AMS-Online Ausgabe 02/2010

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Die Methoden der bohrtechnischen Erkundung von Lagerstätten mineralsicher Rohstoffe- Teil III

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Tudeshki, H. ; Kappler, M.Institut für Bergbau | TU Clausthal | Deutschland

Dahmen, D.Gebirgs- und Bodenmechanik, RWE Power AG |Bergheim | Deutschland

Graf, T. ; Fyfe, T. D.FUGRO CONSULT GmbH | Berlin | Deutschland

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Die Methoden der bohrtechnischen Erkundung von Lagerstätten mineralsicher Rohstoffe - Teil IIIErkundungsbohrverfahren zur Gewinnung von Bohrkleinproben

Grundlagen der pneumatischen Imlochhammerbohrtechnik

Mit der durchgehenden Gewinnung nahezu ungestörter Bohrkerne werden grundsätzlich Proben mit höchster Güte gewonnen und liefern einen hohen Informationsgrad zum durchteuften Gebirge. Dem Vorteil hinsichtlich der Aussagekraft und Zuverlässigkeit der Proben steht ein vergleichsweise zu anderen Bohrverfahren hoher spezifischer Zeit- und Kostenaufwand durch den Kernbohrprozess entgegen. In der Bewertung von möglichen Alternativen zum Kernbohrverfahren im Festgestein ist die zu erwartende Probenqualität und Probenquantität mit der Zielstellung der Erkundungsarbeiten zu überprüfen. Ergibt eine Bewertung zur geforderten Qualität der Proben, dass Kernproben nicht zwingend zur Erfüllung des Erkundungszieles erforderlich sind, so können mit den effizienter zu beschaffenden Bohrkleinproben die Erkundungskosten sowie die Erkundungsdauer erheblich reduziert werden. Eines der leistungsfähigsten Bohrverfahren im Festgestein ist das Imlochhammerbohrverfahren.

Dieses zeichnet sich durch den drehschlagenden Gesteinslöseprozess aus. Die auf das anstehende Gestein einwirkende Löseenergie setzt sich aus einem statischen Anteil des Bohrandruckes (ca. 10 %) und einem dynamischen Anteil aus der Schlagenergie (ca. 90 %) zusammen. Die Schlagenergie zur Gesteinszerstörung wird vom Bohrwerkzeug, dem Imlochhhammer, unmittelbar über der Bohrlochsohle aufgebracht. Hierbei wird die Energie des Spülungsmediums mittels eines Kolbenschlagwerkes in mechanische Energie gewandelt und über den Bohrmeißel in das anstehende Gebirge eingeleitet. Der

von Univ.-Prof. Dr.-Ing. habil. H. Tudeshki ; Dipl.-Ing. Heiko HertelInstitut für Bergbau | TU Clausthal | Deutschland

Abb. 1: Aufbau eines konventionellen Imlochhammers (exemplarisch) rot:

Bohrmeißel, blau: Kolben, grau: Gehäuse und Zylinderrohr [3].

Bohrmeißel des Imlochhammers zerstört auf der gesamten Querschnittsfläche der Bohrlochsohle das anstehende Gestein zu Bohrklein. Im Löseprozess entstehen je nach geomechanischer Beschaffenheit des anstehenden Gebirgsverbandes und der eingetragenen Löseenergie Gesteinsfragmente mit einer Größe von wenigen Millimetern bis zu ca. 20 mm. Im Unterschied zum Kernbohrverfahren, bei dem mit einer Bohrkrone ein zylindrischer Gesteinskörper aus dem Gebirgsverband geschnitten wird, ist das Hammerbohren als Vollbohrverfahren zu klassifizieren. Das gelöste Gestein wird als Bohrklein kontinuierlich und einhergehend mit dem Löseprozess von der Bohrspülung nach übertage gefördert. Abgesehen von einigen Sonderanwendungen werden Imlochhammersysteme mit Druckluft als Spülungsmedium betrieben. Die Vorteile von Druckluft liegen in der nahezu uneingeschränkten Verfügbarkeit, der einfachen Erzeugung und Entsorgung sowie der Kompressibilität und des im komprimierten Medium mitgeführten Energiegehaltes.

Aufgrund der nahezu uneingeschränkten Verfügbarkeit und Möglichkeit atmosphärische Luft mit einem Kompressor zu Verdichten, mit einem entsprechenden Volumenstrom in einem geschlossenen Leitungssystem zu fördern und nach Gebrauch mit geringem Aufbereitungsaufwand wieder entweichen zu lassen, ist kein geschlossener Spülungskreislauf erforderlich. Hierdurch kann stets frische Luft angesaugt und im sauberen Zustand dem Imlochhammer zugeführt werden. Die gegenüber Staub- und Gesteinspartikel empfindlichen Komponenten des Schlagwerks im Imlochhhammer werden somit im Betriebszustand vor übermäßigen Verschleiß

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geschützt. Das Schlagwerk besteht aus einem Kolben, einer Zylinderlaufbuchse in der sich der Kolben axial in Linearbewegung hebt und senkt, sowie Überströmkanäle mit selbsttätigem Steuermechanismus. Dieser dient dem Befüllen und Entleeren der beiden Luftkammern zum Heben bzw. Senken des Kolbens. Nach dem Durchströmen des Schlagwerkes gelangt die Druckluft durch Austrittsöffnungen auf die Bohrlochsohle und reinigt diese vom abgelösten Bohrklein.

Das herkömmliche Imlochhammerbohrverfahren

Beim herkömmlichen Imlochhammerbohrverfahren gelangt die Druckluft durch das Bohrgestänge zum Imlochhammer und strömt mit Bohrklein beladen im Ringraum zwischen Bohrgestänge und Bohrlochwand nach übertage (direktes Spülbohrverfahren). Aufgrund der geringen Tragfähigkeit der Luftspülung sollte deren Aufstiegsgeschwindigkeit mindestens 15 m/s betragen. Um die Spülstromgeschwindigkeit zu erreichen, werden Volumenströme je nach Bohrdurchmesser von 8 bis 35 m3/h (bezogen auf atmosphärische Druckverhältnisse) benötigt. Der tatsächliche Volumenstrom bestimmt sich aus den Durchmesserverhältnissen im Ringraum, den teufen- und beladungsabhängigen Druckverhältnissen, die zu einer Kompression führen, sowie den Spülungsverlusten.

Die tatsächliche Aufstiegsgeschwindigkeit des Bohrkleins resultiert im Wesentlichen aus der Spülstromgeschwindigkeit sowie der Größe und Wichte der einzelnen Bohrkleinteilchen.

Mit dem herkömmlichen Imlochhammerbohrverfahren können flache Bohrungen bis zu einer Teufe von ca. 150 m mit einem Bohrdurchmesser von 90 mm bis ca. 254 mm im kompakten Festgestein mit hoher Effizienz niedergebracht werden. In diesem Durchmesser- Teufen-Bereich ist das Imlochhammerbohren im standfesten, trockenen und kompakten Festgestein den meisten Bohrverfahren überlegen. Mit Einschränkungen hinsichtlich der optimalen Bohrleistung können im herkömmlichen Imlochhhammerverfahren auch Bohrungen mit einem Bohrdurchmesser bis zu 750 mm (in Spezialwerkzeugen durch „clustern“ mehrerer Hämmer bis ca. 1800 mm) und Endteufen von mehr als 250 m hergestellt werden. Die technisch ausgereiften Systemkomponenten garantieren eine hohe Zuverlässigkeit. In mittelharten und kompakten Formationen mit wenigen wasserführenden Kluft- oder Karsträumen ist ein Bohrfortschritt von 30 m/h bis 70 m/h realisierbar. Die Leistungsfähigkeit und der Einsatz der Druckluftspülung bieten optimale Voraussetzung für die Anwendung als Gewinnungsbohrtechnik. Zum Herstellen

von Sprengbohrlöchern im Festgesteinstagebau mit einem Durchmesser von mehr als 90 mm konnte sich das herkömmliche Imlochhammerbohrverfahren seit Mitte der 1970-er Jahre zu einem Standardverfahren durchsetzen. Aufgrund der Etablierung in diesem Aufgabenspektrum sowie der Leistungsfähigkeit sind auch die Bemühungen abzuleiten, dieses Bohrverfahren in der Lagerstättenerkundung einzusetzen.

Eine möglichst hohe Leistungsfähigkeit des Imlochhammerverfahrens wird durch die optimale Konfiguration der Systemkomponenten hinsichtlich

Der Eigenschaften des zu durchteufenden Gesteins•

Der vorgesehenen Bohrlochkonstruktion (Teufe, •Durchmesser)

Der Abstimmung der einzelnen Systemkomponenten •aufeinander erreicht.

Die technischen Systemkomponenten sind im Wesentlichen

Der Bohrstrang, bestehend aus Imlochhammer und •Bohrgestänge

Dem Kompressor zur Bereitstellung der •Druckluftspülung

Dem Bohrgerät zum Heben, Senken und Rotieren des •Bohrstranges

Die nachfolgenden Betrachtungen beziehen sich auf Systemkomponenten, die für Bohrungen im Durchmesserbereich von 90 mm bis 254 mm geeignet sind. Die Dimensionierung des Bohrwerkzeuges Imlochhammer erfolgt im Wesentlichen nach dem gewünschten Bohrdurchmesser, der zu erbohrenden Gesteinsart sowie dem verfügbaren Arbeitsdruck. Grundsätzlich gilt, je höher der zulässige Arbeitsdruck des Hammers, desto leistungsfähiger ist dieser. Mit der Entwicklung der Hammertechnologie konnte gegenüber den älteren Varianten mit Ventilsteuerung durch die heute verfügbare Schlitzsteuerung der zulässige Arbeitsdruck von ca. 12 bar auf 24 bar angehoben werden. Der Mindestarbeitsdruck liegt hierbei zwischen 8 bis 10 bar. Bei einer modifizierten Bauweise der Hochleistungshämmer sind Arbeitsdrücke bis ca. 34 bar zulässig. Der Vorteil der Imlochhammerbohrtechnik in der Erkundung mineralischer Rohstoffvorkommen ist die hohe Bohrleistung im Festgesteinsgebirge. Aus diesem Grund sollte bei einem Einsatz für diese Aufgabe auch das Leistungsvermögen des Hammers stets voll ausgenutzt und dieser möglichst mit dem maximalen Arbeitsdruck betrieben werden. Unter einem optimal anliegenden Arbeitsdruck können Imlochhämmer je nach Modell eine Frequenz von 1500 bis 2000 Schlägen/Minute erzeugen. In der Planung und Auslegung der Kompressorleistung

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sind die auftretenden Druckverluste im Bohrgestänge und Ringraum, durch den statischen Druck der zu hebenden Fördersäule sowie einem Druckverlust im Zyklon mit zu berücksichtigen.

Die Dimensionierung vom Durchmesser des Imlochhammers erfolgt nach dem geplanten Bohrdurchmesser. Mit der fachgerechten Abstimmung des Meißeldurchmessers zum Außendurchmesser des Hammer soll zum Einen das möglichst optimale Verhältnis aus der wirksamen Kolbenfläche des Hammers und der vom Meißel zu bearbeitenden Fläche der Bohrlochsohle hergestellt werden. Zum Anderen ist der Bohrkleintransport im Ringspalt zwischen Hammer und Bohrlochwand berücksichtigt. Die Größe des Ringspaltes soll das ungehinderte Passieren der Bohrkleinteilchen in der gelösten Größe erlauben. Jedoch mindert ein zu groß dimensionierter Ringspalt die Strömungsgeschwindigkeit der Druckluftspülung und setzt somit deren Tragfähigkeit herab.

Der nahezu vollständig schlagende Löseprozess wird vom Bohrmeißel durch Einleiten der vom Imlochhammer generierten Impulse verrichtet. Die prinzipielle Konstruktion des Bohrmeißels ist in einen oberen Aufnahme- bzw. Führungsschaft und in eine Arbeitsfläche zum Lösen des Gesteins zu unterscheiden. Durch den Führungsschaft ist der Vollbohrmeißel mit dem Imlochhammer verbunden. Dieser ermöglicht die Übertragung vom Drehmoment und gewährt einen einaxialen Freiheitsgrad zur Verrichtung der Schlagarbeit. Die Arbeitsfläche des Bohrmeißels besteht aus einem Grundkörper, der mit einer Anzahl einzelner Hartmetallstifte in einem berechneten Profil bestückt ist. Die Hartmetallstifte zertrümmern das auf der Bohrlochsohle anstehende Material. Durch die Drehbewegung des Bohrstranges wird die Arbeitsfläche versetzt, so dass die Hartmetallstifte mit jedem Impuls auf noch ungelöstes Gesteinsmaterial treffen. Auf der Arbeitsfront befinden sich weiterhin Spülungskanäle, über die ein Teil der Druckluftspülung auf die Bohrlochsohle geführt wird. Diese gewährleisten die unverzügliche und vollständige Säuberung der Bohrlochsohle vom gelösten Bohrklein.

Mit der konstruktiven Gestaltung hinsichtlich der Anzahl, hervorstehenden Länge und Größe der Hartmetallstifte sowie die Form der Meißelfront werden die Bohrmeißel an die Eigenschaften des zu erbohrenden Gesteins angepasst. Mit der Gestaltungsmöglichkeit dieser Merkmale ist auch eine Spezialisierung der Bohrmeißel auf besonders hohen Bohrfortschritt, verbesserte Führungsstabilität oder höhere Meißelstandzeit möglich. An dieser Stelle soll jedoch nur auf die drei Standardprofile, das konkave, konvexe und flache Profil, eingegangen werden (siehe Abbildung 2).

Das konkave Profil eignet sich für sehr harte •Formationen mit einer Druckfestigkeit bis ca. 300 MPa. Zudem sind mit diesem Profil aufgrund der geringen Verschleißanfälligkeit des Grundkörpers abrasive und gestörte Formationen beherrschbar. Ein weiterer Vorteil ist die hohe Führungsstabilität, durch die eine Minderung von Bohrlochabweichungen erreicht werden kann.

Das konvexe Profil eignet sich zum Durchteufen von •Formationen mit geringer bis mittlerer Festigkeit, z.B. Tonschiefer oder Kalkstein mit einer Druckfestigkeit bis ca.180 MPa. Dieses Profil zeichnet sich durch eine sehr gute Reinigung der Bohrlochsohle aus, wodurch ein sehr hoher Bohrfortschritt unterstützt wird.

Das flache Profil kann nahezu universell eingesetzt werden. •Es eignet sich zum Lösen mittelharter bis harter Formationen mit einer Druckfestigkeit bis 300 MPa und mäßig abrasiven Eigenschaften. Mit dem flachen Profil kann ein ausgewogenes Verhältnis aus Richtungsstabilität und Bohrfortschritt erzielt werden.

Abb. 2: Standardformen für die Frontform von Imlochhammerbohrmeißel von oben nach unten: konkaves Profil, konvexes Profil, flaches Profil [12]

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Der Erzeugung der Druckluftspülung, die zum Aufbringen der schlagenden Löseenergie sowie dem Transport des Bohrkleins dient, kommt in der Imlochhammerbohrtechnik eine Schlüsselfunktion zu. Die Erzeugung von Druckluft erfordert einerseits einen hohen energetischen Aufwand (Gesamtwirkungsgrad von ca. 6 bis 8 %), ist jedoch andererseits Garant für einen optimalen Bohrfortschritt. Ein effizienter Bohrprozess erfordert eine optimale Abstimmung der Kompressorleistung auf den Typ des eingesetzten Imlochhammers in Abhängigkeit zum Bohrdurchmesser, den kalkulierten Druckverlusten im Fördersystem sowie der geplanten Endteufe. Aus diesen Faktoren sind der vom Kompressor zu erzeugende Druck und Volumenstrom zu ermitteln. Die Ausgangsgröße zur Berechung des vom Kompressor zu erzeugenden Druckes ist der Arbeitsdruck des Imlochhammers. Diesem sind Druckverluste aus der Strömung im Bohrgestänge, dem Heben der Fördersäule und der Druckbedarf am Probenentnahmegerät hinzuzufügen. Der notwendige Druck und die Strömungsverluste nehmen mit der Bohrtiefe zu. Einen erheblichen Einfluss auf den benötigten Druck der Luftspülung geht vom anströmenden Grundwasser aus. Gelangt dieses in das Bohrloch, erhöht sich die Wichte der zu hebenden Säule. Der benötigte Volumenstrom bezieht sich auf das unter atmosphärischen Bedingungen vom Kompressor angesaugte Volumen. In Abbildung 3 ist in Abhängigkeit des Bohrdurchmessers für den maximalen Arbeitsdruck von 24 bar der untere Grenzwert des vom Kompressor anzusaugenden Volumens dargestellt.

Aufgrund der geringen Güte der gewonnenen Proben findet das herkömmliche Imlochhammerbohrverfahren jedoch nur bedingte bzw. regionale Akzeptanz als

Abb. 3: Mindestluftmenge konventioneller Imlochhämmer bei einem Arbeitsdruck von 24 bar in Abhängigkeit zum Bohrdurchmesser.

Erkundungsbohrverfahren. Die geringe Güte des Probenmaterials resultiert aus dem Löse- und Förderprozess, auf dem bereits in diesem Beitrag eingegangen wurde. Aus den Bohrkleinproben und der sorgfältigen Beobachtung des Bohrprozesses können Näherungswerte zu

den Schicht- bzw. Formationsgrenzen,•

den Mächtigkeitsverhältnissen und•

den Grundwasserverhältnissen •

unmittelbar entnommen werden. In einer weiteren Analyse (z.B. durch Geochemie) und Begutachtung können detaillierte Informationen zu

der Gesteinsart des durchteuften Gebirgskörpers•

dem Wertstoffgehalt im Lagerstättenkörper•

gewonnen werden. Erschwerend zum geringen Informationsgehalt der Proben wird die Zuverlässigkeit und Güte von folgenden Faktoren beeinträchtigt:

den physikalischen und geometrischen Eigenschaften •der Bohrkleinteilchen, insbesondere der Größe, der Form und der Dichte

der Verteilung unterschiedlicher •Bohrkleineigenschaften im Förderstrom

der Beladung der Druckluftspülung mit Bohrklein•

der Beschaffenheit der Bohrlochwand hinsichtlich •der Kaliberhaltigkeit, offener Trennflächen und zu Nachfall neigenden Zonen

dem Volumen des anstehenden und ins Bohrloch •zuströmenden Grundwassers

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Diese störenden Einflüsse nehmen grundsätzlich mit der Länge der Gesamtförderstrecke (Bohrlochtiefe), der im Gebirge unverrohrten Förderstrecke, sowie der Größe des Ringraumes zu. Unterschiedliche Bohrkleineigenschaften haben differierende Aufstiegsgeschwindigkeiten der einzelnen Teilchen zur Folge. Kleine Bohrkleinteilchen mit geringer Wichte strömen an größeren und schwereren Bohrkleinteilchen vorbei. Mit zunehmender Förderstrecke verstärkt sich somit die Vermischung von Bohrklein, welches aus unterschiedlichen Teufen gelöst wurde. Hinzu kommt, das die Teufe aus der das Material tatsächlich heraus gelöst wurde, aufgrund des instationären Förderzustandes nur näherungsweise bestimmt werden kann. In gut zu erbohrenden Formationen, in denen ein hoher Bohrfortschritt erreicht wird, steigt die Beladung der Druckluftspülung an. Der hohe Dichteunterschied des Bohrkleins zur Druckluft wirkt sich unmittelbar auf die Kompressibilität des Fördermediums und somit auf die Strömungseigenschaften aus. Strömt Grundwasser ins Bohrloch, so erhöht sich der zur Förderung benötigte Druck, die Bohrkleineigenschaften können sich durch Reaktionen mit dem Wasser (verklumpen) verändern und zudem können die Ringraumeigenschaften durch verklebendes Material beeinträchtigt werden. Durch Ablagerungen von Bohrklein an der Bohrlochwand, in Auskolkungen und am Bohrgestänge wird die Probenqualität über längere Bohrabschnitte gemindert. Die Ablagerungen lösen sich nachdem sie getrocknet sind und gelangen erneut in den Förderstrom, so dass ihre Herkunft aus einer tiefer liegenden Formation angesprochen wird. Aus der geringen Dichte der Druckluftspülung kann sich eine weitere Beeinträchtigung der Probengüte ergeben. Mit der Druckluftspülung kann die Bohrlochwand nicht stabilisiert werden. Lockeres Gesteinsmaterial aus bereits durchteuften Formationen kann ungehindert als Nachfall in den Förderstrom gelangen und somit Verfälschung der Proben herbeiführen. Im Weiteren können Beeinträchtigungen der Probenqualität durch Verlust von Bohrklein hervorgerufen werden. Abgesehen von einigen Sonderverfahren wird im herkömmlichen Imlochhammerbohrverfahren keine Schutzverrohrung mitgeführt. Aus diesem Grund kann beim Durchbohren geklüfteter oder verkarsteter Gebirgsabschnitte die Druckluftspülung in die Hohlräume hineinströmen bzw. die vorhandene Trennflächenfüllung verdrängen. Mit der abströmenden Druckluftspülung wird auch das Bohrklein mitgeführt, sodass Verluste in der Probenmenge entstehen. Im Abströmen der Bohrspülung werden Teilverluste und Totalverluste unterschieden. Diese können temporär auftreten, z.B. bis zur Füllung eines Hohlraumes, oder in weit verzweigten Trennflächengefügen lang anhaltend sein. In diesen Fällen ist zu entscheiden, inwiefern diese Formationsabschnitte mit einem zusätzlichen Arbeitsaufwand zu stabilisieren sind.

Das gelöste und nach übertage geförderte Bohrklein wird über ein geschlossenes System vom Bohrlochmund zu einem Zyklon geleitet. In diesem wird das Bohrklein von der Druckluftspülung separiert und anschließend als Bohrkleinprobe entnommen. In die Probennahme wird nicht das gesamte erbohrte Material einbezogen. In definierten Teufenabständen von ca. 90 cm bis 160 cm werden Proben im Umfang von ca. 5 kg bis 15 kg aus dem geförderten Gesteinsmaterial herausgenommen und in dafür vorgesehene Probengefäße zur Weitergabe an die geochemische Analyse verpackt.

Die Güte der Proben ist als unvollständig und zum Teil erheblich gestört zu bewerten. Deren Qualität und Zuverlässigkeit findet nur bedingt Akzeptanz. Dennoch können in der frühen Erkundungsphase mit diesem leistungsfähigen Bohrverfahren unter der Voraussetzung von

Endteufen zwischen 30 m bis 100 m•

trockenen Gebirgsverhältnissen•

standfester Bohrlochwand•

keine bis geringe Störzonen•

hinreichend genaue Informationen für eine Trendaussage zum Wertstoffgehalt, den Schichtgrenzen und Mächtigkeitsverhältnissen unter Einsatz eines geringen wirtschaftlichen Aufwandes gewonnen werden.

Das Imlochhammerbohrverfahren mit Umkehrspülung

Mit der Zielstellung, dem Imlochhammerbohrverfahren ein breiteres Eignungsspektrum für die Erkundung von Rohstoffvorkommen im Festgesteinsgebirge zu erschließen, wurde durch die Modifikation des Fördersystems das Imlochhammerbohrverfahren mit Umkehrspülung (indirekter Spülstromrichtung) entwickelt. Diese Bohrtechnik ist seit der Mitte der 1980er Jahre in der betrieblichen Anwendung und hat sich neben der Kernbohrtechnik als ein Standardverfahren für die Erkundung mineralischer Rohstoffvorkommen etabliert.

Das Fördersystem der Umkehrspülung zeichnet sich durch den im Inneren vom Bohrgestänge verlaufenden Spülungsweg der mit Bohrklein beladenen und nach übertage aufsteigenden Spülung aus. Die im aufsteigenden Spülstrom transportierten Bohrkleinproben stehen durch den Schutz vom Bohrgestänge nicht im Kontakt zur Bohrlochwand bzw. zum durchteuften Gebirge. Im Weiteren bietet der Spülungskanal im

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Bohrgestänge aufgrund der konstanten und geometrisch günstigen Querschnittsfläche des Spülungsdurchganges sowie der glattwandigen Rohrmantelfläche vorteilhafte Strömungseigenschaften. Das geschlossene und strömungstechnisch günstigere Fördersystem gewährleistet dem Imlochhammerbohrverfahren mit Umkehrspülung das Gewinnen von gestörten Bohrkleinproben, die für ein breites Spektrum von Erkundungsaufgaben eine ausreichend teufengerechte, vollständige und unverfälschte Güte aufweisen. Die im Vergleich zum herkömmlichen Imlochhammerbohrverfahren signifikanten Verbesserungen der grundlegenden Qualitätsmerkmale von Bohrproben sind auf folgende Faktoren zurückzuführen:

Dem Aushalten von Nachfall im •Förderstrom

Dem Reduzieren von •Grundwasserzutritten in den Förderstrom

Dem Reduzieren von •Bohrkleinverlusten

Dem Reduzieren von •Spülungsverlusten

Die Schlüsseltechnologie für die sinnvolle Kombination der pneumatischen Imlochhammerbohrtechnik mit der indirekten Spülstromrichtung sind doppelwandige Bohrgestängen mit Schraubverbindungen. Bereits seit dem Ende der 1950er Jahre sind doppelwandige Bohrgestänge im sogenannten „Dual Wall Reverse Circulation Drilling“ Verfahren, das auch als Becker-Hammer-Verfahren“ bekannt ist, für die Erkundung von Lockergesteinsformationen unter schwierigen Gegebenheiten in der betrieblichen Anwendung. Mit dem Ringspalt zwischen Außen- und Innenrohr vom doppelwandigen Bohrgestänge stand ein zusätzlicher geschlossener Spülungsweg zur Verfügung. Die Vorteile gegenüber allen anderen Gestängesystemen, die ein zusätzlich geschlossenes Leitungssystem zum Bohrlochtiefsten mitführen, so z.B. das Flanschgestänge der Lufthebebohrtechnik, sind zum einen die vollständige Integrität der zusätzlichen Leitung und zum anderen die Unterstützung von Schraubverbindungen. Die Schraubverbindungen zwischen

den einzelnen Gestängeschüssen gewährleisten deren Verbinden und Lösen bei einem vertretbaren Zeitaufwand.

Die Dimensionierung der Bohrgestängeparameter erfolgt im Wesentlichen anhand der mechanischen Belastbarkeit auf Torsion und Zugkraft sowie dem größten Außendurchmesser, der durchmesserbeeinflussten Fläche des durchströmten Kreisspaltes zwischen dem Innen- und Außenrohr sowie der durchströmten Fläche des inneren Spülungskanals. Der Außendurchmesser ist bestimmend für die Strömungsflächen, unterliegt jedoch dem Bohrdurchmesser. Mit der Dimensionierung eines geringen Ringraumes zwischen der Bohrlochwand und der äußeren Gestängemantelfläche werden günstige Voraussetzungen für die Größe der durchströmten Flächen im Gestänge geschaffen und die Stabilisierung der Bohrlochwand begünstigt, jedoch erhöhen sich die Schleiflasten in der Gestängebewegung. Bei kleineren B o h r- / G e s t ä n g e d u r c h m e s s e r n ist ein Spaltmaß von 8 bis 15 mm und mit zunehmenden Bohr-/Gestängedurchmesser ein Spaltmaß bis ca. 110 mm gebräuchlich. Die sich aus dem Durchmesser des inneren Spülungskanals ableitende Strömungsfläche ist bestimmend für die Strömungsgeschwindigkeit der aufsteigenden Bohrspülung. Der Arbeitsvolumenstrom bestimmt sich nach dem Luftverbrauch des Imlochhammers (Herstellerangabe) sowie dem größtmöglichen Beladungszustand (Verhältnis aus der Masse des gelösten Bohrkleins zum Förderstrom), so dass sich die Aufstiegsgeschwindigkeit der Bohrspülung aus der durchströmten

Abb. 4: Doppelwandiges Bohrgestänge; die

mechanischen Belastungen werden vom Außenrohr aufgenommen, das Innenrohr

dient als Förderleitung [10].

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Fläche des Spülungskanals ergibt (ohne Berücksichtigung der Kompressibilität). Für eine gute Tragfähigkeit der Druckluftspülung sollte die Aufstiegsgeschwindigkeit eine Strömungsgeschwindigkeit von 20 m/s bis 45 m/s erreichen. In der Abstimmung der Komponenten für ein optimales Fördersystem sollte sich ein Verhältnis aus der Fläche des Bohrmeißels (bzw. Fläche der Bohrlochsohle) zu der durchströmten Fläche des Innenrohres von ca. 2,3 bis 2,7 :1 ergeben. In größeren Bohrdurchmesserbereichen ist dieses geometrische Verhältnis nicht mehr einzuhalten und steigt bis ca. 6 : 1 an.

Aufgrund seiner Konstruktion besitzt das doppelwandige Imlochhammerbohrgestänge zum vergleichbaren herkömmlichen Imlochhammerbohrgestänge eine um 20 bis 60 % höhere spezifische Masse. Diese ist sowohl in der Handhabung der einzelnen Bohrstange, als auch in der bohrtechnischen Beherrschung sowie der Logistik der gesamten Bohrstrangmasse zu berücksichtigen. Zur Handhabung im Aufsetzen oder Ablegen von doppelwandigen Bohrstangen sind grundsätzlichen (teil-) mechanisierte Hilfseinrichtungen erforderlich. Ein doppelwandiges Bohrgestänge mit dem häufig verwendeten Außendurchmesser 4 ½“ weist bei einer Standardlänge von 3 m üblicherweise ein Gewicht von mehr als 90 kg auf. In der nachfolgenden Abbildung sind die zu erwartenden spezifischen Massen von doppelwandigen Imlochhammerbohrgestänge (grüne Fläche) und herkömmlichen Imlochhammerbohrgestänge (rote Fläche) über den Gestängeaußendurchmesser dargestellt.

Die Lösearbeit kann prinzipiell von herkömmlichen Imlochhämmern oder von speziell für den Einsatz mit Umkehrspülung konstruierten Imlochhämmern verrichtet werden. Die Kompatibilität zwischen der bei der indirekten Spülstromrichtung durch das doppelwandige Bohrgestänge zum Bohrlochtiefsten geführten Druckluftspülung und dem für eine direkte Spülstromrichtung ausgelegten herkömmlichen Imlochhammer wird durch einen zusätzlichen Übergang im Bohrstrang, dem sogenannten Cross Over Sub, hergestellt. Der Cross Over Sub ist unmittelbar über dem Imlochhammer positioniert und ermöglicht das Kreuzen der Spülungswege (siehe Abbildung 6). Die im Kreisspalt zugeführte Druckluft wird in den zentrischen Spülungskanal des herkömmlichen Imlochhammers geleitet. Die Spülung tritt durch die Spülungsöffnungen des Bohrmeißels aus, reinigt die Bohrlochsohle und steigt zunächst im Ringraum zwischen dem Imlochhammer und der Bohrlochwand bis zum Cross Over Sub mit Bohrklein beladen auf. Der Durchmesser des Cross Over Subs ist nur geringfügig kleiner als der Bohrdurchmesser, so dass an dieser Stelle im Ringraum eine Strömungsbarriere entsteht.

Die mit Bohrklein beladene Druckluftspülung kann über seitliche Öffnungen in den inneren Spülungskanal des Bohrstranges gelangen und nach übertage aufsteigen. In der betrieblichen Anwendung können die aus dem herkömmlichen Imlochhammerbohrverfahren bekannten Beeinträchtigungen der Probengüte im Spülungsweg von der Bohrlochsohle bis zum Cross Over Sub hervorgerufen

Abb. 5: Bohrstranggewichte von konventionellen Imlochhammerbohrgestängen und doppelwandigen Imlochhammerbohrgestängen.

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werden. Im Weiteren können beim Durchteufen gebrächer Formationen Auskolkungen der Bohrlochwand entstehen, die im Zusammenwirken mit dem Eintrittswiderstand am Cross Over Sub, zu einem Entweichen des Spülungsstromes und des Probenmaterials in den oberen Ringraum führen kann.

Einen nahezu vollständig geschlossenen Förderweg von der Bohrlochsohle bis zur Probeentnahme gewährleisten speziell für den Einsatz mit Umkehrspülung konstruierte Imlochhämmer. Diese verfügen über die sogenannte Center Sampling Technologie, mit der das gelöste Bohrklein unmittelbar über die Öffnung im Bohrmeißel aufgenommen und durch den Hammer in den inneren

Abb. 6: Schematische Darstellung der Anwendung eines Cross Over Subs für den Einsatz von herkömmlichen Imlochhämmern für das RC Bohrverfahren.

Abb. 7: Exemplarische Darstellung für einen RC Down The Hole Hammer [12].

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Spülungsdurchgang vom Bohrgestänge geleitet wird. Mit den speziellen Imlochhämmern, den so genannten Reverse Circulation Down The Hole Hammer, kann die indirekte Spülstromrichtung im Imlochhammerbohrverfahren konsequent umgesetzt werden.

Die RC Hammer unterscheiden sich zu herkömmlichen Imlochhämmern grundlegend in der Konstruktion des Schlagwerkes. Der Kolben sowie die Strömungs- bzw. Steuerungskanäle erlauben einen zentrisch durch das Schlagwerk geführten Spülungskanal, dem so genannten Probenrohr. Dieses ermöglicht den strömungstechnischen Anschluss des Bohrmeißels an den Spülungsdurchgang vom Bohrgestänge. Die dem Imlochhammer zugeführte Druckluftspülung durchströmt die Luftkammern zum Antrieb des Schlagwerkes und wird über Spülungskanäle entlang vom Schaft des Bohrmeißels und weiter über Spülungskanäle im Meißel zur Bohrlochsohle bzw. in dem vom Meißelhub eingenommenen untersten Teil des Ringraumes geführt. Mit der Teilung des Spülstromes wird die Reinigung des Freischnittes sowie der Bohrlochsohle ermöglicht. Der offene Spülungsweg wird von einer als Verschleißteil im unteren Bereich des Imlochhammers positionierten Futtermanschette, dem sogenannten Chulk Collar, zum oberen Ringraum hin begrenzt.

Die Futtermanschette stellt einen nahezu vollständigen Formschluss zwischen dem Außenrohr bzw. Zylinderrohr des Imlochammers, sowie der möglichst glatt und kalibergerecht geschnittenen Bohrlochwand her (siehe Abbildung 8). In der fachgerechten Kombination vom Meißelkaliber zum Durchmesser der Futtermanschette verbleibt ein Spaltmaß von ca. 1,5 bis 1,8 mm, so dass nur ein unerheblich geringer Anteil der Druckluftspülung (bei optimaler Abstimmung und ohne Verschleißerscheinungen weniger als 10 %) in den oberen Ringraum entweichen kann.

Die grundsätzliche Bauform der RC-Imlochhammer-Bohrmeißel orientiert sich an der Bauform herkömmlicher Imlochhammerbohrmeißel. Im Wesentlichen wurde die zum Lösen des Bohrkleins bereits bewährten konstruktiven Eigenschaften herkömmlicher Bohrmeißel, z.B. Form, Größe und Anordnung der Hartmetallstifte, sowie die Form der Arbeitsfläche für die am RC Hammer geeigneten Bohrmeißel beibehalten. Die konstruktiven Unterschiede bestehen in der Gestaltung der Spülungswegsamkeiten. Die Spülungsaufgabedüsen befinden sich im äußeren Kreisring und die größeren Einlassdüsen befinden sich auf dem inneren Kreisring bzw. im Zentrum der Meißelfront.

Nahezu jeder Hersteller arbeitet mit einem eigenen Hammer-Bit-System. Dies gilt sowohl für die Aufnahme bzw. Schäfte der Meißel im Hammer als auch der geeigneten D u r c h m e s s e r k o n f i g u r a t i o n zwischen diesen Werkzeugkomponenten. Im Allgemeinen kann die höchste spezifische Lösearbeit durch die Konfiguration vom größtmöglichen Durchmesser des Imlochhammers zum gewünschten bzw. geforderten Durchmesser des Bohrmeißels erzielt werden. In solch einer Kombination ergibt sich der Maximalwert aus dem Verhältnis der Kolbenfläche des Hammers zur Lösefläche auf der Bohrlochsohle. Mit der Auswahl eines größeren Meißeldurchmessers am identischen Imlochhammer wird die spezifische Schlagkraft

Abb. 8: Schematische Darstellung eines speziellen RC-Imlochhammers mit zentrischer Bohrkleinaufnahme über den Bohrmeißel.

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bezogen auf die Sohlenfläche reduziert. Der Vorteil von Kombinationen mit einem etwas größeren Bohrmeißeldurchmesser besteht aufgrund des größeren Ringraumes im Verschleißverhalten am Zylinderrohr des Imlochhammers und im geringeren Drehmoment. Die speziell für die Erkundungsbohrtechnik angebotenen RC-Imlochhammersysteme sind in der Kombinationsmöglichkeit der empfohlenen Bohrmeißeldurchmesser verhältnismäßig eng abgestuft. So beträgt die Differenz zwischen dem größten und kleinsten geeigneten Meißeldurchmesser eines Hammers nicht selten weniger als 45 mm (1 ¾“).

In der Erkundung von mineralischen Rohstoffvorkommen sind die mit RC-Imlochhammerbohrsystemen zu realisierenden Bohrdurchmesser im Bereich von 112 mm (4 ½“) bis 165 mm (6 ½“) dominierend. In diesem Kaliberbereich können einerseits die geometrischen Gegebenheiten für die Realisierung einer leistungsfähigen Förder- und Lösetechnik genutzt werden und limitieren anderseits das zu lösende und fördernde Gesteinsvolumen auf einen der Zielstellung angemessenen Umfang.

Die Betriebsparameter der RC-Imlochhammertechnik sind analog zu den herkömmlichen Imlochhämmern durch die pneumatischen Leistungskennwerte charakterisiert. Die Schlagkraft des Hammers wird aus der wirksamen

Kolbenfläche sowie dem Arbeitsdruck der Spülung generiert. Die Lösearbeit im Imlochhammerverfahren wird nahezu vollständig aus dessen Schlagkraft generiert. Im Gesteinszerstörungsprozess wird mit jedem aufgebrachten Impuls eine möglichst tiefgreifende Zertrümmerung unter der Bohrlochsohlenfläche beabsichtigt. Die vom Lösewerkzeug zu überwindenden Festigkeitseigenschaften nehmen im spröden und kompakten Festgesteinsgebirge mit der Tiefe aufgrund des sich erhöhenden Manteldruckes, der auf den zu lösenden Bereich unter der Bohrlochsohle einwirkt, zu. Eine für die zunehmende Teufenlage geeignete Imlochhammertechnik zeichnet sich u.a. durch den zulässigen Arbeitsdruck aus. Die tastsächliche Leistungsfähigkeit der Imlochhämmer wird neben dem Arbeitsdruck von der konstruktiven Gestaltung des Schlagwerkes, Bohrmeißels und der Spülungswege beeinflusst. Je nach Hersteller und Baureihe sind RC-Imlochhämmer mit einem zulässigen Arbeitsdruck von ca. 24 bis nahezu 50 bar verfügbar. Bei der Auswahl eines geeigneten RC-Imlochhammers gilt es, ein optimales Nutzen-Aufwand-Verhältnis zwischen der erforderlichen Löseleistung des Bohrwerkzeuges und des energetischen Aufwandes der Drucklufterzeugung zu finden.

