anAlpine sagging mass / Errich-tung eines Beschneiungsteichesin einer alpinen Sackungs-masse Heft 4 328–338

Posch, Helmut; Murr, Roland; Huber, Helmut; Kager, Matthias;Kolb, Erich: Tunnel excavation– The conflict between wasteand recycling through the ex-ample of the Koralm Tunnel,contract KAT2 / Tunnelaus-bruch – Das Spannungsfeldzwischen Abfall und Verwer-tung am Beispiel Koralm -tunnel, Baulos KAT2 [waste; recycling; Abfall; Verwertung] Heft 5 437–450

Raderbauer, Bernd; Wyss, Alexan-der: Tunnel excavation materialas resource for undergroundpower plants and concrete damconstructions / Tunnelaus-bruch als Rohstoff für den unterirdischen Kraftwerks-sowie Staumauerbau im Hoch -gebirge [processing; aggregates;power plant Linth-Limmern; Auf-bereitung; Gesteinskörnung;Kraftwerk Linth.Limmern] Heft 5 451–460

Reichenspurner, Peter: RohtangTunnel – Intermediate report at

Subjects • Fachgebiete und Stichworte

half distance / Rohtang-Tunnel– Zwischenbilanz nach halberStrecke [high Himalaya; winterservice; clima; logistics; Hoch -gebirge; Winterdienst; Klima;Logistik] Heft 2 123–132

Schubert, Peter; Voringer, Jürgen;Hofmann, Bernd: Geotechnicaland construction operationalcriteria for the selection of fullor partial-face excavation / Kri-terien zur Wahl von Voll- oderTeilausbruch aus geotechni -scher und baubetrieblicherSicht [full-face excavation; deci-sion criteria; ring closure dis-tance; Vollausbruch; Entschei-dungskriterien; Ringschluss -distanz] Heft 5 503–510

Steiner, Helmut; Rodler, Johann:Furnishing for long railwaytunnels – interplay betweenconstruction and maintenancecosts (example Koralm Tunnel)/ Ausstattung langer Bahntun-nel im Spannungsfeld zwischenErrichtungs- und Erhaltungs -kosten am Beispiel des Koralm-tunnels [long tunnels; railwayequipment; cost optimisation;lange Tunnel; bahntechnischeAusrüstung; Kostenopti-mierung] Heft 5 610–618

Urschitz, Gerhard J.: SoutheastCollector Project – Procure-ment of TBMs by the client /Southeast Collector Project –Beistellung der TBMs durchden Bauherrn [selection ofTBM; TBM procurementprocess; TBM-Auswahl; TBM-Anschaffungsverfahren] Heft 6 675–684

Conventional tunnelling – Konventioneller Vortrieb

Gamper, Christian: Full face ver-sus partial face in NATM tun-nelling / Vollausbruch versusTeilausbruch bei der NÖT [de-formatiosn; comparative calcula-tions; face stability; working op-eration; health & safety; Defor-mationen; Vergleichsberechnun-gen; Ortsbruststabilität;Baubetrieb; Arbeitssicherheit] Heft 5 491–502

Golger, Mario; Höfer-Öllinger,Giorgio; Prinzl, Friedrich: ThePir Panjal Railway Tunnel[NATM; Himalaya; deforma-tions; monitoring; geologicalmodel] Heft 2 133–141

Herzfeld, Thomas; Leitner, An-dreas; Gartner, Ilse: Construc-tion section U1/10 of the Vien-na Underground / Der Bauab-schnitt U1/10 der Wiener U-Bahn [urban area; settlementminimisation; monitoring] Heft 3 209–222


Lunardi, Pietro; Barla, Giovanni:Full face excavation in difficultground [ADECO-RS; NATM;face extrusion; Sochi Tunnel;NÖT; Ortsbrustverschiebung] Heft 5 461–468

Palomba, Michele; Amadini, Fed-erico; Russo, Giordano; Carrieri,Giampiero: Chenani-NashriTunnel, the longest road tunnelin India: the “Himalayan chal-lenge” for design in heteroge-neous rock masses [design approach; heterogeneous rockmass; rock mass classification;numerical analyses; monitoring] Heft 2 114–122


Putz-Perrier, Martin Wilhelm;Gilleron, Nicolas; Bourgeois,Emmanuel; Saitta, Adrien: Full-face versus sequential excava-tion – A case study of theChamoise Tunnel (France) /Vollausbruch versus Teilaus-bruch – Eine Fallstudie vomChamoisetunnel (Frankreich)[NATM; oxfordian marl; swellingrock; face reinforcement; faceextrusion; NÖT; Oxfordien-mergel; druckhaftes Gebirge;Ortsbruststützung; Ortsbrust -verschiebung] Heft 5 469–480

Reichenspurner, Peter: RohtangTunnel – Intermediate report athalf distance / Rohtang-Tunnel– Zwischenbilanz nach halberStrecke [high Himalaya; winterservice; clima; logistics; Hoch -gebirge; Winterdienst; Klima;Logistik] Heft 2 123–132

Schubert, Peter; Voringer, Jürgen;Hofmann, Bernd: Geotechnicaland construction operationalcriteria for the selection of fullor partial-face excavation / Kri-terien zur Wahl von Voll- oderTeilausbruch aus geotechnisch-er und baubetrieblicher Sicht[full-face excavation; decisioncriteria; ring closure distance;Vollausbruch; Entscheidungs -kriterien; Ringschlussdistanz] Heft 5 503–510

Sigl, Oskar; Millen, Bernard; Höfer-Öllinger, Giorgio: The under-ground crude oil storage cav-erns of Visakhapatnam, India[unlined caverns; containmentprinciple; risk assessment] Heft 2 155–162



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Drainage and sealings – Dränage/Abdichtung

Wagner, Oliver K.; Koch, Daniel;Lemmerer, Johann; Druck-feuchter, Hubert; Petraschek,Thomas: Maintenance-opti-mised drainage system for theNew Semmering Base tunneland Pummersdorf Tunnel / Instandhaltungsoptimiertes Entwässerungssystem für denSemmering-Basistunnel neuund Tunnel Pummersdorf[maintenance; tunnel drainage;pressure relief; Instandhaltung;Wartung; Tunneldrainagen;Druckwasserentlastetung] Heft 5 626–635

Economic and legal issues – Betriebswirtschaft/Recht

Danzer, Mathilde: Waste lawframework for the recovery ofmaterial excavated from tun-nels / Abfallrechtliche Rah-menbedingungen für die Ver -wertung von Tunnelausbruch-material [waste law; landfill reg-ulations; contaminated landremediation law; Abfallrecht;Deponieverordnung; Altlasten-sanierungsgesetz] Heft 5 411–418

Düllmann, Jan; Alber, Michael;Plinninger, Ralf J.: Determiningsoil abrasiveness by use of in-dex tests versus using intrinsicsoil parameters / Bewertungder Abrasivität von Lock-ergesteinen mit Indexverfahrenund herkömmlichen Bodenken-nwerten [LCPC-Test; Soil-Abra-sivity-Index (SAI); tribologicalwear system; Verschleißsystem] Heft 1 87–97

Engelhardt, Stephan; Schwarz, Jürgen; Thewes, Markus: Thelifecycle cost concept for imple-mentation of economic sustain-ability in tunnel construction /Das Lebenszykluskosten -konzept zur Umsetzung derökonomischen Nachhaltigkeitvon Tunnelbauwerken [Modu-lar-Process-Model; lifecycle of atunnel; modulares Prozessmod-ell; Lebenszyklus eines Tunnels] Heft 5 593–600

Maydl, Peter: Sustainability in in-frastructure construction – onthe transferability of assess-ment concepts for buildings tocivil engineering works / Nach-haltigkeit im Infrastrukturbau –Zur Übertragbarkeit von Be -wertungskonzepten für Ge -bäude auf den Tiefbau [civil en-gineering works; environmentalasessment; life cycle; Ingenieur-bau; Umweltverträglichkeits -prüfung; Lebensdauer] Heft 5 577–592

Mitteregger, Klaus; Deisl, Franz:Application examples for ten-dering models to promote part-nership at the TIWAG / Praxis-beispiele für partnerschafts-fördernde Vergabemodelle beider TIWAG [tendering; tenderassessment; Vergabe; Angebots -prüfung] Heft 6 698–708


Purer, Walter; Holzer, Wolfgang:From the discussion at the Tunnel Day 2010 to VIP 2 /Von der Diskussion am Tun-neltag 2010 bis zum VIP 2 Heft 6 693–697

Reichel, Paul: Tunnel spoil: Tip-ping or the end of the defini-tion as waste / Tunnelaus-bruch: Deponierung oder Ab-fallende [the term waste; wasteregime; recycling; Abfallbegriff;Abfallregime; Verwertung] Heft 5 419–427


Engineering geology – Ingenieurgeologie

Burger, Daniela; Haunschmid, Bruno: Sliding slopes on theGerlos Strasse / Rutschhängean der Gerlos Straße [lasercsan;protection measures; remedialconcepts; FE analysis; Siche-rungsmaßnahmen; Sanierungs-konzepte; numerische Simula -tion] Heft 3 272–285

Galler, Robert; Handke, Dieter;Nolden, Mario: The determina-tion of performance- and pay-ment-relevant parameters inTBM tunnelling – State of thetechnology and outlook / Ermittlung leistungs- undvergütungsrelevanter Parameterfür TVM-Vortriebe – Stand derTechnik und Ausblick [wear;abrasiveness; clogging; mini disccutting tests; face monitoring;Verschleiß; Abrasivität; Ver -klebung; Minidiskenschneidver-such; Ortsbrustaufnahme] Heft 5 511–519

Jaritz, Wolfgang; Soranzo, Enrico:Engineering geology of thelarge slope movement Sibrats-gfäll and Rindberg / Ingenieur-

geologie der Großhangbewe-gungen Sibratsgfäll und Rind-berg [risk assessment; movementrate; differential motion; hazardlevels; Gefahrenbeurteilung; Be-wegungsgeschwindigkeit; Differ-entialbewegung; Gefahrenstufen] Heft 4 306–316

Schuller, Hartmut; Schachinger,Tobias; Riepler, Franz: Prelimi-nary works for the new Sem-mering Base Tunnel – geotech-nical monitoring of slope stabi-lization measures and earth re-taining structures / Vorarbeitenfür den Semmering-Basistunnelneu – geotechnisches Monitor-ing bei Hangsicherungen undStützkonstruktionen [reinforcedearth method; geotechnical safe-ty management; Longsgrabenvalley landfill; Bewehrte-Erde-Bauweise; geotechnischesSicherheitsmanagement; Deponie Longsgraben] Heft 4 339–352

Thewes, Markus; Hollmann, Fritz:TBM-specific testing scheme toassess the clogging tendency ofrock / TBM-spezifisches Unter-suchungsschema zur Beur -teilung der Verklebungsneigungvon Fels [clogging; slake-durabil-ity-test; Verklebung; Siebtrom-melversuch] Heft 5 520–527