Abb. 9: Arbeitskennwerte verschiedener RC-Imlochhämmer in einer repräsentativen Auswahl unterschiedlicher Leistungsklassen.

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Der benötigte Volumenstrom zum jeweiligen Arbeitsdruck von RC-Imlochhämmern ist prinzipiell etwas geringer als der von herkömmlichen Imlochhämmern. In der folgenden Abbildung ist der Luftverbrauch zum Arbeitsdruck exemplarisch für drei Modellreihen dargestellt. Diese sind optimal für einen Bohrdurchmesser von 5 ¼“ bis 5 ¾“ geeignet und operieren bei unterschiedlichen Betriebsparametern.

Die mechanischen Betriebsparameter Andruck, Drehzahl und Drehmoment sind vergleichbar mit denen der herkömmlichen Imlochhammerbohrtechnik und stellen verhältnismäßig geringe Anforderungen an die Bohrgerätetechnik. Grundsätzlich sind Imlochhammerbohrmeißel für einen schlagend - zertrümmernden Gesteinslöseprozess konstruiert und verfügen nicht über schneidend bzw. reißend wirkende Gesteinslöseeigenschaften. Bei der optimalen Einstellung der Rotation wird die Anordnung der Hartmetallstifte auf der Meißelfront so versetzt, dass diese mit jeden Schlagimpuls auf noch anstehendes Material treffen und dieses zerstören können. Die Einstellung der Drehzahl ist eine Funktion der optimalen Umfangsgeschwindigkeit und unterliegt dem Meißeldurchmesser, der tatsächlichen Schlagfrequenz sowie der von jedem Hartmetallstift erzeugten Kraterdimension. In Abhängigkeit zum Bohrdurchmesser von 112 mm (4 ½“) bis 165 mm (6 ½“) werden unter der Voraussetzung einer optimalen Schlagfrequenz zwischen 60 und 20 U/min empfohlen.

Mit dem Bohrandruck wird der Rückschlagskraft des Hammers und somit axialen Vibrationen im Bohrstrang entgegengewirkt. Der Bohrandruck hat keinen Einfluss auf den Gesteinslöseprozess. Aus diesem Grund sollte der Andruck auf den Hammer grundsätzlich so gering wie möglich gehalten werden. Bezogen auf die Querschnittsfläche des Hammers kann ein Mindestandruck von 3 kg/cm2 und ein Maximalwert von 8 kg/cm2 herangezogen werden. Ein frei auf dem Hammer aufstehendes Bohrgestänge übersteigt somit bereits bei wenigen Metern die Andruckbelastung der meisten Imlochhämmer, so dass der Bohrstrang vom Bohrgerät auf Gegenzug gehalten werden muss.

Abgesehen von wenigen Sonderfällen kommen in der Lagerstättenerkundung mit dem RC-Imlochhammerbohrverfahren ausschließlich auf einer mobilen Basisplattform aufgebaute und dieselhydraulisch betriebene Bohrgeräte mit Kraftdrehkopf zum Einsatz. Ein Hauptmerkmal für die Auslegung des Bohrgerätes ist die im Regelbetrieb aufzunehmende Zugkraft sowie die möglicherweise in Ausnahmefällen aufzubringenden Zugkraftreserven (Ausnahmelast). Die vom Bohrgerät zu beherrschenden regulären Zugkräfte resultieren aus der Masse des Bohrstrangs, der zu hebenden Gerätekomponenten (Kraftdrehkopf), sowie aus der Schleiflast des Bohrstranges an der Bohrlochwand. Das maximale Bohrstranggewicht ergibt sich aus der spezifischen Masse vom Bohrgestänge, der geplanten Endteufe sowie der Masse des Bohrwerkzeuges.

Abb. 10: Abschätzung der benötigten Hakenlast im Zuschlagsfaktor 1,7 bis 2,2.

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Bei der Abschätzung der benötigten Hakenlast sollte die vom frei und lotrecht hängenden Bohrgestänge ausgeübte Zugkraft mit einem Zuschlagsfaktor von 1,7 bis 2,2 für Schleiflasten und Verlustleistung beaufschlagt werden. Aufgrund des verfahrensbedingt nicht mit Spülung durchströmten Ringraumes sowie dessen Dimensionierung ist der RC-Bohrstrang prinzipiell einer erhöhten Reibbelastung ausgesetzt, insbesondere in verlaufenden (bzw. nicht achsgeraden) Bohrlochabschnitten und bei gebrächen Formationen. Eine sichere Abschätzung der tatsächlich auftretenden Schleiflasten ist unter der Voraussetzung der Erkundungsbohrtechnik nur unzureichend möglich, so dass häufig zugunsten der Betriebssicherheit auf eine nach Datenblatt überdimensionierte Bohranlage zurückgegriffen wird. In der nachfolgenden Abbildung wird die zu kalkulierende Rückzugskraft exemplarisch mit einer häufig eingesetzten Bohrstrangkonfiguration dargestellt, die für einen Bohrdurchmesser 5 ½“ (140 mm) bei einem 4 ½“ Bohrgestänge und einem 5“ RC-Imlochhammer geeignet ist.

Die für das RC-Imlochhammerbohrverfahren konzipierten Bohranlagen sind typischerweise mit einem Kraftdrehkopf zur Erzeugung der Rotation ausgerüstet. Vom Kraftdrehkopf ist ein nach Möglichkeit stufenlos einzustellender Drehzahlbereich von ca. 15 U/min bis 100 U/min und ein konstant anliegendes Drehmoment von ca. 1500 bis 12000 Nm zu erzeugen. Des Weiteren ist der Kraftdrehkopf die technische Verbindung der nicht rotierenden Elemente von Vorschub bzw. Zugeinrichtung sowie dem feststehenden Teil des Spülungssystems mit dem rotierenden Bohrstrang. Das im Inneren vom Bohrstrang aufsteigende Gemisch aus der Luftspülung und dem Bohrklein gelangt über einen zentrisch im Kraftdrehkopf integrierten Spülkopf in ein feststehendes Leitungssystem, das dem Bohrstrang mit einem Zyklon zur Separation des Bohrkleines aus der Spülung verbindet. Die Spülungszuführung in den Kreisspalt vom doppelwandigen Bohrgestänge erfolgt über einen zweiten Spülkopf, der zwischen dem Kraftdrehkopf und dem Bohrstrang installiert ist. In der technischen Basisausstattung des RC-Imlochhammerbohrens sind Kompressoren zur Bereitstellung der Druckluftspülung sowie Zyklone zur Separation der Bohrkleinproben aus dem Spülstrom unverzichtbar.

Die optimale Auswahl und Dimensionierung der Kompressoren ist für den wirtschaftlichen und technischen Erfolg der Imlochhammerbohrtechnik bestimmend. Mit der richtigen Parametrisierung von eingespeistem Druck

und Volumenstrom ist die bestmögliche Abstimmung aus Energieaufwand, Bohrfortschritt und Werkzeug- bzw. Meißelstandzeit zu erzielen. Hierzu ist eine sorgfältige Planung erforderlich, in der nachfolgenden Kriterien zu beachten sind:

Arbeitsdruck des RC-Imlochhammers•

Benötigter Arbeitsvolumenstrom des RC-•Imlochhammers

Benötigter Förder-Volumenstrom zum Erzeugen einer •ausreichenden Aufstiegsgeschwindigkeit

Ausgleich der formationsbedingten, •bohrstrangbedingten sowie teufenbedingten Druckverluste

Auf die Arbeitskennwerte von RC-Imlochhämmer wurde vorausgehend eingegangen und exemplarisch in der Abbildung 9 wiedergegeben. Hieraus kann entnommen werden, dass der maximal zulässige Arbeitsdruck bis 48 bar betragen kann. In der Standardanwendung sind RC-Imlochhämmer mit einem Arbeitsdruck bis 35 bar üblich. Diese benötigen einen Arbeitsvolumenstrom von ca. 30 m3/min, bezogen auf eine Temperatur von 20°C und einem Luftdruck von 1 bar. In der Auslegung des einzuspeisenden Druckes ist der tatsächlich am Imlochhammer anliegende Differenzialdruck zu berücksichtigen. Aus diesem Grund sind zum Arbeitsdruck hinzuzurechnen:

die dynamischen Druckverluste der zugeführten •Druckluftspülung

die dynamischen Druckverluste der aufsteigenden •Druckluftspülung

der statische Druck der Fördersäule•

der Arbeitsdruck des Zyklons•

Die dynamischen Druckverluste ergeben sich aus der Funktion des druckabhängigen Volumenstromes und der Länge des Leitungssystems. Die dynamischen Druckverluste sowie spezielle Druckverluste an Bauteilen sind unter regulären Bedingungen rechnerisch gut beherrschbar. Mit zum Teil größeren Unwägbarkeiten ist die Berechnung der statischen Druckverluste behaftet. Diese sind abhängig von der Zusammensetzung des Gemisches in der Fördersäule. Insbesondere der Zutritt von Grundwasser kann das Druckpotential der Fördersäule erheblich erhöhen. Auf die exakte Berechnung der Druckverluste wird an dieser Stelle aufgrund der komplexen Funktion und der genau zu definierenden Eingangsparameter nicht eingegangen.

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Imlochhammers, der obere Grenzwert aus dem Minimalwert der Druckverluste und den höchsten zulässigen Arbeitsdruck des Imlochhammers zu bestimmen. Aufgrund der teufen- und grundwasserabhängigen Druckverluste eignen sich mit zunehmender Bohrlochtiefe Kompressoren mit mehreren Leistungsstufen bzw. stufenlos steuerbare Aggregate. Das mit Kompressoren technisch und wirtschaftlich sinnvoll zu erzeugende Leistungsspektrum ist mit der Abgabe eines Volumenstromes von ca. 30 bis 35 m3/min unter einem Druck von 30 bis 35 bar limitiert. In dieser Leistungsklasse kommen üblicherweise Schraubenkompressoren mit einer installierten Motorenleistung von ca. 400 bis 540 KW zum Einsatz. Ist der Arbeitsdruck des primären Kompressors nicht ausreichend, kann ein Booster-Kompressor zum Einsatz kommen. Der Booster-Kompressor wird mit der Druckluft des primären Kompressors beliefert und verdichtet diese auf ein höheres Druckniveau. Aufgrund der enormen Volumenkompression kann das Zusammenschalten mehrerer primärer Kompressoren für die Belieferung eines Booster-Kompressors erforderlich werden. Für das RC-Imlochhammerbohren eignen sich Booster-Kompressoren mit einer moderaten Verdichtungsleistung von ca. 70 bis 150 bar unter Abgabe eines verhältnismäßig hohen Volumenstromes von 70 bzw. 40 m3/min (bezogen auf 1bar, 20°C). Mit dem Einsatz von Booster-Kompressoren können im RC-Imlochhammerbohrverfahren größere Zieltiefen erreicht werden, jedoch erhöht sich auch der energetische

Näherungswerte können mit einer einfach zu handhabenden Abschätzung auf der Grundlage von I. Speer [16] getroffen werden. Demnach werden unter der Annahme, dass ein doppelwandiges Bohrgestänge im Durchmesser 4“ zum Einsatz kommt, folgende Näherungswerte angesetzt:

dynamische Druckverluste der zugeführten Spülung •ca. 0,17 bar /10 m

dynamische Druckverluste der aufsteigenden Spülung •ca. 0,23 bar / 10 m

statische Druckverluste in der Fördersäule nach •Grundwasseranschnitt mit ca. 0,69 bar / 10 mWs

konstante Druckverluste am Spülkopf, Zyklon usw. mit •ca. 1,86 bar

In Abbildung 12 sind die Näherungswerte als Funktion über die Bohrlochtiefe im trockenen Bohrloch sowie der exemplarischen Annahme eines Grundwasserzutrittes ab einer Bohrtiefe von 300 m dargestellt.

Die Kompressorenkenngrößen sind aus der bedarfsgerechten Dimensionierung von Druck und Volumenstrom abzuleiten. Hierzu sind der untere und obere Grenzwert des vom Kompressor abzugebenden Druckes zu ermitteln. Der untere Grenzwert ist aus dem Maximalwert der Druckverluste und dem geringsten Arbeitdruck des

Abb. 11: Pneumatische Druckverluste (Näherungswerte) über die Bohrlochtiefe im trockenen

Bohrloch (blau) sowie unter der Annahme von Grundwasserzutritt ab 300 m.

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Aufwand für die Drucklufterzeugung erheblich. Im Umgang mit hoch verdichteter Druckluftspülung sind besondere Sicherheitsvorkehrungen für die Handhabung, Zusammenstellung und Wartung der Gerätekomponenten zu beachten.

Die Entnahme der Bohrkleinproben erfolgt in einem ersten Schritt durch die Separation aus dem Spülstrom und im zweiten Schritt durch die Reduktion auf eine handhabbare Materialmenge und deren Verpackung in Probensammelgefäßen. Das Bohrklein wird mit Hilfe von Zyklonen aus dem Spülstrom separiert. Die Proben werden in regelmäßigen Abständen mit der voranschreitenden Bohrlochtiefe von 1 bis 2 m entnommen und in Beutel bzw. Säcken abgefüllt. Die gelöste Gesteinsmasse von ca. 25 bis 55 kg/Bohrmeter (Bohrdurchmesser 4 ½“ bis 6 ½“) übersteigt jedoch den Bedarf an benötigten Probenmaterial. Das anfallende Bohrklein wird nach der

Separation vom Spülstrom mit einem Splitter auf ca. 1/7 bis 1/12 reduziert, so dass aus dem gesamten Material eine repräsentative Bohrkleinprobe von ca. 2 bis 5 kg/Bohrmeter entnommen wird. Für die geochemische Analyse wird hieraus nochmals eine kleinere Menge extrahiert. Die Begutachtung und Verwahrung des gesamten erbohrten Gesteins übersteigt den wirtschaftlich vertretbaren Aufwand. Mit dieser reduzierenden Methode können repräsentative Proben aus einem verhältnismäßig großen Aufschlussfenster gewonnen werden und ist insbesondere für die Beurteilung von Lagerstätten mit einer hohen Verwachsung bzw. unregelmäßigen Wertstoffverteilung von Vorteil.

Die mit dem RC-Imlochhammerbohrverfahren zu erreichende Bohrlochendteufe wird im Wesentlichen von der Bohrstrangmasse oder der benötigten

Abb. 12: Systemkombination aus Kompressor und Booster für einen Arbeitsdruck bis 69 bar; installierte Antriebsleistung von ca. 500 kW [7].

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Kompressorleistung limitiert. Mit einer fachgerechten Dimensionierung und Abstimmung von Bohrwerkzeug, Bohrgestänge, Kompressorleistung und Rückzugskraft bzw. Hakenlast der Bohranlage können Bohrlochendteufen bis 500 m niedergebracht werden (siehe Abbildung 14). Bei der Anwendung besonders leistungsfähiger Kompressoren und Bohranlagen sind Zielhorizonte von 1000 m erreichbar. Mit dem RC-Imlochhammerbohrverfahren kann ein Bohrfortschritt von 20 bis 40 m/h erzielt werden.

Schlussbetrachtung zu den bohrtechnischen Erkundungsverfahren

In der bohrtechnischen Erkundung von mineralischen Rohstoffvorkommen im Festgestein sind das (Diamant-)Kernbohrverfahren sowie das Imlochhammerbohrverfahren mit Umkehrspülung dominierend. Die Vorzüge und Nachteile beider Verfahren begründen sich aus der erreichbaren Bohrleistung, dem Technikeinsatz und der Probenqualität. Das verhältnismäßig junge Imlochhammerbohrverfahren mit Umkehrspülung hat das klassische Kernbohrverfahren zu einem beträchtlichen Anteil aus den weltweiten Erkundungsaktivitäten (mineralische Rohstoffe) verdrängt. Die differierenden Eignungskriterien beider Verfahren eröffnen komplementäre Anwendungsgebiete mit einer konkurrierenden Schnittmenge, sodass eine vollständige Verdrängung des Kernbohrverfahrens

durch das RC-Imlochhammerbohrverfahren auch in Zukunft nicht gegeben ist. Zum Stand der Technik ist das Kernbohrverfahren dem RC-Imlochhammerbohrverfahren im Gewinnen von qualitativ hochwertigen Proben, dem Aufschluss tiefer Zielhorizonte sowie im Einsatz schwer erreichbarer bzw. unwegsamer Gebiete überlegen. Mit dem RC-Imlochhammerbohrverfahren können wirtschaftliche Vorteile aufgrund des hohen Bohrfortschrittes erzielt werden. Im Weiteren ist die Bestimmung des Wertstoffgehaltes anhand von Bohrkleinproben aufgrund des größeren Aufschlussfensters (Bohrdurchmesser) in stark unregelmäßig verteilten Lagerstätten vorteilhaft möglich. Dem Einsatz an schwer erreichbaren Bohransatzpunkten steht dem RC-Imlochhammerbohrverfahren insbesondere die zu mobilisierenden Bohrstrang- und Gerätemassen entgegen. In der bohrtechnischen Planung sind die zum Teil erheblichen Kosten von schweren Bohranlagen für Logistik, Energieversorgung und Bohrplatzgestaltung sowie dessen Rekultivierung dem höheren Bohrfortschritt gegenüber zu stellen.

Das Einsatzspektrum der herkömmlichen Imlochhammerbohrtechnik weist nur geringfügige Schnittmengen mit dem Einsatzgebiet der RC-Imlochhammerbohrtechnik und der Kernbohrtechnik auf und hat kaum konkurrierenden Einfluss. Die geringe Probenqualität verwehrt der herkömmlichen Imlochhammerbohrtechnik eine höhere Bedeutung als Erkundungsbohrverfahren.

Abb. 13: Planungsschema für die Dimensionierung sowie

Abstimmung von Bohrstrang, Kompressor und Bohrgerät.

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Univ.-Prof. Dr.-Ing. habil. Hossein H. Tudeshki studierte am Mining College of Schahrud, Iran. Nach mehrjähriger Tätigkeit in der Bergbauin-dustrie absolvierte er 1989 das Bergbaustudium an der RWTH Aachen. Von 1992 bis 2001 war er Oberingenieur am Institut für Bergbaukunde III der RWTH Aachen mit dem Arbeitsschwer-punkt Tagebau- und Bohrtechnik. Er promovier-te 1993 und habilitierte sich 1997. Von 1997 bis zu seiner Ernennung zum Universitätsprofessor war er als Dozent für das Fach Tagebau auf Steine und Erden tätig. 1998 wurde ihm die Venia Legendi für dieses Fach an der RWTH Aachen verlie-hen. 2001 wurde er zum Professor für Tagebau und Internationaler Bergbau an der TU Clausthal ernannt. Neben dem Tagebau und internationalem Bergbau bildet u.a. die Spezialbohrtechnik mit den Anwendungsfeldern Brunnenbau, Microtunneling, pipe jacking und HDD-Technologie einen Schwerpunkt seiner Lehr- und For-schungstätigkeit.

| [email protected] | www.bergbau.tu-clausthal.de |

Dipl.-Ing. Heiko Hertel, geboren 1975, absolvierte in den Jahren 1995 bis 1998 eine Ausbildung zum Brunnenbauer. Die Tätigkeiten des Brunnenbauers übte er bis zum Jahr 2001 aus. Direkt im Anschluss begann er im gleichen Jahr das Studium der Geotechnik, Bergbau und Erdöl-/Erdgastechnik an der Technischen Universität Clausthal. Sein Studium beendete er erfolgreich im Jahr 2007 und ist seidem als wissenschaftlicher Mitarbeiter am Lehrstuhl für Tagebau und Internationaler Bergbau an der TU Clausthal beschäftigt.


Quellenverzeichnis

[1] BULROC LTD.: Produktinformation: D.T.H. Reverse Circulation Equipment, www.bulroc.com, 2010

[2] Buja, Heinrich: Handbuch der Baugrunderkundung; 1. Auflage, Düsseldorf, Werner Verlag GmbH & Co.KG, 1999

[3] ROCKMORE INTERNATIONAL: Internetinformation, www.rockmore-intl.com; 2010

[4] ATLAS COPCO HURRICANE LLC: Internetinformation, www.hurricane-compressors.com, 2010

[5] Hartman, Howard L.: SME Mining Handbook, Society For Mining, Metallurgy and Exploration; 2nd Edition; 1998

[6] NUMA: Internetinformation, www.numahammers.com; 2010

[7] ATLAS COPCO: Internetinformation, www.atlascopco.com

[8] ATLAS COPCO: Produktinformation: DTH application – the hole story, 2010

[9] SULLAIR CORPORATION: Internetinformation, www.championcompressors.com.au, 2010

[10] BOART LONGYEAR: Reverse Circulation Tools, 03/2009

[11] MINCON ROCKDRILLS: Internetinformation, www.mincon.com; 2010

[12] SANDVIK: Internetinformation, www.miningandconstruction.sandvik.com, 2010

[13] METZKE: Internetinformation, www.metzke.com.au, 2010

[14] Marshal, Alan; Bettenay, Leigh: RAB Drilling and RAB Geochemistry; Erschienen in: Explore, Nr. 130, 02/2006

[15] FOREMOST: Produktinformation: Reverse Circulation Drill Pipe; www.foremostdrilling.com, 2010

[16] Speer, Ian: High pressure air and its application D.T.H. hammer– drilling for profit; Kalamunda, Australien; Sperr Compression Systems, 1996

[17] Halco Drilling International Limited: A-Z of DTH The defininitve guide to selecting and operating Down The Hole hammers and bits; Halifax; 1999

Die geeignete Bohrtechnik zur Erkundung mineralsicher Rohstoffe ist aufgrund variierender Einsatzbedingungen und wechselnden geologischen Gegebenheiten nicht grundsätzlich auf die erwähnten Standardbohrverfahren zu limitieren. In speziellen Erkundungsaufgaben eignen sich auch Technologien, die für andersweitige Bohraufgaben konzipiert wurden. Diese werden dann als Sonderverfahren in der Erkundung mineralischer Rohstoffvorkommen eingesetzt und beleiben in diesen Beitrag unberücksichtigt.


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Forschungsansatz und Vorgehensweise zur Ermittlung von empirischen Korrekturparametern für richtungsgenaues Bohren

Motivation und Ziel der Untersuchung

Die AusgangssituationDie konventionelle Bohr- und Sprengarbeit ist das

überwiegend angewandte Gewinnungsverfahren in den Betrieben der Natursteinindustrie. Verfahrensbedingt treten bei der Sprengung von Naturstein Emissionen hauptsächlich in Form von Erschütterungen sowie die Gefahr von Steinflug auf. Während Ersteres vor allem zu einer Beeinträchtigung der umgebenden Umwelt insbesondere in der Nähe von Siedlungsflächen führt, ist Letzteres eine direkte Gefährdung von Personen und Sachgütern des Betriebes. Durch Abweichungen (Verlaufen) der Sprengbohrlöcher vom vorgesehenen Bohrlochverlauf können die verfahrensbedingt auftretenden Erschütterungen sowie die Gefahr von Steinflug deutlich verstärkt werden. In der Folge können Konflikte durch Beschwerden oder gar rechtliche Schritte von Anwohnern entstehen, die wiederum zu betrieblichen und wirtschaftlichen Konsequenzen führen können.

Die dichte Besiedlung und die räumliche Annäherung von Wohngebieten an die Gewinnungsbetriebe führen dazu, dass die von den Sprengarbeiten ausgehenden Emissionen und Gefahren zunehmend an Bedeutung gewinnen. Es gilt folglich, durch planerische und technische Möglichkeiten, die zu erwartenden Emissionen und das Gefahrenpotential zu minimieren, was vor allem durch eine sorgfältige Niederbringung und Vermessung von Sprengbohrlöchern und einer daraus resultierenden richtigen Dimensionierung der Sprenganlage erzielt werden kann. Hierdurch ist es möglich, Sprengerschütterungen zu reduzieren und dem Steinflug zu begegnen.

von Univ.-Prof. Dr.-Ing. habil. H. Tudeshki ; M.Sc. Mirco KapplerInstitut für Bergbau | TU Clausthal | Deutschland

Bohren und Sprengen ist integraler Bestandteil der Lösearbeit im Produktionsprozess der Steine-und-Erden-Industrie. Es wird festgestellt, dass ungenaue Bohrungen eine Gefahr für die Sicherheit und Umwelt sind und darüber hinaus die Wirtschaftlichkeit des Produktionsprozesses verringern. Darum wird mit diesem Artikel ein Konzept vorgestellt, mit dem die Ursachen für das Verlaufen von Bohrungen ermittelt werden sollen und darauffolgend in ein Handlungskonzept zur Optimierung des Bohrprozesses einfließen. Ziel ist es, unabhängig von der Geologie und den Gesteinseigenschaften richtungsgenaue Bohrungen abzuteufen.

Ein betrieblich interessanter Nebeneffekt ist die positive Beeinflussung der Haufwerksqualität sowie eine bessere Ausnutzung der Sprengenergie und damit einhergehend einer Optimierung der Energiebilanz mit gleichzeitiger Reduzierung von Sprengschwaden. Eine gleichmäßige Haufwerksqualität hinsichtlich der Korngrößenverteilung wirkt sich in den nachfolgenden Arbeitsprozessen wie Laden, Transportieren und Aufbereiten sehr positiv aus. So wird durch eine optimal durchgeführte Sprengung, ohne ein Verlaufen der Sprengbohrlöcher, beispielsweise die Ladetätigkeit vereinfacht. Das Auftreten von Rippen sowie großstückigem Haufwerk und damit einhergehend die Erfordernis von nachträglichen Arbeiten wie Nachsprengen oder Knäppern wird deutlich reduziert. Auch für die nachgeschaltete Aufbereitung lassen sich durch eine gleichmäßige Haufwerksqualität positive Effekte, wie eine gegebenenfalls mögliche kleinere Dimensionierung der Vorbrecher, feststellen. Damit können sowohl die Investitions- als auch die Betriebskosten, letztere durch einen geringeren Energieverbrauch, gesenkt werden.

Durch ein Verlaufen der Sprengbohrlöcher entsteht eine geometrisch ungleichmäßig aufgebaute Bruchwand, die wiederum eine optimale Dimensionierung der nachfolgenden Sprengungen erschwert und damit zusätzlichen betrieblichen Aufwand und weitere Kosten verursacht. Kann ein Bohrlochverlauf verhindert werden, so reduzieren sich folglich auch diese Folgefehler und der Betrieb spart Zeit und Geld.

Insgesamt kann damit festgestellt werden, dass das richtungsgenaue Niederbringen von Sprengbohrlöchern einen Schlüsselprozess darstellt, der bei einer optimalen Durchführung zu einer Verbesserung einer Vielzahl betrieblicher Folgeprozesse beitragen kann. Es besteht daher auf diesem Gebiet ein hoher Forschungsbedarf zum richtungsgenauen Niederbringen von Bohrungen.


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Das Ziel eines richtungsgenauen Niederbringens von Bohrungen ist von einer Reihe Einflussparameter unterschiedlicher Natur sowie deren gegenseitiger Wechselwirkung abhängig. Dabei sind die folgenden Parametergruppen von Bedeutung [15], [16], [17]:

geologische, gebirgsmechanische und tektonische •Parameter,

maschinentechnische Parameter,•

abbau- und gewinnungstechnische Parameter,•

Parameter hinsichtlich der Qualifikation und •Erfahrung des Bohrpersonals sowie der betrieblichen Organisation und

sonstige Parameter wie beispielsweise Orientierung •der Bohreinrichtung und Neigung der der Standfläche.

Die Erfassung, Quantifizierung und Gewichtung der einzelnen Einflussparameter sowie die Berücksichtigung ihrer Wechselwirkung auf die Bohrgenauigkeit ermöglicht die Erarbeitung eines geeigneten Handlungskonzeptes für die Steine-und-Erden-Industrie im Rahmen eines praxisnahen Forschungsvorhabens.

ProblembeschreibungNeben den weitgehend vermeidbaren

Handhabungsfehlern, wie fehlerhaftes Ansetzen, Ausrichten, Anbohren und Zentrieren, kommt es beim Bohrprozess

zu Abweichungen im Bohrloch, die hauptsächlich durch ein schräges Durchbohren unterschiedlich harter Schichten oder Diskontinuitätsflächen (Klüfte, Störungen) verursacht werden. Bei einem solchen Durchbohren werden am Bohrwerkzeug Reaktionskräfte hervorrufen, die einen Einfluss auf die Richtung der Bohrung ausüben und in der Folge in einer Abweichung des tatsächlichen Bohrendpunktes zum geplanten Bohrendpunkt resultieren [19].

Eine Abweichung des Bohrloches in Richtung der Abbaukante hat aufgrund der verringerten Vorgabe einen erhöhten Steinflug und verstärkte Staubemission zur Folge (vgl. Abbildung 1, Nr. 1). Laufen zwei Bohrlöcher im Bohrlochtiefsten zusammen, so ist der tatsächliche Bohrlochabstand am Strossenfuß geringer als am Bohransatzpunkt (Abbildung 1, Nr.3). Im Bereich der zusammenlaufenden Bohrlöcher kommt es zu einer lokalen Überladung mit Sprengstoff und damit einhergehend ebenfalls zu einem erhöhten Steinflugrisiko. Im Bereich des Nachbarbohrloches entsteht aufgrund des vergrößerten Abstandes eine lokale Unterladung, die zu erhöhten Erschütterungen führt. Gleiches gilt, wenn die Bohrlöcher nach hinten ins Gebirge abweichen und die Vorgabe nicht mehr geworfen werden kann (Abbildung 1, Nr.5). In diesem Fall wird die gesamte Sprengenergie als seismische Welle ins rückwärtige Gebirge abgegeben und führt zu einer deutlichen Zunahme der Sprengerschütterungen [4], [18].

Abb. 1: Darstellung der möglichen

Fehlerquellen beim Bohren [6].

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Es wird also deutlich, dass die Genauigkeit, mit der Sprengbohrlöcher hergestellt werden, entscheidend für die resultierende Sprengerschütterung und den Steinflug ist. Zudem können betriebliche Folgeprozesse wie Laden, Transportieren und Aufbereiten durch eine verbesserte Haufwerksqualität positiv beeinflusst werden.

Um eine Anlage im Nachhinein sprengtechnisch zu berichtigen ist eine Wand- und Bohrlochvermessung notwendig. Trotz eines enormen zeitlichen und finanziellen Aufwandes für die nachträgliche Vermessung der Bohrlöcher sowie einer Korrektur der Sprenganlage wurde bislang keine befriedigende Problemlösung herbeigeführt. Die Zielsetzung sollte daher sein, den Herstellungsprozess soweit zu verbessern, dass ein richtungsgenaues Niederbringen der Bohrlöcher möglich ist.

Stand der Technik in der Bohr- und Bohrlochvermessung in der Naturstein-Industrie

Stand der BohrtechnikZur Niederbringung der maximal 30 m langen

Sprengbohrlöcher im Festgestein werden in der Naturstein-Industrie vorwiegend drehschlagende Bohrverfahren eingesetzt. In weicheren Gesteinen (z.B. Kalkstein) wird auch das drehende Verfahren angewandt.

Das drehschlagende Bohren ist dadurch gekennzeichnet, dass die zur Gesteinszerstörung notwendige Schlagenergie durch ein hydraulisch oder pneumatisch betriebenes Hammerwerk erzeugt wird. Die Bewegungsenergie des Hammerkolbens wird als Stoßwelle zum Bohrwerkzeug geführt und erzeugt auf der Bohrlochsohle Einkerbungen, wenn die spezifische Kerbfestigkeit des Gesteins überschritten wird. Diese Abfolge wiederholt sich nach jedem Schlag, so dass die Leistung des Verfahrens proportional zur Schlagfrequenz ansteigt. Demzufolge muss die Schlagzahl sehr hoch sein, um einen zufrieden stellenden Bohrfortschritt zu erreichen [19].

Es wird unterschieden zwischen Außenhämmern, bei denen die Schlagenergie über das gesamte Bohrgestänge dem Meißel zugeführt wird, und Imlochhämmern, deren Schlagwerk unmittelbar über dem Bohrwerkzeug angeordnet ist [19].

Nachteilig wirken sich bei den schlagenden Bohrverfahren Schlagenergieverluste im Kontaktbereich Bohrwerkzeug-Gestein und – vor allem beim Einsatz von

Außenhämmern – Reibungsverluste zwischen Gestänge und Bohrlochwand und in den Gewindeverbindungen aus. Aufgrund dieser Verluste sinkt die Bohrleistung beim Außenhammer mit zunehmender Bohrlochtiefe stärker als bei anderen Verfahren, die Gestänge sind hohen Beanspruchungen ausgesetzt und verschleißen leichter.

Imlochhämmer eignen sich besonders für schwierige Bohrverhältnisse und größere Bohrlochteufen. Sie sind von leichter Bauart, kostengünstig und bieten universelle Einsatzmöglichkeiten (vertikale und horizontale Bohrlöcher). In der Regel können damit in größeren Teufen geradere Bohrlochverläufe erzielt werden. Die Leistung der Imlochhämmer ist allerdings insbesondere bei geringen Bohrlochteufen geringer als die der Außenhämmer [10].

Eine weitere technische Möglichkeit stellt das Außenhammer-Bohrsystem COPROD der Firma ATLAS COPCO dar [1]. Das Kernstück der Anlage ist ein spezielles Bohrgestänge, das die mit Imlochhämmern erzielte Bohrlochgenauigkeit mit der hohen Bohrleistung der Außenhammermethode kombiniert. Das Bohrgestänge besteht aus einer Kombination von Schlagstangen und Bohrrohren. Die Schlagstangen übertragen ausschließlich die Schlagenergie, während die Bohrrohre die Vorschubkraft sowie das Rotationsdrehmoment übertragen und das Spülmedium zur Lochsohle transportieren. Die schwimmend gelagerten Schlagstangen haben kein Gewinde, so dass die vom Hammerwerk erzeugten Stoßwellen direkt auf die Bohrkrone übertragen werden. Die äußeren Bohrrohre haben folglich eine sehr hohe Standzeit.

Stand der BohrlochvermessungstechnikZur richtigen Berechnung und Verteilung der

Sprengladungen ist es notwendig, den Verlauf der Bohrungen zu ermitteln. In der Naturstein-Industrie sind einige Methoden in Anwendung, die nachträglich den Verlauf der gebohrten Sprenglöcher kontrollieren. Unterschieden wird zwischen folgenden Verfahren:

Einfache Messung mit Handgefällmesser (z.B. NECLI) •[2], [14] ,

indirekte Messverfahren mittels Diademe [14] und•

Bohrlochvermessung mit Boretrak [7], [14].•

Bei der Anwendung von Handgefällemessern werden die Bohrlochneigung und die Richtung des Bohrlochs festgestellt. Dazu wird eine Lichtquelle oder ein Spiegel am Seil ins Bohrloch hinabgelassen. Wandert die Lichtquelle beim Herablassen aus dem Sichtsfeld, liegt eine Abweichung vor, die den Bohrlochdurchmesser

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übersteigt. Durch Ausleuchten des Bohrlochs können der freie Durchgang und das mögliche Verlaufen überprüft werden. Mit dem Handgefällemesser kann die Bohrlochneigung direkt gemessen werden, die Tiefe wird mit einem Bandmaß überprüft. Wenn auf diese Weise der Verlauf der Bohrung nicht bis ins Bohrlochtiefste ermittelt werden kann, müssen andere Verfahren angewendet werden [3], [13], [16].

Mit dem Vorgabemesssystem Diademe wird nicht das Bohrloch, sondern indirekt die Position des Bohrloches relativ zur Bruchwand im Wandfuß ermittelt [14]. Das System besteht aus einem frei beweglichen Sender und einem Empfänger mit Sonde, Kabel und Anzeigegerät. Mit einem Stangensatz oder am Kabel wird der Messkopf ins Bohrlochtiefste hinabgelassen. Der Sender strahlt elektromagnetische Signale aus und wird gleichmäßig über die Bruchwand geführt. Der Empfänger registriert die ankommenden Signale und zeigt die Distanz zwischen Sende- und Empfängerteil am Bohrlochmund an. Ein Rechner erfasst bei diesem Vorgang die genaue seitliche Position und den Abstand des Bohrlochs zur Bruchwand und stellt diese graphisch dar. Auch der Abstand benachbarter Bohrlöcher kann so angezeigt werden. Ein Nachteil des Verfahrens ist die aufwendige Vermessung der einzelnen Bohrlöcher sowie die bei magnetischen Einflüssen auftretenden Ungenauigkeiten [3], [13], [16].

Die aussagekräftigste und zuverlässigste Methode zur Vermessung von Sprengbohrlöchern ist Boretrak der Firma MDL. Die in zwei Ebenen messende Sonde wird an leichtgewichtigen Stangen mit einaxialen Gelenken oder an einem Kabel in das Bohrloch hinabgelassen. In kurzen Zeitintervallen registriert eine Messeinheit die jeweilige Neigung der Sonde zur Vertikalen sowie die zugehörige Bohrlochtiefe. Die im System integrierte Kontroll- und Anzeigeeinheit speichert alle Daten, die im Anschluss an die Messung auf einen Computer übertragen werden. Die Boretrak-Software übernimmt die Auswertung, vergleicht die Daten der Planung mit den Ergebnissen der tatsächlichen Bohrung und gibt die Unterschiede grafisch aus. Durch Kombination der Ergebnisse mit den Daten einer lasergestützten Wandvermessung kann eine exakte Bestimmung der Vorgabe erfolgen. Neben der schnellen und einfachen Handhabung wirkt sich bei diesem Verfahren vor allem die Tatsache vorteilhaft aus, dass die Messgenauigkeit weder durch magnetische Einflüsse noch durch die Beschaffenheit der Bohrlochwandung oder durch Wasser im Bohrloch beeinflusst wird [7], [16].

Die Vermessung der Bruchwände wurde lange Zeit mit Hilfe des Lotmessverfahrens, mit Hängekompass und Gradbogen, mit Handgefällemessern oder mittels Tachymeter-Theodolit durchgeführt. Die Arbeiten mussten unmittelbar vor der Wand vorgenommen werden,

wodurch die Beschäftigten einer erheblichen Unfallgefahr ausgesetzt waren. Die Ergebnisse solcher Messungen waren relativ ungenau.

Aus diesen Gründen führte die Westspreng GmbH das auf Lasertechnologie basierende Bruchwandvermessungssystem MDL-Quarryman ein [14]. Damit sind sowohl Vertikal- und Horizontalwinkel als auch die Distanz zur Bruchwand bis zu 500 m Entfernung bestimmbar. Die Messdaten werden in einen PC übertragen und grafisch ausgewertet, so dass ein dreidimensionales Modell der Bruchwand entsteht [7].

Die Firma Breithaupt entwickelte ein spezielles Laservermessungssystem für Steinbruchwände, das sog. LAPRO II [2]. Integraler Bestandteil ist eine interaktive Auswertesoftware, die es erlaubt, Wandprofile darzustellen und Lademengenberechnungen vorzunehmen. Die traditionellen Messverfahren stützen sich fast ausschließlich auf Messpunkte der Bruchkante und der Sohle. Dagegen können mit dem passiv arbeitenden Laser-Distanzmeter auch dazwischen liegende sicherheitsrelevante Bereiche (Vorsprünge, Ausbrüche, Überhänge, etc.) exakt aus der Distanz vermessen werden.