Weifner, Tassilo; Bergmeister, Konrad; Ziegler, Hans-Jakob:Wide-area hydrogeologicalmodelling for the Brenner BaseTunnel / Großflächige hydro -geologische Modellierung fürden Brenner Basistunnel [wa-terproofing grouting; lowering ofthe groundwater table; Modflow;Abdichtungsinjektionen; Berg-wasserspiegelabsenkung] Heft 2 163–177

General – Allgemeines

Handke, Dieter: Application of theholistic observation method onshield tunnel drives as a meansof preventing disputes and con-flict reduction in case of inter-ruptions / Anwendung derganzheitlichen Beobachtungs -methode bei Schildvortriebenals Mittel zur präventiven Stre-itvermeidung und Konfliktre-duzierung bei Störsituationen[data logging; measured machinedata; supervision of tunnel ad-vance; interruption analysis;Datenerfassung; maschinentech-nische Messdaten; Vortrieb-süberwachung; Störfallanalyse] Heft 4 362–379

Jodl, Hans Georg: Risk in the im-plementation of constructionprojects – defining the risk /Das Risiko in der Bauprojek-

tabwicklung – Risikodefinition[definitions of risk; risk model-ling; risk management; risk strat-egy; Risikodefinitionen; Risiko-modellierung; Risikomanage-ment; Risikostrategie] Heft 6 709–714

John, Max: Risk at the implemen-tation of construction projects /Das Risiko in der Bauprojek-tabwicklung aus Sicht desPlaners [risk limitation; changedground conditions; Risikoab-grenzung; Baugrundrisiko] Heft 6 715–720

Maydl, Peter: Sustainability in infrastructure construction –on the transferability of assess-ment concepts for buildings tocivil engineering works / Nach-haltigkeit im Infrastrukturbau –Zur Übertragbarkeit von Be -wertungskonzepten für Ge -bäude auf den Tiefbau [civil en-gineering works; environmentalasessment; life cycle; Ingenieur-bau; Umweltverträglichkeits -prüfung; Lebensdauer] Heft 5 577–592

Geophysics – Geophysik

Radinger, Alexander; Fasching, Florian; Pack, Gudrun; Kreutzer,Ingrid; Kostial, Dieter: Consis-tent exploration by probedrilling and TSWD through theexample of the Koralm Tun-nel / Konsequente Voraus -erkundung mittels Bohrungenund TSWD am Beispiel desKoralmtunnels [probe drillings;hammer drillings; geophysicalexploration; short term predic-tions; Vorausbohrungen;Drehschlagbohrungen; seis -mische Vorauserkundungsver-fahren; Kurzzeitprognosen] Heft 5 540–550

Ground water management – Wasserhaltung

Hödl, Reinhold; Höllrigl, Michael:Pummersdorfer Tunnel – Waterconditions in the shallow tun-nel / Pummersdorfer Tunnel –Wasserverhältnisse im seichtliegenden Tunnel [groundwateringress; maintenance of a haulroad; Bergwasserzutritte; Auf -rechterhaltung der Fahrbahn] Heft 6 664–674

Grouting – Injektionen

Barbanti, Marco; Bonanno, Marco;Rigazio, Andrea: Consolidationgrouting using horizontal direc-tional drilling technology in thePraga district of Warsaw priorto TBM tunnelling [urban area;



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settlement minimisation; moni-toring] Heft 3 248–254

Weifner, Tassilo; Bergmeister, Konrad; Ziegler, Hans-Jakob:Wide-area hydrogeologicalmodelling for the Brenner BaseTunnel / Großflächige hydroge-ologische Modellierung für denBrenner Basistunnel [water-proofing grouting; lowering ofthe groundwater table; Modflow;Abdichtungsinjektionen; Berg-wasserspiegelabsenkung] Heft 2 163–177

Hydro power plants – Wasserkraftanlagen


Raderbauer, Bernd; Wyss, Alexan-der: Tunnel excavation materialas resource for undergroundpower plants and concrete damconstructions / Tunnelaus-bruch als Rohstoff für den unterirdischen Kraftwerks-sowie Staumauerbau imHochgebirge [processing; aggre-gates; power plant Linth-Lim-mern; Aufbereitung; Gesteins -körnung; Kraftwerk Linth.Lim-mern] Heft 5 451–460

Hydrology – Hydrologie

Weifner, Tassilo; Bergmeister, Konrad; Ziegler, Hans-Jakob:Wide-area hydrogeologicalmodelling for the Brenner BaseTunnel / Großflächige hydroge-ologische Modellierung für denBrenner Basistunnel [water-proofing grouting; lowering ofthe groundwater table; Modflow;Abdichtungsinjektionen; Berg-wasserspiegelabsenkung] Heft 2 163–177

Innovative procedures/test techniques – Neue Verfahren/Versuchstechnik

Burger, Werner: Multi-mode tun-nel boring machines / Multi-Mode Tunnelvortriebsmaschi-nen [Variable-Density; machinetypes; operation modes; Maschi-nentypen; Betriebsarten] Heft 1 18–30

Coffman, Richard A.; Garner,Cyrus D.; Salazar, Sean E.: Thedevelopment and implementa-tion of a tunnel characteriza-tion method [Garner-Coffmanmethod; surface settlement;

ground loss coefficient; contrac-tion increment] Heft 2 178–184

Erben, Hartmut; Galler, Robert:Tunnel spoil – New technolo-gies on the way from waste toraw material / Tunnelausbruch– Neue Technologien für denWeg vom Abfall zum Rohstoff[DRAGON; re-use possibilities;concept for material flow; rawmaterial analysis; excavated material database; Verwer-tungsmöglichkeiten; Material -flusskonzept; Rohmaterial-analyse; Ausbruchmaterialdaten-bank] Heft 5 402–410

Galli, Mario; Thewes, Markus: In-vestigations for the applicationof EPB shields in difficultgrounds / Untersuchungen fürden Einsatz von Erddruck -schilden in schwierigem Bau-grund [fields of application; con-ditioning; lab tests; clogging;Einsatzbereich; Kondition-ierung; Laborversuche; Ver -klebung] Heft 1 31–44

Maidl, Ulrich; Pierri, Julio C. D. D.:Innovative hybrid EPB tun-nelling in Rio de Janeiro [con-vertible shield; process control-ling; multi-mode TBM; EPBshields; soil conditioning] Heft 1 55–63

Radoncic, Nedim; Hein, Mario;Moritz, Bernd: Determinationof the system behaviour basedon data analysis of a hard rockshield TBM / Analyse derMaschinenparameter zur Er -fassung des Systemverhaltensbeim Hartgesteins-Schildvor-trieb [DS TBM; TBM data analy-sis; system behaviour classifica-tion; Doppelschild-TBM; TBM-Datenauswertung; Systemver -haltensklassifizierung] Heft 5 565–576

Rengshausen, Rainer; Tauriainen,Riku; Raedle, Andreas: TBM andspoil treatment selectionprocess – case history CrossrailC310 Thames Tunnel – SlurryTBM versus EPB TBM [weakrock; tidal influence; spoil treat-ment; filterpresses] Heft 1 45–54

Schindler, Steffen; Hegemann, Felix; Alsahly, Abdullah; Barciaga, Thomas; Galli, Mario;Lehner, Karlheinz; Koch, Christ-ian: An interaction platform formechanized tunnelling. Appli-cation on the Wehrhahn-Linein Düsseldorf (Germany) / EineInteraktionsplattform fürmaschinelle Tunnelvortriebe.Anwendung am Beispiel derWehrhahn-Linie in Düsseldorf– Application on the Wehr -hahn-Line in Düsseldorf (Ger-many) / Anwendung am Bei -

spiel der Wehrhahn-Linie inDüsseldorf [BIM; IFC; numeri-cal simulation; integrated prod-uct models; data exchange;Wehrhahn-Linie; numerischeSimulation; integrierte Produkt-modelle; Datenaustausch] Heft 1 72–86

Supp, Gregor; Marte, Roman: Spideranchor Netting – fullscale experiment, applicationand slope stability discussion /Spinnanker Netting – Großver-such, Anwendung und Stand-sicherheitsdiskussion [slope sta-bilisation; applications; full scaleexperiment; design; Böschungs -sicherung; Anwendungsmöglich -keiten; Großversuch; Bemes-sung] Heft 4 317–327


Landslides – Rutschungen

Burger, Daniela; Haunschmid,Bruno: Sliding slopes on theGerlos Strasse / Rutschhängean der Gerlos Straße [lasercsan;protection measures; remedialconcepts; FE analysis; Siche -rungsmaßnahmen; Sanierungs -konzepte; numerische Simula-tion] Heft 3 272–285

Jaritz, Wolfgang; Soranzo, Enrico:Engineering geology of thelarge slope movement Sibrats-gfäll and Rindberg / Ingenieur-geologie der Großhangbewe-gungen Sibratsgfäll und Rind-berg [risk assessment; movementrate; differential motion; hazardlevels; Gefahrenbeurteilung; Be-wegungsgeschwindigkeit; Differ-entialbewegung; Gefahrenstufen] Heft 4 306–316

Materials management – Materialbewirtschaftung

Danzer, Mathilde: Waste lawframework for the recovery ofmaterial excavated from tun-nels / Abfallrechtliche Rah-menbedingungen für die Ver -wertung von Tunnelausbruch-material [waste law; landfill reg-ulations; contaminated landremediation law; Abfallrecht;Deponieverordnung; Altlasten-sanierungsgesetz] Heft 5 411–418

Erben, Hartmut; Galler, Robert:Tunnel spoil – New technolo-

gies on the way from waste toraw material / Tunnelausbruch– Neue Technologien für denWeg vom Abfall zum Rohstoff[DRAGON; re-use possibilities;concept for material flow; rawmaterial analysis; excavated material database; Verwer-tungsmöglichkeiten; Material -flusskonzept; Rohmaterial-analyse; Ausbruchmaterialdaten-bank] Heft 5 402–410

Mlinar, Christian; Sempelmann,Franz; Koch, Gerhard; Steiner,Michael; Kubin, Florian: Tunnelspoil as a source of raw materi-als for an autobahn – Sustain-able reuse of resources throughthe example of the S 10 / Tun-nelausbruch als Rohstoffquellefür eine Autobahn – Nach-haltige Ressourcenverwertungam Beispiel der S 10 [materialmanagement concept; re-use;concrete aggregates; fill material;Materialbewirtschaftungs -konzept; Verwertung; Gesteins -körnung; Schüttmaterial] Heft 5 428–436

Posch, Helmut; Murr, Roland; Huber, Helmut; Kager, Matthias;Kolb, Erich: Tunnel excavation– The conflict between wasteand recycling through the ex-ample of the Koralm Tunnel,contract KAT2 / Tunnelaus-bruch – Das Spannungsfeldzwischen Abfall und Verwer-tung am Beispiel Koralmtun-nel, Baulos KAT2 [waste; recy-cling; Abfall; Verwertung] Heft 5 437–450

Raderbauer, Bernd; Wyss, Alexan-der: Tunnel excavation materialas resource for undergroundpower plants and concrete damconstructions / Tunnelaus-bruch als Rohstoff für den unterirdischen Kraftwerks-sowie Staumauerbau imHochgebirge [processing; aggre-gates; power plant Linth-Lim-mern; Aufbereitung; Gesteins -körnung; Kraftwerk Linth.Lim-mern] Heft 5 451–460