Stand der Technik bei der Richtungskontrolle während des Bohrprozesses

Weltweit existiert keine Anlage oder Vorrichtung zur Kontrolle der Richtungsgenauigkeit von Sprengbohrungen während des Bohrprozesses. Ebenso wurden bislang keine Vorrichtungen entwickelt, die ein Verlaufen von Sprengbohrlöchern während des Bohrprozesses zuverlässig vermeiden.

Fazit aus dem Stand der TechnikInsgesamt ist festzustellen, dass gemäß dem Stand

der Technik mit der zurzeit praktizieren Verfahrensweise der Bohrlochherstellung das Verlaufen einer Bohrung nicht vermeidbar ist. Bei optimalen geologischen, gebirgsmechanischen, abbautechnischen sowie organisatorischen Bedingungen kann eine ausreichende Genauigkeit erreicht werden. Liegen allerdings keine optimalen Bedingungen vor, so ist mit einer Abweichung zwischen tatsächlichem Zielpunkt und Sollzielpunkt zu rechnen. Resultierend aus den natürlichen Inhomogenitäten des Untergrundes sowie stets vorhandenen Diskontinuitäten wie Schichtung, Klüftung und Störungen liegen in der Natur keine optimalen Voraussetzungen vor. Die Erarbeitung von

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quantitativen Korrekturparametern in Anlehnung an Art und Umfang der Abweichungen des Untergrundes im Vergleich zu den optimalen Verhältnissen sowie deren Integration in den Bohrprozess zur Steuerung des Bohrlochverlaufes bietet einen realen Lösungsansatz zur Lösung der angesprochenen Problemstellung.

Die beschriebenen Vermessungstechnologien können helfen, die auftretenden Ungenauigkeiten zu korrigieren, indem die Sprenganlage auf die realen Bohrlochgeometrien angepasst wird. Die Vermessungstechnologien liefern allerdings keine Lösung des beschriebenen Hauptproblems. Sie können nur nach Fertigstellung der Bohrung und mit einem hohen zeitlichen und finanziellen Aufwand zu einer Korrektur der Sprenganlage beitragen. Hinzu kommt, dass erfahrungsgemäß in den meisten Fällen eine Bohrlochvermessung erst nach der Fertigstellung einer Reihe von Bohrungen durchgeführt wird. Somit sind häufig direkt mehrere Bohrungen von einem Verlaufen betroffen und eine geeignete Reaktion des Bohrpersonals wird zusätzlich erschwert.

Im Rahmen dieser Forschung wird die Sonde „Pulsar Blasthole Probe Mk3“ (vgl. Abbildung 2) für die Messung des Neigungswinkels und des Azimut verwendet. Die gemessenen Daten werden mit der Software „Quarrypocket“ auf einem mobilen Handrechner „TDS Recon X“ aufgezeichnet und anschließend auf einem PC mit der Software „HoleDev.6“ prozessiert (vgl. Abbildung 3).

Trotz der Tatsache, dass das Verlaufen von Bohrlöchern und die damit verbundenen Problematiken von Steinflug im Betrieb bzw. von Immissionen in der Nachbarschaft ein betrieblich fast alltägliches Problem darstellt, existiert hierfür bislang kein befriedigender Lösungsansatz.

Weiterentwicklung des Rock Mass Drillind Index vs. Neuentwicklung

Der RDi („Rock Mass Drilling Index“) ist ein Index, der ursprünglich zur Bewertung der Bohrbarkeit von Gesteinen entwickelt wurde [5]. Der ermittelte Indexwert gibt Aufschluss über den zu erwartenden Bohrfortschritt. Dieser ist für die Planung und Kalkulation der Bohrarbeit von organisatorischem und wirtschaftlichem Interesse, weil sich daraus u.a. die Gesamtdauer der Bohraktivität, die Bohrmeter je Zeiteinheit und deren Kosten ableiten lassen. Ziel dieses Forschungsprojektes ist es jedoch, ein Handlungskonzept zum richtungsgenauen Abteufen einer Sprengbohrung zu erstellen. Der Bohrfortschritt ist deshalb eher von sekundärem bzw. mittelbarem Interesse.

Abb. 2: Sonde „Pulsar Blasthole Probe Mk3“ mit „TDS Recon X“.

Abb. 3: Frontalansicht einer Bohrlochreihe mit erheblichen Abweichungen, mit Hole Dev.6 generiert.

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Technisch ist der RDI ein Bewertungssystem für die Ermittlung des zu erwartenden Bohrfortschrittes. Die Gesteinseigenschaften, die dafür von Bedeutung sind, beinhalten physikalische Parameter (Körnung, Gefüge), die Widerstandskraft (Mohs Härte, einaxiale Druckfestigkeit) und strukturelle Parameter des Gesteins (Kluftgröße, -einfallen, -füllung). Je nach Ausprägung und Abhängigkeit des zu erwartenden Bohrfortschrittes werden für die Parameter ordinal skalierte Punkte vergeben. Die Bewertungsspanne reicht von 7 bis 100 Punkten. Je höher der ermittelte Punktwert ist, desto größerer bzw. schneller ist der erwartete Bohrfortschritt. Die Tabelle 1 fasst die Bewertung des RDi zusammen [5].

Die gesuchte Zielgröße dieses Projektes hat gemein mit dem RDi, dass sie größtenteils von denselben Parametern abhängt. Darüber hinaus sind aber noch weitere geologische Einflussgrößen wie Störungszonen und Schichtverläufe von Belang.

Rock mass drillability index (RDi) classificationTextur Porös Fragmentiert Granitoid Porphyrisch dicht

Korngröße - - > 5 mm 2-5 mm 0,05-1 &2-5 mm 0,05-1 mmBewertung 15 10 7 4 1Mohs Härte (Skalenwert)

1-3 3-4,5 4,5-6 6-7 >7

Beschreibung Sehr weich – weich Relative weich Relative hart Hart Sehr hartBewertung 18 13 9 4 1Einaxiale Druckfestigkeit [MPa]

1-25 25-50 50-100 100-200 >200

Beschreibung Sehr geringe Festigkeit

Geringe Festigkeit Durchschnittliche Festigkeit

Hohe Festigkeit Sehr hohe Festigkeit

Bewertung 22 16 11 6 2Kluftabstand (a) >2 m 1-2 m 0,5-1 m 0,15-0,5 m 0-0,15 mBewertung 18 13 9 5 1Kluftgröße & -füllung (b)

Geschlossene Kluft 0-2 mm

> 20 mm 12 – 20 mm 9 – 12 mm 2 – 9 mm

Bewertung 15 10 7 4 1Winkel zwischen Kluft und Bohrlochachse

70° - 90° 55° - 70° 35° - 55° 20° - 35° 0° - 20°

Bewertung 12 8 6 3 1

Für den Fall, dass mehr als mehrere Kluftsysteme existieren, wird das vorherrschende Kluftsystem klassifiziert. Für den Fall gleichbedeutender Kluftsysteme wird die durchschnittliche Bewertung für die Ermittlung des RDi herangezogen. In Grenzfällen ist die jeweils niedrigere Klasse angemessen.(a) Für regelmäßig geschichtete Gesteine wir eine Bewertung mit 12 angenommen aufgrund der leichten Bohrbarkeit.(b) Für Kluftfüllungen aus Boden und sehr feinen Pulvern wird eine Bewertung mit 7 als angemessen erachtet.

Abb. 4: Klüfte und Störungen erschweren die Herstellung richtungsgenauer

Bohrlöcher; hier im Bild schräg einfallende Rhyolith-Säulen durchbohrt mit einen Außenhammer.

Tab. 1: RDi, Klassifikation zur Bohrbarkeit von Gesteinen [5].

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Die Frage, die sich nun stellt, ist, ob es sinnvoll ist, den RDi zu erweitern und auf die Bedürfnisse des richtungsgenauen Bohrens anzupassen. Der RDi gibt keine Empfehlung im Sinne eines Handlungskonzeptes welches Bohrgerät in Abhängigkeit des Gesteins gewählt werden sollte und welche Maschinenparameter eingestellt werden müssen, um gerade und präzise Bohrungen abzuteufen. Ergebnis eines Handlungskonzeptes oder Bewertungssystems müsste es daher sein eine konditionale Beziehung zwischen den unveränderbaren (Geologie, Gesteinsmechanik), den in Grenzen variablen Parametern (Maschinenwahl, Betriebsparameter, Bohrlochgeometrie) und den während des Bohrprozesses variablen Parametern (Andruck, Drehzahl, Spüldruck, etc.) herzustellen. Ziel ist es also, aus den gegebenen Einflussgrößen empirisch bestimmte Werte herzuleiten, die die Richtungsgenauigkeit des Bohrens prognostizieren und darüber hinaus Empfehlungen für die Wahl der am besten geeigneten Maschine und Korrekturempfehlungen für den Bohrprozess liefern.

Der zu entwickelnde Index knüpft insofern also an den RDi an, dass er neben anderen auch die Gesteinsparameter als Ausgangsgröße berücksichtigt. Allein die Gewichtung und die Auswirkung auf die Zielgröße müssen neu bestimmt werden, weil die Abhängigkeiten unterschiedlich geartet sein könnten. Auf der grundsätzlichen Struktur und der Idee des RDi kann aufgebaut werden. Beispielsweise sinkt die Bohrbarkeit eines Gesteins je kleiner die Körnung und je dichter die Textur ist (vgl. Tabelle 1). Hingegen könnte eine grobe Körnung und weicheres Gestein eine Ablenkung des Bohrstranges begünstigen. Die Bewertung ist also nicht gleichgerichtet. Dennoch wird deutlich, dass die ermittelten Parameter vergleichbar zum RDi in eine Rangfolge gesetzt werden müssen, um eine Aussage über die Häufigkeit einer Abweichung unter den jeweils vorliegenden Bedingungen zu fällen.

Die Anforderungen an das zu entwickelnde Handlungskonzept gewährleisten nicht eine vollständige Prognose des Bohrlochverlaufes, sondern charakterisieren vielmehr das zu entwickelnde Modell. Sie finden sich z.B. auch in der Entwicklung des RDi wieder und lassen sich reduzieren auf:

a) Überschaubare, geringe Anzahl an Parametern,

b) Vermeidung von Proportionalitäten und Redundanzen (Multikollinearität),

c) Gruppierung der Parameter und

d) Einfache, praktische Handhabung vor Ort, [5].

Je mehr Parameter in die Prognose der zu erwartenden Bohrlohabweichung einfließen, desto unüberschaubarer wird der Index und desto komplexer gestaltet sich die Ermittlung der optimalen Maschine, der Drehzahl, des

Andruckes usw. Die Qualität des zu entwickelnden Modells wird also u.a. durch den optimalen Grad der Abstraktion und der Konzentration auf die einflussreichsten Größen bestimmt. Ferner sollten sich die Werte vor Ort und auf einfache Art und Weise bestimmen und übertragen lassen. Die Übertragbarkeit der Ergebnisse auf verschiedene Bohrtechniken und die örtlichen Gegebenheiten muss ebenso gewährleistet sein und wird unter d) subsumiert.

Fraglich ist außerdem welche Aussagen das Handlungskonzept liefern soll bzw. kann. Denkbar wären z.B. folgende Prognosen:

des genauen Bohrlochverlaufes: exakte Vorhersage •der x, y, z – Koordinaten für jeden Bohrmeter,

der Abweichung: exakte Vorhersage der x, y – •Koordinaten für jeden Bohrmeter,

der wahrscheinlichen Richtung der Abweichung: •„Bohrung verläuft in Richtung der Böschung/des Gebirges/des Nachbarbohrloches“,

der Wahrscheinlichkeit für eine absolute Abweichung: •„Verlaufen der Bohrung ist ausgeschlossen/unwahrscheinlich/wahrscheinlich/sicher.“

Die Aussagen unterscheiden sich vor allem in der Art der Skalierung. Während die ersten beiden Punkte metrisch skalierte Aussagen treffen, ist der dritte (vierte) Punkt nominal (ordinal - Rangordnung) skaliert. Während metrische Aussagen auf metrischen Daten beruhen, reichen für die ordinal bzw. nominal skalierten Aussagen auch weniger parametrisierte Verfahren. Allerdings muss dabei auf die zusätzliche Information verzichtet werden.

Die in Abbildung 5 vorgeschlagene Struktur des zu entwickelnden Index orientiert sich am RDi. Den Strukturparametern des zu durchbohrenden Gesteins wird im RDi nicht die Aufmerksamkeit beigemessen, wie es für eine Prognose der Richtungsgenauigkeit notwendig wäre. Darum wurden zusätzlich zu den Kluftparametern noch Schichtverläufe und Störungen eingefügt. In der Theorie werden Bohrungen durch verschieden einfallende Schichten unterschiedlich abgelenkt. So stellt sich der Bohrkopf entweder senkrecht zum Schichtverlauf oder folgt dem Schichtverlauf, je nachdem in welchem Winkel er auf die Schicht auftrifft und welche physischen Eigenschaften das durchbohrte Gestein hat.

Die vorgeschlagene Struktur des Indexes erlaubt lediglich eine Prognose in Form einer Rangordnung vergleichbar mit dem RDi, wie wahrscheinlich eine Abweichung des Bohrendpunktes vom Sollendpunkt ist. Die in der rechten Hälfte abgebildeten Parameter werden in Abhängigkeit des Indexwertes ausgewählt und sollen die Wahrscheinlichkeit einer Abweichung minimieren.

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Um darüber hinausgehend auch die Richtung und Stärke der Abweichung prognostizieren und steuern zu können, ist eine genaue Information über die Schicht- und Kluftverläufe im zu durchbohrenden Gestein notwendig. Weil sich diese innerhalb einer Bohrlochreihe stark unterscheiden können, erscheint diese Art der Prognose sehr schwer. Vor allem die Anwendbarkeit vor Ort durch das Bohrpersonal und der notwendige Zeitaufwand sind vermutlich zunächst nicht

angemessen. Ergibt die Untersuchung hingegen, dass mit einer signifikanten Wahrscheinlichkeit eine Prognose des zu erwartenden Bohrendpunktes möglich ist, sollte diese Information nicht vernachlässigt werden.

Mit dem bloßen Auge lassen sich Abweichungen und bestimmte Tendenzen selten feststellen. Abbildung 6 zeigt beispielhaft deutlich zu erkennende, verlaufene Bohrlöcher. Dennoch ist aus der Betrachtung der verlaufenen Bohrlöcher weder eine Tendenz noch eine Handlungsempfehlung ableitbar.

Abb. 5: Indexstruktur, in Anlehnung am RDi.

Abb. 6: Bohrlochverläufe in Sedimentgestein (Kalkstein); drehendes Bohren. Deutlich zu erkennende Abweichungen.

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Vorgehensweise und statistische Versuchsplanung

Bevor Lösungsansätze für ein richtungsstabiles Niederbringen von Bohrlöchern entwickelt werden können, müssen die Hauptursachen für das Verlaufen zweifelsfrei bestimmt werden. Denn nur durch Kenntnis der Ursachen lassen sich Korrekturen am Bohrprozess und der Betriebsmittel ermitteln. In den folgenden Absätzen soll nun die Vorgehensweise bei der Versuchsplanung und der Auswertung der gesammelten Daten erläutert werden.

Zur Ermittlung der Ursachen von nicht richtungsstabil niedergebrachten Bohrungen wird ein Testprogramm aufgelegt, bei dem möglichst alle relevanten Daten aus den genannten Einflussbereichen der Geologie, der Gesteinsmechanik, der Maschinentechnik, der Abbauparameter, der Bohrlochgeometrie und dem Bohrpersonal erhoben werden. Die Werte der Daten sind jeweils unterschiedlich skaliert. Sofern es möglich ist, sollten überwiegend metrisch skalierte Daten (z.B. Bohrlochlänge in m oder Bohrandruck in bar) erhoben werden, damit aus ihnen weitere Indikatoren berechnet werden können. Es wird beispielsweise angenommen, dass die Meißelform und die Hammertechnik (Imloch/Außenloch/CopRod) einen signifikanten Einfluss auf die Präzision des Bohrlochverlaufes haben. Diese und andere Daten können jedoch nur nominal (kategorial) erfasst werden.

Ein Problem stellt die Aufzeichnung der maschinentechnischen Parameter dar. Kaum ein Gerät bietet die Möglichkeit, den Bohrandruck, die Drehzahl, den Schlagdruck, den Bohrfortschritt und den Spüldruck in Abhängigkeit der Zeit aufzuzeichnen. Ist die Möglichkeit zur Aufzeichnung der Daten nicht gegeben, bieten lediglich die ungefähren Aussagen der Bohristen einen Anhaltspunkt für die tatsächlichen Werte. In der Praxis variieren die Bohrmaschinisten die Parameter und orientieren sich dabei an ihrer Erfahrung, der subjektiven Wahrnehmung und empirisch bestimmten Werten für den maximalen Bohrfortschritt. Die Entscheidung für oder wider die Veränderung des Andruckes und der Drehzahl ist somit der subjektiven Einschätzung des Maschinisten bezüglich des Bohrfortschrittes überlassen. Zur genauen Analyse des Einflusses der Maschinenparameter scheint derzeit eine Aufzeichnung der Daten jedoch unumgänglich.

Zunächst werden verschiedene Steinbrüche mit verschiedener Genese des Gesteins ausgewählt, die über dieselbe Maschinentechnik verfügen. Weil die identische Technik jedoch nicht überall verfügbar ist, müssen einige Lagerstätten mit einer abweichenden Maschinentechnik

mit einbezogen werden. Als Vergleichsmaßstab wird auch das drehende Bohren mit in die Untersuchung einbezogen.

Ziel der Untersuchung mit der einheitlichen Bohrtechnik aber variabler Genese ist es, geologische und gesteinsmechanische Faktoren zu ermitteln, die ein Verlaufen der Bohrung begünstigen bzw. die richtungsgenaues Bohren ermöglichen. Die Lagerstätten werden zu diesem Zweck nach ihrer Genese in sedimentäre, magmatische (Vulkanite, Plutonite) und metamorphe Lagerstättentypen gegliedert. Derzeit werden Untersuchungen in den nachfolgenden Gesteinsarten vorgenommen:

Sedimentär: Muschelkalk, Massenkalk.Metamorph: Gneis, Granit-Gneis.Magmatisch: Andesit, Rhyolith.

Die Bohrungen werden entweder von externen Firmen oder vereinzelt mit eigenen Ressourcen durchgeführt. Die Vergleichbarkeit der Bohrtechnik ist von besonderer Wichtigkeit, um andere Ursachen als die Geologie für die beobachteten Bohrlochverläufe ausschließen zu können. In jedem der genannten Steinbrüche sollten mindestens 30 Bohrungen abgeteuft und mit der Vermessungstechnik Boretrak der Firma MDL vermessen werden. Es sind möglichst viele aber mindestens 30 Bohrungen notwendig, um mit hinlänglicher Sicherheit von einer Annäherung der Stichprobenvarianz an die unbekannte Varianz der normalverteilten Variable ausgehen zu können.

Vor und nach der Sprengung wird die Wand geologisch kartographiert, um Klüfte (Häufigkeit, Größe, Füllung, Einfallen), Schichtungen (Einfallen, Mächtigkeit, Material) und Störungen im durchbohrten Gestein detailliert zu erfassen. Ferner werden Gesteinsproben genommen, die auf ihr mechanisches Verhalten und das Gefüge (Struktur, Textur) hin im Labor untersucht werden, sofern nicht auf vorhandene Proben der Betriebe zurückgegriffen werden kann.

In einem weiteren, darauffolgenden Schritt werden nun Bohrungen in Steinbrüchen gleicher Genese mit verschiedener Maschinentechnik untersucht. Besonderes Augenmerk wird dabei auf die Art des Hammers gelegt. Schließlich wird der Imlochhammertechnik im Vergleich zur Außenhammertechnik eine größere Genauigkeit nachgesagt, die überprüft werden soll. Neben der Aussage, welches Bohrgerät sich besser für richtungsstabile Bohrungen eignet, ist es das Ziel, die Bohrparameter zu bestimmen, die eine Bohrung verlaufen lassen. Weil die Mittelwerte der Bohrlochabweichungen aufgrund der Geologie und Gesteinsmechanik aus

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der vorherigen Stichprobe bekannt sind, kann eine signifikant darüber hinausgehende oder darunter liegende Abweichung auf die unterschiedliche Maschinenauswahl und Parametereinstellung zurückgeführt werden. „Semivariabel“ sind die Parameter für die Auswahl der Maschinentechnik. So lassen sich wie bereits gesagt die beiden Techniken Imlochhammer und Außenlochhammer unterscheiden. Das COPROD-System der Firma Atlas Copco steht für diese Untersuchung nur begrenzt zur Verfügung, weil bisher nur ein Betrieb in der Bundesrepublik Deutschland diese Technik anwendet. Darüber hinaus können verschiedene Meißelformen, Bits (sphärisch, ballistisch, semiballistisch) und Gestänge (Durchmesser, Pilotrohr etc.) verwendet werden. In den Grenzen der Maschineneigenschaften sind die Bohrparameter wie z.B. der Andruck und die Drehzahl auch während des Bohrprozesses „variabel“, wenngleich diese in der Regel kaum variiert werden.

Geht man davon aus, dass die Bohrlochabweichungen normalverteilt sind und die Varianz und der Erwartungswert unbekannt sind, müssen diese Werte mit Hilfe der Stichprobe ermittelt werden. Der Stichprobenumfang sollte dafür über 30 Bohrungen möglichst aus einer Sohle

einem Steinbruch umfassen, damit eine Normalverteilung der Variable „Bohrlochabweichung“ angenommen werden kann. Die Abweichung der Bohrungen im zweiten Schritt können dann belastbar mit den Ergebnissen des ersten Tests verglichen werden. Ändert sich die Abweichung signifikant, ist es wahrscheinlich, dass die veränderte Maschinentechnik dafür ursächlich ist.

Die Abbildung 7 zeigt beispielhaft das Histogramm nicht repräsentativer, absoluter Bohrlochabweichungen (vgl. Abbildung 8) in einem Steinbruch. Es ist deutlich zu erkennen, dass die absolute Abweichung (gemessen in xy-Richtung) um einen Mittelwert (hier 0,81 m) gestreut ist. Aus der Stichprobe von 62 Bohrungen auf einer Sohle wurde die Varianz berechnet. Es ist in der rechten Grafik zu erkennen, dass es eine überwiegende Tendenz zum Verlaufen der Bohrlöcher im Azimut nach rechts und der Neigung nach hinten, gibt (Y-Achse: Abweichung der Bohrwinkel/Neigung; X-Achse: Abweichung im Azimut).

Für die Untersuchung ist in erster Linie die Abweichung der Bohrung im Bohrwinkel (y-Richtung) und im Azimut (x-Richtung) von Interesse. Die Abweichung in der Höhe (z-Richtung) resultiert im Allgemeinen lediglich

Abb. 7: Histogramm der

2D-Bohrlochabweichung weichen Gestein.

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aus den Richtungsverläufen der xy-Richtung, weil die Bohrlochlänge relativ einfach (über die Gestängemeter) überwacht werden kann. Das heißt, wenn der Azimut und der Bohrwinkel den Vorgaben entsprechen, gilt das auch für die Bohrlochlänge, weil bei geradem Bohrlochverlauf die leicht zu messenden Bohrmeter die Teufe bestimmen.

Aus der statistischen Untersuchung der ersten beiden Verfahrensschritte sollte hervorgehen, welche Faktoren maßgeblich (signifikant) für eine Ablenkung des Bohrstranges verantwortlich sind bzw. durch die Veränderung welcher Einflussgrößen eine größere Richtungsstabilität der Bohrung erreicht werden kann. Die gewonnenen Erkenntnisse fließen dann in eine Empfehlung zur Korrektur der Bohrparameter in Abhängigkeit der geologischen Gegebenheiten ein. Das Ziel sollte sein, dadurch eine signifikante Reduktion der Abweichungen zu bestätigen. Die Verifizierung der Ergebnisse wird in einem letzten Test in denselben Steinbrüchen/Tagebauen durchgeführt.

Neben der absoluten Bohrlochabweichung in xy-Richtung ist es von Interesse, ob die Abweichungen eine Tendenz in eine bestimmte Richtung aufweisen oder ob man zumindest ein gewisses Muster wiedererkennen kann. Für die Richtung der Abweichung wird gemeinhin der Winkel verantwortlich gemacht, mit dem der Bohrkopf auf unterschiedlich harte Gesteinsschichten, Klüfte und Störungen trifft. Darum ist sowohl der Neigungswinkel der Bohrung als auch das Einfallen und Streichen von Schichten und Klüften von Bedeutung. Um die Richtung der Abweichung bestimmen zu können, erscheint eine weitere, separate Analyse angebracht. Die unterschiedlichen Lithologien zwischen den Sohlen eines Steinbruches und auch innerhalb einer Bohrreihe machen es nahezu unmöglich vergleichbare Bedingungen zu testen, zu wiederholen und zu validieren. Die Herausforderung besteht darin, für jedes Bohrloch teufenabhängige Daten in definierten Abständen aufzuzeichnen, um daraus eine Gesetzmäßigkeit abzuleiten. Diese Möglichkeit ist technisch zurzeit nicht gegeben. Die Smartrig® Technologie der

Abb. 8: Streudiagramm der

2D-Bohrlochabweichung weichen Gestein.

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Firma Atlas Copco bietet mit dem Werkzeug „Measure While Drilling“ die bislang einzige den Autoren bekannte Möglichkeit der Aufzeichnung. Diese Technologie ist jedoch noch nicht verbreitet in der Steine und Erden Industrie.

DatenauswertungDie statistische Datenauswertung lässt sich

größtenteils mit der Software Excel der Firma Microsoft durchführen. Statistica (Firma StatSoft) o.ä. Programme verfügen über weitergehende statistische und grafische Analysewerkzeuge, die eventuell notwendig werden.

Verschiedene statistische Methoden sollen die Modellbildung unterstützen. Bevor eine Aussage über einen quantitativen Zusammenhang gemacht werden kann, wird die absolute Abweichung in Abhängigkeit von den zuvor bestimmten Faktoren zunächst grafisch auf ein Vorhandensein und die Stärke der linearen Korrelation hin untersucht. Zu diesem Zweck werden die absoluten Abweichungen der Bohrlöcher in vergleichbaren Teufen von 5, 10, 15, 20, 25 und 30m den Bohrlochparametern (Durchmesser, Winkel, etc.), den Gesteinseigenschaften, der Geologie und den Bohrdaten (Andruck, Drehzahl, Spüldruck, Schlagenergie, etc.) gegenübergestellt. Dabei muss den unterschiedlichen Skalenniveaus Rechnung getragen werden, indem man angepasste Verfahren verwendet.

Die Korrelation wird zunächst auf Signifikanz geprüft. Dadurch soll ausgeschlossen werden, dass die ermittelten Zusammenhänge rein zufällig zustande gekommen sind. Nach Ablehnung dieser Hypothese, wird geprüft, ob ein linearer Zusammenhang besteht. Zu diesem Zweck sollte im Voraus eine Grenze für den absoluten Wert des Korrelationskoeffizienten (z.B. I rxy I ≥ 0,5) bestimmt werden, ab den von Linearität ausgegangen wird. Im dritten Schritt wird die Stärke und Richtung der linearen Korrelation untersucht. Grafisch lassen sich der zweite und dritte Schritt auch anhand eines Streudiagrammes überprüfen. Ist kein linearer Zusammenhang der untersuchten Größen erkennbar, könnte dennoch ein logarithmischer, exponentieller oder anderweitiger nicht-linearer Zusammenhang bestehen, was wiederum grafisch mit Hilfe einer Trendlinie überprüft wird.

Sind die Art und die Stärke des Zusammenhanges der zu untersuchenden Größen bestimmt und lassen sie sich kausal begründen, wird eine Regressionsanalyse durchgeführt. Dabei werden die mit Hilfe der „Kleinste-Quadrate-Methode“ (kurz: KQ-Methode, engl.: OLS-Method) bestimmten Parameter mit dem sogenannten „F-Test“ und dem „T-Test“ auf Signifikanz geprüft.

Die absolute Abweichung des Bohrloches lässt sich mit Hilfe der Regression als abhängige Variable von einigen unabhängigen Einflussparametern schätzen. Dabei sollten Multikollinearitäten vermieden werden. Diese entstehen, wenn erklärende Variablen in einem bestimmten linearen Verhältnis zu anderen unabhängigen Größen stehen. So ist die Drehzahl des Bohrers beispielsweise proportional zur Schlagzahl. Auch für die Gesteinseigenschaften lassen sich einige Abhängigkeiten bestimmen. So kann es ausreichen, lediglich die Mohs Härte und die einaxiale Druckfestigkeit als Parameter für die Bewertung der Eigenschaften des Gesteins zu ermitteln, weil sie in einem Zusammenhang mit Größen wie der Dichte, der Porosität, der Elastizität, der Kornform/-größe und anderen Indikatoren stehen [7].

Ziel der Regressionsanalyse ist es, absolute Bohrlochabweichungen mit einer bestimmten Sicherheit in Abhängigkeit der gegebenen geologischen und betrieblichen Parameter voraussagen zu können.

Ausblick und ZeitplanAnders als frühere Forschungsansätze in der Literatur

liegt das Ziel der Untersuchung nicht in der Erklärung der theoretischen physikalischen Ursachen für die Abweichung (wie z.B. [8], [9], [11], [12]). Vielmehr sollen die angenommenen Ursachen für Bohrlochungenauigkeiten statistisch untersucht werden und mit Hilfe der Datenbasis nach grundsätzlichen Erklärungsmustern gesucht bzw. die Theorien für das drehschlagende Bohren verifiziert werden. Im Anschluss daran sollen die aufgedeckten Zusammenhänge zwischen den gebirgsmechanischen, geologischen, betrieblichen und bohrtechnischen Parametern und der Bohrlochabweichung auf Grundlage der gesammelten Daten quantifiziert werden. Letztere ist die Voraussetzung für die Entwicklung von Korrekturfaktoren, die das Verlaufen von Bohrungen minimieren.

Es besteht die Möglichkeit, dass die theoretischen Annahmen für die Ursachen einer Abweichung nicht die beobachteten Bohrlochverläufe erklären können. Gänzlich unsystematische Zusammenhänge können ebenfalls nicht mit der Methode der kleinsten Quadrate erklärt werden. Das würde einerseits eine Revidierung des angenommenen Modells und/oder eine veränderte neue Datenauswahl und –aufnahme bedingen.

Als Zeitplan für die Datenaufnahme ist ein Zeitraum von vier Monaten von Anfang Januar bis Ende April 2010 geplant. Witterungs- und betriebsbedingte Ruhezeiten der Bohr- und Sprengaktivitäten stellen ein Risiko für die Einhaltung des Zeitplanes dar. Ein weiteres Hindernis liegt in der Verfügbarkeit der Bohrmaschinen für vergleichende Analysen begründet. Ist es nicht möglich während des

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Literaturverzeichnis[1] Atlas Copco: Informationsmaterial der Firma Atlas Copco: Hydraulic Rock Drills, COP 4050-Series, http://pol.atlascopco.com/SGSite/SGAdminImages/PrintedMatters/3396.pdf, abgerufen am:08.01.2010.[

2] Breithaupt: Informationsmaterial der Firma Breithaupt, http://www.breithaupt.de/produkte/steinbruch-messinstrumente/bruchwand-laser-vermessungssystem/lapro-ii/ und http://www.breithaupt.de/produkte/steinbruch-messinstrumente/optischer-haendgefaellmesser/necli/, abgerufen am: 21.12.2009.

[3] Glötzl Baumesstechnik: Informationsmaterial der Firma Glötzl Baumesstechnik; http://www.gloetzl.org/homepage/deu/pdf/P075.01.01.00.00.001R01.pdf, abgerufen am: 21.12.2009.

[4] Gustafson, R.: Blasting Technique. Wien: Dynamit Nobel Gesellschaft, 1981.

[5] Hoseinie, S.H./Aghbabaei, H./Pourrahimian, Y.: Development of a new classification system for assessing of rock mass drillability index (RDi). Int J Rock Mech Min Sci 45 (2008), S. 1-10.

[6] Kerber, R . /Tudeshk i , H . /Rebehn , T. : Untersuchungen zum richtungsstabilen Niederbringen von Sprengbohrlöchern im Hartgestein, AI-Aggregates International, 04/2007.

[7] MDL Boretrak: Informationsmaterial der Firma MDL „Cabled Boretrak®“; http://www.mdl.co.uk/laser_systems/cabled-boretrak-/index.html, abgerufen am: 21.12.2009.

[8] Murphey, C.E./Cheatham, J.B.: Hole deviation and drill string behaviour. Soc. Petrol. Engrs J. 6 (1966), S.44-53.

[9] Rollins, H. M.: Straight hole drilling. World Oil 156 (1963), S.113 – 119.

[10] Sandvik Tamrock Corp.: Rock Excavation Handbook, 1999.

[11] Singh, S.P.: The effects of rock mass characteristics on blasthole deviation. CIM Bulletin Vol. 91, January (1998), No 1016, S.90-95.

[12] Sinkala, T.: Hole Deviations in Percussion Drilling and Control Measures - Theoretical and Field Studies, Dissertation Lulea University of Technology, 1989.

laufenden Betriebes statistisch verwertbare Vergleiche zwischen Imloch- und Außenhämmern innerhalb eines Betriebes anzustellen, werden auch die Ergebnisse nur auf die überwiegend verwendete Bohrhammertechnik der Außenlochhammer angewendet werden können. Die Auswahl der Steinbrüche ist damit durch die Verfügbarkeit der vergleichbaren Maschinentechnologie und der Steinbrüche vergleichbarer geologischer Formation reduziert.

[13] S t e i n b r u c h s - B e r u f s g e n o s s e n s c h a f t : Vermessung und Berechnung von Großbohrlochsprengungen. Schriftenreihe der Steinbruchsberufsgenossenschaft, Ausgabe 9 (1995).

[14] Steinbruchs-Berufsgenossenschaft: B o h r - und Sprengtechnik. Aus: Die Industrie der Steine und Erden, Ausgabe 1/99.

[15] Thum, W.: Sprengtechnik im Steinbruchs- und Baubetrieb. Wiesbaden, Bauverlag, 1978.

[16] Tudeshki, H.: Vorlesungsunterlagen zur Vorlesung Spezialbohrtechnik.

[17] Tudeshki, H.: Vorlesungsunterlagen zur Vorlesung Tagebautechnik I und III.

[18] Wild, H.W.: Sprengtechnik, Glückauf-Betriebsbücher Band 10, 1984.

[19] Wirth – Maschinen- und Bohrgerätefabrik GmbH: Bohrtechnisches Handbuch, Version 1.0, 2002.

Univ.-Prof. Dr.-Ing. habil. Hossein H. Tudeshki studierte am Mining College of Schahrud, Iran. Nach mehrjähriger Tätigkeit in der Bergbauindustrie absolvierte er 1989 das Bergbaustudium an der RWTH Aachen. Von 1992 bis 2001 war er Oberingenieur am Institut für Bergbaukunde III der RWTH Aachen mit dem Arbeitsschwerpunkt Tagebau- und Bohrtechnik. Er promovierte 1993 und habilitierte sich 1997. Von 1997 bis zu seiner Ernennung zum Universitätsprofessor war er als Dozent für das Fach Tagebau auf Steine und Erden tätig. 1998 wurde ihm die Venia Legendi für dieses Fach an der RWTH Aachen verliehen. 2001 wurde er zum Professor für Tagebau und Internationaler Bergbau an der TU Clausthal ernannt. Neben dem Tagebau und internationalem Bergbau bildet u.a. die Spezialbohrtechnik mit den Anwendungsfeldern Brunnenbau, Microtunneling, pipe jacking und HDD-Technologie einen Schwerpunkt seiner Lehr- und Forschungstätigkeit.


Dipl.-Vw., M.Sc. Mirco Kappler, geboren 1978 in Berlin, beendete 2005 an der Universität Potsdam das Studium der Volkswirtschaftslehre, bevor er 2009 den Masterstudiengang technische Betriebswirtschaftlehre mit dem Schwerpunkt Rohstoffgewinnung an der Technischen Universität Clausthal abschloss. Seit November 2009 ist er als wissenschaftlicher Mitarbeiter am Lehrstuhl für Tagebau und Internationaler Bergbau des Institutes für Bergbau der Technischen Universität Clausthal beschäftigt.



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Erschließung Steinbruch „Rüti“Der zu erschließende Steinbruch Rüti befindet sich

nahe des Steinbruchs Rotzloch im Kanton Nidwalden. Im neuen Steinbruch Rüti wird wie im Rotzloch Kieselkalk abgebaut. Der Felsen wird lokal gesprengt und mittels einer Vorbrecheranlage auf die Größe von max. 350 mm Kantenlänge zerkleinert. Dieses Material wird in einen Vertikalschacht verstürzt und zwischengebunkert. Der Vertikalschacht wird vollgefüllt, damit das Material nicht durch den Aufprall zerstört wird. Am unteren Ende des Vertikalschachtes ist eine Installationskammer. Dort wird das Gestein automatisch auf ein Förderband umgeleitet

und läuft durch den Tunnel Rüti, quert die Rotzschlucht und erreicht nach dem kurzen Tunnel Rotzloch die neue Übergabestation im heutigen Steinbruch Rotzloch. Von dort gelangt es auf einem weiteren Förderband ins Schotterwerk, um zu Schotter und Hartsplitt weiterverarbeitet zu werden.

Für die Errichtung des Vertikalschachtes wurde der Bereich Schachtbau und Bohren angefragt und mit der Ausführung beauftragt. Der Schacht hat eine Teufe von 130 m, einen Durchmesser von 3,0 m und sollte im Raisebohrverfahren hergestellt werden.

Seit sieben Jahren führt Thyssen Schachtbau Raisebohrarbeiten in der Schweiz durch. Der Einstieg gelang mit dem Auftrag des Teufens von Schacht II in Sedrun

für das Gotthard-Basistunnel-Projekt im Jahr 2002. Nachdem Schacht I konventionell abgeteuft wurde, sollte Schacht II mit einer Schachtbohrmaschine geteuft werden. Für dieses Verfahren ist ein Pilotloch notwendig, damit das beim Schachtbohren anfallende Haufwerk durch Schwerkraft nach unten abgefördert werden kann. Das Bohren des Pilotlochs erfolgte mit einer Raisebohranlage HG 330. Nach diesem für alle Beteiligten sehr erfolgreichen Projekt folgten weitere Einsätze. Die drei letzten sollen nachfolgend näher betrachtet werden.

RAISEBOHREN IN DER SCHWEIZ Rotzloch – eine Baustelle mit herrlicher Aussicht. (Foto: Mitarbeiter TS Gruppe)

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ProjektverlaufNachdem die Tunnelunterfahrung und die

Installationskammer (die so genannte Bergebox) inklusive Betonausbau bereits vollständig hergestellt waren, kam die Raisebohrmaschine HG 250 der Herstellerfirma Wirth zum Einsatz.

Das Bohrgerät wurde auf dem vorbereiteten Bohrfundament über Tage montiert. Hinsichtlich der Zielgenauigkeit bestanden hohe Anforderungen – die Pilotbohrung musste die Kalotte der Installationskammer mittig treffen. Um diesen hohen Anforderungen zu entsprechen, entschloss sich die Thyssen Schachtbau GmbH für den Einsatz eines Rotary-Vertical-Drilling-Systems (RVDS).