Reichel, Paul: Tunnel spoil: Tip-ping or the end of the defini-tion as waste / Tunnelaus-bruch: Deponierung oder Ab-fallende [the term waste; wasteregime; recycling; Abfallbegriff;Abfallregime; Verwertung] Heft 5 419–427

Measuring technology – Messtechnik

Erben, Hartmut; Galler, Robert:Tunnel spoil – New technolo-gies on the way from waste toraw material / Tunnelausbruch– Neue Technologien für den



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Weg vom Abfall zum Rohstoff[DRAGON; re-use possibilities;concept for material flow; rawmaterial analysis; excavated material database; Verwertungs -möglichkeiten; Materialfluss -konzept; Rohmaterialanalyse;Ausbruchmaterialdatenbank] Heft 5 402–410

Galler, Robert; Handke, Dieter;Nolden, Mario: The determina-tion of performance- and pay-ment-relevant parameters inTBM tunnelling – State of thetechnology and outlook / Er-mittlung leistungs- und ver -gütungsrelevanter Parameterfür TVM-Vortriebe – Stand derTechnik und Ausblick [wear;abrasiveness; clogging; mini disccutting tests; face monitoring;Verschleiß; Abrasivität; Ver -klebung; Minidiskenschneidver-such; Ortsbrustaufnahme] Heft 5 511–519


Handke, Dieter: Application of theholistic observation method onshield tunnel drives as a meansof preventing disputes and con-flict reduction in case of inter-ruptions / Anwendung derganzheitlichen Beobach-tungsmethode bei Schildvor-trieben als Mittel zur präventiv-en Streitvermeidung und Kon-fliktreduzierung bei Störsitua-tionen [data logging; measuredmachine data; supervision oftunnel advance; interruptionanalysis; Datenerfassung;maschinentechnische Mess -daten; Vortriebsüberwachung;Störfallanalyse] Heft 4 362–379

Maidl, Ulrich; Stascheit, Janosch:Real time process controllingfor EPB shields / Echtzeit-Prozesscontrolling bei Erd-druckschilden [data visualisa-tion; tool management; perfor-mance analysis; Procon; Datenvisualisierung; Werkzeug-management; Leistungsanalyse] Heft 1 64–71


Schuller, Hartmut; Schachinger,Tobias; Riepler, Franz: Prelimi-nary works for the new Sem-mering Base Tunnel – geotech-nical monitoring of slope stabi-lization measures and earth re-

taining structures / Vorarbeitenfür den Semmering-Basistunnelneu – geotechnisches Monitor-ing bei Hangsicherungen undStützkonstruktionen [reinforcedearth method; geotechnical safe-ty management; Longsgrabenvalley landfill; Bewehrte-Erde-Bauweise; geotechnischesSicherheitsmanagement; Deponie Longsgraben] Heft 4 339–352

Mechanised tunnelling – Maschineller Vortrieb

Barbanti, Marco; Bonanno, Marco;Rigazio, Andrea: Consolidationgrouting using horizontal direc-tional drilling technology in thePraga district of Warsaw priorto TBM tunnelling [urban area;settlement minimisation; moni-toring] Heft 3 248–254

Burger, Werner: Multi-mode tun-nel boring machines / Multi-Mode Tunnelvortriebsmaschi-nen [Variable-Density; machinetypes; operation modes; Ma -schinentypen; Betriebsarten] Heft 1 18–30

Erben, Hartmut; Galler, Robert:Tunnel spoil – New technolo-gies on the way from waste toraw material / Tunnelausbruch– Neue Technologien für denWeg vom Abfall zum Rohstoff[DRAGON; re-use possibilities;concept for material flow; rawmaterial analysis; excavated material database; Verwertungs -möglichkeiten; Materialfluss -konzept; Rohmaterialanalyse;Ausbruchmaterialdatenbank] Heft 5 402–410

Eskesen, Søren Degn; Paulatto, En-rico; Stubbs, Jared: Constructionchallenges for urban tunnelling– The Copenhagen Metro Circle Line [urban area; ground-water control; settlement min-imisation; monitoring] Heft 3 223–229

Galler, Robert; Handke, Dieter;Nolden, Mario: The determina-tion of performance- and pay-ment-relevant parameters inTBM tunnelling – State of thetechnology and outlook / Er-mittlung leistungs- und ver -gütungsrelevanter Parameterfür TVM-Vortriebe – Stand derTechnik und Ausblick [wear;abrasiveness; clogging; mini disccutting tests; face monitoring;Verschleiß; Abrasivität; Ver -klebung; Minidiskenschneidver-such; Ortsbrustaufnahme] Heft 5 511–519

Galli, Mario; Thewes, Markus: In-vestigations for the applicationof EPB shields in difficultgrounds / Untersuchungen fürden Einsatz von Erddruck -

schilden in schwierigem Bau-grund [fields of application; con-ditioning; lab tests; clogging;Einsatzbereich; Kondition-ierung; Laborversuche; Ver -klebung] Heft 1 31–44

Götz, David: The Fréjus rescuetunnel / Rettungsstollen Fréjus[convergences; squeezing rockmass; Konvergenzen; drücken -des Gebirge] Heft 6 685–692