Vor dem Einsetzen des RVDS musste auf Grund der Länge des Steuerwerkzeugs zunächst ein vertikaler Bohrabschnitt von ca. 6 m Länge mit stabilisierter Bohrwerkzeuggarnitur geteuft werden.

Die Pilotbohrung wurde mit dem im Bohrstrang enthaltenen RVDS sofort auf den für das Raisebohren erforderlichen Durchmesser von 12¼“ (311 mm) abwärts gebohrt.

Nach dem untertägigen Durchschlag der Raisebohrung wurde der Pilotbohrmeißel demontiert und der Raisebohrkopf in der Installationskammer montiert. Im Anschluss erfolgte die eigentliche Erweiterungsbohrung durch drehendes Aufwärtsführen des Bohrstranges mit Erweiterungsbohrkopf auf den Enddurchmesser 3,00 m.

Nach dem Erreichen des Durchschlagpunktes über Tage wurden die Raisebohrmaschine und anschließend der Erweiterungsbohrkopf demontiert.

Mit der Firma Gasser Felstechnik AG als Auftraggeber bestand über den gesamten Projektverlauf eine sehr gute Zusammenarbeit. Das Projekt wurde dadurch sehr zügig abgearbeitet, so dass ein Bohrfortschritt von 20 m pro Tag beim Erweitern erreicht wurde. Alle Arbeiten wurden termingerecht abgeschlossen.

Die Lage des Bohrplatzes, 630 m über NN, mit der vorhandenen Infrastruktur und den sehr schmalen Bergstraßen stellte hohe Anforderungen an den Transport sowie den Auf- bzw. Abbau der Bohrmaschine.

Aber auch solche Schwierigkeiten, wie Spülungsverlust während der Bohrarbeiten, konnten aufgrund der sehr guten Zusammenarbeit gelöst werden. In diesem Fall sprangen Bauern aus der näheren Umgebung mit ihren Wasserwagen ein bzw. die örtliche Feuerwehr half mit einer Pumpe aus, denn woher bekommt man so schnell das zum Bohren notwendige Wasser in 630 m Höhe im abgelegenen Landschaftsbereich, am Fuße der Alpen.

Teilweise entschädigt für diesen ungewöhnlichen Bohrplatz mit seinen sehr spezifischen Anforderungen wurde man natürlich durch die herrliche Aussicht und seiner Nähe zum Vierwaldstättersee.

Gebohrt wird rund um die Uhr, auch in der Nacht.(Foto: Mitarbeiter TS Gruppe)

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ARGE Druckleitung Schattenhalb 3Am 18.06.2008 begannen die Bauarbeiten für das

31 Mio. CHF teure Wasserkraftwerk Schattenhalb 3. Die Bauzeit für die neue Anlage wird voraussichtlich zweieinhalb Jahre dauern. Die ARGE Schattenhalb mit den Partnern Gasser Felstechnik AG, Frutiger AG und Montagen AG bekam den Zuschlag zur Ausführung der Ausbrucharbeiten und Montage der Druckleitung. Die Variante der ARGE sieht dabei auch einen ca. 280 m Schrägschacht im Raisebohrverfahren mit ca. 37° Neigung aus der Vertikalen und einer Höhendifferenz von ca. 218 m vor. Für dieses Raisebohrloch hat die Thyssen Schachtbau GmbH, Niederlassung Schweiz, den Zuschlag erhalten und als Subunternehmer die Niederlassung Schweiz der Firma Edilmac aus Italien beauftragt.

ProjektverlaufDie Arbeiten zum Erstellen der Pilotbohrung haben

am 10.03.2009 begonnen und wurden bis zum 23.03.2009 abgeschlossen. Das vorliegende Gebirge ist weitestgehend standfest, weist eine hohe einaxiale Druckfestigkeit im Bereich von 120 bis 200 MPa mit geringem Schichteinfallen auf. Auf Grund der Lage des späteren Schrägschachtes wurde kein hoher Überlagerungsdruck im Gebirge erwartet. Das eingesetzte Bohrgerät ist eine Robbins 73 der Herstellerfirma Atlas Copco.

Das Pilotloch wurde zunächst mit einem Warzenrollenmeißel, einem Bohrdurchmesser von 12¼‘‘, 37° geforderter Abweichung von der Vertikalen und 283 m Länge, erstellt. Zum Austrag des Bohrkleins wurde Frischwasser mit bis zu 1.200 l/min und einem Druck von ca. 5 bar eingesetzt. Auf der Fundamentplatte vor dem Bohrgerät

wurde eine Auslaufrinne geschaffen und die Bohrspülung mit Bohrklein in das erste von 3 Absetzbecken geleitet.

Die eingesetzte Bohrgarnitur bestand aus dem benannten Rollenmeißel, Rollenstabilisator, Stabilisatoren und Bohrstangen mit 11¼‘‘ und 10‘‘ Durchmesser.

Bereits bei der Planung der Raisebohrung wurde sich auf Grund der wirtschaftlichen Betrachtung seitens der ARGE Druckleitung Schattenhalb gegen den Einsatz eines Richtbohrsystems entschieden. Die Arbeiten im Zugangsstollen, der zum Schachtfuß führt, wurden ca. 40 m vor dem

Links: Raisebohrmaschine Robbins 73 mit Steuerstand(Foto: Mitarbeiter TS Gruppe)

Rechts und unten: Pilotbohrung mit Bohrspülung(Foto: Mitarbeiter TS Gruppe)

Pilotbohrung mit Bohrspülung(Foto: Mitarbeiter TS Gruppe)

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geplanten Zielbohrpunkt eingestellt, so dass mit den letzten notwendigen Abschlägen im konventionellen Bohr- und Sprengbetrieb eine Anpassung des Stollenverlaufs zur Pilotbohrung erfolgen konnte. Der Bohrlochverlauf und die Koordinate im Bohrlochtiefsten wurden zuvor zu diesem Zwecke vermessen.

Die Aufweitung der Pilotbohrung zum Ausbruchsdurchmesser von 3,05 m ist aufwärts geführt mit einem Raisebohrkopf der Firma Sandvik aus der untertägigen Installationskammer des Zugangsstollens erfolgt. Im Gegensatz zur Pilotbohrung wurde beim Aufweiten des Schrägschachtes eine geringe Spülungsmenge von ca. 30 l/min zum Bedüsen des Haufwerks und Reinigen des Bohrwerkzeugs benötigt. Das beim Raisebohren anfallende Haufwerk wurde am Schachtfuß mittels Radfahr lader weggeladen.

Trotz technischer Probleme, dem Versagen einer Gestängeverbindung nach 142 Bohrmetern, erreichte der Raisebohrkopf am 24.06.2009 den Schachtkopf. Beim Erweitern auf den Ausbruchdurchmesser von 3,05 m hat sich das anstehende Gebirge entsprechend der geologischen Vorhersagen als sehr standfest erwiesen, so dass nach der Fertigstellung des Raisebohrschachtes eine sehr saubere Gebirgskontur ohne Ausbrüche zu sehen war.

Nach der Aufweitung des Raisebohrschachtes mit einer Länge von 258,50 m wurde der Raisebohrkopf abgespannt, gesichert und die Robbins 73 deinstalliert. Der obere Bereich des Schachtkopfes wurde mittels Hydraulikbagger und Hydraulikhammer ausgespitzt, der 12 t schwere Raisebohrkopf unter dem Einsatz eines Mobilkrans aus dem Schacht gehoben und zum Abtransport verladen.

Zusammenfassend können wir als Thyssen Schachtbau GmbH das erfolgreiche Erstellen des Druckleitungsschachtes Schattenhalb 3 in der Zeit vom 9. März bis zum 29. Juni 2009 in guter Kooperation mit dem Auftraggeber und Nachauftragnehmer vermelden.

Ausblickend wird der Schrägschacht entsprechend der geologischen Situation Gebirgssicherungsklassen zugeordnet, mit Ankern und Spritzbeton gesichert. Abschließend werden eine korrosionsgeschützte Druckstahlleitung DN1000, eine Wartungstreppe sowie Kabelschutzrohre installiert.

Der Stollen erreicht die Pilotbohrung, der Meißel kann nun gegen den Bohrkopf getauscht werden.(Foto: Mitarbeiter TS Gruppe)

Der Raisebohrkopf verlässt das Tageslicht Richtung Installationskammer...(Foto: Mitarbeiter TS Gruppe)

… und erblickt nach getaner Arbeit wieder das Tageslicht.(Foto: Mitarbeiter TS Gruppe)

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Raisebohrung für das Wasserkraftwerk am Taschinasbach

Zur Erstellung eines Druckausgleichschachtes, dem so genannten Wasserschloss, des Wasserkraftwerkes Taschinas wurde vom Bauherren, der Rätia Energie AG, das Raisebohrverfahren präferiert. Im April 2009 wurde die Timdrilling von der bauausführenden Arbeitsgemeinschaft „GrischaTaschinas“ mit der Erstellung der Raisebohrung beauftragt.

Der Bohrstandort liegt auf ca. 1000 m über dem Meeresspiegel, am Hang der Deponie Plileisch, nördlich der Ortschaft Seewis-Dorf im Prättgau. Die Zufahrt zur Baustelle besteht aus einer schmalen, steilen Straße mit diversen Spitzkehren, was den Antransport sämtlicher Ausrüstung erschwert.

Auf der Deponie soll im Verlauf der Arbeiten das Ausbruchsmaterial der zu erstellenden unterirdischen Hohlräume (Druckschächte, Wasserschloss usw.) gelagert werden.

Bereits die Vorbereitung zum Erstellen des Bohrplatzes wurde durch die Geländeoberfläche (Hanglage) und das anstehende Deckgebirge erschwert. Die oberen 9 m des Deckgebirges bestehen aus quartären Lockergesteinsschichten und teils tonig-bindigen Material.

Zur Stabilisierung des benannten Deckgebirgsbereiches wurde eine ringförmige Bohrpfahlwand bis zur Tiefe des anstehenden, festen Gebirges erstellt. Der Innenbereich des Bohrpfahlringes wurde ebenfalls zementiert.

Die Aufstellfläche des Bohrgerätes wurde aus lagenweise verdichtetem Ausbruchsmaterial und einer Fundamentplatte erstellt. Die Fundamentplatte wurde so ausgelegt, dass die Zugkräfte der verankerten Raisebohrmaschine beim Pilotbohren und die Druckkräfte beim eigentlichen Erweiterungsbohren aufgenommen werden können. Das Betonfundament dient nicht nur als Widerlager beim Einsatz des Bohrgerätes, sondern verteilt die Auflast der Maschine so, dass eine Sicherheit gegen Einsinken und Kippen vorhanden ist.

ProjektverlaufZum Erstellen des

Wasserschlosses war es erforderlich, 48,8 m vertikal zu bohren und dabei unter Tage punktgenau die Firste der Installationskammer zu erreichen. Seitens Timdrilling und an Hand der Informationen zur geologischen Situation wurde diese Bohrung ohne Einsatz eines Richtbohrsystems angeboten. Der Bohrstrang wurde dazu beim Pilotbohren mit 12¼’’ Durchmesser mit 5 Stabilisatoren von jeweils 1,5 m Länge versteift. Eine Führung des Bohrstranges ist in den ersten 9 m Bohrmetern vor allem durch die homogene Zementation der Bohrpfähle gewährleistet gewesen.

Als Bohrspülung wurde Frischwasser ohne zusätzliche B o h r s p ü l u n g s k o m p o n e n t e n eingesetzt und im Kreislauf über ein Absetzbecken mit 30 m³ Fassungsvermögen gepumpt. Die Pilotbohrung ist in 1,5 Arbeitstagen fertig gestellt worden.

Bohrplatz Wasserschloss nördlich Seewis-Dorf, Bohrfundament und Bohrpfahlpositionen für Gebirgsvergütung.(Foto: Mitarbeiter TS Gruppe)

Installation der HG 160-2 Bohranlage.(Foto: Mitarbeiter TS Gruppe)

Oben: Drehbohrkopf der HG 160-2 mit Gestängegeber.

Unten: Durchschlag der Pilotbohrung, Erweiterungsmeißel montiert.(Foto: Mitarbeiter TS Gruppe)

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Anschließend wurde in der untertägigen Installationskammer der Erweiterungskopf, ein CRH3 mit 1,05 m Schneiddurchmesser der Firma Sandvik, montiert und das Bohrloch von unten nach oben innerhalb von 1,5 Arbeitstagen aufgeweitet.

Rückblickend lässt sich zusammenfassen, dass die Bohrung exakt, entsprechend der Anforderungen und zur vollen Zu friedenheit des Auftraggebers erstellt worden ist. Es wurden beim Bohren keine unerwarteten geologischen Bedingungen angetroffen.

Ausblickend wird das Wasserschloss durch den Auftraggeber mit einer zentrierten Stahlvorrohrung DN800 versehen und mit Betonsuspension im Ringraum hinterfüllt.

Auch hier Lob und Dank an den Auftraggeber für die hervorragende Vorbereitung und den projektbegleitenden Service.

FazitMit den dargestellten Projekten hat sich die Thyssen

Schachtbau GmbH im Alpenraum einen guten Ruf als leistungsstarkes und zuverlässiges Raisebohrunternehmen erworben.

Mehrere Projekte im Wasserkraftwerksbau und im Bergbau befinden sich in der Angebotsphase. Die Thyssen Schachtbau GmbH steht bereit für beste Bauausführung.

Autoren:Tilo Jautze & Joachim Gerbig

WEITERE INFORMATIONEN UND KONTAKT:

Thyssen Schachtbau GmbH Sandstraße 107-135 45473 Mülheim an der Ruhr | DeutschlandTel.: +49 (0)208 - 30 02 0Fax: +49 (0)208 - 30 02 3 95eMail: [email protected]: www.thyssen-schachtbau.de

Stolleneingang zur Installationskammer.(Foto: Mitarbeiter TS Gruppe)

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ANZE

IGE


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Massenbewegungen in Tontagebauen von Rheinland-Pfalz

Westerwälder TonDas Kannenbäckerland ist Teil des Westerwaldes und

liegt in Rheinland-Pfalz (Bundesrepublik Deutschland). Hier kommen bis 70 m mächtige Tonlagerstätten vor, die sowohl mengen- als auch qualitätsmäßig zu den bedeutendsten Tonvorkommen Mitteleuropas zählen. Über 50 Tagebaue fördern jährlich etwa 3 Millionen Tonnen Ton. Die Tone entstanden in der Zeit des Tertiärs (vor 65 bis 2,6 Millionen Jahren) unter Festlands-Bedingungen durch Verwitterung der 400 Millionen Jahre alten Tonschiefer des Rheinischen Schiefergebirges. Die Lagerstätten zeichnen sich durch ihre große Zahl und zum Teil sehr gute Qualität

von Ansgar WehingerLandesamt für Geologie und Bergbau Rheinland-Pfalz | Mainz | Deutschland

Im Tonrevier des Westerwaldes ist europaweit die höchste Zahl und räumliche Dichte an Tontagebauen vorhanden. Die sedimentären Tone des Tertiär weisen zum Teil nur geringe Scherfestigkeiten auf. Das Bestreben die Lagerstätten möglichst vollständig zu gewinnen führt insbesondere in Verbindung mit ungünstigen geologischen Randbedingungen vergleichsweise häufig zu Böschungsinstabilitäten und Massenbewegungen (Abb. 1). Wiederholt sind dadurch auch angrenzende Bauwerke, wie Siedlungen, Straßen und Bahntrassen, gefährdet. Die aus Schadensfällen gewonnenen Erfahrungen werden dokumentiert, um für zukünftige Tagebaue deren Planung optimieren zu können.

verschiedener Tonsorten aus. Ein Qualitätsmerkmal ist der Tonerde-Gehalt (Al2O3). Übliche Tonerde-Gehalte reichen von etwa 15 M. % („magerer“ Ton) bis über 30 M. % („fetter“ Ton). Der Tonerde-Anteil ist in der Regel an die Tonminerale gebunden, weshalb die Plastizität und damit die Scherfestigkeit der Tone auch vom Aluminium-Gehalt bestimmt werden. Die Tone des Westerwaldes setzen sich überwiegend aus den Tonmineralen Illit und Kaolinit sowie aus Quarz zusammen. Im Einzelfall kommen auch Smektit- bzw. Montmorillonit-reiche Tonlagen vor, die sich unter Anderem durch ein erhöhtes Wasseraufnahmevermögen und geringere Scherfestigkeiten ausweisen.

Abb. 1: Beispiel für eine Böschungsrutschung in einem Tontagebau in der Verbandsgemeinde Wirges im Westerwald (Bundesrepublik Deutschland) (Foto: Wehinger 2002).

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FallbeispielIn der Verbandsgemeinde Westerburg sind im

Winter 2004/2005 in einer parallel zu einem Tontagebau gelegenen Kreisstrasse Risse aufgetreten (Abb. 2). Die Hauptgleitfläche erstreckte sich von der Fahrbahnmitte bis zum etwa 20 m tiefer gelegenen Fuß der Tagebauböschung. Die Gleitfläche lief etwa horizontal aus. Dabei rutschten ausgeprägt plastische Tone auf geringer plastischen Tonen ab. Im Vorfeld der Rutschung wurden im oberen Böschungsbereich Wasseraustritte beobachtet. Die Böschung wies eine Generalneigung von etwa 30° auf. Einzelböschungen waren bis zu 80° steil geneigt (Abb. 3). Das Böschungssystem war somit – insbesondere bei Wassereinfluss – übersteilt und nicht dauerhaft standsicher.

Nach der Erkundung in Form von Feld- und Laboruntersuchungen wurde zunächst das Rutschereignis rückgerechnet (Abb. 4). Mit den dabei gewonnenen Bodenkenngrößen konnte die Sanierung bemessen werden. Folgende Einzelmaßnahmen wurden durchgeführt:

Abb. 2: (oben)Abriss inmitten einer Straße, die oberhalb eines Tontagebaus verläuft (im Bild rechts)

(Foto: Wehinger 2005)..

Abb. 3: (unten)Böschung des Tontagebaus unmittelbar neben der geschädigten Straße (im Bild links). Hier werden zur Bestimmung der Scherfestigkeit Flügelsondierungen durchgeführt (Foto: Wehinger 2005). .

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Die Straße wurde rückverlegt und abgesenkt (Verringerung •der Auflast).

Der Straßenunterbau wurde verstärkt.•

Am Fuß der Rutschung wurden Kästen aus grobstückigem •Trachyt und Basalt hergestellt. Der Ton wurde bis 3 m Tiefe unter die Gleitsohle ausgehoben und durch insgesamt 4 m hohe Kästen aus Grobkorn ersetzt.

Die Böschungsvorschüttung wurde in Sandwichbauweise •neu aufgebaut. Tonige Lagen wurden mit Grobkorn stabilisiert.

Abb. 4: Nachrechnung der Rutschung. Der Sicherheitsbeiwert liegt mit h= 0,98 knapp unter dem Grenzgleichgewicht. Entsprechend der Verwertung der Lagerstätte wurden sieben verschiedene Tonqualitäten mit Reibungswinkeln in der Größe von j= 16-30,° und Kohäsionen c= 5-10 kN/m2

unterschieden.

Die einzelnen Arbeitsebenen sind treppenförmig mit leichtem Gefälle in Richtung Tongrube angeordnet worden.

Es wurden Maßnahmen zur Verhinderung des konzentrierten •Eintrags von Oberflächen- und Niederschlagswasser in den Untergrund ausgeführt.

Die Abbildung 5 zeigt eine während der Sanierungsarbeiten entstandene Aufnahme. In der Abbildung 6 ist die rechnerische Überprüfung der Sanierung dokumentiert.

Abb. 5: Böschung des Tontagebaus in der Verbandsgemeinde Westerburg unmittelbar neben der geschädigten Straße (im Bild rechts) während der Sanierungsarbeiten: Die Rutschmassen wurden abschnittsweise ausgekoffert und durch reibungsfestes Material – hier grobstückige Trachyt-

und Basaltstücke – ersetzt. Rechts ist die Geländeoberfläche bereits zum Teil tiefer gelegt (Foto: Wehinger 2005).

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Abb. 6: Standsicherheitsberechnung für den sanierten Zustand (vergleiche mit Abb. 4). Nach der Sanierung mit Austausch der Rutschmassen ergibt sich eine rechnerische Sicherheit h= 1,42.

Geotechnische ErfahrungenFür die Rutschungen von Böschungen in Tontagebauen

des Westerwaldes können folgende Erfahrungen zusammen gefasst werden:

Insbesondere am Fuß von Rutschungen ist die Gleitfläche •häufig an vorgegebene Schwächezonen gebunden. Solche Schwächezonen können wasserführende bzw. wasserempfindliche Zwischenschichten (sandige oder kohlige Lagen), Tone mit geringer Scherfestigkeit, Sohlen ehemaligen Altbergbaus oder auch nur die Grenzfläche zwischen sehr unterschiedlich plastischen Tonen sein. Auf solche Schwächezonen ist während des Abbaubetriebs besonders zu achten. Erforderlichenfalls kann hier die Gewinnung nur abschnittsweise erfolgen.

Häufig liegen Bruchkörper mit einer polygonalen Bruchfigur •vor. Obwohl Ton zu den Lockergesteinen zählt, führen in dem kohäsiven Material Trennflächen bzw. Unstetigkeiten vielfach zu Blockgleitungen, wie dies sonst eher bei Festgesteinen zu beobachten ist.

Viele Rutschungen sind durch •anfallendes Wasser gesteuert. Der Drainage bzw. schadlosen Fassung und Ableitung aller Arten von Wasser kommt sowohl bei der Vorbeugung als auch der Sanierung von Rutschungen eine besondere Bedeutung zu (Abb. 7).

Ebenfalls aus Gründen der •Wasserverfügbarkeit ist die höchste Rutschungsaktivität in den Frühjahrsmonaten zu verzeichnen.

Bei günstigen Verhältnissen, das heißt es stehen •ausschließlich ungestört gelagerte, illitisch-kaolinitische Tone ohne Wasserzutritte an, wurde aus der Rückrechnung verschiedenster Schadensfälle für das Grenzgleichgewicht (h = 1,0) ein Ersatzreibungswinkel j= 26-27° (bei Kohäsion c = 0) ermittelt.

Bei ungünstigen Verhältnissen, wie beispielsweise •bei Anstehen von montmorillonitischen Tonen oder stark wasserführender Zwischenschichten (z.B. Sand- oder Braunkohle-Bänder), ergeben sich rechnerisch Ersatzreibungswinkel sogar unter j= 15-17° (bei Kohäsion c = 0).

Abb. 7: Beispiel für eine Böschungsrutschung in einem Tontagebau in der Verbandsgemeinde Montabaur. Hier ist durch die Rutschung eine Straße abgebrochen. In die Rutschung fließ unkontrolliert Oberflächenwasser aus der Wegeentwässerung und verschlechtert

die Standsicherheitssituation zusätzlich (Foto: Wehinger 2007).

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Bodenmechanische KennwerteIn der Tabelle 1 sind für die beiden genannten

Tonvarianten charakteristische Kennwerte und deren typischen Bandbreiten zusammengestellt. Es ist besonders darauf hinzuweisen, dass selbstverständlich im konkreten Einzelfall die tatsächlichen geologisch-bergbautechnischen Gegebenheiten zu prüfen sind. Die

Tab. 1: Tabelle mit charakteristischen, bodenmechanischen Kennwerten und der typischen Bandbreite von unterschiedlichen Tonen im Westerwald. Die Kennwerte wurden über bodenmechanische Laborversuche sowie die Rückrechnung der Standsicherheit bei Böschungsbrüchen ermittelt.

Abb. 8: Zusammenstellung der bodenmechanischen Versuchsergebnisse von Tonen des Westerwaldes aus verschiedenen Tagebauen. Bemerkenswert ist die positive Korrelation des Aluminium-Gehalts mit den plastischen Eigenschaften.

Tonart / Parameter Statistik Feucht-wichte

Plastizitäts-zahl

Wasserauf-nahme-vermögen

Reibungs-winkel Kohäsion

g [kN/m³] IP [%] wmax [%] j' [°] c' [kN/m²]

Smektitische Tone, Tuff-Bänder, kohlige Tone, ausgeprägt plastische Tone, wasserführende bzw. wasser-empfindliche oder gestörte Zwischenlagen

Charakteristischer Wert 18 30 90 15 0

Typische Bandbreite 16-20 25-35 60-120 10-20 0-10

Illitische bis kaolinitische Tone, ungestörte Lagerung, leicht bis ausgeprägt plastisch

Charakteristischer Wert 20 25 60 22 5

Typische Bandbreite 18-22 20-30 40-80 17-27 0-40

angegebenen Werte dienen vor allem zur Projektierung sowie Plausibilitätsprüfungen bzw. generellen Standsicherheitseinschätzungen von Tagebauen.

In der Tabelle 1 ist auch das Wasseraufnahmevermögen aufgeführt. Statistische Auswertungen zeigen, dass diese Eigenschaft stark mit der Plastizität bzw. dem Scherverhalten und der chemisch-mineralogischen

Zusammensetzung korreliert. Somit steht ein relativ einfacher Versuch zur Abschätzung der genannten Eigenschaften zur Verfügung (Abb. 8).


Landesamt für Geologie und Bergbau Rheinland-Pfalz Geologiedirektor Dipl.-Geol. Ansgar WehingerEmy-Roeder-Str. 5 D-55129 Mainz | DeutschlandTel.: +49 (0) 6131 - 92 54 - 367eMail: [email protected]: www.lgb-rlp.de

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Monitoring von Tagebaurandböschungen mittels Vertikal- Inklinometer

HintergrundIm Tagebau kommt es infolge der Massenentnahme

durch den Gewinnungsprozess zu Spannungsänderungen und damit Verformungen im Lockergebirge. Aufgrund der Schichtung des Gebirges konzentrieren sich Verformungen insbesondere in Böden mit niedriger Festigkeit und auf Bereiche, in denen Schichten mit stark unterschiedlichen Scherfestigkeiten aneinander grenzen. Da sich die Scherfestigkeit eines Bodens mit zunehmender Deformation ändert und ggf. bis zu einem residuellen Wert abnehmen kann, ist eine frühzeitige Identifizierung von hoch-ausgelasteten Bereichen für die Beurteilung der Standsicherheit der Böschung von hoher Bedeutung, da sich dort Versagenszonen ausbilden können.

Zur Beobachtung des Verformungsverhaltens werden meist terrestrische Messungen an den Oberflächen von Böschungen nach deren Fertigstellung durchgeführt. Mittels Inklinometermessungen können ergänzend Verschiebungen im Gebirge gemessen werden. Auf der Grundlage von Inklinometermessungen können Aussagen

von Dr.-Ing. Dieter DahmenGebirgs- und Bodenmechanik, RWE Power AG | Bergheim | Deutschland

Abb. 1: Messprinzip Inklinometer

zum Verformungsverhalten im Inneren von Böschungen getätigt werden. Insbesondere dienen sie im Tagebau zur Identifizierung bewegungsaktiver Horizonte innerhalb von Randböschungen.

Sie erlauben eine Überwachung des Verformungsverhaltens von Horizonten geringer Scherfestigkeit, für die bei Standsicherheitsberechnungen Bruchmechanismen identifiziert wurden und dienen damit der Überwachung der Böschungsstandsicherheit sowie der Korrelation von Verformung und Aushub durch die Gewinnungsgeräte; zukünftig sollen sie durch den Vergleich mit Verformungsprognosen eine weiter verbesserte Aussage über den Zustand einer Böschung erlauben.

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Historie/EntwicklungIm Juni 1985 wurden im Rheinischen Revier erstmals

Vertikalinklinometer in Tage-bauböschungen eingesetzt. Dies erfolgte wegen der großen Teufen und der zu erwartenden Verformungen in Verbindung mit Vierkant-Stahlrohren, die in Untersuchungsbohrungen eingebaut wurden. Seit 2002 werden auch für die Entwässerung nicht mehr nutzbare Brunnenröhren zum Einbau solcher Inklinometerrohre verwendet. Ebenfalls in 2002 erfolgte die Beschaffung eines automatisierten Messanhängers sowie von Inklinometermessketten zur kontinuierlichen Überwachung einzelner Verformungshorizonte. In 2005 wurden neue Rollenführungen für die Inklinometersonden entwickelt, und in 2008 erfolgte die Beschaffung eines semimobilen Messcontainers als Ersatzsystem sowie einer Videokamera zur Begutachtung von Schäden in Inklinometerrohren.

Zur Messung einer evtl. vorhandenen Torsion der Messrohre wurden auch Drehwinkelsonden entwickelt, die allerdings aufgrund der Führungsungenauigkeiten nicht reproduzierbare Messergebnissen erbrachten. Der Einsatz von Torsionsmessgeräten mit Kreiselkompass scheitert derzeit noch an deren zu großen Abmessungen.

Die seit 1991 verwendeten Vierkant-Quadratprofil-Stahlrohre in der Dimension 110 mm x 110 mm werden beim Einbau mittels geschweißter Muffen wasserdicht verbunden. Die Messrohre werden mit der Diagonale (A-Richtung) in Fallrichtung der Böschung eingebaut. Die bei RWE Power verwendeten Messsonden werden mit Rollenführungen in der Diagonale des Messrohres geführt; sie besitzen eine Länge von 2 m, sind allerdings einkürzbar auf 1 m und 0,5 m um die Messung auch stärker verformter Messrohre und eine Erhöhung der Messauflösung zu gewährleisten. Eine in 2005 neu entwickelte Sondenführung verhindert das „Steckenbleiben“ der Sonde beim Herausfahren. Die Messsonden besitzen Neigungssensoren für die A-Richtung (Fallrichtung der Böschung) und die um 90° im Uhrzeigersinn gedrehte B-Richtung.

Die mit der Ausrüstung erzielbaren Genauigkeiten liegen maximal bei 0,1 mm/2 m, in der Praxis werden 0,2 mm/2 m erreicht. Da der Entwurf der Neufassung der DIN 4107-1 höhere Genauigkeiten fordert, läuft derzeit über den DEBRIV ein Einspruchverfahren.

Abb. 2: konventionelle (oben) und neu entwickelte Sondenführung (unten)

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Durchführung von MessungenDer seit 2002 eingesetzte teilautomatisierte Messanhänger erlaubt

eine 1-Mann-Bedienung, eine schnellere Messung und eine Steigerung der Genauigkeit durch automatische Positionierung. Dazu ist das Kevlar-verstärkte Messkabel mit Teufen- und Induktionsmarken versehen.

Die maximale Messteufe (Messkabellänge) beträgt 600 m, die tiefste bisher gemessene Bohrung hatte eine Teufe von 498 m.

In den letzten 15 Jahren wurde eine „Messleistung“ von 730.000 Messmetern erbracht; das bisher leistungsstärkste Jahr war 1994 mit 97.000 Messmetern.

Anordnung der MeßstellenWerden Inklinometermessstellen außerhalb des

späteren Aushubbereiches angeordnet, kann der Deformationsprozess über einen langen Zeitraum beobachtet werden. Inklinometermessstellen, die im Bereich des späteren Aushubs hergestellt werden, müssen dem Aushubfortschritt folgend erstellt, sowie ggf. überbaggert (eingekürzt) und wieder aufgewältigt werden. In den Tagebauen der RWE Power AG werden Inklinometerbohrungen daher üblicherweise vorlaufend in Niveau und Lage festgelegt und möglichst erst dann erstellt, wenn die entsprechende Gewinnungssohle diese Schnittlage innerhalb der Randböschung freigeschnitten hat. Damit sind kein Bohren im „offenen Tagebaufenster“ und keine Überbaggerung der Inklinometerbohrung erforderlich. Darüber hinaus ist die Lebensdauer der

Bohrung optimiert, da die vor der Erstellung innerhalb des Lockergebirges abgelaufene Verformung für eine Bohrung nicht relevant ist.

Wenn bei starken Verformungen die Durchgängigkeit der Sonde durch das Vierkantrohr - auch eingekürzt auf 0,5 m - nicht mehr gegeben ist, muss eine Messbohrung aufgegeben und zementiert werden.

Auswertung von Messungen Bezüglich der Auswertung waren bei Einsatz analoger

Messtechnik anfangs nur relative Bewegungen interessant (Teufenlage von Verformungshorizonten, Unterscheidung zonale oder trennflächenartige Verformung). Aufgrund der begrenzten Genauigkeiten wurde bei der Auswertung ein Schwellenwert von 1 mm (sog. „Schwelle 1“) eingeführt, unterhalb dessen der gemessene Einzelwert nicht berücksichtigt wurde. Damit war aber kein Vergleich zwischen terrestrisch gemessener Kopfpunktbewegung und der aus der Inklinometermessung resultierenden Kopfpunktbewegung möglich, da das Inklinometerergebnis zu geringe Verformung ergab. Mit den höheren Genauigkeiten der digitalen Messtechnik ab 1994 konnte der Schwellenwert 1 mm entfallen und damit ist heute

Abb. 3: Automatisierter Messanhänger

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ein Vergleich zwischen der aus terrestrischer Messung und der aus Inklinometermessung ermittelten Kopfpunktbewegung möglich. Aus der Differenz beider Messungen ergibt sich die Bewegung des - bei der üblichen Auswertung von Inklinometermessungen als fest angenommenen - Fußpunktes.

Aktuell werden bei RWE Power 22 Bohrungen im Rheinischen Revier gemessen, davon 18 Bohrungen im Tagebau Hambach (davon 2 ehemalige Brunnen), sowie je 2 Bohrungen in den Tagebauen Garzweiler und Inden.

Die Bereitstellung der Messergebnisse erfolgt nach der Auswertung webbasiert auf einem internen Datenserver für einen ausgewählten Nutzerkreis aus den Tagebauen und den Planungsabteilungen. Beim Vergleich zwischen gemessenen und prognostizierten Verformungen ist für die Berechnung der Zeitbezug der Verformungen zu beachten, da Inklinometermessungen nur Verformungen nach Herstellung der Bohrung erfassen können.

Abb. 4: Entwicklung Inklinometerverformung

bei Bezug auf festen Fußpunkt.

Abb. 5: Entwicklung Inklinometerverformung bei Bezug auf markscheiderisch gemessene Kopfpunktbewegung.

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ZusammenfassungInklinometermessungen haben sich in den letzten

25 Jahren zu einem unverzichtbaren Hilfsmittel zur Beurteilung des Zustandes und damit der Standsicherheit von Tagebaurandböschungen im Rheinischen Braunkohlenrevier entwickelt.

Sie dienen zur frühzeitigen in-situ-Lokalisierung von Verformungszonen und geringmächtigen einzelnen Verformungshorizonten.

Sie erlauben damit Rückschlüsse auf die Ursachen von Böschungsverformungen und sind damit eine wichtige Ergänzung der terrestrischen markscheiderischen Messungen.

Die Messeinrichtungen und Auswertungen wurden an die speziellen Anforderungen und Randbedingungen bei RWE Power angepasst und werden ständig weiterentwickelt.


RWE Power Aktiengesellschaft Dr.-Ing. Dieter Dahmen Gebirgs- und Bodenmechanik, Giersbergstrasse50126 Bergheim | DeutschlandTel.: +49 (0) 22 71 - 751 - 22 782Fax: +49 (0) 22 71 - 751 - 22 122eMail: [email protected]: www.rwe.com

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Wissen, was los ist - Die Anwendung von Web-basierten Monitoring- und Analyse-Plattformen für die Überwachung von Böschungen in Steinbrüchen und Tagebauen

Böschungsrutschungen entstehen dabei i.d.R., wenn durch ein oder mehrere Faktoren (z.B. geometrische, geologische oder hydrologische Verhältnisse), die Scherfestigkeit des anstehenden Materials geschwächt wird, beziehungsweise die äußeren treibenden Kräfte größer werden als die inneren haltenden Kräfte. Im Festgestein treten Standsicherheitsprobleme im Wesentlichen durch ein Abgleiten auf vorgegebenen Gleitflächen auf. Neben dem Abgleiten ist hier auch ein mögliches Abkippen zu beachten. Die Schwächezonen werden hierbei durch das im Fels vorhandene Kluftsystem gebildet. Neben den klassischen Böschungsbrüchen wie oben beschrieben besteht in wassergesättigten Kippenbereichen die Gefahr einer Verflüssigung, dem sogenannten Setzungsfließen. Dieser Gefügezusammenbruch, beispielsweise im Böschungsfuß einer im Wasser stehenden Kippe bewirkt in aller Regel das Versagen des gesamten darüber befindlichen trockenen Böschungssystems. Die dadurch entstehende rasante Dynamik ist akut lebensgefährlich. In der Vergangenheit hat dies im Braunkohlentagebau zu mehr als einem Dutzend tödlicher Unfälle geführt, aber auch im Steine- und Erdenbergbau kann diese Gefahr auftreten. Besonders gefährdet sind dabei Spülkippen, die auf Grund ihres Kornspektrum, der lockeren Lagerung und der Wassersättigung besonders gefährdet sind für Setzungsfließereignisse.

von Thomas Graf, Timothy D. FyfeFUGRO CONSULT GmbH | Berlin | Deutschland

Die Gewährleistung der betriebstechnischen und arbeitstechnischen Sicherheit gehört heutzutage zu den wichtigsten Kernbereichen beim Betrieb von Steinbrüchen und Tagebauen. Dabei ist die geotechnische Standsicherheit der Böschungen im Tagebaubetrieb ein nicht zu unterschätzendes Gefahrenpotenzial.

Sanieren kann man instabile Böschungen durch Veränderungen der Geometrie (Abflachung bzw. Herstellung von Bermen), durch Vorschüttungen bzw. Abtragungen am Böschungskopf bzw. durch technologische oder auch biologische Verbaumaßnahmen. Sanierungsmaßnahmen sind i.d.R. sehr aufwendig, kostenintensiv und im laufenden Tagebaubetrieb auch nur bedingt umsetzbar. Zur sicheren Überwachung von Böschungen in Tagebaubetrieben empfiehlt sich daher der Einsatz von modernen Monitoringsystemen. Damit lassen sich kurzfristig und zeitnah Fragen beantworten wie: Wo befindet sich das Grundwasser im Hang? Sind aktuell Bewegungen in der Böschung zu erkennen? Müssen Vorsichtsmaßnahmen

Abb. 1: Laser-Tachymeter zur Hangüberwachung

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getroffen werden? In der Vergangenheit bedeuteten derartige Fragestellungen aufwendige Feldmessungen, Monitoringkampagnen und Auswertungen. Die Ergebnisse solcher Messungen kamen i.d.R. zu spät wie zahlreiche Unglücke in der Vergangenheit gezeigt haben.

Moderne Internet-basierte Anwendungen können dabei heutzutage leicht Abhilfe schaffen. In kürzester Zeit können vollautomatisch und in Echtzeit Antworten auf die oben gestellten Fragen geliefert werden. Das System sorgt dafür, dass immer alle relevanten Parameter vorliegen und deren zeitliche Entwicklung schnell grafisch visualisiert und analysiert werden kann.

Web-basierte Systeme verknüpfen gezielt Daten von unterschiedlichen Sensoren und Messpunkten im Feld zu aussagekräftigen Informationen und visualisierten Darstellungen. Verschiedenste Datenerfassungsgeräte und Sensoren, wie z.B. Tachymeter, Inklinometer, Extensometer, Piezometer, GPS, Webcams, Bohrlochsensoren, meteorologische Messgeräte u.v.m. können gleichzeitig aufgezeichnet und in Echtzeit von überall abgerufen werden.

Die FUGRO CONSULT GMBH hat in den vergangenen Jahren auf Grundlage der Software GeODin ein System entwickelt mit dem nach Installation eines Monitoringnetzwerkes vollautomatisch komplexe Böschungs- und Hangbereiche überwacht werden können. Derartige Systeme sind vielfach bereits erfolgreich in der Praxis eingesetzt worden.

Vereinfacht arbeiten derartige Systeme wie folgt:

Im zu überwachenden Bereich wird eine beliebige Anzahl von Messsensoren eingebaut. Die Sensoren messen in regelmäßigen Abständen vordefinierte Parameter und produzieren dabei Text-Dateien. Diese Dateien werden an einen im Feld installierten PC übertragen und dort zwischengespeichert.

Vom Feld PC werden ereignis- oder zeitgesteuert die Text-Dateien auf einem FTP Server kopiert. Zusätzlich können die Textdateien täglich als Zip-Dateien auf dem Feld PC archiviert. Die Daten werden von einem FTP-Server abgeholt, dannach geprüft (sogenannte „Thresholds“) und dann automatisch in verschiedenen Tabellen in eine Datenbank geschrieben. Bei Bedarf und

Abb. 2: Auswahlbildschirm eines Web-

basiertes Monitoringsystem

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in Abhängigkeit der Ausgangswerte kann auch ein Pre- bzw. Post-Processing ausgeführt werden, bei dem neue „virtuelle“, d.h. nicht gemessene sondern berechnete, Parameter entstehen können.

Der GeODin Portal Server produziert Webdarstellungen in Echtzeit auf der Grundlage der aktuell in der Datenbank vorhandenen Daten. Die gemessenen und berechneten Werte werden in GeODin-Layouts „on-the-fly“ dargestellt, die jeder Webbrowser anzeigen kann. Die Darstellungen können dabei unterschiedlichste Grafiken und Informationen enthalten. Innerhalb der Darstellungen und Grafiken sind Verknüpfungen auf andere GeODin-Layouts (Webseiten) möglich. Diese können an variablen Textelementen oder auch an Zeitreihen festgelegt werden. Natürlich sind Verknüpfungen auch auf beliebige Webseiten und MapServer-Anwendungen möglich.

Auf der Basis der GeODin-Platform erstellen Sie ein komplettes Web-Portal für die Präsentation Ihrer Datenbestände. Hierfür sind keinerlei Kenntnisse zu HTML-Programmierung oder Webseitengestaltung

erforderlich. In gewohnter GeODin-Arbeitsumgebung erstellen Sie Berichte, Darstellungen für geologische und geotechnische Sachverhalte und Grafiken aus vorliegenden Sensor-Ergebnissen. Eine Funktion zur ad-hoc-Erstellung von Berichten im PDF-Format ist ebenfalls enthalten.

So können Sie ihren Nutzern des Web-Portals beispielsweise die Gesamtdokumentation einer Bohrung anbieten. Dies kann direkt auf der Webseite in mehreren Einzellayouts wie Kopfblatt, Profildarstellung und Ausbauplan erfolgen und gleichzeitig einen Link für den Download des Komplettberichtes zu dieser Bohrung als PDF-Datei bereitstellen. Als wichtiges Sicherheits-Feature ist es weiterhin möglich, auf der Datenbank Skripts auszuführen, die Alarm-Funktionen steuern. Dabei sind kritische Parameter frei definierbar und Sie können festlegen bei welchen Ereignissen ein Alarm ausgelöst wird. Falls ein Alarm-Event eintritt, wird je nach Voreinstellung eine SMS und/oder Email an bestimmte verantwortlichen Personen versendet. Auch das Verschicken periodischer Berichte an ausgewählte Empfänger und ist möglich.

Abb. 3: Beispiellayout zur Informationsdarstellung

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Ereignissen ein Alarm ausgelöst wird. Falls ein Alarm-Event eintritt, wird je nach Voreinstellung eine SMS und/oder Email an bestimmte verantwortlichen Personen versendet. Auch das Verschicken periodischer Berichte an ausgewählte Empfänger und ist möglich.

Wichtig dabei ist, dass die Systeme an die jeweils vorliegenden Bedürfnisse des Abbaubetriebes angepasst werden können. Somit lassen sie sich universell einsetzen und unterliegen keinerlei Einschränkungen. Weiterhin sind sie jederzeit unkompliziert erweiterbar. Selbstverständlich ist bei aller Konfigurierbarkeit und allzeitiger Zugänglichkeit die Sicherheit der sensiblen Daten vor unberechtigten Zugriffen garantiert. Damit steht den Abbaubetrieben eine hilfreiche und vergleichsweise preiswerte Palette an Werkzeugen parat, um den wachsenden Sicherheitsanforderungen gerecht zu werden. Gleichzeitig können derartige Systeme dazu beigetragen, dass wirtschaftliche Ausfälle und finanzielle Schäden minimiert oder verhindert werden.


FUGRO CONSULT GMBH Thomas Graf Fachbereichsleiter Bergbau/Infrastruktur Wolfener Strasse 36V12681 Berlin | DeutschlandTel.: +49 (0) 30 93 - 651 - 331Fax: +49 (0) 30 93 - 651 - 300eMail: [email protected]: www.fugro.de

Abb. 4: Vereinfachtes Fließschema von der Datenerfassung zur Web-basierten

Monitoringplattform

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Erkundung und Analyse des UntergrundesGrundlage der Beurteilung der Standsicherheit von Böschungen

Unsere Erfahrung des letzten Jahrzehnts zeigt, dass dieser Vorteil im Zuge des immer stärkeren Kostendruckes zu einer immer stärkeren Unterschätzung der Komplexität der jeweilig zu lösenden Aufgaben führt.

Anhand eines Beispiels einer kleinen aber vergleichsweise tiefen Baugrube in Tonschiefern soll die Bedeutung der geotechnischen Untersuchung des Untergrundes herausgestrichen und erläutert werden.

Die geotechnische / ingenieurgeologische Erkundung hat im Wesentlichen folgende Fragestellungen zu klären:

Lithologische Zusammensetzung des Gesteins•

Struktureller Aufbau (Trennflächengefüge)•

Felsmechanische Kenngrößen•

Wasserführung im Gestein auf den Trennflächen•

Dies wird in der Regel durch einen entsprechenden Erkundungsumfang erzielt, welcher im Folgenden exemplarisch dargestellt wird:

Klärung der großräumigen geologischen Situation•

Aufschlusspunkte sollten das Gebiet repräsentativ •erfassen (z.B. DIN 4020)

Gegebenenfalls wird eine Nacherkundung nötig•

Aufschlussverfahren müssen die benötigte •Aussagekraft und Eignung zur Probenahme besitzen (Bohrung, Schürfe, Sonderproben)

Grundwasser sollte möglichst beobachtet, •sinnvollerweise im Jahresgang beobachtet werden

Soll- / Ist-Abgleich der Situation während der Anlage •der Böschung

Nachsorge durch regelmäßige Kontrolle•

von Dirk BruhnTerra Control GmbH | Bad Nauheim | Deutschland

Immer leistungsfähigere EDV-Systeme und moderne geotechnische Software zur Konstruktion und Berechnung von Böschungssicherungen und Standsicherheiten von Böschungen im Locker- und Festgestein haben zu einer erheblichen Vereinfachung der Bearbeitung geführt und liefern schnelle Resultate.

Das nachfolgende Beispiel verdeutlicht die Entwicklung einer Baugrube unter zuvor trotz geotechnischen und ingenieurgeologischen Untersuchungen nicht bekannten hochkomplexen Verhältnissen:

Die Stadt Usingen plante eine Zweifeldsporthalle mit einer Tiefgarage in direkter Nachbarschaft zur bestehenden Schwimmhalle an einem Talabhang. Maßgeblich der Daten der geologischen Karte und bekannter Daten vorhergehender Baugruben im weiteren Umfeld der geplanten Baugrube würde die Aushubtätigkeit zum Auffahren der Baugrube in eine Lockergesteinsbedeckung aus Residuallehmen (Hanglehme) und darunter lagernden Tonschiefern der unterdevonischen Emsstufe einschneiden.

Bisherige Erfahrungen mit diesem Untergrund in benachbarten Baugruben zeigten, dass die Verwitterung der Tonschiefer zum Teil mehrere Meter tief in den Tonschiefer hinein reicht.

Die strukturgeologische Situation im Baufeld wird durch die für das rheinische Schiefergebirge typische Südwest / Nordost streichende Faltenstrukturen geprägt.

Die gefaltete Schichtung wird durch eine engständige Schieferung und von zeitlich unterschiedlichen Generationen von Störungen durchlaufen.

Unter ähnlichen strukturellen und geologischen Bedingungen wurden Baugruben und Böschungen im anstehenden Tonschiefer mit einem Böschungswinkel von β = 70° für temporäre Böschungen sicher und erfolgreich angelegt.

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Auf Basis dieser Information wurde die geotechnische Baugrunduntersuchung für das Baufeld anhand von 2 Schürfgruben, 6 Rammkernbohrungen und zwei überschweren Rammsondierungen (DPG) mit einem 200 kg Rammbären sowie Ac = 20 cm² und d = 50 mm ausgeführt. Die Ergebnisse dieser Untersuchung bestätigten die oben zitierten und für das Baufeld angenommenen ingenieurgeologischen Verhältnisse:

Unter einer Lockergesteinüberlagerung von Hanglehmen im Sinne von Residuallehmen mit Mächtigkeiten zwischen 3 und 5 m wurde der verwitterte unterdevonische Tonschiefer angetroffen. Die Übergangszone zu den weniger stark verwitterten Tonschiefern reichte bis zu 7,5 m unter Geländeoberkante.

Die Klärung der strukturgeologischen Situation zeigte, dass die zukünftige Nordböschung der Baugrube durch die Trennflächen der jeweiligen strukturellen Elemente, im Wesentlichen der Schieferung, in einem Winkel von ca. 10° geschnitten wird. Weiterhin konnte nachgewiesen werden, dass die Baugrube strukturgeologisch im Bereich eines aufsteigenden Schenkels einer regionalen Nordwest vergenten Faltenstruktur lokalisiert ist.

Die Schichtung und die Schieferung des Tonschiefers zeigten denselben Einfallswinkel, jedoch fällt die Schieferung etwas steiler ein als die Schichtung. Schichtflächen und Schieferflächen wurden mit einem Einfallen zwischen 65° und 80° in Richtung zur Baugrube ermittelt.

Die Bewertung der vorgenannten zusammengefassten Untersuchungsdaten resultierte in der Angabe eines wirtschaftlichen und sicheren Böschungswinkels für den Residuallehm von 50° und für den unterdevonischen Tonschiefer von 70°. Beide Böschungsbereiche sollten durch eine Berme mit 1 m Breite getrennt werden.

Da unterschiedliche Ergebnisse der überschweren Rammsondierung sowie die Ergebnisse der Schürfgruben auf die Möglichkeit einer Inhomogenität hinwiesen, wurde für ein wirtschaftlich tragbares Management dieser im

Zuge des Bodenaushubs möglicherweise auftretenden Inhomogenitäten festgelegt, dass der Unternehmer die Baugrube von Süd nach Nord, also vom flachen bis zum tiefen Ende über die gesamte Höhe der jeweils schrittweise freizulegenden nördlichen Böschung ausheben sollte. Im Zuge dieses Aushubes sollte täglich die strukturelle und geologische Situation der jeweiligen nördlichen Aushubböschung und der Aushubsohle überprüft werden. Auf diese Weise wären Inhomogenitäten im Untergrund rechtzeitig vor Anlage der endgültigen Nordböschung erkannt worden und das Konzept der Böschungssicherung hätte angepasst werden können.

Abb. 1: Entlang der zerstörten nördlichen Böschung wurden in Teilbereichen kleinformatige Duplexstrukturen festgestellt.

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Angeblich aus wirtschaftlichen Gründen und wegen eines sehr engen Zeitplans wurde der Baugrubenaushub nicht nach der o.g. Empfehlung durchgeführt. Kurz vor der Profilierung der endgültigen nördlichen Böschung entwickelten sich in diesem Böschungsbereich mehrere Böschungsbrüche an der zu diesem Zeitpunkt 8 m hohen Böschung.

Das in die Baugrube abgeglittene Schichtpaket des Tonschiefers sowie die weitere Instabilität der Böschung führten aus Sicherheitsgründen zu einer Sperrung des gefährdeten Bereiches.

Die unmittelbare Erkundung der entstandenen Situation zeigte, dass die Baugrubensohle komplett durch die Fahrspuren von Baggern und Dumpern zerfahren war und keine Überwachung der geologischen Situation ermöglicht hat. Entgegen der Empfehlung wurde kein tägliches Monitoring der Untergrundsituation durchgeführt.

Die nachfolgende Untersuchung der strukturellen und geologischen Situation zeigt ein hochkomplexes Zusammenspiel von mehreren limitierenden strukturgeologischen Parametern:

Entlang der zerstörten nördlichen Böschung wurden in Teilbereichen kleinformatige Duplexstrukturen (Abb. 1) festgestellt.

Per Definition werden Duplexstrukturen durch Scherflächen begrenzt. Durch ihre Existenz bewiesen sie somit eine in den Tonschiefern lokalisierte Scherzone. Weitere Untersuchungen konnten zeigen, dass diese Scherzone durch mehrere nachfolgende Störungen erneut aktiviert wurde. Die relevanten Flächen dieser Scherzone zeigten bei einer südlichen Einfallsrichtung einen Einfallswinkel von 42° bis 50° nahezu parallel zur Böschungsneigung.

Diese böschungsparallele Orientierung der Scherzone zusammen mit dem intensiv gestörten Material wurde als der Hauptgrund für das Versagen der Böschung festgestellt. Auf den Scherflächen in der Aushubböschung rutschten kompakte Blöcke des Tonschiefers mit Dicken um ca. 1 m hinab zum Böschungsfuß auf die Baugrubensohle (Abb.2).

Abb. 2: Auf den Scherflächen in der Aushubböschung rutschten kompakte Blöcke des Tonschiefers mit Dicken um ca. 1 m hinab zum Böschungsfuß auf die Baugrubensohle.

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Im Zuge der Untersuchung wurde auch die Baugrubensohle gesäubert. Dabei wurde eine Wasser führende Großstörung festgestellt, welche die Baugrube im Bereich der nördlichen Böschung mit einem südöstlich nordwestlichen Streichen durchzog. Diese Großstörung zeigte aufgrund ihrer Wasserführung und als Resultat der vermutlich tertiären Verwitterung eine massive Alteration des benachbarten Gesteins (Fig. 3). Die Plastifizierung der Tonschiefer und die Deformationszonen dieser Großstörung konnte mehrere Meter in den umgebenden Tonschiefer zurück verfolgt werden. Durch die Störung wurden die westlichen Abschnitte der relevanten nördlichen Böschung deutlich alteriert, wie Fig. 4 entnommen werden kann.

Die Bewertung der Untersuchungen ergab, dass die oben beschriebenen strukturellen geologischen Elemente zu einer deutlichen Verschlechterung der felsmechanischen Parameter führten. Im Bereich der stark

alterierten Tonschiefer wurden aus Rückrechnungen der Winkel der inneren Reibung mit φ = 14° und die Kohäsion mit c = 5 kN/m² ermittelt. Für die nur gering alterierten Bereiche der Böschung wurden nach gleichem Verfahren felsmechanische Parameter von φ = 21° und c = 8 kN/m² bestimmt.

Die auf Basis dieser Daten durchgeführte Böschungsberechnung führte zu einer Sicherung einer 60°- Böschung durch Felsnägel. Aus Gründen der Arbeitssicherheit wurden an der endgültig mit 60° profilierten Nordböschung die notwendigen Bohrarbeiten

Abb. 3: Die Großstörung zeigte aufgrund ihrer Wasserführung und als Resultat der vermutlich tertiären Verwitterung eine massive Alteration des benachbarten Gesteins.

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mit einer an einem Ausleger eines Baggergerät montierten Morath Bohrlafette unter Verwendung eines Druckluftimlochhammers gebohrt. Das Einführen der Felsnägel in die Bohrlöcher und die Verpressarbeiten wurden von einer Hebebühne aus einem sicheren Abstand heraus durchgeführt.

Anhand dieses Beispiels ist ersichtlich, dass auch bei zunächst scheinbar bekannten Fällen eine umfassende geotechnische bzw. ingenieurgeologische Betreuung von großer Bedeutung ist.

Im relevanten Fall hätte ein durchgeführtes Monitoring und aus geotechnischer Sicht eine fachgerechte Entwicklung der Baugrubensohle (ohne die dort sichtbaren Strukturen zu zerstören) viel Zeit und Geld sparen können.

Abb. 4: Durch die Störung wurden die westlichen Abschnitte der relevanten nördlichen Böschung deutlich alteriert.


Terra Control geologische Beratung und Umwelttechnik GmbH Dirk BruhnBad Nauheimer Straße 1961231 Bad Nauheim | DeutschlandTel.: +49 (0) 60 32 - 971 - 355Fax: +49 (0) 60 32 - 971 - 357eMail: [email protected]: www.terra-control.de

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Berücksichtigung von Erdbeben bei Standsicherheitsberechnungen für tiefe Endböschungen unter Wasser

Einführung in Problem und Lösungsmethode

Die typische Endböschung der Tagebaue im Rheinischen Braunkohlenrevier, um deren Standsicherheitsberechnung es hier geht, ist etwa 100 bis 300 m tief und schneidet in ein Gebirge aus mehreren söhligen bis leicht geneigten Lockergesteinsschichten ein (Abb. 1). Die Schichten unterscheiden sich in Körnung, Wichte, Wasserdurchlässigkeit und in den effektiven Scherparametern j’ und c’. Wenig unterhalb des Böschungsfußpunkts liegt oft eine Ton-schicht mit sehr geringer Scherfestigkeit. Es ist der Zustand zu betrachten, in dem die Böschung teilweise in einen See eintaucht. Der Grundwasserspiegel im Böschungskörper soll horizontal sein und wird in Höhe des offenen Wasserspiegels angenommen. Zusätzlich ist zu berücksichtigen, dass die Böschung Erdbebenbeschleunigungen mit horizontaler und vertikaler Komponente

Formeln (1)

ausgesetzt sein kann (g Erdbeschleunigung, ah und av relative horizontale bzw. vertikale Bodenbeschleunigung infolge Erdbeben). Die Werte für Erdbebenbeschleunigungen wurden durch ingenieurseismische Untersuchungen an der Erdbebenstation Bensberg der Universität Köln ermittelt [1] und sind für unsere Betrachtung gegebene Größen. Mit folgenden Werten – eingerechnet eine zulässige Abminderung für Böschungen – wird nach diesen Angaben gerechnet: ah = 0,5 m/s2, av = 0,35 m/s², Dauer der starken Bodenbewegungen etwa 5 s (bei quasistatischen

von Dr. Michael Goldscheider1 , Dr. Dieter Dahmen2 , Dr. Christian Karcher2

1vormals Institut für Bodenmechanik und Felsmechanik Univ. Karlsruhe, i. R.2Gebirgs- und Bodenmechanik, RWE Power AG | Bergheim | Deutschland

Abb. 1: Gegebene Situation: Tiefe

geschichtete Böschung, die in ein Gewässer eintaucht.

(a) bis (f) Schichten.

Berechnungsverfahren ist nach [3] mit nur 50% der maximalen horizontalen und vertikalen Beschleunigungen zu rechnen; ah = 0,5 m/s2 und av = 0,35 m/s² sind die auf 50% verminderten Werte aus den ingenieurseismischen Untersuchungen).

Die Aufgabe, über die hier berichtet wird, besteht darin, Methoden zu entwickeln, um die Sicherheit derartiger Böschungen gegen tief greifende Böschungsrutschungen unter den genannten Einwirkungen zu berechnen. Eine Böschungsrutschung wird dabei als plastisches Versagen betrachtet, wobei sich die Betrachtung auf den plastischen Grenzzustand beschränkt. Verformungen werden im Rahmen dieses Teils der Untersuchungen nicht berechnet.

Bei der klassischen Methode der Standsicherheitsberechnung nach der Plastizitätstheorie geht man von der Kinematik des Versagens, dem so genannten Bruchmechanismus aus, der aufgrund der Beobachtung und Erfahrung unter Beachtung gewisser Gesetzmäßigkeiten anzunehmen ist. Für diesen Bruchmechanismus wird die Statik im Grenzgleichgewicht aufgestellt. Im Rahmen unserer Untersuchungen für die tiefen Endböschungen haben wir die Ansätze für zusammengesetzte Bruchmechanismen und für Gleitkreise nach dem Lamellenverfahren theoretisch überprüft und an die vorliegenden besonderen Bedingungen angepasst. Zusammengesetzte Bruchmechanismen werden von mehreren Gleitkörpern gebildet, die bei der Berechnung als in sich starr angenommen werden dürfen und sich auf geraden inneren und äußeren Gleitlinien relativ zu einander

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und zur festen Umgebung bewegen können (Beispiele Abb. 2). Die Gesetzmäßigkeiten für die Konstruktion und Berechnung derartiger Bruchmechanismen sind in [2] beschrieben. Zusammengesetzte Bruchmechanismen sind optimal dazu geeignet, die Besonderheiten der Schichtung, Böschungsgeometrie und Einwirkungen zu berücksichtigen.

Dieser Beitrag beschränkt sich auf die Darstellung der Wirkungen von Erdbebenkräften auf den Boden und ihren Ansatz beim Lamellenverfahren nach Bishop für Gleitkreise (Bild 3). DIN 4084, wo dieses Gleitkreisberechnungsverfahren behandelt wird, enthält keine Angaben über die Berücksichtigung von Erdbebenkräften. Unsere Ansätze setzen voraus, dass das Korngefüge durch die Erdbebenbeschleunigungen nicht

Abb. 2: Beispiele für zusammengesetzte Bruchmechanismen aus mehreren Gleitkörpern und im Längsschnitt geraden Gleitlinien [2].

Abb. 3: Beispiel eines Gleitkreises mit Wasserdrücken und Lamelleneinteilung; Koordinaten und Bezeichnungen.

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geändert wird, sie gelten also nicht für sehr starke Beben und sehr lockere Böden. Für zusammengesetzte Bruchmechanismen gelten im Prinzip die gleichen Ansätze für die Erdbebenwirkungen, aber dort gestaltet sich die Berechnung der Statik etwas komplizierter, weil die vereinfachenden statischen Annahmen des Bishop- Verfahrens nicht benutzt werden.

Die Statik der Gleitkreis-Lamellen nach BishopAbb. 4:

Statik für eine Lamelle im Bereich C des Gleitkörpers. (a) Lamelle mit allen angreifenden Kräften einschließlich der Erdbebenkräfte. (b) Kräftepolygon für Grenzgleichgewicht im Zustand ohne Erdbeben. (c) Kräftepolygon für Grenzgleichgewicht im Zustand mit Erdbebenkräften bei nach unten gerichteter senkrechter Komponente DVi

+ . (d) wie (c), jedoch mit nach oben gerichteter senkrechter Erdbebenkraft DVi-

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Statik der Lamellen ohne ErdbebenkräfteBeim Lamellenverfahren zur Berechnung von Gleitkreisen

wird der Gleitkörper durch senkrechte Schnitte in Lamellen zerlegt (Abb. 3). Die Zerlegung in Lamellen dient dazu, über stati-sche Annahmen und die Gleichgewichtsbedingungen für die einzelnen Lamellen eine statisch mögliche Lösung für die Spannungsverteilung längs der Gleitlinie, die statisch unbestimmt ist, zu erhalten. Eine Lösung für die Spannungsverteilung wird benötigt, weil die Sicherheit gegen Böschungsbruch mit einer gekrümmten Gleitlinie in einem Reibungsboden von der Spannungsverteilung abhängt. Die dabei einzuführenden statischen Annahmen beziehen sich auf die frei geschnittenen Kräfte in den Lamellenschnitten. Die Statik wird für einen gedachten Grenzgleichgewichtszustand aufgestellt, wobei mit der effektiven Grenzbedingung für die einzelnen Schichten

Formeln (2)

gerechnet wird; dabei sind mit c’ und s’ gemäß dem für Tagebauendböschungen verwendeten Sicherheitskonzept die charakteristischen Werte der Scherparameter gemeint.

Beim Lamellenverfahren nach Bishop, welches hier zugrunde gelegt wird, werden die Lamellenschnittkräfte horizontal angenommen. Außerdem werden die Anforderungen aus der Momentengleichgewichtsbedingung für die einzelnen Lamellen vernachlässigt.

Es sei n die Anzahl der Lamellen und i mit 1< i < n die laufende Nummer der Lamellen. Die Lamellenbreite ist bi und ihre Winkelkoordinate qi , wobei qi durch den Radiusvektor des Schnittpunkts der senkrechten Mittellinie der Lamelle mit dem Gleitkreis festgelegt wird (Abb. 4 a). Für die weiteren Überlegungen genügt es, eine Lamelle aus dem Bereich C von Abb. 3 zu betrachten, in dem die Böschungsoberfläche unter dem Außenwasserspiegel liegt. Im mittleren Bereich B entfallen die Wasserdrücke wi auf die Böschungsoberfläche, im oberen Bereich A auch alle Wasserdrücke ui auf die inneren Ränder. Abb. 4 a zeigt die an einer Lamelle im Bereich C angreifenden Kräfte unter den genannten Bedingungen. Vor allem wegen der verschiedenen Wirkungen der Erdbebenkräfte auf die Wasserdrücke im Boden werden die Wasserdrücke wie in DIN 4084 durch Ansatz der Wasserdrücke auf alle Ränder eines Bodenelements in Verbindung mit der totalen Bodenwichte statt mit den Strömungskräften und der Auftriebswichte berücksichtigt; der letztere Ansatz wäre jedoch auch möglich. Ohne Erdbeben greifen somit an einer Lamelle folgende Kräfte an:

1) Die totale Gewichtskraft Gi, berechnet unter dem Wasserspiegel mit der (totalen) Wichte gr des wassergesättigten Bodens, über dem Grundwasserspiegel mit der Wichte g des feuchten Bodens. Die Wirkungslinien der Gi werden vereinfachend in der senkrechten Mittellinie der Lamellen angenommen – unabhängig von der Form der Lamelle.

2) Die hydrostatischen Wasserdrücke u auf den Gleitlinienabschnitt und die Lamellenschnitten und w auf die freie Böschungsoberfläche; sie berechnen sich mit den

Formeln (3)

darin ist gw die Wichte des Wassers und hu bzw. hw die senkrechte Höhe des Wasserspiegels über dem Angriffspunkt von u bzw. w (Abb. 1 und 4 a); die Wasserdrücke werden zu resultierenden Kräften senkrecht auf die betreffenden Ränder zusammengefasst; so wirkt auf den Gleitlinienabschnitt die resultierende Wasserdruckkraft,

(Formel (4))

wobei ui der durchschnittliche Wasserdruck in diesem Gleitlinienabschnitt ist und angenommen wird, dass Ui unter dem Winkel Ji gegen die Vertikale geneigt ist; auf die Böschungsoberfläche wirken die Komponenten

(Formel (5))

(Dhi siehe Abb. 4 a). Die resultierenden Wasserdruckkräfte auf die beiden senkrechten Lamellenschnittränder sind Ui,i-1 und Ui,i+1; diese brauchen aber bei horizontalem Wasserspiegel nicht berechnet zu werden, weil sie sich gegenseitig aufheben.

3) Die resultierende effektive Normalkraft N’i, wobei wie für Ui angenommen wird, dass N’i unter Ji gegen die Vertikale geneigt ist, das heißt, im Schnittpunkt der senkrechten Mittellinie der Lamelle mit dem Gleitkreis angreift.

4) Die resultierende Scherwiderstandskraft Ti im Gleitlinienabschnitt; diese soll einen gedachten Grenzgleichgewichtszustand erfüllen, was durch den Ansatz erreicht wird:

(Formel(6))

wobei entsprechend der Grenzbedingung (2) gelten soll

(Formel (6a))

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in Gl. (6) bedeutet hF einen für alle Schichten und Lamellen gleichen und unbekannten Faktor, der so zu bestimmen ist, dass sich zwischen den Ti nach Gl. (6) und den gegebenen einwirkenden Kräften Gleichgewicht ergibt. hF hat die Bedeutung eines globalen Sicherheitsbeiwerts und heißt Sicherheitsbeiwert nach Fellenius. Statt mit hF lässt sich Gl. (6) auch mit dem in DIN 4084 definierten Ausnutzungsgrad der Scherwiderstände schreiben. Der Angriffspunkt von Ti wird ebenso wie derjenige von N’i im Schnittpunkt der senkrechten Mittellinie der Lamelle mit dem Gleitkreis, die Neigung in Richtung der Tangente in diesem Punkt, das heißt unter dem Winkel Ji gegen die Horizontale angenommen.

5) Die Lamellenschnittkräfte (Erddrücke) Ei,i-1 und Ei,i+1, die horizontal angenommen werden, womit unter allen mögliche Richtungsannahmen die Scherfestigkeit in diesen Schnitten am wenigsten ausgenutzt wird.

Für die Statik wird die Vereinfachung eingeführt, dass die Momentengleichgewichtsbedingung für die einzelnen Lamellen nicht beachtet wird; nur die je zwei Kräftegleichgewichtsbedingungen werden berücksichtigt. Dieser statischen Vereinfachung entsprechen die bei der obigen Aufzählung der Kräfte genannten Annahmen bezüglich der Angriffspunkte und Richtungen der Kräfte Gi, Ui, N’i und Ti. Die Momentengleichgewichtsbedingung für die einzelne Lamelle könnte unter anderem eine exzentrische Lage des gemeinsame Angriffspunkts von Ti und N’i erfordern. Damit würden sich auch die Neigungswinkel dieser Kräfte ändern, was sich auf das Kräftegleichgewicht und somit die Größe der unbekannten Kräfte auswirken würde. Andererseits ist die Erfüllung des Momentengleichgewichts für jede Lamelle im Allgemeinen nicht möglich, ohne Unstetigkeiten in der Spannungsverteilung zu erzeugen, die physikalisch ausgeschlossen sind. Bei der Lösung des Gleitkreisproblems sind statische Näherungen unumgänglich, und gewisse Ungenauigkeiten müssen akzeptiert werden; denn der Gleitkreis ist im Allgemeinen nicht die exakte Lösung des plastischen Problems.

Nach Vernachlässigung des Momentengleichgewichts stehen für jede Lamelle i, 1 < i < n folgende Gleichungen zur Verfügung:

1) Die Grenzbedingung für die effektiven Spannungen, Gl. (2), unter Einrechnung des unbekannten globalen Sicherheitsbeiwerts hF nach Fellenius: Für die Kräfte an einer Lamelle nach Abb. 4 a führt die Grenzbedingung auf Gl.(6) und (6 a):

(Formel (7))

2) Gleichgewicht der Vertikalkräfte

(Formel (8))

3) Gleichgewicht der Horizontalkräfte

(Formel (9))

wobei die Schnittkräfte Ei,i-1 und Ei-1,i an einem Lamellenschnitte entgegengesetzt gleich sind. Bei dem hier vorausgesetzten horizontalen Wasserspiegel ist die Resultierende der Horizontalkomponenten aller Wasserdrücke auf eine Lamelle gleich Null:

wodurch sich Gl. (9) wie folgt vereinfacht:

(Formel (9a))Die Gleichungen (7) bis (9) bzw. (9 a) für die n Lamellen

bilden ein System von 3n nicht homogenen Gleichungen. Die Unbekannten sind: die je n Gleitlinienkräfte Ti und N’i, die n-1 Lamellenschnittkräfte Ei,i+1, 1< i < n-1, und der globale Sicherheitsbeiwert hF, also insgesamt 3n Größen. Daher lassen sich mit dem Gleichungssystem alle Unbekannten eindeutig bestimmen. Aber das Gleichungssystem ist in hF nichtlinear. Daher lässt sich hF nur iterativ berechnen. Ist hF bekannt, so könnte das verbleibende, nun lineare Gleichungssystem explizit nach den übrigen Unbekannten aufgelöst werden. Das Kräftepolygon in Abb. 4 b ist die graphische Lösung dieser Gleichungen für eine Lamelle mit einem angenommenen Wert für hF; durch Aneinanderzeichnen der Kräftepolygone für alle Lamellen erhielte man die vollständige Lösung. Bei der üblichen Anwendung des Bishop-Verfahrens beschränkt man sich auf die Bestimmung allein von hF bzw. des Ausnutzungsgrads der Scherwiderstände.

Zur Bestimmung von hF aus den Gln. (7) bis (9) geht man üblicherweise wie folgt vor: man ersetzt in Gl. (8) Ti durch den Ausdruck von Gl. (7) und löst diese Gleichung nach N’i auf; man erhält so den Ausdruck

(Formel (10))

diesen Ausdruck für N’i, Gl. (10) setzt man wieder in Gl. (7) ein und löst nach Ri auf:

(Formel (11))

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Die Gleichgewichtsbedingungen für die Horizontalkräfte könnte man verwerten, indem man zuerst die Summe dieser Gleichungen für alle Lamellen bildet, wodurch sich die Lamellenschnittkräfte Ei,i+1, 1< i < n-1 herausheben würden; aber diese Gleichungssumme enthielte immer noch die Ui und die Unbekannten N’i. Zu einer noch bequemeren Gleichung gelangt man, indem man nach dem Vorschlag von Bishop anstelle der Summe der Gleichgewichtsgleichungen für die Horizontalkräfte, die Summe der Momente um den Gleitkreismittelpunkt benutzt. Diese Gleichung lautet:

(Formel (12))

darin ist wx x wM W d= × das Moment der Horizontalkomponente des gesamten Wasserdrucks auf die Böschungsoberfläche um den Gleitkreismittelpunkt. Umformen von Gl. (12) ergibt die implizite Gleichung für hF

(Formel (13))

mittels Gl. (13) und (11) bestimmt man hF iterativ, wobei man mit einem Schätzwert h0 beginnt.

Es ist anzumerken, dass hF auch über die Gleichgewichtsbedingung der Horizontalkräfte Gl. (9) iterativ bestimmt werden könnte, wobei dieser hF – Wert von dem Wert nach Gl. (13) trotz gleicher Definition im Allgemeinen verschieden ist. Der Unterschied zwischen den beiden hF – Werten ist auf den unvermeidlichen Defekt im Momentengleichgewicht für die einzelnen Lamellen zurückzuführen, der sich auf beide Berechnungsarten, nach Gl. (9) und nach Gl. (13) unterschiedlich auswirkt. Üblich und in DIN 4084 festgelegt ist die Berechnungsart nach Gl. (13), was aber überwiegend historisch begründet ist.

Einführung der Erdbebenkräfte in die Lamellenstatik

Die entscheidende statische Annahme des Lamellenverfahrens nach Bishop, nämlich, dass die Schnittkräfte in den senkrechten Lamellenschnitten horizontal sind, wird auch für den Fall mit Erdbeben übernommen.

Die Kräfte infolge der Erdbebenbeschleunigungen sind Massenkräfte in abwechselnd entgegengesetzten Richtungen. Von der senkrechten Komponente sind bei Böschungen beide Zustände mit maximalen

Trägheitskräften, nach oben und nach unten zu untersuchen; von der waagerechten Komponente ist nur der Zustand mit maximalen Trägheitskräften von der Böschung weg (in positiver x- Richtung nach Abb. 3) von Bedeutung. Es wird angenommen dass die Zustände mit maximaler horizontaler und vertikaler Beschleunigung zeitlich zusammenfallen. Die Trägheitskräfte in der betrachteten Richtung werden wie kurzzeitig wirkende, monotone statische Lasten behandelt. Die Beschleunigungen wirken gleichmäßig auf alle im Gleitkörper enthaltenen Massen, also auf die Masse des Korngerüsts des Bodens und auf die Masse des im Boden enthaltenen Porenwassers. Zusätzlich wird berücksichtigt, dass die Erdbebenkräfte, weil sie sehr rasch entstehen, je nach den hydraulischen Bedingungen des Bodens Porenwasserüberdrücke bzw. –unterdrücke erzeugen können. Die Erdbebenbeschleunigungen wirken auch auf das offene Wasser, und zwar verursachen sie lange Wellen im Gewässer; diese werden durch eine kurzzeitige Spiegeländerung des offenen Gewässers bei gleich bleibendem Grundwasserstand berücksichtigt. (bisher angesetzt: kurzzeitiges Absinken des Wasserspiegels um DFhw = 0,20 m gleichzeitig mit einem Zustand maximaler Bodenbeschleunigungen).

Bei der Anwendung der entwickelten Formeln bereitet es keine Schwierigkeiten, für verschiedene Bereiche des Gleitkörpers verschiedene Beschleunigungswerte anzusetzen.

Es genügt wieder, eine Lamelle im Bereich C von Abb. 3 zu betrachten. Abb. 4 a zeigt die Lamelle mit allen angreifenden Kräften. Folgende Kräfte kommen durch Erdbebeneinwirkung hinzu:

Zusätzliche Massenkräfte: Zu der totalen Gewichtskraft Gi kommen die senkrechte

und waagerechte Komponente DVi und DHi der Erdbebenkraft hinzu. Diese Komponenten betragen

(Formel (14))

(Formel (15))

In Gl. (14) bedeutet das positive Vorzeichen DVi nach unten, das negative DVi nach oben; in Bild 4 ist DVi nach unten bzw. oben mit DVi

+ bzw. DVi- bezeichnet. Die

Horizontalkomponente DHi wird ausschließlich in Richtung des Einfallens der Böschung angenommen, das ist in der betrachteten Situation nach links, in positiver x-Richtung. In den Kräftepolygonen in den Abb. 4 (c) und (d) sind die drei Kräfte Gi, DVi undDHi jeweils zu ihrer Resultierenden Fi zusammengesetzt (gestrichelt gezeichnet). DVi und DHi greifen ebenso wie Gi im Massenschwerpunkt der Lamelle an, das heißt etwa in halber Höhe, ai/2, der Lamelle.

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Liegt der Gleitlinienabschnitt in wassergesättigtem oder zumindest teilgesättigtem Boden, so wird die Normalkomponente DNi zu einem Anteil pui in Porenwasserüberdruck

(Formel (19))

und mit dem Rest in eine effektive Normalkraft:

(Formel (20))

umgesetzt. (Im Fall DNi >0 nach Gl.(18) ist DUi nach Gl.(19) eine Porenwasserüberdruck-Kraft, die auf die Lamellen in Richtung zum Gleitkreismittelpunkt hin wirkt, wie in Abb. 4 c, andernfalls eine Porenwasserunterdruck-Kraft, das heißt eine Zugkraft wie in Abb. 4 d).

Der Zahlenwert des Faktors pu in Gl. (19) hängt von der Wasserdurchlässigkeit und vom Sättigungsgrad des Bodens in der Umgebung der Gleitfläche ab. Bis genauere Erkenntnisse vorliegen, wird mit folgenden Schätzwerten gerechnet:

Gleitlinie unter dem Grundwasserspiegel: p• u =1,0 bei allen an den Endböschungen der Tagebaue von RWE vorkommenden Böden

Gleitlinie über dem Grundwasserspiegel: Boden an der •Gleitlinie

Sand oder Kies: p• u =0

Ton oder Schluff: p• u =0,7 bis 1,0 je nach Sättigungsgrad

Verminderung des Außenwasserdrucks auf die Böschungsoberfläche:

Die als Folge langer Wellen angenommene rasche Wasserspiegelabsenkung um die Höhe Dhw ergibt bei einer Lamelle im Bereich C eine Änderung der Wasserdrücke Wix und Wiz um DWix und DWiz, wobei

(Formel (21))nach oben

(Formel (22)) horizontal von der Böschung weg

mit w ww hgD = ×D und Dhi nach Abb. 4a.