Handke, Dieter: Application of theholistic observation method onshield tunnel drives as a meansof preventing disputes and con-flict reduction in case of inter-ruptions / Anwendung derganzheitlichen Beobachtungs -methode bei Schildvortriebenals Mittel zur präventivenStreit vermeidung und Konflikt -reduzierung bei Störsituationen[data logging; measured machinedata; supervision of tunnel ad-vance; interruption analysis;Datenerfassung; maschinentech-nische Messdaten; Vortrieb-süberwachung; Störfallanalyse] Heft 4 362–379

Kogler, Kurt; Krenn, Harald:Drilling processes to explorethe rock mass and groundwaterconditions in correlation withTBM-tunnelling / Bohrtechni -sche Verfahren zur Erkundungder Gebirgs- und Berg-wasserverhältnisse im Zusam-menhang mit TVM-Vortrieben[drilling equipment; drillingmethods; drillhole deviation;core drillings; counter flushdrillings; Bohrausrüstung;Bohrmethoden; Bohrloch -abweichung; Kernbohrungen] Heft 5 528–539

Köhler, Hans; Rengshausen, Rain-er: Doha Metro Green Line –Six tunnel boring machines inthe starting phase / Metro Doha Green Line – Sechs Tun-nelvortriebsmaschinen in derStartphase [assembling works;labour camp; Montagearbeiten;Arbeiterlager] Heft 6 655–663

Maidl, Ulrich; Pierri, Julio C. D. D.:Innovative hybrid EPB tun-nelling in Rio de Janeiro [con-vertible shield; process control-ling; multi-mode TBM; EPBshields; soil conditioning] Heft 1 55–63

Maidl, Ulrich; Stascheit, Janosch:Real time process controllingfor EPB shields / Echtzeit-Prozesscontrolling bei Erd-druckschilden [data visualisa-tion; tool management; perfor-mance analysis; Procon; Datenvisualisierung; Werkzeug-management; Leistungsanalyse] Heft 1 64–71

Radinger, Alexander; Fasching, Florian; Pack, Gudrun; Kreutzer,

Ingrid; Kostial, Dieter: Consis-tent exploration by probedrilling and TSWD through theexample of the Koralm Tunnel/ Konsequente Vorauserkun-dung mittels Bohrungen undTSWD am Beispiel des Koralmtunnels [probe drillings;hammer drillings; geophysicalexploration; short term predic-tions; Vorausbohrungen; Dreh -schlagbohrungen; seismische Vorauserkundungsverfahren;Kurzzeitprognosen] Heft 5 540–550

Radoncic, Nedim; Hein, Mario;Moritz, Bernd: Determinationof the system behaviour basedon data analysis of a hard rockshield TBM / Analyse derMaschinenparameter zur Erfas-sung des Systemverhaltensbeim Hartgesteins-Schildvor-trieb [DS TBM; TBM data analy-sis; system behaviour classifica-tion; Doppelschild-TBM; TBM-Datenauswertung; Systemverhal-tensklassifizierung] Heft 5 565–576

Rehbock-Sander, Michael; Wieland,Gerd; Jesel, Thomas: Advanceprobing measures on the TBMdrives of the south contracts ofthe Gotthard Base Tunnel – ex-perience and implications forother projects / Vorauserkun-dungsmaßnahmen bei denTBM-Vortrieben der Südlosedes Gotthard-Basistunnels –Erfahrungen und Folgerungenfür andere Projekte [fault zones;drillings; seismic surveying; Stör-zonen; Bohrungen; Seismik] Heft 5 551–561


Rocha, Hugo Cássio; Comulada,Marc; Maidl, Ulrich; Maia, Car-los Henrique Turolla: São PauloMetro – developments in shieldtunnelling [urban area; metronetwork; settlement minimisa-tion; data management; FE cal-culations] Heft 3 237–247

Schindler, Steffen; Hegemann, Felix; Alsahly, Abdullah; Barciaga, Thomas; Galli, Mario;Lehner, Karlheinz; Koch, Christ-ian: An interaction platform formechanized tunnelling. Appli-cation on the Wehrhahn-Linein Düsseldorf (Germany) / EineInteraktionsplattform fürmaschinelle Tunnelvortriebe.Anwendung am Beispiel derWehrhahn-Linie in Düsseldorf



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– Application on the Wehr -hahn-Line in Düsseldorf (Ger-many) / Anwendung am Bei -spiel der Wehrhahn-Linie inDüsseldorf [BIM; IFC; numeri-cal simulation; integrated prod-uct models; data exchange;Wehrhahn-Linie; numerischeSimulation; integrierte Produkt-modelle; Datenaustausch] Heft 1 72–86



Numerical methods – Numerische Verfahren

Saurer, Erich; Marcher, Thomas;Schädlich, Bert; Schweiger, Helmut: Validation of a novelconstitutive model for shotcreteusing data from an executedtunnel / Validierung einesneuen Stoffgesetzes für Spritz-beton mittels Ergebnissen einesausgeführten Tunnelprojekts[primary tunnel lining; shotcretemodel; design philosophy; Tun-nelaußenschale; Spritzbeton-modell; Bemessungskonzept] Heft 4 353–361

Railway tunnels – Eisenbahntunnel

Eckbauer, Walter; Insam, Romed;Zierl, Dietmar: Planning optimi-sation for the Brenner BaseTunnel considering both main-tenance and sustainability /Planungsoptimierungen beimBrenner-Basistunnel aus Sichtder Instandhaltung und Nach-haltigkeit [interdisciplinary de-sign; maintenance concepts; costoptimisation; interdisziplinärePlanung; Instandhaltungs -konzepte; Kostenoptimierung] Heft 5 601–609




Wagner, Oliver K.; Koch, Daniel;Lemmerer, Johann; Druck-feuchter, Hubert; Petraschek,Thomas: Maintenance-opti-mised drainage system for theNew Semmering Base tunneland Pummersdorf Tunnel / Instandhaltungsoptimiertes Entwässerungssystem für denSemmering-Basistunnel neuund Tunnel Pummersdorf[maintenance; tunnel drainage;pressure relief; Instandhaltung;Wartung; Tunneldrainagen;Druckwasserentlastetung] Heft 5 626–635

Reconnaissance – Baugrunderkundung

Kogler, Kurt; Krenn, Harald:Drilling processes to explorethe rock mass and groundwaterconditions in correlation withTBM-tunnelling / Bohrtechnis-che Verfahren zur Erkundungder Gebirgs- und Bergwasser -verhältnisse im Zusammenhangmit TVM-Vortrieben [drillingequipment; drilling methods;drillhole deviation; coredrillings; counter flush drillings;Bohrausrüstung; Bohrmethoden;Bohrlochabweichung; Kern-bohrungen] Heft 5 528–539

Radinger, Alexander; Fasching, Florian; Pack, Gudrun; Kreutzer,Ingrid; Kostial, Dieter: Consis-tent exploration by probedrilling and TSWD through theexample of the Koralm Tunnel/ Konsequente Vorauserkun-

dung mittels Bohrungen undTSWD am Beispiel des Koralmtunnels [probe drillings;hammer drillings; geophysicalexploration; short term predic-tions; Vorausbohrungen; Dreh -schlagbohrungen; seismische Vorauserkundungsverfahren;Kurzzeitprognosen] Heft 5 540–550


Refurbishing – Sanierung

Mähner, Dietmar; Müller-Rochholz, Jochen; Lange, Dirk;Staubermann, Christoph:Recording of crack widthchanges and temperature de-velopments in a road tunnel /Erfassung von Rissbreiten -änderungen und Tempera-turentwicklungen an einemStraßentunnel [temperaturemeasurements; recording ofcrack width; Temperaturmessun-gen; Erfassung der Rissbreiten] Heft 6 721–729

Rattei, Günter; Lorber, Wilhelm:Refurbishment of tunnels onthe autobahn and main roadnetwork – Experience and re-quirements in the view of theroad operator / Sanierung vonTunnelanlagen des Autobah-nen- und Schnellstraßennetzes– Erfahrungen und Anforder -ungen aus der Sicht desStraßenbetreibers [inner lining;drainage; carriageway; tunnelsafety; Betoninnenschale; Ent -wässerung; Fahrbahn; Tunnel-sicherheit] Heft 5 619–625

Road tunnels – Straßentunnel

Mlinar, Christian; Sempelmann,Franz; Koch, Gerhard; Steiner,Michael; Kubin, Florian: Tunnelspoil as a source of raw materi-als for an autobahn – Sustain-able reuse of resources throughthe example of the S 10 / Tun-nelausbruch als Rohstoffquellefür eine Autobahn – Nach-haltige Ressourcenverwertung

am Beispiel der S 10 [materialmanagement concept; re-use;concrete aggregates; fill material;Materialbewirtschaftungs -konzept; Verwertung; Gesteins -körnung; Schüttmaterial] Heft 5 428–436

Palomba, Michele; Amadini, Fed-erico; Russo, Giordano; Carrieri,Giampiero: Chenani-NashriTunnel, the longest road tunnelin India: the “Himalayan chal-lenge” for design in heteroge-neous rock masses [design ap-proach; heterogeneous rockmass; rock mass classification;numerical analyses; monitoring] Heft 2 114–122

Rattei, Günter; Lorber, Wilhelm:Refurbishment of tunnels onthe autobahn and main roadnetwork – Experience and re-quirements in the view of theroad operator / Sanierung vonTunnelanlagen des Autobah-nen- und Schnellstraßennetzes– Erfahrungen und Anfor -derungen aus der Sicht desStraßenbetreibers [inner lining;drainage; carriageway; tunnelsafety; Betoninnenschale; Ent -wässerung; Fahrbahn; Tunnel-sicherheit] Heft 5 619–625

Reichenspurner, Peter: RohtangTunnel – Intermediate report athalf distance / Rohtang-Tunnel– Zwischenbilanz nach halberStrecke [high Himalaya; winterservice; clima; logistics; Hoch -gebirge; Winterdienst; Klima;Logistik] Heft 2 123–132

Rock mechanics – Felsmechanik


Millen, Bernard; Sigl, Oskar; Höfer-Öllinger, Giorgio: Rock massbehaviour of weathered, jointedand faulted Khondalite – Ex-amples from the undergroundcrude oil storage caverns inVisakhapatnam, India [Q-value;wedge slides; failure mecha-nisms; FE analysis] Heft 3 255–271




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Slopes – Böschungen

Fellin, Wolfgang: The rediscoveryof infinite slope model / DieWiederentdeckung der un-endlich langen Böschung [failure models; stress state; Versagensmodelle; Spannungs -zustand] Heft 4 299–305

Schuller, Hartmut; Schachinger,Tobias; Riepler, Franz: Prelimi-nary works for the new Sem-mering Base Tunnel – geotech-nical monitoring of slope stabi-lization measures and earth re-taining structures / Vorarbeitenfür den Semmering-Basistunnelneu – geotechnisches Monitor-ing bei Hangsicherungen undStützkonstruktionen [reinforcedearth method; geotechnical safe-ty management; Longsgrabenvalley landfill; Bewehrte-Erde-Bauweise; geotechnischesSicherheitsmanagement; Deponie Longsgraben] Heft 4 339–352