Änderung der hydrostatisch bedingten Porenwasserdrücke: Weil die Erdbebenbeschleunigung auch auf das Porenwasser wirkt, werden ebenso wie Gi auch alle Porenwasserdrücke im Boden um den Faktor 1+/-av verändert, das heißt, die Porenwasserdrücke ui in der Gleitlinie berechnen sich nun anstatt mit Gl. (3) mit der Beziehung

(Formel (16))

wobei hui die Tiefe unter dem unveränderten Grundwasserspiegel ist. Durch die Horizontalkomponente der Erdbebenbeschleunigung werden die Wasserdrücke ui im Boden nicht geändert, weil die Neigung des Grundwasserspiegels durch die Erdbebenbeschleunigung nicht geändert wird. Aus den Wasserdruckoordinaten nach Gl. (16) berechnen sich die resultierenden Wasserdruckkräfte Ui

+/- im Gleitlinienabschnitt wieder nach Gl. (4).

Ui+/-

,i-1 und Ui+/-

,i+1 in den seitlichen Lamellenrändern brauchen nicht berechnet zu werden, weil sie sich als innere Kräfte aus den Gleichgewichtsbedingungen herausheben.

Porenwasserüberdrücke: Aus den Erdbebenkräften DVi und DHi resultieren

rasche Änderungen DNi der totalen Normalkräfte in der Gleitlinie und aus diesen Porenwasser-Überdrücke bzw. –Unterdrücke DUi zusätzlich zu den hydrostatischen Wasserdrücken nach Gl. (16). Die DNi und somit die DUi ergeben sich nicht als Unbekannte aus dem System der Gleichgewichtsgleichungen für die Lamellen; sie müssen ebenso wie die hydrostatischen Wasserdrücke vorgegeben bzw. durch andere Überlegungen vorweg bestimmt werden. Wegen der Annahme der Horizontalität der Lamellenschnittkräfte lässt sich aber folgende einfache und angemessen genaue Näherung angeben: Man denkt sich die Erdbebenkräfte DVi und DHi zu ihrer Resultierenden DFi zusammengesetzt und zerlegt DFi in Komponenten DTi bzw. DNi parallel und normal zur mittleren Tangente des Gleitlinienabschnitts; diese Komponenten sind:

(Formel (17))

(Formel (18))

Die Kräftepolygone Abb. 4 (c) und (d) zeigen die Zerlegung nach den Gln. (17) und (18). Die Gln. (17) und (18) gelten wegen der horizontalen Lamellenschnittkräfte exakt für diejenige Lamelle, deren Gleitlinienabschnitt horizontal ist; bei den anderen Lamellen wird ein Teil der nach Gl. (18) berechneten Kraft DNi von einer Differenz der Lamellenschnittkräfte aufgenommen.

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Einführung der Erdbebenkräfte in die Gleichgewichtsbedingungen:

Die durch Erdbeben erzeugten Kräfte DVi und DHi nach den Gln. (14) und (15), Ui

+/- nach Gl. (16) statt Gl. (3), DU+/-i

nach Gl. (19) und (18) und DWix und DWiz nach Gl. (21) und (22) werden nun zusätzlich zu den ständig wirkenden Kräften bzw. an deren Stelle in die Gleichgewichtsgleichungen (8), (9) und (12) eingesetzt, wobei die Annahmen bezüglich der Richtung der Lamellenschnittkräfte (horizontal) und der Wirkungslinien der Gleitlinienkräfte N’i und Ti beibehalten werden.

Die Gleichung für die Grenzbedingung Gl. (7) gilt danach unverändert.

Aus Gl. (8) für das Gleichgewicht der Vertikalkräfte wird

(Formel 23))

aus Gl. (9) für das Gleichgewicht der Horizontalkräfte wird mit den Erdbebenkräften

(Formel (24))dabei gilt, weil sich die horizontalen Wasserdrücke

wegen des horizontalen Wasserspiegels gegenseitig

ausbalancieren, , 1 , 1 sin 0i i i i ix i iU U W U J− +− − − = , wodurch sich Gl. (24) vereinfacht zu

Formel (24a))

Porenwasserüberdrücke in den Lamellenschnitten, die durch die Erdbebenkräfte entstehen können, sind in den Eij enthalten, da sie in Gl. (24) nicht explizit berücksichtigt sind.

Auflösen der Gleichungen und Bestimmung von hF

Die Kräftepolygone in den Abb. 4 c und d stellen die graphische Lösung der Gleichungen (23) und (24) für eine Lamelle bei gewähltem h -Wert dar. Aus den insgesamt 3n Gleichungen (7), (23) und (24) bzw. (24 a) könnte man den globalen Sicherheitsbeiwert hF (bzw. den Ausnutzungsgrads der Scherwiderstände) und außerdem alle unbekannten Kräfte bestimmen. Um aber den üblichen Rechengang zu Bestimmung von hF beizubehalten, wird wieder anstelle der Gleichgewichtsbedingungen für die Horizontalkräfte die globale Momentengleichgewichtsbedingung benutzt.


Dr.-Ing. Michael Goldscheider vormals Institut für Bodenmechanik und Felsmechanik Univ. Karlsruhe, i. R.

eMail: [email protected]

Dazu löst man die Gln. (23) nach Einsetzen von (7) nach N’i auf und erhält anstelle von Gl. (10) den Ausdruck

(Formel (25))

durch Einsetzen von Gl.(25) in Gl.(7) erhält man anstelle von Gl. (11) den Ausdruck

(Formel (26))

das globale Gleichgewicht der Momente um den Gleitkreismittelpunkt ergibt anstelle von Gl. (12) die Gleichung

(Formel(27))

(zur Bedeutung der Nummern j und m siehe Abb. 3); durch Umformen erhält man aus Gl. (27) die implizite Gleichung für hF , die an die Stelle von Gl. (13) tritt

(Formel (28))Mittels Gl. (28) wird hF in üblicher Weise iterativ

ermittelt.

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ZusammenfassungErdbebenbeschleunigungen mit horizontaler und

senkrechter Komponente haben mehrfache Wirkung auf eine Böschung: Sie erzeugen zusätzliche Massenkräfte des Bodens, die sich proportional zu den Massenanteilen auf das Korngerüst und das Porenwasser verteilen. Durch die senkrechten Beschleunigungen ändern sich auch die hydrostatisch bedingten Porenwasserdrücke. Die aus diesen zusätzlichen Kräften bzw. Drücken resultierenden Änderungen der totalen Spannungen werden je nach Wassersättigung des Bodens teilweise oder vollständig in Porenwasserüberdrücke umgesetzt, die sich den geänderten hydrostatischen Porenwasserdrücken überlagern. Taucht die Böschung in ein offenes Gewässer ein, so ist mit einer raschen Spiegelabsenkung bei gleich bleibendem Grundwasserspiegel infolge langer Wellen zu rechnen, die durch das Erdbeben ausgelöst werden können. Im Beitrag wird gezeigt, wie diese durch ein Erdbeben erzeugten Kräfte zu formulieren und in die Lamellenstatik des üblichen Gleitkreisberechnungsverfahrens nach

Bishop unter Beibehaltung der statischen Annahmen und Vereinfachungen dieses Verfahrens einzuführen sind.. Entsprechende Ansätze wurden auch für zusammengesetzte Bruchmechanismen aus mehreren Gleitkörpern und geraden Gleitlinien entwickelt.

Literatur

[1] Prof. Klaus- G. Hinzen: Seismische Lasten für die Ermittlung von Böschungsstandsicherheiten (interner Bericht)

[2] Goldscheider, M.: Zur Berechnung der Standsicherheit hoher Böschungen unter Wasser und Erdbebenkräften. Veröff. Institut für Bodenmechanik und Felsmechanik Univ. Karlsruhe, H. 170, Teil 2, 2008, S. 9-30

[3] Steven L. Kramer: Geotechnical Earthquake Engineering, Prentice Hall,1996

DIN 4084: Baugrund – Geländebruchberechnungen. Januar 2009

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Gestaltung von Unterwasserböschungen bei der Gewinnung von Sand und Kies - Strategien zur Vermeidung von Böschungsbrüchen

EinleitungDie Gestaltung von Unterwasserböschungen – als

Erdbauwerke im Sinne der DIN 4084 – bei der Gewinnung von Sand und Kies steht im Spannungsfeld zwischen den Interessen der Abbautreibenden und Aufsichtsbehörden. Einerseits ist den Abbautreibenden aus rohstoff-wirtschaftlichen Gründen und im Hinblick auf eine Maximierung der gewinn- und nutzbaren Vorräte an einer möglichst steilen Böschung gelegen. Andererseits ist den Aufsichtsbehörden aus genehmigungsrechtlichen Gründen an einer ausreichend standsicheren und entsprechend flachen Böschung gelegen.

Für Standsicherheitsnachweise von Unterwasserböschungen beim Abbau von Sand und Kies stehen nach dem derzeitigen Stand der Technik und Wissenschaft zwar keine geeigneten Berechnungsmodelle zur Verfügung, es liegen jedoch empirische Untersuchungsergebnisse sowie ein entsprechendes Planungssystem von BODE (2005) und PATZOLD et al. (2008) vor – als Bestandteil des Planungssystems SAGALO – System zur Anlagenplanung für die Gewinnung und Aufbereitung von Lockergestein von PATZOLD, KÖBKE & PARTNER ENGINEERS (s. PATZOLD et al., 2004).

Die Gewinnungspraxis zeigt, dass sich die Unterwasserböschungen bei der Gewinnung von Sand und Kies in anderer Neigung einstellen, als die üblichen Berechnungsverfahren in DIN 4084 erwarten lassen. Eine Berücksichtigung von dynamischen Einwirkungen durch die unterschiedlichen Gewinnungsverfahren oder auch eine rechnerische Betrachtung von dynamischen Prozessen durch das ständige Auftreten von Rutschungen und Trübeströmen im Zuge der Abbautätigkeit – mit maßgeblicher Bedeutung für die jeweils herstellbare Böschungsneigung – ist mit erdstatischen Verfahren und kontinuumsmechanischen Methoden nicht möglich.

von Dr. rer. nat. Gernot Bode & Dr.-Ing. Volker PatzoldPATZOLD, KÖBKE & PARTNER ENGINEERS | Holm-Seppensen | Deutschland

Das Ingenieurbüro PATZOLD, KÖBKE & PARTNER ENGINEERS hat vor dem Hintergrund von zahlreichen Böschungsbrüchen bei der Gewinnung von Sand und Kies, die durch die Autoren in den vergangenen Jahren fachgutachterlich begleitet wurden und in vielen Fällen zu erheblichen Sach- und Vermögensschäden führten, wirksame Strategien zu deren Vermeidung entwickelt. Diese Strategien werden nachstehend allgemein beschrieben.

Die Beachtung dieses Sachverhaltes kann als erster Schritt im Hinblick auf die Entwicklung von Strategien zur Vermeidung von Böschungsbrüchen angesehen werden, die in vielen Fällen zu erheblichen Sach- und Vermögensschäden führen.

Bisheriger Stand der TechnikDer Stand der Technik bei der Gewinnung von Sand

und Kies ist zum gegenwärtigen Zeitpunkt und in den meisten Betrieben der Steine- und Erden-Industrie durch einen Nassabbau in sogenannter „unkontrollierter“ Ausführung gekennzeichnet. Diese Art des Abbaus kann mit Gewinnungsgeräten, die mit zwangsgeführten oder nicht zwangsgeführten Lösewerkzeugen ausgerüstet sind, durchgeführt werden.

Im Zuge der Gewinnung werden laufend Böschungsbrüche mit globalem Versagen durch mehr oder weniger statisch positionierte Baggerung und unkontrollierte Schnittführung herbeigeführt, die zu Böschungsneigungen in sogenannter „natürlicher“ Neigung führen.

Zur Entnahme vorgesehenes und im Trockenen anstehendes Material wird ständig nachgeschoben. Als Folge dieser Aktivitäten kann es u.A. durch die Sog- und Erosionswirkung des Suspensionsstromes, der sich unter Wasser durch den Einschub von Boden bildet, zu einem Versagen der Böschung im Rückgriff kommen, wie in Abb. 1 dokumentiert.

Die Abbauböschung stellt sich im Massenausgleich durch Umlagerung des Lockergesteins ein. Dabei ist nach eigenen Geländebefunden und entsprechenden Beobachtungen von MEYER & FRITZ (2001) hinsichtlich

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Abb. 1: Versagen der Böschung (rote Pfeile) nach Einschub von Boden (blauer Pfeil) aus dem Trockenen ins Nasse.

des zeitlichen Ablaufes ein schneller vorauseilender – zum Teil auch schlagartig auftretender – Böschungsbruch und ein langsamer nachfolgender Bruch zu unterscheiden. Die Herstellung von gebrochenen Böschungssystemen mit unterschiedlichen Teilböschungsneigungen ist damit nicht möglich und auch nicht gewünscht.

Eine Kontrolle der Böschungsbaggerung erfolgt in

der Regel nicht oder nur hilfsweise durch Fluchten und Handpeilungen (s. PATZOLD & BODE, 2001).

Diese Art der Gewinnung, von MEYER & FRITZ (2001) im Hinblick auf die Standsicherheit von Unterwasserböschungen auch als „nicht schonender

Abbaubetrieb“ bezeichnet, wird ausschließlich beim Rohstoffabbau durchgeführt, wenn die Produktionsleistung ohne Rücksicht auf Gewinnungsverluste im Vordergrund steht (s. PATZOLD, 1994, 1995). Dabei wird mit zunehmender Böschungshöhe zugleich die Gefahr von Schadensfällen infolge von unkontrollierten Böschungsbrüchen mit erheblicher Rückgriffweite maximiert und letztlich der Ausbeutegrad in den Lagerstätten mit flacheren Böschungsneigungen von β << jc als bei der sogenannten „kontrollierten“ Abgrabung minimiert. Darüber hinaus wird die akute Gefahr einer Bodenverflüssigung in entsprechend gefährdeten Böden gegenüber dem kontrollierten Abbau erhöht. Siehe dazu Abb. 2 und Abb. 3.

Abb. 2: Erstreckung eines Schadensbereiches in Nordrhein-Westfalen.

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Theoretisch lässt sich mit der unkontrollierten Baggerung im Sand und Kies eine hochgradig instabile Böschung mit einer Neigung entsprechend dem kritischen Reibungswinkel jc – als Reibungswinkel des rolligen Bodens bei großer Verformung – herstellen. Eine Betrachtung der Böschungsbruchsicherheit nach DIN 4084 ist jedoch, wie bereits oben angeführt, nicht möglich, da die sich einstellende Böschungsneigung offensichtlich von dynamischen Vorgängen bei den auftretenden Rutschungen abhängt.

Tatsächlich erfolgt bei der unkontrollierten Baggerung durch ständiges Anfahren mit dem Lösewerkzeug und nachfolgende Böschungsbrüche eine erhebliche Beanspruchung des Gebirges durch dynamische Einwirkungen, die zu überflachen Böschungsneigungen und rückgreifenden Auflockerungen führt. Infolgedessen sind im s-förmig gebogenen Böschungsprofil konvexe Abbrüche aus weitreichenden Rutschungen vom Böschungskopf weg und konkave Abflachungen durch nachfolgende Sedimentation zum Böschungsfuß hin zu beobachten. Hier stehen die oberen Bereiche der Böschung im labilen Gleichgewicht. Dabei sind nach eigenen Echolotpeilungen und entsprechenden Beobachtungen von HORN (1969), BÖTTGER et al. (1978) und BÖTTGER (1983 a, b) allmähliche Verflachungen der Abbauböschung über längere Zeiträume – teilweise über mehrere Jahre – auszumachen.

Im Zuge einer Rutschung erfolgt im Baggersee eine weitgehende oder vollständige Auflösung der Struktur und Strukturfestigkeit des betrachteten Rutschkörpers, der dementsprechend auch nicht als einfacher Starrkörper wie in DIN 4084 betrachtet werden kann. Mit Ausbildung eines Suspensionsstromes erfolgt eine erhebliche Entmischung und korngrößenabhängige Sortierung des Anstehenden

in der Vertikalen und der Horizontalen („Lawineneffekt“), die anhand von eigenen Geländebeobachtungen durch weitreichende Trübstofffahnen mit aufsteigenden Luftblasen aus entweichender Bodenluft in verschiedenen Tagebauseen belegt werden kann. Durch Abbautreibende wird von einem „Kochen“ des Wassers berichtet. Dabei ist grundsätzlich von einer proximalen Sedimentation des Grobkorns und einer distalen Ablagerung des Feinkorns sowie von einer normalen Gradierung mit einer böschungsabgewandten Schrägschichtung im resedimentierten Rutschkörper auszugehen.

Von KÖHLER (2001) als auch von RICHWIEN & MEYER (2004) und RICHWIEN (2005) wird der Bodenluft im Hinblick auf das Verformungs- und Stabilitätsverhalten von Böden bei der unkontrollierten Baggerung eine erhebliche Bedeutung beigemessen.

Das Prinzip der unkontrollierten Baggerung ist Abb. 4 zu entnehmen. Dabei steht der hier dargestellte Schwimmgreiferbagger stellvertretend auch für andere Gewinnungsgeräte, mit denen eine statisch positionierte Gewinnung in der oben beschriebenen Weise durchgeführt wird.

Abb. 3: Erstreckung eines Schadensbereiches in Niedersachsen.

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Eine Abschätzung der standsicheren Unterwasserböschung bei unkontrollierter Baggerung kann nach PATZOLD & BODE (2004) und BODE (2005) auf Grundlage von Ergebnissen einer Regressionsanalyse mit Gl. 1 erfolgen.

1

63,0. 004926,0074211,0260155,5:

−

<

⋅+⋅−= µ

gj

jerfLH

mit:H:L• erf. Neigungsverhältnis der Unterwasserböschung [-]

j• Reibungswinkel des Bodens [°]

g• j Teilsicherheitsbeiwert für Reibungswinkel [-]

μ<0,63 Feinkornanteil des Bodens < 0,63 mm [Gew.-%]•

Box-Cut BaggerungIm Hinblick auf die Gewährung der Betriebssicherheit bei

der Gewinnung von Sand und Kies sowie zur Minimierung des Schadenspotentials ist die Böschungsbaggerung als sogenannte „Box-Cut Baggerung“ unter technischen und wirtschaftlichen Gesichtspunkten alternativlos. Diese von PATZOLD, KÖBKE & PARTNER ENGINEERS empfohlene Art des Abbaus kann mit Gewinnungsgeräten, die mit zwangsgeführten und – eingeschränkt – auch mit nicht zwangsgeführten Lösewerkzeugen ausgerüstet sind, durchgeführt werden. Verfahrenstechnisch liegt das Box-

Cut Verfahren zwischen der sogenannten „profilgerechten“ und der unkontrollierten Baggerung. Das Prinzip der Box-Cut Baggerung ist Abb. 5 zu entnehmen.

Im Zuge der Gewinnung werden mit Hilfe einer Abbaukontrollanlage zahlreiche Strossen mit geringer Mächtigkeit und übersteilten Teilböschungen durch treppenstufenartige Schnittführung vom Hangenden zum Liegenden im gewachsenen Boden hergestellt, die anschließend mehr oder weniger planmäßig zu Bruch gehen. Die Höhe der Box-Cuts ist den jeweiligen Verhältnissen vor Ort anzupassen. Dabei sind im Hinblick auf die unterschiedlichen bodenmechanischen Eigenschaften der Lockergesteine beispielsweise für Fein- bis Mittelsand geringere Strossenhöhen als für Kies-Sand zu wählen. Die Herstellung von gebrochenen Böschungssystemen mit unterschiedlichen Teilböschungsneigungen ist damit jedoch kaum möglich. Als Grenze zwischen kontrollierter und unkontrollierter Abgrabung wird beispielsweise im Fein- bis Mittelsand eine Box-Cut Höhe von < 2,5 m und im Kies-Sand eine Strossenhöhe von < 5,0 m angesehen. Die Kontrolle der Böschungsbaggerung erfolgt durch laufende Aufzeichnung des Baggerfortschritts und ständige Echolotpeilung der Gewässersohle.

Diese Art der Gewinnung wird nicht mehr nur im Wasserbau sondern in zunehmenden Maße auch beim Tagebau („Mine Dredging“) durchgeführt; und zwar dann, wenn neben der Produktionsleistung auch eine gewisse Sorgfalt bei der Bauausführung Berücksichtigung findet. Dabei wird mit abnehmender Strossenhöhe bei der Böschungsbaggerung

Abb. 4: Prinzip der unkontrollierten Baggerung.

<0,63

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zugleich die Gefahr von Schadensfällen infolge von unkontrollierten Böschungsbrüchen erheblich verringert und letztlich der Ausbeutegrad in den Lagerstätten mit steileren Böschungsneigungen als bei der unkontrollierten Abgrabung erhöht. Darüber hinaus wird die akute Gefahr einer Bodenverflüssigung in entsprechend gefährdeten Böden gegenüber dem unkontrollierten Abbau vermindert. Hier werden derzeit gute Erfahrungen in den Landkreisen Cloppenburg und Leer gesammelt, die in den vergangenen Jahren auch aufgrund baugrundspezifischer Gegebenheiten in besonderem Maße von Schadensfällen betroffen waren.

Auch im Braunkohlentagebau hat sich der Abbau in Strossen durch „Abtreppung“ als Vorgabe aus der Abbauplanung als bodenmechanisch günstig erwiesen (s. KARCHER, 2003).

Theoretisch lässt sich mit dem Box-Cut Verfahren im Sand und Kies eine hochgradig instabile Böschung mit einem Ausnutzungsgrad μ = 1,0 und mit einer Neigung zwischen dem Peak-Reibungswinkel jp – als maximal möglicher Reibungswinkel des rolligen Bodens im Sinne der DIN 18311 in dichtester Lagerung – und dem kritischen Reibungswinkel jc herstellen. Dies gilt allerdings nur dann, wenn keine anderen Beanspruchungen auftreten. Für die Endstandsicherheit der Unterwasserböschungen sollte im Allgemeinen mit dem kritischen Reibungswinkel jc gerechnet werden.

Tatsächlich erfolgt auch beim Box-Cut Verfahren mit zwangsgeführten oder nicht zwangsgeführtem Lösewerkzeug eine nicht unerhebliche Beanspruchung des Gebirges durch dynamische Einwirkungen, die keine Berücksichtigung in DIN 4084 findet und zu einem globalen Versagen der Böschung führen kann. Infolgedessen sind

mitunter großräumig im zunächst treppenstufenartigen und anschließend verflachenden Böschungsprofil rückgreifende Abbrüche aus größeren Rutschungen vom Böschungskopf weg und weitreichende Abflachungen durch anschließende Ablagerung zum Böschungsfuß hin zu beobachten. Hier stehen wiederum die oberen Bereiche der Böschung in einzelnen Abschnitten im labilen Gleichgewicht.

Ein Beispiel für die Ausführung einer Box-Cut Baggerung in einem Tagebausee im Landkreis Cloppenburg, als Aufzeichnung einer Abbaukontrollanlage Fabrikat Arge VPC & SPE, Typ MARPO_DGPS_K, ist Abb. 6 zu entnehmen. Bei Betrachtung wird deutlich, dass nicht nur das Sollprofil (rote Linie) sondern auch die Strossenhöhe von 2,50 m gemäß Planfeststellung im Zuge der Nassgewinnung (blaue Linie) eingehalten wurde. Das Beispiel kennzeichnet eine Box-Cut Baggerung in ausgezeichneter Ausführungsqualität, die nach vorangegangenen Schadensfällen nunmehr in erheblichem Maße zu einer Reduzierung des Böschungsbruchrisikos am Standort beiträgt.

Grundsätzlich bleibt für die Box-Cut Baggerung in der Böschung festzuhalten: Ausführung vom Hangenden zum Liegenden und in der Fläche. Eine Baggerung vom Liegenden zum Hangenden und auf einer Station hingegen kennzeichnet eine unkontrollierte Baggerung mit entsprechend resultierender Standsicherheitsgefährdung der Böschung.

Eine Abschätzung der standsicheren Unterwasserböschung bei Box-Cut Baggerung kann nach PATZOLD & BODE (2004) und BODE (2005) mit Gl. 2 erfolgen.

Abb. 5: Prinzip der Box-Cut Baggerung.

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⋅⋅=

jgja

µc

dyntab

erfLH tan1: ..

. mit:

H:L• erf. Neigungsverhältnis der Unterwasserböschung [-]

μ• tab. Ausnutzungsgrad aus Lastannahmen [-]

a• dyn. Abminderungsbeiwert für Gewinnungsverfahren [-]

j• c Kritischer Reibungswinkel des Bodens [°]

g• j Teilsicherheitsbeiwert für Reibungswinkel [-]

Abb. 6: Ausführung einer Box-Cut Baggerung (blaue Linie).

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AbbaukontrolleDie Entwicklung von Strategien zur Vermeidung von

Böschungsbrüchen bei der Gewinnung von Sand und Kies ist ohne eine Abbaukontrolle nicht denkbar. Dazu stehen am Markt leistungsfähige Anlagen zur Verfügung, die eine Box-Cut Baggerung und eine Minimierung von Gewinnungsverlusten überhaupt erst ermöglichen. Als Beispiel wird hier auf die Abbaukontrollanlage Fabrikat Arge VPC & SPE, Typ MARPO_DGPS_K, hingewiesen. Die Funktionsweise dieser Anlage ist nachstehend beschrieben.

Konfiguration des Geländemodells: Vor der Installation •werden Daten einer Lagerstättenerkundung, Auflagen gemäß Planfeststellung zu Abbaugrenzen, Sollböschungs-neigungen und gegebenenfalls zu Bauverbotszonen etc. sowie die Konstruktionsgeometrie des Schwimmbaggers in den Bordrechner eingegeben.

Positionierung des Baggers: Die Position des Baggers wird •über Satelliten-Positionierung bestimmt. Die Positionsdaten werden mittels Kabel oder per Funk auf den Bordrechner übertragen und dort verarbeitet.

Positionierung des Lösewerkzeuges: Die Tiefe des •Lösewerkzeuges wird mittels Druckmessdose, Winkelmesser oder Echolot bestimmt. Die Lage des Werkzeuges wird unter Berücksichtigung der Gerätegeometrie ebenfalls über die Positionierung ermittelt. Die Positionsdaten des Lösewerkzeuges werden auf den Rechner übertragen und dort verarbeitet.

Option für 360° Sonar: Bei Baggerungen in größeren Tiefen •kann das Baggerfeld einschließlich Böschungsbereich durch ein 360° Sonar fortlaufend kontrolliert werden. Dabei wird die sich einstellende Böschung und zulaufendes Material während der Baggerung kontinuierlich auf dem Bildschirm angezeigt. Die Messdaten werden vom Bordrechner verarbeitet.

Eingabe des Baggerseespiegels: Die Änderungen des •Baggerseespiegels werden manuell oder mittels Funkpegel in den Rechner eingegeben.

Visualisierung des Abbaubetriebes: Die Daten werden dem •Baggermeister auf einem Touch-Screen Bildschirm in 2 Bildebenen dargestellt, wie in Abb. 7 visualisiert.

Abb. 7: Ansichten Abbaukontrollanlage Fabrikat Arge VPC & SPE, Typ MARPO_DGPS_K.

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Bildebene I: Lageplan, Position des Baggers, •Topographie der Gewässersohle, Abbaugrenzen, Böschungsfußlinie sowie Schnittlinie für Bildebene II.

Bildebene II: Vertikalschnitt, Geländemodell mit Position •des Lösewerkzeuges sowie Soll- und Ist-Böschung.

Die Darstellung der Bildebene I kann im Betrieb zur 3D-Visualisierung des Abbaugebietes und des Abbaugerätes umgeschaltet werden. Dies gilt ebenfalls für die Darstellung der Restmächtigkeiten.

Auswertung der Baggerdaten: Die Positions-, Zeit- und •Tiefendaten der Baggerung werden fortlaufend im Bordrechner gespeichert und stehen der Betriebsleitung zur Auswertung mit der Bürosoftware zur Verfügung. Dabei können Lagepläne, Tiefenkarten und Querprofile erstellt sowie Produktions- und Restmengenermittlungen durchgeführt werden.

AbbaukonzeptDie Anfertigung eines Abbaukonzeptes und dessen

Umsetzung im Gewinnungsbetrieb stellt schließlich das Werkzeug zur Vermeidung von Böschungsbrüchen bei der Gewinnung von Sand und Kies dar. Die Grundlagen und Elemente in diesem Zusammenhang sind nachstehend angeführt.

Durchführung einer Baugrunderkundung: Zur Beurteilung •der Standsicherheit des Böschungssystem ist die Verfügbarkeit von Ergebnissen einer Baugrunderkundung erforderlich. Dazu gehören z.B. Schichtenverzeichnisse von Aufschlussbohrungen, Ergebnisse von Drucksondierungen sowie Resultate von Korngrößenanalysen und Ergebnisse einer geophysikalischen Lagerstättenerkundung.

Durchführung einer Echolotpeilung: Zur Betrachtung der •Standsicherheit des Böschungssystems ist weiterhin die Verfügbarkeit von Ergebnissen einer Echolotpeilung bzw. eines Geländeaufmaßes notwendig.

Durchführung einer Standsicherheitsuntersuchung: Auf •Grundlage der Baugrunderkundung und Echolotpeilung ist im Hinblick auf Vorgaben zur Gestaltung der Unter-wasserböschung eine Standsicherheitsuntersuchung durchzuführen. Dabei sind neben dem Baugrundmodell auch das Gewinnungsverfahren und Gewinnungsgerät zu be-rücksichtigen.

Ausweisung von Bauverbotszonen: Auf Grundlage einer •Sensitivitätsanalyse durch Verschneidung von Soll- und Ist-Profil ist das Gefährdungspotential von Nachbar-grundstücken abzuschätzen und gegebenenfalls eine Ausweisung von Bauverbotszonen durchzuführen. Siehe dazu Abb. 8.

Abb. 8: Ausweisung von Bauverbotszonen.

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Die Ausweisung einer Bauverbotszone ist z.B. nach einem Böschungsbruch zur Minimierung eines Lasteintrags in die Abbruchböschung sinnvoll. In diesem Fall ist die Breite des „Sperrstreifens“ im Sinne des Bundesfernstraßengesetzes (§9, FstrG, 1994) als auch des Niedersächsischen Straßengesetzes (§24, NstrG, 1980) im Bereich des Schadensfalles entsprechend der Breite aus resedimentiertem Material anzulegen, und zwar um das „Widerlager“ am Böschungsfuß gegen einen neuerlichen Bruch der betreffenden Böschung nicht zu schwächen. Die Erstreckung der Berme zum Schadensbereich hin ist aus Ergebnissen einer Standsicherheitsuntersuchung und Echolotpeilung abzuleiten.

Anfertigung eines Abbaukonzeptes: Auf Grundlage der •Standsicherheitsuntersuchung und Sensitivitätsanalyse sowie unter Berücksichtigung der Vorgaben gemäß Planfeststellung ist ein Abbaukonzept anzufertigen, das üblicherweise als Betriebshandbuch anzulegen ist.

Erstellung eines Geländemodells: Durch Digitalisierung •des Baugrundmodells sowie des Soll- und Ist-Profils wird ein Geländemodell zur Implementierung in eine Abbau-kontrollanlage erhalten.

Installation der Abbaukontrollanlage: Nach Erstellung des •Geländemodells wird die Abbaukontrollanlage installiert.

Schulung der Mitarbeiter: Zur Qualifizierung des •Baggermeisters im Hinblick auf den Einsatz der Abbaukontrollanlage und die Durchführung einer Box-Cut Baggerung ist eine Schulung erforderlich.

Auswertung der Abbaukontrolldaten: Im Zusammenhang mit •der Wartung und Funktionsprüfung der Abbaukontrollanlage ist eine Auswertung der Abbaukontrolldaten in einem Intervall von < 12 Monaten anzuraten. Damit wird zugleich ein Nach-weis gegenüber der Aufsichtsbehörde im Hinblick auf die Einhaltung der Auflagen gemäß Planfeststellung erbracht.

Zusammenfassend bleibt auf Grundlage der Erfahrungen von PATZOLD, KÖBKE & PARTNER ENGINEERS festzustellen, dass mit einer auf den Einzelfall abgestimmten Abbauplanung sowie mit der Einführung einer Box-Cut Baggerung und der Gewährung einer Abbaukontrolle bei der Gewinnung von Sand und Kies das Böschungsbruchrisiko in erheblichem Maße reduziert werden kann. Neben einer Maximierung der gewinn- und nutzbaren Vorräte können damit Schäden des Abbautreibenden und Dritter im Zuge des Gewinnungsbetriebes abgewendet werden.

Aufgeführte Schriften

BODE, G. (2005): Zur Ausbildung und Gestaltung von Böschungssystemen bei der Gewinnung von Sand und Kies – Entwicklung eines Planungssystems. – Diss. Natur-wissenschaftliche Fakultät der Universität Hannover: 177S., 74 Abb., 65 Tab., 5 Anh.; Hannover.

BÖTTGER, M. (1978): Böschungsschäden und ihre Verhinderung in Kiesgruben. Dargestellt an Beispielen aus dem Oberrheingebiet. – Garten und Landschaft, 88 (3): 160-166; München (Callwey).

BÖTTGER, M. (1983 a): Die Böschungsgestaltung in Baggerseen der Sand- und Kiesvorkommen des mittleren Oberrheingebietes. – Carolinea (4): 21-32; Karlsruhe.

BÖTTGER, M. (1983 b): Echolotmessungen in Baggerseen – Ergebnisse und Folgerungen. – Wasser & Boden, (9): 400-404; Hamburg.

HORN, A. (1969): Der Gleichgewichtszustand von Kiesgruben unter Grundwasser. Zulässiger Grenzabstand bei Baggerungen. – Wasser & Boden, (8): 237-239; Hamburg.

KARCHER, C. (2003): Tagebaubedingte Deformationen im Lockergestein. – Diss. Fakultät für Bauingenieur-, Geo- und Umweltwissenschaften der Universität Karlsruhe – Veröffentlichungen des Institutes für Bodenmechanik und Felsmechanik der Universität Fridericiana in Karlsruhe 160: 193 S.; Karlsruhe.

KÖHLER, H.-J. (2001): Druckwechselbelastung an Wasser-Boden-Grenzflächen. – Die Bautechnik 16: 409-413; Berlin (Ernst).

MEYER, H. & FRITZ, L. (2001): Unterwasserböschungen aus Sicht der Bodenmechanik. – Zeitschrift für angewandte Geologie 47 (1): 4-7; Stuttgart (Schweizerbart).

PATZOLD, V. (1994): Auswahl des Gewinnungsverfahrens beim Abbau von Kiessand unter Berücksichtigung von Gewinnungsverlusten. – Erzmetall (47) 10: 618-626; Clausthal-Zellerfeld.

PATZOLD, V. (1995): Gerätebedingte Gewinnungsverluste und Ansätze zu deren Minimierung. – Erzmetall (48) 6/7: 444-451; Clausthal-Zellerfeld.

PATZOLD, V. & BODE, G. (2001): Herstellung und Ausbildung von Unterwasserböschungen in Baggerseen. – Zeitschrift für angewandte Geologie 47 (1): 17-22; Stuttgart (Schweizerbart).

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PATZOLD, V. & BODE, G. (2004): Abschlussbericht zum Forschungs- und Entwicklungsvorhaben – Verminderung des Flächenverbrauchs durch die Rohstoffgewinnung durch Maximierung der gewinn- und nutzbaren Vorräte von Lagerstätten im Lockergestein (Sand und Kies) unter besonderer Berücksichtigung der Gestaltung von Unterwasserböschungen. – 159 S., 62 Abb., 66 Tab., 6 Anh., 1 Anl.; Förderung durch Deutsche Bundesstiftung Umwelt, Aktenzeichen 18713; Osnabrück.

PATZOLD, V., KÖBKE, J.-U., LÜBKE, H., BODE, G. & GRUHN, G. (2004): Sagalo – Ein System zur Anlagenplanung für die Gewinnung und Aufbereitung von Lockergestein. – Auf-bereitungstechnik 12: 32-40; Gütersloh (Bauverlag).

PATZOLD, V., GRUHN, G. & DREBENSTEDT, C. (2008): Der Nassabbau – Erkundung, Gewinnung, Aufbereitung, Bewertung. – 472 S., zahlr. Abb. und Tab.; Berlin, Heidelberg, New York (Springer).

RICHWIEN, A. (2005): Untersuchungen zur Standsicherheit von Unterwasserböschungen aus nichtbindigen Bodenarten. – Diss. Institut für Geotechnik und Markscheidewesen der Technischen Universität Clausthal – Schriftenreihe Geotechnik und Markscheidewesen 10: 165 S., zahlr. Abb, Tab. und Anh.; Clausthal-Zellerfeld.

RICHWIEN, A. & MEYER, N. (2004): Nachweis der Standsicherheit von Unterwasserböschungen aus nichtbindigen Bodenarten. – Schriftlicher Beitrag zum Vortrag an der Bundesanstalt für Wasserbau am 17.09.2004: 12 S., 5 Abb., 4 Tab.; Karlsruhe. [unveröff.]

Dr. rer. nat. Gernot Bode wurde 1967 in Hannover geboren. Er absolvierte 1997 ein Studium der Geologie und Paläontologie an der Universität Hannover und wurde 2005 eben da nach berufsbegleitender Forschungstätigkeit promoviert. Nach seinem Studium war er in verschiedenen Ingenieurbüros im Bereich des Tagebaus, der Hydrogeologie, der Geo- und Umwelttechnik tätig. Seit 2010 ist Herr Dr. rer. nat. Gernot Bode Partner bei Patzold, Köbke & Partner Engineers

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Dr.-Ing. Volker Patzold wurde 1942 in Hayingen / Lothringen geboren. Er absolvierte 1968 ein Bergbaustudium an der Technischen Universität Clausthal-Zellerfeld und wurde 1970 an der Technischen Universität Hannover promoviert. Nach seinem Studium war er in verschiedenen Firmen im Bereich des Wasser-, Straßen- und Tiefbaus tätig. Seit 1984 ist er selbstständig. Herr Dr.-Ing. Volker Patzold ist Inhaber des Ingenieurbüros Dr.-Ing. Volker Patzold und Seniorpartner bei Patzold, Köbke & Partner Engineers.

| [email protected] |


Patzold, Köbke & Partner Engineers PartnergesellschaftDr. rer. nat Gernot Bode Beratender Geowissenschaftler BDG Dr.-Ing. Volker Patzold Beratender Ingenieur VBIKleiberweg 2021244 Buchholz i.d.N | DeutschlandTel.: +49 (0) 41 87 - 312 - 306Fax: +49 (0) 41 87 - 74 - 92eMail: [email protected]: www.vp-engineers.de

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NEUE GESTEINSBOHRHäMMER –FÜR DEN UNTERTAGEEINSATZ! ATLAS COPCO

Atlas Copco stellt einige neue und modifizierte Gesteins- und Stützenbohrhämmer vor. Eine komplette Reihe von leichten und schallgedämpften Bohrhämmern für den Untertageeinsatz wird zur Bauma 2010 präsentiert. Ein modifiziertes Modell hat das ATEX-Verfahren bestanden und

entspricht jetzt in vollem Umfang der ATEX-Richtlinie. Darüber hinaus werden zwei Versionen eines neuen Hochleistungs-Säulenbohrhammers vorgestellt.

AtlAs CopCo ConstruCtion tools

Nordén. Die ATEX (ATmosphère EXplosible) Richtlinie beinhaltet zwei EU-Richtlinien, die vorgeben, welche Ausrüstungen und Arbeitsbedingungen in explosiver Umgebung zulässig sind.

Beim BBC 34 WS6 und BBC 34 WS8 handelt es sich um Hochleistungs-Säulenbohrgeräte, die die vorhandene Produktreihe erweitern. Sie wurden für die harten Einsatzbedingungen bei Bohr-, Vortriebs- und Ankerarbeiten entwickelt. Sie eignen sich für mittelhartes bis hartes Gestein und zeichnen sich durch eine hohe Schlagenergie und ein starkes Drehwerk aus.

Schallemissionen sind bei Gesteinsbohrungen im Tage- und Bergbau ein wichtiges Thema. “Heute verlangen die Kunden immer häufiger schallgedämpfte Ausführungen für ihre Gesteinsbohrhämmer”, erläutert Rikard Nordén, Product Line Manager Light Rock Drills bei Atlas Copco Construction Tools. Um die Nachfrage zu befriedigen, wird eine Reihe bestehend aus drei schallgedämpften Hämmern eingeführt. “Die Schallleistungspegel unserer BBC 16 WS, BBD 34 WS und BBD 94 WE wurden je nach Modell um 5-8 dB(A) gesenkt”, fügt Nordén hinzu. “Das menschliche Ohr empfindet dies als eine Reduzierung um mehr als 50 %.”

Einige technische Änderungen haben dazu beigetragen, dass das Modell BBD 94 WS zusammen mit der Bohrstütze BMK 91RS der ATEX-Richtlinie entspricht. “Das ist Atlas Copcos einziger leichter Gesteinsbohrer, der das ganze Verfahren gemäß der Richtlinie 94/9/EC durchlaufen hat,” erläutert Rikard

Atlas Copco Construction Tools ist eine Abteilung innerhalb des Geschäftsbereichs Construction und Mining Technique von Atlas Copco. Hier werden hydraulische,

pneumatische und benzinbetriebene Ausrüstungen für Abbruch-, Recycling-, Verdichtungs-, Gesteinsbohrungs- und Betonarbeiten hergestellt und vermarktet. Die Produkte werden unter diversen Marken über eine weltweite Vertriebs- und Kundendienstorganisation vertrieben. Die Abteilung hat ihren Hauptsitz in Stockholm, Schweden, und unterhält Fertigungsstätten in Europa, Afrika und Asien. .


Atlas Copco Construction Tools Marketing Comunication/ Media Relations

Anja Kaulbach Tel.: +49 (0)201 - 633 - 22 33

eMail: [email protected] Internet: www.atlascopco.com

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AtlAs CopCo surfACe Drilling equipment

NEUES SMARTRIG ROC D65S –GROSSARTIGE NEUIGKEITEN FÜR STEINBRUCHSBETREIBER UND

BOHRUNTERNEHMEN!

ATLAS COPCO

Mit der Einführung des aktuellsten Senkhammer-Bohrgeräts - dem SmartRig ROC D65s - hat Atlas Copco den Steinbruch- und Tagebaubetrieb in neue Sphären gehoben. Das Bohrgerät ist das erste seiner Art, dass alle Vorteile des bewährten Bohrgeräts ROC

L8 DTH mit der fortschrittlichen Automatisierungs- und Steuerungstechnologie der SmartRig-Familie verbindet und somit ganz neue Möglichkeiten für die Produktivität von Tagebauen und Steinbrüchen eröffnet.

Atlas Copco verfügt über langjährige und umfassende Erfahrungen mit seinem computergestützten Bohrkontrollsystem (RCS), das die Grundlage für die SmartRig-Plattform bildet. Mit dem SmartRig ROC D65s stehen alle Vorteile dieses Systems nun auch für Tagebaue und Steinbrüche zur Verfügung. Das RCS steuert das gesamte Bohrgerät - vom Bohrzyklus über das automatische Magazin bis hin zum optionalen Bohrlochnavigationssystem. Das System ermöglicht auch eine einfache Übertragung von Planungs- und Leistungsdaten zwischen dem Bohrgerät und den Computern im Betriebsbüro.

Das SmartRig ROC D65s wurde für Bohrlochdurchmesser von 110–203 entwickelt. Es verwendet Secoroc COP 44, 54 oder 64 Senkbohrhämmer. Die maximalen Bohrlochtiefe beträgt 54 Meter. Die Bohrleistung wird von einem im Gerät integrierten Atlas Copco XRX10 Kompressor mit einem Druck von 30 bar bereitgestellt. Angetrieben wird das Bohrgerät wird von einem Caterpillar C15 Motor mit 539 PS.

Symbol für die Zukunft„Dies ist die Zukunft für das Bohren von Sprengbohrlöchern

in Tagebauen und Steinbrüchen“, sagt Olav Kvist, Product Manager, Atlas Copco. „Die Möglichkeiten des ROC L8 und des SmartRig wurden nun in einem einzigen Bohrgerät, das ein vollkommen neues Bohren ermöglicht, miteinander kombiniert. Ein Beispiel hierfür ist, dass das Bohrgerät automatisch Bohrrohre nachsetzt und wieder ziehen kann, wodurch diese Arbeit nicht mehr durch den Bediener zu erledigen ist. Der Bediener kann sich nun anderen Aufgaben zuwenden, während das Bohrgerät das Bohrloch eigenständig erstellt.“

Das neue SmartRig ROC D65s wurde vom Tagebaubetreiber NCC Roads im Aitik-Kupfertagebau in Nordschweden mit ca. 45.000 gebohrten Metern über einen Zeitraum von ca. sechs Monaten ausgiebig getestet. Die Ergebnisse waren so beeindruckend, dass NCC Roads dieses Bohrgerät gleich erworben und ein weiteres für das Jahresende in Auftrag gegeben hat.

Das SmartRig ROC D65s bietet eine vollkommen neue Bohrerfahrung für die Tagebau- und Steinbruchsbetreiber und spart damit viel Zeit und Geld.


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Fortschrittliche TechnologieNCC Roads verfügt über eine Flotte von 18 Atlas Copco

Bohrgeräten, darunter auch SmartRig ROC D7C Bohrgeräte für diverse Bohrarbeiten. Martin Malmsten, Operations Manager, sagt hierzu: „Bei NCC versuchen wir immer, die fortschrittlichste Technologie anzuwenden - und genau das können wir mit dem neuen SmartRig.“

„Während des Testzeitraums können wir uns wahrhaftig von den Vorteilen des RCS und der automatisierten System überzeugen. Dadurch können unsere Bediener andere wichtige Aufgaben erledigen, während das Bohrgerät seine Bohraufgaben selbstständig ausführt. Dadurch sparen wir viel Zeit und Arbeitskraft.“

Dank der drei ROC L8 Bohrgeräten und den ROC D7C und ROC D9C Bohrgeräten seien die Bediener bei NCC bereits gut mit dem Atlas Copco Bohrkontrollsystem vertraut, so Malmsten.

„Unsere Bediener kennen die Systeme von Atlas Copco und schätzen die automatisierten Funktionen. Sie sind sehr glücklich, nun auch mit dem SmartRig arbeiten zu können, denn dadurch wird ihre Arbeit noch einfacher - nicht nur in Aitik, sondern auch vielen anderen Standorten, wo wir für das Bohren verantwortlich sind.“

Mit dem ersten SmartRig ROC D65s im Einsatz ist NCC nun in der Lage, mit der SmartRig-Technologie im Aitik-Tagebau von den Testbohrungen zu den Produktionsbohrungen überzugehen. Das zweite Gerät wurde für die Inbetriebnahme später in diesem Jahr, wenn die Nachfrage steigt, vorbestellt.

Der Tagebau Aitik befindet sich außerhalb des Ortes Gällivare und ist einer der europaweit größten Kupfertagebaue. Hier werden auch beachtliche Mengen an Gold uns Silber abgebaut. Die jährliche Erzproduktion übersteigt 18 Millionen Tonnen.

Das SmartRig ROC D65s ergänzt die Produktpalette der Übertage-Bohrgeräte von Atlas Copco und bietet eine fortschrittliche Bohrlösung für jede Tagebau- und Bohranwendung.

Atlas Copco Surface Drilling Equipment ist ein Geschäftsbereich des Organisationsbereichs Bau- und Bergbaugeräte von Atlas Copco. Er umfasst Entwicklung,

Herstellung und Vermarktung von Bohrgeräten für eine Vielzahl von Anwendungen mit weltweitem Einsatz in den Bereichen Hoch- und Tiefbau, Steinbrucharbeiten und Tagebauarbeiten. Der Geschäftsbereich legt einen besonderen Wert auf innovatives Produktdesign und Unterstützungssysteme für den Sekundärmarkt, wodurch ein zusätzlicher Wert für den Kunden geschaffen wird. Der Hauptsitz des Geschäftsbereichs und die Hauptfertigungsanlagen befinden sich in Örebro, Schweden. Weitere Informationen finden Sie unter www.atlascopco.com .


Atlas Copco Surface Drilling Equipment Vice President Marketing

Bo-Göran Johansson Tel.: +46 (0)19 - 670 - 72 59Fax: +46 (0)19 - 670 - 72 89

eMail: [email protected] Internet: www.atlascopco.comAtlas Copco Surface Drilling Equipment

Product Manager Automation Olav Kvist Tel.: +46 (0)19 - 670 - 74 22Fax: +46 (0)19 - 670 - 72 51eMail: [email protected] Internet: www.atlascopco.com

Atlas Copco Surface Drilling Equipment Communications Professional

Marina Haikara Tel.: +46 (0)19 - 670 - 74 35Fax: +46 (0)19 - 670 - 72 51

eMail: [email protected] Internet: www.atlascopco.com


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AtlAs CopCo geoteChniCAl Drilling AnD explorAtion

GEOTECHNISCHE UNTERSUCHUNGSMETHODEN MIT TERRACORE!

ATLAS COPCO

TerracoreFür den spezialisierten Bedarf von Kunden, die im Segment

der geotechnischen und Lockergesteinserkundung arbeiten, wurde das Terracore-Produktprogramm entwickelt.

Das Sortiment umfaßt Bohrwerkzeuge und

Ausrüstungen für Lockergesteinsboh-rungen, für geotechnische Bohrungen und Bohrungen in Baugrunduntersuchungspro-jekten. Terracore Produkte sind jedoch ebenso einsetzbar bei Drainagebohrungen und Pilotbohrungen für Bergbau- und Schachtbohrprojekte.

Atlas Copco ist ein Lieferant für Kernbohrausrüstungen seit 1886 und Synonym für hochentwickelte Produkte im Bereich Diamantkernbohrung.

Durch seine Vorreiterrolle hat Atlas Copco mit maßgeblichen Entwicklungen zum heutigen technischen Stand in der Kernbohrtechnik beigetragen:

metrischer Standard für Kernbohr-•ausrüstungen

dünnlippige Doppelkernrohre•

Geobor-S Seilkernrohre•

Aluminiumbohrgestänge•

imprägnierte Diamantbohrkronen•

Mit neuen Infrastrukturprojekten, Dämmen, mit neuen Bauprojekten generell, wächst der Markt für geotechnische und Grundbauaktivitäten. Es ist also

von einem erhöhten Bedarf an Ausrüstungen und Werkzeugen auszugehen. Atlas Copco hat die Produkte und das Zubehör, um der wachsenden Nachfrage gerecht zu werden.


Atlas Copco Geotechnical Drilling and Exploration Vice President Geotechnical Engineering Business Steve Greer Tel.: +46 (0)708 - 56 - 96 14eMail: [email protected] Internet: www.atlascopco.com

Ziel des Unternehmens ist es, auch in Zukunft die Innovationskraft des Unternehmens auf nachhaltige Produktentwicklung zum Nutzen unserer Kunden weiter auszubauen.



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sAnDvik mining AnD ConstruCtion CentrAl europe gmbh

OETELSHOFEN KALK SETZT MASSSTäBE – SEIT ÜBER 100 JAHREN

SANDVIK WT7000 REDUZIERT EMISSION UM 20 DB UND VERDREIFACHT DIE STANDZEIT!Sandvik WT7000

Kulturell und wirtschaftlich hat Wuppertal traditionell Maßstäbe gesetzt. Das Tanztheater Pina Bausch und Aspirin hatten hier ihren Ursprung und wirkten weit über die Region und Grenzen hinaus. Als 1901 die Schwebebahn den Betrieb aufnahm, feierte der Urgroßvater der heutigen Geschäftsführer Jörg Hermann und Moritz Iseke bereits das einjährige Bestehen von Oetelshofen Kalk. Startete der Gründer als Landwirt im Ortsteil Wuppertal-Hahnenfurth seine Aktivitäten im überschaubaren Rahmen, so entwickelten die nachfolgenden Generationen das Familienunternehmen weiter – zu einem mittelständischen Betrieb mit aktuell 95 Mitarbeitern und einem Jahresumsatz von rund 35 Mio. EUR.

Kalksteinabbau und veredelte Branntkalk-Produkte für diverse Industriezweige stehen auf dem Programm der Wuppertaler. 75% der Produkte sind im Umkreis von 80 km für die heimische Wirtschaft auf der Straße oder Schiene unterwegs. Rund 100.000 Tonnen Kalksteinmehl im Jahr werden beispielsweise per Bahn für die Rauchgasentschwefelungsanlagen der rheinischen Kraftwerke geliefert.

Die Jahresproduktion beträgt derzeit 2 Mio. Tonnen. Damit dies auch in Zukunft Bestand hat und auf umweltverträgliche Weise erfolgt, wurde bei Oetelshofen investiert – in neue Brenntechnik von QualiCal sowie Verschleiß- und Lärmschutz von Sandvik. “Für die nächsten 50 Jahre ist die Gewinnung von hochwertigem Kalk am Standort gesichert. Danach müssen sich die Ingenieure mit dem Abbau unterhalb des Grundwasserspiegels befassen.”, erläutert Moritz Iseke.

“Wir sind von je her offen für neue Techniken und Technologien. In einem Pilotprojekt mit einem italienischen Ingenieurbüro haben wir am Standort eine neue Brenntechnik installiert. Mit einem Wirkungsgrad von 90% findet der GGR-Ofen (Gleichstrom-Gegenstrom-Regenerativ-Bauweise) weltweit Beachtung. Es vergehen keine zwei Wochen ohne eine Führung einer internationalen Delegation durch unser Werk.”, schwärmt der innovative Urenkel des Gründers.

“Neben der Fürsorgepflicht gegenüber unseren Mitarbeitern fühlen wir uns – wie selbstverständlich – der

http://www.sandvik.com

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Natur und den Anwohnern verpflichtet. Das schließt Reduktion der Lärmemission ein.”, ergänzt Iseke die Philosophie des Hauses. In diesem Zusammenhang wurde der Kontakt zu Sandvik aufgenommen.

Erste, positive Erfahrungen mit den Sandvik Verschleißgummiplatten WT7000 hat das Unternehmen bereits vor einem halben Jahr bei der Auskleidung eines ca. 6 m2 großen Trichters an der Ofenaufgabe gemacht. Das modulare System zeichnet sich durch den leichten Einbau und die Minderung des Geräuschpegels um ca. 20 dB aus, das menschliche Ohr empfindet dies als eine Minderung der Schallemissionen um 50%, hiervon überzeugt, entschied sich die Geschäftsleitung ebenfalls den neuen 120 m2 großen Einkipptrichter mit den WT7000 Gummiplatten auszustatten.

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Die Aufgabenstellung lautete, das richtige Material für die Ansprüche und Anforderungen des Trichters auszuwählen, der für rund 500.000 Tonnen Gestein pro Jahr ausgelegt ist. Nach einer Planungs- und Beratungsphase entschied man sich für 1.500 Stück mit Schweißbolzen montierte Gummiplatten in einer Dicke von 50 mm, die den bis zu 60 Tonnen Gestein pro Mulde, mit einer Partikelgröße bis zu 140 mm, gerecht werden.

Sollte das scharfkantige Gestein in Zukunft mal Spuren hinterlassen, ist mit dem leichten Austausch einzelner Platten mit 5 kg pro Stück und einer Größe von 300 x 300 mm für schnelle, kostengünstige und gefahrlose Abhilfe gesorgt.

„Das Grundelement des Trichters ist durch das patentierte Modulplattensystem gegen Risse und Deformation geschützt, es bleibt somit in seiner Ursprungsform, die Speziallippe an den Platten vermeidet das Eindringen von Feinstoffen in den Zwischenräumen, zudem ist die mind. 3-fache Standzeit ein weiterer Pluspunkt. Diese Vorteile können die herkömmlichen Lösungen mit Metall- oder Verbundmaterial nicht bieten.“, erklärt Selim Sahin von Sandvik.

Die aus 100% Gummi hergestellten Kautschukplatten bringen weitere Vorteile mit sich, wie z. B. das einfache Schneiden und die hohe Umweltverträglichkeit durch recyclebares Material.

“Im Steinbruch befindet sich die größte Uhupopulation Europas.” erzählt der Jäger Iseke, nicht ohne Stolz. Drei Jungtiere schlüpfen im Kalkbruch Osterholz pro Jahr. Bei einem Zweischichtbetrieb im Steinbruch werden sich die Nachtjäger also bei Sandvik für die tägliche Ruhe bedanken.

Im Kalkwerk wurde bereits über zukünftige Einsatzmöglichkeiten der Sandvik Verschleißschutzprodukte nachgedacht und konkret über Produkt- und Materialtests vor Ort gesprochen. Beispielsweise: die Auskleidung der Muldenkipper oder der Einsatz von Keramik-/Gummiverschleißschutzplatten.

Die Firma Oetelshofen wird auch in den folgenden Jahren, gemeinsam mit den Geschäftspartnern, Maßstäbe setzen – im Einklang mit Natur und Mensch.


Sandvik Mining and Construction Central Europe GmbH Sales Manager Wear Protection/Screening Media Selim Sahin Tel.: +49 (0)201 - 17 85 - 361eMail: [email protected] Internet: www.sandvik.com

Sandvik ist eine globale Gruppe hochtechnologischer Unternehmen, die Spitzenprodukte herstellt und eine weltweit führende Rolle in folgenden Bereichen einnimmt: Werkzeuge für die Metallbearbeitung, Maschinen und Werkzeuge für die Gesteinsverarbeitung, Edelstahlprodukte, Speziallegierungen, Hochtemperatur-Materialien sowie Prozess- und Sortieranlagen. Die Gruppe beschäftigte 2009 rund 44 000 Mitarbeiter in 130 Ländern. Der Jahresumsatz betrug knapp 72 Milliarden SEK.

Sandvik Mining and Construction ist ein Geschäftsbereich der Sandvik-Gruppe und weltweit führender Anbieter von Bohr- und Tiefbaumaschinen, Hartmetallwerkzeugen, Dienstleistungen und technischen Lösungen zur Gewinnung und Zerkleinerung von Gestein und Mineralien im Bergbau und in der Bauindustrie. Der Jahresumsatz betrug 2009 rund 32,6 Milliarden SEK. Das Unternehmen beschäftigte 14 400 Mitarbeiter.

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Der Metso Kegelbrecher HP100:

metso minerAls (DeutsChlAnD) gmbh

ZIELGENAUES FEINBRECHEN IM KALKSTEINMittelständische Unternehmen wie Herrmann Trollius GmbH in Lauterhofen bilden eine tragende

Säule der Steine- und Erdenindustrie. Um stets wettbewerbsfähig zu bleiben und dabei nachhaltig wirtschaftlich zu arbeiten, legen die Betreiber dort hohe Qualitätsmaßstäbe zugrunde. In den Produktionsstätten des Oberpfälzer Kalk- und Schotterwerks Trollius spielen sowohl eine gut funktionierende Anlagensteuerung als auch eine aussagekräftige Prozess-Visualisierung eine große Rolle. Maschinen und Anlagen befinden sich durch ständige Ersatz- und Erweiterungsinvestitionen auf dem neuesten Stand: Das Nachbrechen von Mineralbeton-Fraktionen übernimmt seit August 2009 ein Metso Kegelbrecher vom Typ Nordberg HP100 modular.

Im Werk Lauterhofen steht die Aufbereitung von Kalkstein u. a. zu Mineralbeton und Edelsplitt im Vordergrund. Das Nachbrechen zu Edelsplitt erfolgte dort bisher ausschließlich über eine Prallmühle. Mit zunehmendem Bedarf an 2/5 und 5/8-Fraktionen wurde über die Prallmühle zu viel unverkäuflicher Sand 0/2 produziert. Um deutlich mehr Zielkorn – vor allem 5/8 – mit weitaus weniger Sand zu erzeugen, sollte ein Teilstrom der Mineralbeton-Fraktionen 8/16, 16/22, 22/32 und 32/45 mit einem dafür besonders geeigneten Brecher zerkleinert werden. Da die Anbindung an die vorhandene Anlage einfach und kostengünstig sein sollte, entschied man sich für eine kompakte und mobile Einheit – ohne eigenes Antriebsaggregat und Fahrwerk. Hier bot sich die vorinstallierte Kegelbrechereinheit HP100 modular auf Kufengerüst an, die sich die Firma Trollius bereits auf der Steinexpo 2008 angesehen hatte. Dieses

Anlagenmodul ließ sich in kürzester Zeit aufstellen und in Betrieb nehmen. Zum Anschluss wurden vorhandene Abzüge an den entsprechenden Silokammern aktiviert. Der dosierte Abzug zur gleichmäßigen Brecherbeschickung erfolgt mit frequenzgeregelten Schwingrinnen auf ein Sammelband zum Kegelbrecher. Dessen Austrag gelangt über ein Verbindungsband zum Steigband der Edelsplitt-Siebanlage.

Ein Hochleistungs-Kegelbrecher (HP steht für „High Performance“) wie der HP100 ist mit dem Nachbrechen von Kalkstein oder Dolomit – auch wenn es sich bei Trollius um hochwertige, feste Gesteine handelt – eigentlich leistungstechnisch unterfordert. Zudem besteht gerade beim Brechen von Kalkstein mit kleinen Spaltweiten die Gefahr des Brikettierens. Unsicher darüber, ob auch die


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Kornform den zukünftigen Anforderungen genügen würde, mietete Hermann Trollius zunächst die Moduleinheit für einen Probebetrieb an. Der HP100 erhielt Brechwerkzeuge Standard Medium, mit denen der Durchsatz bei 11 mm Spaltweite 60 - 80 t/h beträgt. Bereits nach kurzer Zeit lagen überzeugende Ergebnisse für eine dauerhafte Entscheidung zugunsten des HP100 modular vor. Die Anforderungen bezüglich Zielkorn, geringem Sandanteil und Kornform wurden erfüllt. Der HP100, kleinster Brecher der HP-Serie, liefert dank überzeugender Kombination aus Brechraumprofil, Exzentrizität und Drehzahl die besten Voraussetzungen für diesen Einsatz.

Wartungs- und bedienerfreundliche Eigenschaften wie die Zugänglichkeit der Brechwerkzeuge von oben sowie die Brechwerkzeugbefestigung ohne Vergussmaterial spielen bei HP-Kegelbrechern von Metso eine große Rolle. Vorteilhaft ist auch die effiziente Überlastsicherung bei unbrechbarem Material oder im Falle von Brikettierungen. Die Spaltverstellung erfolgt bei HP-Kegelbrechern durch das Drehen des Mantelträgers, was zu einem gleichmäßigen Verschleiß über den gesamten Brechraumumfang führt.

Für den HP100 ist die intelligente Brechersteuerung IC7000 Basic bei Trollius ausreichend, um die wichtigen Brecherfunktionen zu überwachen und Hilfefunktionen bei Störungen abrufen zu können. Kommt ein HP-Kegelbrecher in stark schleißendem Gestein zum Einsatz, empfiehlt der Hersteller die IC7000 Advanced, die neben weiteren Zusatzfunktionen zur Integration in die Steuerung der Gesamtanlage auch eine Betriebsdatenauswertung sowie mehrere Modi zur Brechspaltüberwachung für einen Betrieb mit stets optimaler Spalteinstellung bereit hält.

Metso Minerals (Deutschland) GmbH Herr Karl-Heinz Hessler

Obere Riedstr. 111-11568309 Mannheim | Deutschland

Tel.: +49 (0)621 - 72 70 06 11eMail: [email protected]

Internet: www.metso.com


Der Metso Kegelbrecher HP100 kommt bei Trollius zum Nachbrechen von Kalkstein und Dolomit zum Einsatz.


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CONTITECH: ENERGIEOPTIMIERTE FÖRDERGURTE

REDUZIEREN KOSTEN UND SCHONEN DIE UMWELT

Neuentwicklung von ContiTech minimiert Rollwiderstände und senkt den Energieverbrauch beim Rohstofftransport um 20 Prozent.

ContiTech stellt neue, energieoptimierte Fördergurte vor. Durch die Entwicklung einer speziellen Gummimischung ist es dem weltweit führenden Hersteller von Fördergurten gelungen, den Rollwiderstand zu minimieren und damit den Energieverbrauch beim Rohstofftransport um 20 Prozent zu senken. So lassen sich Energiekosten und CO2-Emissionen bei der Rohstoffförderung signifikant reduzieren.

Angesichts steigender Energiepreise und eines zunehmenden Bewusstseins für die Notwendigkeit des Umwelt- und Klimaschutzes legen Bergbauunternehmen immer mehr Wert auf eine kosten- und klimafreundliche Rohstoffgewinnung. In dem Zusammenhang spielen Fördergurtanlagen eine besondere Rolle, weil sie im Vergleich zu herkömmlichen Transportmitteln nur einen Bruchteil der Energie verbrauchen und deutlich weniger CO2 emittieren. Um die hervorragende Energie- und

CONTITECH: Mit mehr als zwei Dritteln macht der Rollwiderstand den größten Anteil am gesamten Bewegungswiderstand einer Fördergurtanlage aus. ContiTech hat energieoptimierte Fördergurte entwickelt, die den Rollwiderstand minimieren. Damit kann der Energieverbrauch beim Rohstofftransport um 20 Prozent gesenkt werden. (Foto: ContiTech)

Klimabilanz noch zu verbessern, arbeitet ContiTech kontinuierlich an der Erforschung und Entwicklung von energieoptimierten Fördergurten, die einen noch effizienteren Betrieb der Anlagen ermöglichen. Dabei steht die Reduktion von Rollwiderständen im Mittelpunkt, weil sie den Energieverbrauch von langen, horizontal verlaufenden Fördergurtanlagen wesentlich bestimmen.

Ursache und WirkungMit mehr als zwei Dritteln macht der Rollwiderstand den

größten Anteil am gesamten Bewegungswiderstand einer Fördergurtanlage aus. Die Ursache: Das visko-elastische Werkstoffverhalten der aus Gummi bestehenden Fördergurte. Der Rollwiderstand wird unter anderem beim Lauf über die Tragrollen hervorgerufen. An jeder einzelnen


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Tragrolle entsteht im Kontaktbereich mit dem Fördergurt eine Kraft, die der Bewegung des Fördergurtes entgegen gerichtet ist und einen zusätzlichen Energieverbrauch bewirkt. Neben einer Reihe weiterer Faktoren hängt der Rollwiderstand von den technologischen Eigenschaften der Fördergurte und damit vom Material ab.

Unendlich viele Möglichkeiten – eine ideale Lösung

„Auf der Suche nach den optimalen Werkstoffeigenschaften spielt die Gummimischung, das sogenannte Compound, eine wesentliche Rolle“, erläutert Wilhelm Schrand, Leiter Forschung und Entwicklung bei der ContiTech Conveyor Belt Group. Dabei gibt es aufgrund der vielen unterschiedlichen Zutaten und Mischungsverhältnisse unendlich viele Möglichkeiten. „Hier die richtige Zusammensetzung zu ermitteln, ist das, was unsere besondere Fähigkeit als ContiTech ausmacht“, sagt Wilhelm Schrand. „Dabei können wir uns sowohl auf jahrzehntelange Erfahrung stützen als auch auf das interdisziplinäre und breit gefächerte Know-how eines großen Expertenpools im Unternehmen. Gleichzeitig bleiben wir in engem Kontakt mit den Betreibern der Anlagen, um gut über die Anforderungen unserer Kunden informiert zu sein und diese zu berücksichtigen.“

In aufwendigen Simulationen haben ContiTech Wissenschaftler die Verformung der Fördergurte über der Tragrolle nachgestellt und davon Hypothesen abgeleitet, wie die ideale Gummimischung beschaffen sein muss. Auf dieser Basis wurden verschiedene Compounds gemischt, getestet, optimiert und die meistversprechenden Mischungen zu Fördergurten verarbeitet, um diese zu erproben und so die ideale Lösung zu finden.

Signifikantes EnergiesparpotenzialDies ist gelungen. Aktuelle Messungen auf einem mit

einer speziellen Messtechnik ausgestatteten Prüfstand am Institut für Transport und Automatisierungstechnik der Universität Hannover ergaben bei der neusten Entwicklung der energieoptimierten Fördergurte von ContiTech eine signifikante Reduktion des Rollwiderstands und damit ein Energiesparpotenzial von etwa 20 Prozent. Bei einer fünf Kilometer langen Fördergurtanlage im Braunkohletagebau können so beispielsweise über 3.000 kW Antriebsleistung eingespart werden. In 1,5 Stunden wird dabei so viel Energie eingespart, wie ein durchschnittlicher Vier-Personen-Haushalt in Deutschland pro Jahr verbraucht.

Zukunftsthema„Obwohl wir bereits sehr gute Ergebnisse erzielt haben,

bleibt das Thema energieoptimierte Fördergurte auf unserer Agenda“, erklärt Wilhelm Schrand. „Wir arbeiten stetig daran, unsere Lösungen noch weiter zu verbessern, um so dazu beizutragen, dass Rohstoffförderung noch kostengünstiger, klimafreundlicher und nachhaltiger wird.“

Die ContiTech AGContinental gehört mit einem Umsatz von ca. 20 Mrd Euro im Jahr 2009 weltweit zu den führenden Automobilzulieferern. Als Anbieter von Bremssystemen, Systemen und Komponenten für Antriebe und Fahrwerk, Instrumentierung, Infotainment-Lösungen, Fahrzeugelektronik, Reifen und technischen Elastomerprodukten trägt Continental zu mehr Fahrsicherheit und zum globalen Klimaschutz bei. Continental ist darüber hinaus ein kompetenter Partner in der vernetzten, automobilen Kommunikation. Continental beschäftigt derzeit rund 138.000 Mitarbeiter in 46 Ländern. Die Division ContiTech gehört zu den weltweit führenden Anbietern von einer Reihe von technischen Elastomerprodukten im Non-Tire-Rubber-Bereich und ist ein Spezialist für Kunststofftechnologie im Non-Tire Rubber Bereich. Die Division entwickelt und produziert Funktionsteile, Komponenten und Systeme für die Automobilindustrie und andere wichtige Industrien. Die Division beschäftigt insgesamt ca. 22.000 Mitarbeiter. 2009 erzielte sie einen Umsatz von ca. 2,4 Mrd Euro.

ContiTech AG

eMail: [email protected] Internet: www.contitech.de



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BECKUM, 2010 – MODERNE ABBAUTECHNOLOGIEN ERFORDERN GERADE IM BERGBAU GURTFÖRDERANLAGEN, DIE IN DER LAGE SIND, IMMER GRÖSSERE VOLUMINA BEI ZUNEHMENDEN ACHSABSTäNDEN ÜBER UNWEGSAMES UND BERGIGES GELäNDE ZU BEWEGEN. DIE BEUMER GRUPPE, INTERNATIONAL FÜHRENDER HERSTELLER IM BEREICH FÖRDERTECHNIK, ENTWICKELT UND INSTALLIERT SOLCHE ANLAGEN.

MIT KURVENGäNGIGEN GURTFÖRDERANLAGEN SCHÜTTGUT EFFIZIENT TRANSPORTIEREN!

BEUMER BIETET LÖSUNGEN FÜR DIE MINING-BRANCHE:

Für die Förderung von Schüttgut wie Erz, Kohle, Kies oder Sand – zum Beispiel vom Bergwerk, von der Sandgrube oder vom Steinbruch zum Werk – benötigen Unternehmen effektive Möglichkeiten. Der Transport mit Lkw ist kostenintensiv und umweltbelastend. Eine wirtschaftliche Alternative sind Stetigförderer wie Mulden- oder Rohrgurtförderer. Mit der richtigen Auslegung können diese an die Umgebungsbedingungen vor Ort optimal angepasst werden. Umweltbeeinträchtigungen wie Staub, Geräuschemissionen und Abgase werden minimiert oder sogar ausgeschlossen. Im Vergleich zu Lkw-Transporten lassen sich hohe Massenströme umsetzen. Der bauliche Aufwand dieser Anlagen ist selbst in schwieriger Umgebung gering.

Individuelle Anpassung an das Fördergut

Die BEUMER Gruppe entwickelt und implementiert solche Förderanlagen. Die BEUMER Gurtförderer werden als geschlossene Rohrgurtförderer oder als offene Muldengurtförderer eingesetzt. Die BEUMER Rohrgurtförderer eignen sich zum Beispiel für pulvrige Produkte und bei steilen Streckenführungen, die offenen Muldengurtförderer kommen bei robusten oder grobstückigen Produkten zum Einsatz.

Durch ihre Linienführung überwinden die Gurtförderanlagen zerklüftetes Gelände und andere Hindernisse, wie Flüsse, Straßen, Gebäude oder

Schienen. Das führt zu immensen Einsparungen bei den Erdbewegungsarbeiten, kostenintensive Übergabestellen werden weitestgehend vermieden. Dabei können sich auch Horizontal- und Vertikalkurven in der Streckenführung überlagern.

BEUMER bietet für jede Herausforderung die richtige Lösung: Rohrgurtförderer eignen sich besonders, wenn große Steigungs- oder Neigungswinkel zu überwinden sind. Geeignet sind sie besonders für höherwertiges oder pulvriges Fördergut. Denn innerhalb des geschlossenen Systems fällt das Material nicht zurück und die gute Abdichtung ermöglicht einen staubfreien Transport. Die BEUMER Rohrgurtförderer werden auch bei besonders engen Kurvenradien eingesetzt, da sie eine bessere Kurvengängigkeit aufweisen als die

Die kurvengängigen Gurtförderanlagen führen oft durch unwegsames und bergiges Gelände.

beumer mAsChinenfAbrik gmbh & Co. kg

http://www.BEUMER.com

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Muldengurtförderer. Die Muldengurtförderer dagegen erreichen größere Volumen- und Massenströme und verbrauchen weniger Energie. BEUMER realisierte bereits Gurtförderanlagen mit Achsabständen von mehr als zehn Kilometern.

Energieeffizienz im MittelpunktDie Motoren in diesen Anlagen lassen sich so regeln,

dass eine optimale Belastungsverteilung im Gurt bei allen Betriebszuständen ermöglicht werden kann. Je nach Geländetopographie und Beladungszustand können die Anlagen auch im generatorischen Betrieb arbeiten. Die dabei gewonnene elektrische Leistung kann über eine Rückspeiseeinheit in das öffentliche Netz zurückgeleitet werden. So lassen sich die Energiekosten zum Betreiben der Gesamtanlage reduzieren.

Für hohe Lebensdauer der Gurte gesorgt

Bei BEUMER Anlagen erreichen die Gurte eine hohe Lebensdauer von bis zu 20 Jahren. Der Grund dafür ist die optimale Auslegung der Streckenführung, der Antriebstechnik, des Spannsystems sowie die Anordnung der gurtführenden Tragrollen. Genaue Berechnungen der Tragrollenpositionen ermöglichen die Kurvengängigkeit des Gurtförderers. Ist die Anlage optimal ausgelegt, ist eine gleichmäßige Beanspruchung aller Komponenten sichergestellt und die Gesamtbelastung des Gurts wird minimiert.

Beratungs- und Planungskompetenz inklusive

Die BEUMER Ingenieure optimieren in Abstimmung mit dem Kunden vor Ort den Streckenverlauf des Gurtförderers. Zudem entwickeln sie die gesamte Konstruktion und konzipieren die statischen Voraussetzungen für die Brücken und die Gurtförderanlage. Mit ihrer Planungskompetenz achten sie dabei auf Minimierung der Investitions- und Betriebskosten sowie des Energiebedarfes.

Die BEUMER GruppeDie BEUMER Gruppe ist ein international führender Hersteller der Intralogistik in den Bereichen Förder- und Verladetechnik, Palettier- und Verpackungstechnik sowie Sortier- und Verteilsysteme. Mit ca. 2.000 Mitarbeitern und einem Umsatz von rund 375 Millionen EUR ist BEUMER mit Tochtergesellschaften und Vertretungen für zahlreiche Branchen weltweit präsent. Weitere Informationen: www.BEUMER.com.

BEUMER Maschinenfabrik GmbH & Co. KGOelder Str. 4059269 Beckum | Deutschland

Vertrieb FördertechnikTel.: +49 (0)25 21 - 24 0eMail: [email protected] Internet: www.BEUMER.com


BEUMER Gurtförderer: Bieten energieeffiziente Förderung von Schüttgut aus Steinbrüchen, Kiesgruben und anderen Bereichen der Mining-Industrie.

http://www.BEUMER.com

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MIT INSGESAMT RUND 1500 GäSTEN AN FESTABEND UND DEN DARAUF FOLGENDEN TAGEN DER OFFENEN TÜR FEIERTE KIESEL IN BIELEFELD ENDE FEBRUAR DIE ERöFFNUNG SEINER NEUEN NIEDERLASSUNG. UNMITTELBAR AN DER A2 GELEGEN, IST DER KOMPLETT NEU ERRICHTETE STANDORT DIE SÜDLICHSTE DER INSGESAMT SIEBEN NIEDERLASSUNGEN IN DER NORDWESTDEUTSCHEN KIESEL-VERKAUFSREGION.

Zusammen wachsenDie neue Kiesel Niederlassung in Bielefeld ist der erste

neue Standort, den Kiesel im Jahr 2010 einweiht. Wie derzeit kaum ein anderes der bundesweit vertretenen Baumaschinen-Handelsunternehmen investieren die Baienfurter damit nicht nur in die Breite, sondern auch maßgeblich in die serviceorientierte Tiefe ihres Angebots. Insbesondere mit schlagkräftigen eigenen Niederlassungen will Kiesel die regionalen Standards in Sachen Kundenbetreuung neu setzen.