Supp, Gregor; Marte, Roman: Spideranchor Netting – fullscale experiment, applicationand slope stability discussion /Spinnanker Netting – Großver-such, Anwendung und Stand-sicherheitsdiskussion [slope stabilisation; applications; fullscale experiment; design;Böschungssicherung; Anwen-dungsmöglichkeiten; Großver-such; Bemessung] Heft 4 317–327

Soil mechanics – Bodenmechanik

Coffman, Richard A.; Garner,Cyrus D.; Salazar, Sean E.: Thedevelopment and implementa-tion of a tunnel characteriza-tion method [Garner-Coffmanmethod; surface settlement;ground loss coefficient; contrac-tion increment] Heft 2 178–184

Düllmann, Jan; Alber, Michael;Plinninger, Ralf J.: Determining

soil abrasiveness by use of in-dex tests versus using intrinsicsoil parameters / Bewertungder Abrasivität von Locker -gesteinen mit Indexverfahrenund herkömmlichen Boden -kennwerten [LCPC-Test; Soil-Abrasivity-Index (SAI); tribolo -gical wear system; Verschleiß -system] Heft 1 87–97

Fellin, Wolfgang: The rediscoveryof infinite slope model / DieWiederentdeckung der unendlich langen Böschung [failure models; stress state; Versagensmodelle; Spannungs -zustand] Heft 4 299–305



Special type of construction – Sonderbauweisen


Structural analysis – Statik


Subway construction – U-Bahnbau

Barbanti, Marco; Bonanno, Marco;Rigazio, Andrea: Consolidationgrouting using horizontal direc-tional drilling technology in thePraga district of Warsaw priorto TBM tunnelling [urban area;settlement minimisation; moni-toring] Heft 3 248–254

Cyron, David; Ivor, Štefan; Hybský,Petr; Rossler, Karel: PragueMetro [urban area; metro exten-sion; stations; EPB machines] Heft 3 230–236

Eskesen, Søren Degn; Paulatto, En-rico; Stubbs, Jared: Constructionchallenges for urban tunnelling– The Copenhagen Metro Circle Line [urban area; ground-water control; settlement min-imisation; monitoring] Heft 3 223–229


Herzfeld, Thomas; Leitner, Andreas; Gartner, Ilse: Con-struction section U1/10 of theVienna Underground / DerBauabschnitt U1/10 der WienerU-Bahn [urban area; settlementminimisation; monitoring] Heft 3 209–222

Köhler, Hans; Rengshausen, Rainer: Doha Metro Green Line– Six tunnel boring machinesin the starting phase / MetroDoha Green Line – Sechs Tun-nelvortriebsmaschinen in derStartphase [assembling works;labour camp; Montagearbeiten;Arbeiterlager] Heft 6 655–663


Rocha, Hugo Cássio; Comulada,Marc; Maidl, Ulrich; Maia, Car-los Henrique Turolla: São PauloMetro – developments in shieldtunnelling [urban area; metronetwork; settlement minimisa-tion; data management; FE calculations] Heft 3 237–247

Support – Stützmittel





Sustainability – Nachhaltigkeit

Eckbauer, Walter; Insam, Romed;Zierl, Dietmar: Planning optimi-sation for the Brenner BaseTunnel considering both main-tenance and sustainability /Planungsoptimierungen beimBrenner-Basistunnel aus Sichtder Instandhaltung und Nach-haltigkeit [interdisciplinary de-sign; maintenance concepts; costoptimisation; interdisziplinärePlanung; Instandhaltungs -konzepte; Kostenoptimierung] Heft 5 601–609



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Engelhardt, Stephan; Schwarz, Jürgen; Thewes, Markus: Thelifecycle cost concept for imple-mentation of economic sustain-ability in tunnel construction /Das Lebenszykluskosten -konzept zur Umsetzung derökonomischen Nachhaltigkeitvon Tunnelbauwerken [Modu-lar-Process-Model; lifecycle of atunnel; modulares Prozess -modell; Lebenszyklus eines Tunnels] Heft 5 593–600

Maydl, Peter: Sustainability in in-frastructure construction – onthe transferability of assess-ment concepts for buildings tocivil engineering works / Nach-haltigkeit im Infrastrukturbau –Zur Übertragbarkeit von Be -

wertungskonzepten für Ge -bäude auf den Tiefbau [civil en-gineering works; environmentalasessment; life cycle; Ingenieur-bau; Umweltverträglichkeits -prüfung; Lebensdauer] Heft 5 577–592


People

Dr. Vavrovsky awarded the StuvaPrize 2013 / Dr. Vavrovsky er-hält Stuva-Preis 2013 Heft 1 12–13

Prize for young tunnellers awardedto Susanne Fehleisen / SusanneFehleisen mit Stuva-Nachwuchs -preis ausgezeichnet Heft 1 13

In memory of Hans-Jakob Ziegler /Im Gedenken an Hans-JakobZiegler Heft 3 204–205

Obituary for Prof. Dr.-Ing. DietmarGrießl / Nachruf Prof. Dr.-Ing.Dietmar Grießl Heft 3 205–206

Horst Pöchhacker – Obituary onAustrian Tunnel Day 2014 /Horst Pöchhacker – Nachruf amTunneltag 2014 Heft 6 652–654

Product informations

Successful cooperation continued /Neuerliche Kooperation wirdfortgesetzt Heft 5 636–637

The new Tecco system Heft 5 637

Products

Improved Safety in Tunnelling /Mehr Sicherheit im Tunnelbau Heft 2 187–189

Fischer Highbond anchor FHB IInow with even better perfor-mance Heft 4 380–381

Site Report

XXL tunnel boring machines in theYangtze River Delta / XXL Tun-nelbohrer im Yangtze RiverDelta Heft 2 185–186


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