Diese Philosophie bestimmte auch die Ausrichtung der Anfang 2009 gegründeten Kiesel Berobau. Durch Einbindung der Kiesel-Preissler-Standorte entstand eine leistungsstarke Vertriebsregion, die heute innerhalb des Kiesel-Netzwerks für den Raum Niedersachsen und benachbarte Teilregionen Sachsen-Anhalts. Damit betreut die Regionaltochter mit insgesamt 130 Mitarbeitern nicht nur technisch stark unterschiedliche Branchensegmente (z.B. Sand/Kies / Hartstein), sondern

Start klar:Als einer der ersten Neumaschinen-Kunden in Bielefeld konnte Peter Kögel (rechts) von Kiesel-Niederlassungsleiter Uwe Stratmann den Mobilbagger Hitachi ZX210W-3 in Kögel-Firmenfarben übernehmen.

NEUE KIESEL NIEDERLASSUNG IN BIELEFELDKONSEQUENT REGIONEN STäRKEN

gleichermaßen größere Ballungsräume und eher ländlich geprägte Gebiete. Gemeinsam mit den beiden Kiesel-Hauptproduktlinien Hitachi Baumaschinen und Terex-Fuchs Umschlagmaschinensorgt dies für eine breite Kundenstruktur.

Alle Kiesel Standorte sind für einen reibungslosen Informationsaustausch miteinander verbunden und mit modernsten IT-Lösungen ausgestattet. Das Kiesel Produktentwicklungsteam unterstützt die Vertriebsmannschaft bei Bedarf mit Branchen- und Produktspezialwissen, um individuelle Kunden Speziallösungen bzw. branchenspezifische Systemlösungen zu entwickeln.

Außerdem können alle Kiesel Dienstleistungspakete wie beispielsweise der gruppenweite Vermietpool Kiesel PartnerRent, der auch Sondermaschinen umfasst, und die zentral agierenden Finanzierungs-Experten KieselFinance in der Region angeboten werden.

http://www.kiesel.net

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Dienst am Kunden großgeschriebenDiese weitgehend IT-gestützte Zentralisierung der

„informellen“ Kundendienstleitungen – einschließlich der gruppenweiten Auftragsabwicklung – führt dazu, dass der auch überwiegende Großteil der derzeit 15 Mitarbeiter am neuen Standort Bielefeld direkt im Kundenservice arbeitet. Acht Monteure, einen Mietdisponent sowie zwei Vertriebsexperten zählt die „Front-Mannschaft“. Weitere vier Mitarbeiter kümmern sich um die Organisation des großen eigenen Teilelagers (ca. 5000 Positionen), die Abwicklung der Serviceaktivitäten für die drei Produktlinien Hitachi, Terex-Fuchs und Kramer sowie die Kooperation mit den regionalen Kiesel-Partnern für Kleingeräte bzw. Umschlagmaschinen.

„Wir decken vom Industriebau, über Erdbewegung und Tiefbau, die Bereiche Abbruch und Recycling bis hin zur Gewinnung, wirklich alle Baumaschinensegmente in der Region ab und sind mit Terex-Fuchs führend im Umschlag und Entsorgungsbereich“, zählt der neue Niederlassungsleiter Uwe Stratmann auf. „In diesem Jahr werden wir die ersten Auszubildenden einstellen und sie in dem gruppenweiten Ausbildungsprogramm in Zusammenarbeit mit der Gewerbeschule in Breisach und der ‚Kiesel-Akademie’ ausbilden.

Die Auszubildenden erwartet einer der modernsten Betriebe im Raum Bielefeld. Auf knapp 11,5 ha eigenem Grund wurden 7400 m² bebaut. Alle Verkehrsflächen sind für Lasten bis 100 Tonnen ausgelegt, mit einer durchgehenden Hallenhöhe von 11,0 Metern der beiden Werkbereiche und der separaten Waschhalle, sowie mehreren Schwerlast-Brückenkränen können selbst die größten Baumaschinen bzw. Umschläger in Bielefeld gewartet oder zur Auslieferung nach Kundenwunsch vorbereitet werden. „Dies war eine wichtige Voraussetzung bei Planung und Bau, zumal wir gerade bei unserer Hauptlinie Hitachi mit ihrem niederländischen Produktionswerk echte Standortvorteile nutzen können,“ erklärt Uwe Stratmann und verweist auf kundenspezifische Modifizierungen, die in enger Technik-Kooperation auf der virtuellen Achse Oosterhout-Baienfurt-Bielefeld direkt vor Ort ausgeführt werden können.

Bielefeld à la carteEin gutes Beispiel für diese Strategie ist der Mobilbagger

Hitachi ZX210W-3, der als eine der ersten „Bielefelder“ Neumaschinen Ende Januar an die Bad Oeynhausener Kögel Bau GmbH & Co. KG übergeben wurde. Ab Werk mit 2,91-m Stiel und Verstellausleger ausgeliefert,

KIESEL:Kundenwünsche frei ab Bielefeld: Der neue Kögel-Mobilbagger Hitachi ZX210W-3 wartet mit umfangreicher Sonderausstattung auf seine Auslieferung.

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erhielt der 22-Tonnen-Radbagger in Bielefeld einen verbreiterten Unterwagen (2750 mm) mit Caliber-Zwillingsbereifung und wurde mit einem Oilquick-Schnellwechsler OQ 70/55 versehen. Als Grabwerkzeuge lieferte Kiesel einen hydraulisch verstellbaren 2,0-m-Grabenlöffel sowie spezielle 800-mm- bzw. 1200-mm-Verbaulöffel mit verlängerten Schneiden. Eine Verrohrung für Hammer- und Scheren-Einsätze, eine Zentralschmierung (Beka-Max) sowie zusätzliche Heckscheinwerfer komplettieren die Extras jenseits der ohnehin schon umfassenden Hitachi-Serienaus¬stattung (Heckkamera, Satelliten-Fernüberwachung, etc.) des Mobilbaggers im prägnanten Kögel-Rot. Hier wird Sicherheit groß geschrieben: die optional verbaute Seitenkamera in Verbindung mit einem zusätzlichen LCD Bildschirm erlaubt dem Fahrer freie Sicht über den gesamten rechten Maschinenbereich. Dabei ist ein hochmoderner Fuhrpark Voraussetzung, aber keine Last: seit geraumer Zeit hat Kögel Wartung und Service seiner auf vier bis fünf Betriebsjahre ausgelegten Maschinen an die entsprechenden Lieferanten „ausgelagert“ und setzt auch in der Beistellung kurzfristig benötigter Zusatzkapazitäten auf angestammte Partner. Gute Karten für Kiesel Berobau mit seinem engmaschigen Service-Netz im direkten Kögel-Einzugsgebiet und seiner vollen Verzahnung im bundesweiten Kiesel-Getriebe.

Die Bad Oeynhausener KÖGEL Gruppe, mit den drei Unternehmensbereichen „KÖGEL Bau, Bausanierung und Rohrtec“ hat sich zu einem überregionalen bedeutenden Baupartner entwickelt, der nachhaltig Maßstäbe setzt.

Seit der Gründung als Baubetrieb im Jahre 1965 verfolgt das Unternehmen konsequent ein einziges Ziel: Die Lebens-, Arbeits- und Wohnqualität von Auftraggebern bei allen Fragen rund um den Bau spürbar zu verbessern: gemeinsam - sicher - stark.

Das inzwischen dreigliedrige Unternehmen erweiterte in den letzten Jahren die Kernkompetenzen Hoch-, Tief-, Straßenbau um die Bereiche Bausanierung und -erhaltung sowie schlüsselfertige Gewerbe- und Industriebauten. Seit 2003 besitzt die Gruppe mit der Firma Rohrtec auch die Zulassung für Gas- und Wasserleitungsverlegung. Diese Kompetenzen werden ergänzt u.a. durch Landschaftsbau und umfassende Serviceleistungen.

Ein zukunfts- und wachstumsorientiertes wirtschaftliches Handeln und ein verantwortungsbewusster Umgang mit allen Ressourcen, ermöglicht eine sowohl regionale als auch überregionale Kundenbetreuung und sichert über 130 Arbeits- und Ausbildungsplätze in der Region.

Qualifizierte Fachkräfte mit breit gefächertem, innovativem technischen Know-how, ein moderner, leistungsstarker Maschinenpark, systematisches Qualitätsmanagement und zukunftsweisende Computer- und Kommunikationstechnik sorgen für zeitlich und wirtschaftlich optimierte Projektabläufe.

Damit dies gewährleistet ist und auch in Zukunft so bleibt, legt die KÖGEL Gruppe großen Wert auf die Aus- und Weiterbildung der Mitarbeiterinnen und Mitarbeiter. Motivation, Führung, fachliche Kompetenz, Durchblick – das ist bei KÖGEL Programm. Regelmäßige Fortbildungen und Schulungen sichern den hohen Qualitätsstandard in unserem Unternehmen.

Viel Platz für die Zukunft:Gut 11 Hektar umfasst der neue Kiesel-Standort in Bielefeld. Elf Meter Hallenhöhe gewährleisten vollen Platz auch für größte Projekte in Hitachi-Orange oder Fuchs-Blau.


Kiesel GmbHBaindter Strasse 29 88255 Baienfurt | DeutschlandTel.: +49 (0)751 - 500 40Fax: +49 (0)751 - 500 48 88 Internet: www.kiesel.net

Kiesel GmbH Alexandra Schweiker

Tel.: +49 (0)751 - 50 04 45 Fax: +49 (0)751 - 50 04 50

eMail: [email protected] Internet: www.kiesel.net


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HitacHi construction MacHinery europe nV (HcMe) Hat seine beliebte radladerreiHe uM die drei Modelle ZW330, ZW370 und ZW550 erWeitert. diese HitacHi radlader sind die ersten, die seit bildung der allianZ iM oktober 2008 ZWiscHen HitacHi construction MacHinery co., ltd. (HcM), kaWasaki HeaVy industries ltd. (kaWasaki) und tcM corporation (tcM) auf den europäiscHen Markt gebracHt Werden.

Kawasaki-Radlader sind bekannt für ihre Zuverlässigkeit und Langlebigkeit. Der Kastenrahmen, tief angelenkte Hubzylinder und zwei Schaufelzylinder machen diese Fahrzeuge noch robuster. „Die Einführung des ZW330, ZW370 und ZW550 ist ein schönes Beispiel dafür, was durch Technologie- und Informationsaustausch erreicht werden kann. Wir sind sicher, dass die neuen Modelle von unserer wachsenden Kundenbasis in diesem Bereich gut angenommen werden”, so Peter Stuijt.

Höhere LeistungDie ZW330, ZW370 und ZW550 sind mit kraftvollen

und sparsamen Motoren ausgestattet, die in zwei verschiedenen Betriebsarten arbeiten können: im Power- oder Kraftstoffsparmodus. Diese Betriebsarten können je nach Anforderung ausgewählt werden und steigern die Produktivität und Effizienz.

Die großen Modelle der ZW-Serie verfügen serienmäßig über Achsen mit Drehmoments-Verlagerungsdifferential (TPD), die die Verteilung des Drehmoments auf die

HITACHI RADLADER ZW330, ZW370 & ZW550KIESEL STELLT NEUE GROSSRADLADER VOR!

Räder steuert. Optional sind auch Achsen mit Lamellen-Selbstsperr-Differential erhältlich (LSD). Darüber hinaus sind die beiden Modelle ZW370 und ZW550 mit einer Traktionskontrolle ausgestattet, welche die Motordrehzahl automatisch an die Arbeitsbedingungen anpasst.

Die Load-Sensing-Lenkung verstärkt die Lenkkraft so, dass das Pumpendrehmoment voll für eine höhere Produktivität genutzt werden kann. Die ZW370 und der ZW550 verfügen über eine optimierte Drehmomentsteuerung zur Verbesserung der Gesamtleistung.

Komfort und SicherheitDie geräumige Kabine, die die ROPS/FOPS-

Sicherheitsvorschriften erfüllt, ruht auf Viskosedämpfern, die Vibrationen während des Betriebs absorbieren. Auch der volljustierbare luftgefederte Sitz trägt zur Schaffung einer komfortablen Arbeitsumgebung für den Fahrer bei. Die Schwingungsdämpfung sorgt für einen ruhigeren Betrieb und passt sich automatisch an die Bodenbeschaffenheit an.


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Die ölgekühlten Scheibenbremsen gewährleisten eine außerordentlich gute Bremskraft. Die Zweikreisbremsanlage, bei der Vorder- und Hinterachse über zwei Leitungen versorgt werden, ist ein weiteres Sicherheitsmerkmal. Der Kupplungsausrückpunkt lässt sich ebenfalls an die örtlichen Gegebenheiten anpassen, zum Beispiel für effizienten Betrieb auf ebenem Gelände und exzellenten Betrieb an Steigungen.

Die einstellbare Lenksäule, Klimaautomatik, automatische Hubhöheneinstellung, der Richtungswahlschalter und der Kick-Down-Knopf erhöhen serienmäßig den Fahrerkomfort.

Niedrigere BetriebskostenDie Modelle ZW330, ZW370 und ZW550 verfügen über

eine Reihe von Leistungsmerkmalen, die zu einer Senkung von Kraftstoffverbrauch und Gesamtbetriebskosten beitragen. Das computergestützte Motorsteuergerät (ECM) stellt wichtige Daten für eine rasche Fehlerdiagnose und -behebung zur Verfügung. Weitere Diagnosewerkzeuge liefern zudem wichtige Motordaten für genaue Analysen, die eine Reduzierung von Ausfallzeiten ermöglichen.

Die Geschwindigkeit des hochentwickelten hydraulisch angetriebenen Lüfters passt sich bei Änderung der Betriebstemperaturen an, was zu einer Senkung des Geräuschpegels und des Kraftstoffverbrauchs führt. Der automatische Umkehrlüfter lässt sich von Hand wegklappen und ermöglicht dadurch eine einfache Reinigung des Kühlers.

Durch das Leerlaufsteuerungssystem wird die Motordrehzahl während längerer Arbeitspausen reduziert und somit Kraftstoff gespart. Bei kaltem Wetter erhöht dieses System die Motordrehzahl und sorgt für ein schnelles Warmlaufen des Motors. Das Ladeeffizienzsystem (ELS) erhöht die Traktion während des Ladens und sorgt so für eine höhere Produktivität bei gleichzeitiger Kraftstoffeinsparung.

Durch ein bestmögliches Eindringverhalten verringern die Schaufeln, die für eine lange Lebensdauer angelegt sind, den Kraftstoffverbrauch. Die Schaufelbolzen sind versiegelt, um den Austritt von Schmierfett zu verhindern. Dies macht sie langlebiger und minimiert Ausfallzeiten. Dank der Verwendung eigengefertigter Komponenten, wie z. B. des Power-Shift-Getriebes, der Achsen und der Hydraulik, bleiben die Fahrzeuge auch unter härtesten Arbeitsbedingungen lange einsatzfähig.

KIESEL:Radlader Hitachi ZW550.

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Alle wichtigen Wartungspunkte sind leicht zugänglich, so dass Inspektionsarbeiten einfach und schnell durchgeführt werden können. Filter und Schmierpunkte wurden zudem gruppiert, um Austausch und Schmierung zu erleichtern. Darüber hinaus sind die Maschinen mit der hochentwickelten Hitachi-Mehrschichtlackierung versehen, die nicht nur äußerst widerstandsfähig ist sondern auch beständig gegen Korrosion und mechanische Beschädigungen.

Technische Daten ZW330 ZW370 ZW550

Maximale Motorleistung (kW) ISO 9249 242 (325 PS) 268 (359 PS) 360 (483 PS)Betriebsgewicht (kg) * 26.500 31.400 48.200Schaufelinhalt (m³) 4,6 – 5,2 4,9 – 5,8 6,2 – 6,9* In Standardausführung


Kiesel GmbHBaindter Strasse 29 88255 Baienfurt | DeutschlandTel.: +49 (0)751 - 500 40Fax: +49 (0)751 - 500 48 88 Internet: www.kiesel.net

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AKTUALISIERUNG DES CAT® 988H BRINGT KUNDEN MEHRWERT DURCH VERBESSERTE SySTEME, NIEDRIGERE KOSTEN UND BEISPIELHAFTEN FAHRERKOMFORT

Aufbauend auf dieser Tradition des 988 hat Caterpillar eine aktualisierte Version des 988H vorgestellt, die die besten Eigenschaften des Vorgängers mit bis zu 10 Prozent sparsamerem Kraftstoffverbrauch und neuen Funktionen vereint, die die Produktivität erhöhen, Kosten senken, den Arbeitsplatz des Fahrers verbessern und die legendäre Haltbarkeit und Zuverlässigkeit des 988 noch erweitern. Die weiterentwickelte Konstruktion des neuesten 988H in Kombination mit der Stärke des Cat-Händlernetzes bietet dem Kunden einen ungewöhnlich hohen Nutzwert.

AktualisierungTeil des aktualisierten 988H-Pakets ist das neue

Hydrauliksystem für Arbeitsgeräte PFC (Positive Flow Control, Positive Durchflussregelung), das zur Steigerung der Beladeleistung und für sparsamen Kraftstoffverbrauch ausgelegt ist. Ergänzt wird das PFC-System durch neu gestaltete Schaufeln, die einfacher mit mehr Material zu beladen sind, sowie durch Ände-rungen am Ladergestänge, die für größere Ausbrechkraft sorgen.

Änderungen am Bremssystem verbessern

Der Cat®-raDlaDer 988 wirD seit 1963 für Die arbeit weltweit in anwenDungen in steinbrüChen, bergbau, inDustrie unD bauwesen eingesetzt, unD Der bestanD Des aktuellen 988h beträgt fast 4000 einheiten. hierzu gehören über 600 MasChinen Mit Mehr als 20.000 betriebsstunDen sowie Mehr als 150 MasChinen, Die über 30.000 betriebsstunDen aufweisen – ein hervorragenDer beweis für Die robuste konstruktion Des 988h.

die Dauerbremsleistung und verlängern die Bremsenlebensdauer, während neue Kraftstoffregelungsfunktionen das Potenzial für Kraftstoffeinsparungen erhöhen. Zur weiteren Verbesserung der Effizienz beim Ladevorgang bietet das optionale Wägesystem eine erhöhte Genauigkeit, ist robuster in der Konstruktion und einfacher zu kalibrieren.

Für mehr Fahrerkomfort und -sicherheit sorgt eine erhebliche Reduzierung der Fahrerhausschallpegel, und eine neue elektrohydraulische Steuerkonsole verringert den Kraftaufwand und die Ermüdung des Fahrers. Klappspiegel gestatten sichereren Zugang zum Reinigen der Windschutzscheibe, und eine optionale Sitzheizung sowie neue Radiooptionen (Bluetooth, Aux, MP3 und Satellit) stehen für größeren Fahrerkomfort.

Ladeleistung und sparsamerKraftstoffverbrauch

Beim Hydrauliksystem mit „Positive Flow Control“ kommt eine neue, elektronisch geregelte Verstellpumpe zum Einsatz, die mit einem integrierten Magnetventil mit Kraftrückmeldung arbeitet, um den Ölvolumenstrom

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präzise zu steuern. Das PFC-System stellt sicher, dass die Pumpenfördermenge immer präzise an die Lastbedingungen angepasst ist. Das System regelt den Ölvolumenstrom proportional zum Hebelweg. Damit wird das Ansprechverhalten der Hydraulik verbessert und ein hydraulischer Gesamtwirkungsgrad erzeugt, der zu weniger Wärmeentwicklung und reduziertem Kraftstoffverbrauch führt.

Eine Druckerhöhung von 5000 psi (34.500 kPa) im Auslegerhubkreis erhöht die Schaufelausbrechkraft, und ein Regenerierungsventil am Gestänge gewährleistet zuverlässiges Ansprechen des Zylinders. Die Aktualisierung des 988H bietet außerdem eine neue Schaufelreihe der Performance Series, die mehr Material effektiver hält (geladenes Volumen verglichen mit Nenninhalt). Die Schaufeln verfügen über eine breitere Eintrittsöffnung, einen längeren Boden und einen verbesserten Rückkippwinkel.

Die Aktualisierung des 988H besitzt drei programmierbare Kraftstoffeinsparfunktionen: FMS (Fuel Management System, Kraftstoff-Managementsystem), AIK (Auto Idle Kickdown, automatische Drehzahlverringerung) und Leerlaufabschaltung.

Mit dem Kraftstoff-Managementsystem, das seit Juni 2007 beim 988H zur Standardausrüstung gehört, können Kunden Maschinenparameter an Produktionsanforderungen anpassen. Dies wird durch drei Betriebsmodi erreicht: „volle Leistung“ (FMS deaktiviert), „angepasste Leistung“ und „maximale Kraftstoffeinsparung“. Bei Wahl der

Betriebsmodi „angepasste Leistung“ und „maximale Kraftstoffeinsparung“ kann der Fahrer die Maschine so einstellen, dass die Motordrehzahl und der Hydraulikstrom automatisch verringert werden, wenn sich der 988H außerhalb seines Grabsegments befindet. Dies birgt potenziell bis zu 15 Prozent Kraftstoffeinsparungen.

Neu bei der aktualisierten Version des 988H ist die AIK-Funktion. Wird der 988H eine Zeit lang nicht aktiv betrieben, drosselt das AIK-System kurzzeitig die Motordrehzahl, um Kraftstoff zu sparen. Das System kehrt automatisch zur vorherigen Einstellung der Motordrehzahl zurück, wenn der Fahrer die Arbeitsgerät-Steuerhebelkonsole, den F-N-R-Schalter oder das STIC-Lenk-Schaltsystem betätigt. Die Leerlaufabschaltung, ebenfalls eine neue Funktion beim 988H, schaltet den Motor automatisch ab, nachdem die Maschine über längere Zeit im sicheren Leerlaufzustand war. Der Fahrer erhält eine akustische und visuelle Warnung im Fahrerhaus, bevor der Motor ausgeschaltet wird.

Das optionale PCS 3.0 (Payload Control System, Wägesystem) ist ein neues System zum Wiegen während des Betriebs, das dem Fahrer des 988H hilft, jeden Lkw mit genauer Nutzlast zu beladen – in der Regel mit einer Abweichung von ± 1 Prozent. Das neue System muss nur einmal pro Jahr kalibriert werden und bietet eine einfachere Schnittstelle sowie eine intuitive graphische Oberfläche. PCS 3.0 kann Daten – Material, Datum, Uhrzeit, Anzahl Durchgänge und Belegnummer – für bis zu 1000 Wagenladungen speichern und bis zu 50 Lkws erkennen.

Sicherheit und Annehmlichkeiten für den Fahrer

Im Fahrerhaus des neuen 988H wird Verbundsicherheitsglas beim Heckfenster und bei beiden Seitenfenstern verwendet. Bei den Verbundglasfenstern sind zwei Glasscheiben durch einen Luftspalt getrennt, wodurch Fenstervibrationen gedämpft werden, die durch externe Geräuschquellen, wie den Motor und die Hydraulikpumpen, verursacht werden. Die neue Windschutzscheibe und die neuen vorderen Seitenfenster aus Verbundglas senken den Innengeräuschpegel um den beachtlichen Wert von 1 dB(A) auf 72 dB(A).

Arbeitshydraulik-Bedienelemente bei der Aktualisierung des 988H sind in einer neuen, leicht zu betätigenden elektrohydraulischen Steuerkonsole angeordnet, die über berührungsempfindliche Hebel verfügt, die

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Kontrolle und Ergonomie für den Fahrer verbessern. Die neuen Bedienhebel bieten außerdem „Softrasten“, bei denen die herkömmlichen Sperrmagneten durch elektronische Sensoren ersetzt werden, die für einfachere Hebelsteuerung sorgen.

Neue Merkmale der Fahrerkabine bauen auf traditionellen Sicherheitseigenschaften des 988 auf, wie hervorragende Sicht (großflächige Verglasung, LEDs mit langer Lebensdauer und optionale Rückfahrkamera); Sicherheitsvorrichtungen für Ein- und Ausstieg (beleuchtete primäre/sekundäre Treppen, Handläufe über die gesamte Länge); Wartungsvorkehrungen (Zugang auf Bodenhöhe oder über Wartungsplattform, elektrischer Hauptschalter); Fahrerkomfort und -wohlbefinden (einstellbare Bedienelemente, Klimaanlage, optionale hydraulische Schwingungsdämpfung, sekundäres Lenksystem).

Bewährte BasisBei der Aktualisierung des 988H wurden alle

bewährten Eigenschaften beibehalten, die den Ruf des 988 für Langlebigkeit, Zuverlässigkeit und effiziente Leistung begründet haben. Der massive Hinterrahmen in Kastenbauweise und der kastenförmige Laderahmen der neuen Maschine wurden im Hinblick auf die während des Betriebs auftretenden Kräfte entwickelt. Bei beiden kommen in hoch beanspruchten Bereichen Gussteile zum Einsatz. Der speziell geschweißte Kastenausleger weist eine höhere Verwindungssteifigkeit als die bei herkömmlichen Z-Gestängen verwendeten Auslegerarme auf, und der Ausleger arbeitet ruckfrei mit doppelten Schaufelgliedern, um hervorragende Ausbrechkräfte und dauerhafte Leistung bereitzustellen.

Auch im Antriebsstrang findet sich bewährte Technologie des 988H. Hierzu gehören der Cat-Motor mit ACERT™-Technologie mit elektronisch geregelter Kraftstoffeinspritzung und der modulare Kühler der nächsten Generation mit 14 parallelen Kreisen für optimale Kühlung. Das im Einsatz bewährte Lastschaltgetriebe nutzt den Cat-Drehmomentwandler mit Flügelradkupplung und das Steuersystem für Felgenzugkraft, um das richtige Gleichgewicht zwischen Hydraulikleistung und Antriebskraft zu erhalten. Die massiven, von Cat gefertigten Achsen verfügen über Seitenantriebe mit Planetenvorgelege an den radseitigen Enden, um Drehmomentlasten an den Achswellen zu verringern.

Als Nachweis seines hohen Nutzwerts für den Kunden weist der neueste 988H wie seine zahlreichen Vorgängermodelle eine auf produktiven Einsatz über eine maximale Lebensdauer ausgelegte Konstruktion auf. Auch danach lässt er sich wirtschaftlich überholen, um außerordentlich geringe Vorhalte- und Betriebskosten sicherzustellen.

CaterpillarSeit mehr als 80 Jahren baut Caterpillar Inc. mit an der Infrastruktur der Welt, und gemeinsam mit den Cat-Händlern wird ein positiver und nachhaltiger Wandel auf allen Kontinenten vorangetrieben. Bei Umsatzerlösen und Erträgen von $ 32,396 Milliarden im Jahr 2009 nimmt Caterpillar eine Spitzenposition in der Technik ein und ist weltweit der führende Hersteller von Bau- und Bergbaumaschinen, Diesel- und Erdgasmotoren sowie Industriegasturbinen. Weitere Informationen finden Sie auf www.cat.com

Presseanfragen Europa, Afrika und NahostMia Karlsson

Tel.: +41 (0) 22 849 46 62Fax: +41 (0) 22 849 99 93

eMail: [email protected]: www.cat.com


Technische Daten 988H

Motor Cat C18 ACERTLeistung (Brutto) 555 HP (441 kW)Einsatzgewicht 110.549 lb (50.144 kg)Nenn-Nutzlast 12,5 tn sh. (11,4 t)Schaufelfassungsvermögen 8,2-10 yd (6,3-7,6 m³)Hydraulikstrom 130 US-Gall/min. (492 l/min)Entlastungsdruck 5075 psi (35.000 kPa)

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Die jahrelange Erfahrung von Liebherr im Entwurf, Bau und in der Betreuung von Großhydraulikbaggern für den Miningbereich kam mit dieser Neuentwicklung in der ultraschweren 800 t-Klasse zur Geltung. Bei der Entwicklung arbeitete Liebherr eng mit den Praxisexperten von Thiess in Australien zusammen. Der jetzt an der Burton Mine eingesetzte erste Bagger dieses Typs ist der weltgrößte Tieflöffelbagger überhaupt.

Der erste R 9800 mit Klappschaufel wird zur Zeit einer intensiven Erprobung im Herstellerwerk unterzogen; danach beginnt eine Praxistestphase.

Die ausgezeichnete Leistung des R 9800 beruht auf der Anwendung neuester Technologien und der langjährigen Erfahrung von Liebherr im Bereich des Antriebsstrangs und der Hydraulik- und Steuerungssysteme, aber auch auf dem Einsatz neuer Techniken in den Hauptbereichen der Stahlkonstruktion. Dadurch kann der R 9800 mit einer Nennkapazität von 42 m³ als Tieflöffelgerät und 42,7 m³ mit Ladeschaufel betrieben werden. Erste praktische Prüfungen bei Theiss an der Burton Mine ergaben Taktzeiten unter 29 Sekunden und Schaufelinhalte bis zu 75 Tonnen pro Ladebewegung.

Liebherr hat das erste Seriengerät des Miningbaggers R 9800 an Thiess Pty Ltd. ausgeliefert. Zum Einsatz kommt das neue Flaggschiff der Liebherr-Miningbagger

beim Peabody’s Burton Coal Project in Zentral-Queensland, Australien.

LIEBHERR R 9800: ERSTEINSATZ DESWELTGRÖSSTEN TIEFLÖFFEL-MINING-BAGGERS IN AUSTRALISCHER KOHLEMINE

Der R 9800 wird mit einem 45 m³-Hochleistungstieflöffel betrieben, der den spezifischen Bodenverhältnissen bei Burton gerecht wird. Mit dieser Ausstattung ist der Großbagger in der Lage, Muldenkipper der 220 t-Klasse in drei Arbeitszyklen zu beladen.

Der an der Burton Mine eingesetzte R 9800 von Thiess wird von zwei Cummins QSK 60-Dieselmotoren mit je 1.492 kW / 2.000 PS Leistung angetrieben. Diese Motoren entsprechen dem TIER 2 Emissionsstandard. Weitere Maßnahmen zur Optimierung der Kraftstoffzufuhr sind geplant. Zukünftig wird Liebherr optional auch Ausführungen mit MTU-Motor sowie mit Elektroantrieb anbieten.

Die Reiß- und Ausbrechkraftwerte wurden für das bestmögliche Eindringverhalten optimiert. Seine spezifischen Eindringkräfte sind die höchsten, die derzeit in der Ultragroßbagger-Kategorie erreichbar sind. In Zusammenhang mit der hohen Leistung des Hydrauliksystems ist dies die Grundlage für einen optimalen Löffelfüllfaktor mit kurzen Taktzeiten.

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Während der Entwicklung des Großbaggers wurde dem Gesamtwirkungsgrad große Aufmerksamkeit geschenkt. Reduzierter Energieverbrauch in den Nebenarbeitskreisen, größere Durchmesser der Hydraulikleitungen und -schläuche sowie der höchste Arbeitsdruck in dieser Gerätekategorie machen aus dem R 9800 den effizientesten Hydraulik-Miningbagger, der je gebaut wurde.

Bedienungs- und Wartungspersonal werden mit dem R 9800 ausgezeichnete Arbeitsbedingungen vorfinden. In der Konstruktion des Baggers sind die neuesten Ergonomie- und Sicherheitsgrundsätze berücksichtigt worden. Die Kabine, großzügig in den Abmessungen und außerordentlich geräuscharm, gewährt den bestmöglichen Überblick auf den Arbeitsbereich.

Die Konzeption des R 9800 zielt auf kürzere Stillstandszeiten durch ergonomisch effektive, sichere Wartungsmaßnahmen und schnellen, bequemen Zugang zu den Inspektionsstellen. Hinter der Wartungsklappe lassen sich alle Betriebsmittel leicht und ohne Zeitverlust einfüllen bzw. austauschen. Mit verlängerten Wartungsintervallen von bis zu 1.000 SMU-Einheiten schafft der R 9800 von Liebherr eine ausgezeichnete Ausgangsposition für eine maximale Arbeitsleistung.

LIEBHERR R9800:Der weltgrößte Tieflöffel-Miningbaggers Liebherr R 9800 bewährt sich beim Ersteinsatz in der australischen Kohlemine Burton Downs in Zentral-Queensland.


Liebherr-France SASSwann BlaiseB.P. 9028768005 Colmar/Cedex | FrankreichTel.: +33 (0) 389 - 21 - 39 33Fax: +33 (0) 389 - 21 - 38 00eMail: [email protected]: www.Liebherr.com

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Im März 2010 haben die TAKRAF GmbH, eine Tochtergesellschaft der italienischen Tenova S.p.A. und die Liebherr-Werk Biberach GmbH eine Rahmenvereinbarung über eine Zusammenarbeit bei

der Entwicklung des neuen dieselelektrischen Antriebsystems für Tenova TAKRAF Surface Miner unterzeichnet.

Tenova TAKRAF und LIEBHERR entwickeln gemeinsam das erste dieselelektrische Antriebssystem für Surface Miner!

Tenova TAKRAF als ein weltweit führender Anbieter von kontinuierlicher Tagebautechnik bietet Surface Miner als Ergänzung seines Produktprogramms für die Gewinnung weicher bis mittelharter Rohstoffe an. Charakteristisch für diese Geräte mit der Typenbezeichnung TSM ist die Anordnung der Fräswalze an der Maschinenfront. Diese Anordnung gewährleistet, dass sich alle Raupen des Fahrwerkes im Förderbetrieb immer auf einem ebenen, frisch geschnittenen Planum bewegen. Dadurch verringert sich nicht nur die Belastung der Fahrwerkskomponenten sondern erhöht sich ebenso die Stabilität im Einsatz. Die Fräswalze eines TSM ist im Vergleich zu Produkten anderer Hersteller deutlich größer. Der TSM300, ein Gerät der mittleren Leistungsklasse, erreicht bereits eine Schnitttiefe von 800 mm. Die daraus resultierende große Schnittfläche erfordert bei gleicher Schneidleistung eine deutlich geringere Fahrgeschwindigkeit und Fräswalzendrehzahl. Der Verbrauch an Schneidwerkzeugen wird gesenkt und der Verschleiß am Fahrwerk verringert. Diese Tenova TAKRAF Technologie bietet darüber hinaus prozesstechnische Vorteile. Der TSM ist in der Lage ein Produkt mit engem Korngrößenband zu erzeugen und ermöglicht eine optimale Materialübergabe an Transportmittel (z.B. LKW oder mobile Bandbrücken).

Bereits heute sind Tenova TAKRAF Surface Miner TSM mit frequenzgeregelten und hoch effizienten elektrischen Bandantrieben ausgerüstet. Aufgrund Tenova TAKRAF’s jahrzehntelanger Erfahrung mit elektrisch betriebenen Gewinnungsgeräten wurde deshalb die Integration eines elektrischen Antriebes in die Fräswalze eines leistungsstärkeren Surface Miner untersucht und patentiert.

Für die Entwicklung und Fertigung des vollständigen elektrischen Antriebsstrangs inklusive Steuerung konnte mit der Liebherr-Werk Biberach GmbH ein kompetenter Partner gefunden werden, der über große Erfahrung auf dem Gebiet der dieselelektrischen Antriebssysteme für Mining-Trucks verfügt.

Der TSM500e wird mit einem Fräswalzenantrieb von 2x500 kW ausgerüstet. Die Antriebseinheiten, bestehend aus Planetengetriebe und integriertem Elektromotor, zeichnen sich durch eine extrem kompakte Bauform aus und werden in bewährter Bauweise innerhalb der Fräswalze montiert. Neben dem Fräswalzenantrieb, dem Herzstück, werden auch die Fahrwerksantriebe sowie alle weiteren Antriebe mit Elektromotoren realisiert. Durch

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den im Vergleich zu einem hydraulischen Antriebsstrang wesentlich besseren Wirkungsgrad eines elektrischen Antriebsstrangs und die intelligente Steuerung wird der TSM500e, besonders im Teillastbereich, eine deutliche Effizienzsteigerung und resultierend einen niedrigeren Kraftstoffverbrauch erreichen.

Gegenüber vergleichbaren dieselhydraulischen Antriebssystemen ist beim TSM500e eine Einsparung von mehr als 100.000 l Dieselkraftstoff pro Jahr zu erwarten. Der eingesetzte Dieselmotor erfüllt bereits heute die Abgasnormen entsprechend EU Stufe 2 und USA Tier II. Beides trägt zu einer erheblichen Reduktion der Betriebskosten und der Schadstoff- sowie der CO2- Emissionen bei.

Der TSM500e ist für eine Förderleistung bis 2.400 m³/h konzipiert und bietet eine Schnitttiefe von 1,1m. Das Gerät wird mit allen vom TSM300 bekannten Sicherheits- und Wartungssystemen ausgestattet sein. Dazu gehört zum Beispiel eine geräumige klimatisierte Fahrerkabine. Sie ist schallisoliert und gedämpft und mit standardgerechtem ROPS/FOPS Schutz ausgerüstet. Die „heavy duty“ 230V Bordversorgung mit HID Betriebsleuchten sorgt für eine gute Ausleuchtung der Umgebung. Das Zentralschmiersystem und die Servicestation in Bodennähe gehören dazu, ebenso ein automatisches Feuerlöschsystem im Motorraum. Die Bedienung des Gerätes wird unterstützt durch das Maschinendiagnosesystem mit integrierter Neigungskorrektur und Schnitttiefensteuerung. Die Markteinführung des TSM500 soll 2012 erfolgen.

Surface Miner:TSM300.

Surface Miner:TSM300.

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Tenova TAKRAF präsentiert die TAKRAF Mobile Crushing Systems –TMCS® eine Serie neu entwickelter mobiler Brecheranlagen als modulare Systeme im Leistungsbereich zwischen 3.000 und

12.000 t/h. Das wendige System stellt die Verbindung zwischen Löffelbagger und Strossenband her. Der kostenintensive Einsatz von Trucks im Tagebau wird mit diesem System fast vollständig abgelöst. Das TMCS® kann mit einem Bandwagen oder einer mobilen Förderbrücke kombiniert werden. Dabei können bis zu 3 Stufen von je über 15 m Höhe bis zum Strossenband überspannt werden.

Tenova TAKRAF stelltneue Generation mobiler Brecheranlagen für den Tagebaueinsatz vor!

Im einfachen Strossenbetrieb arbeitet das TMCS® auch ohne zusätzliche mobile Verbindungsbänder. In kontinuierlicher und synchroner Bewegung mit dem Löffelbagger zeigt sich die mobile Brecheranlage außerordentlich manövrierfähig. Der feststehende und überdimensionierte Abzugsförderer unter dem Brechermodul gleicht den Materialfluss aus und reduziert Verschüttungen.

Das Konzept TMCS® weißt sich durch die Anordnung von Raupenfahrwerken nahe Kopf und Heck des starren Unterbaus aus. Der Aufgabebunker direkt über einem voll ausgeglichenen Raupenpaar wird durch diese Raupenfahrwerke unterstützt und abgefedert. Große Erschütterungen werden direkt in den Boden abgeleitet.

Ein Kugelzapfenlager über dem vorderen Doppelraupenfahrwerk lässt Drehbewegungen um die vertikale Achse zur Lenkung der Brecheranlage zu. Hydraulische Lenkzylinder, aber auch alle zusätzlichen hydraulischen Abstützungen konnten vermieden werden. Die bahnbrechende Neuerung der neuen Generation mobiler Brecheranlagen ist die ständige Verfahrbarkeit der Anlage ohne den Materialfluss unterbrechen zu müssen. Diese kontinuierliche Beweglichkeit setzt wertvolle Produktionszeit frei und erhöht sowohl die Verfügbarkeit der Brecheranlage als auch die Nutzbarkeit des gesamten Tagebausystems.

Das TMCS® kann mit einem Doppelwellen-Brecher oder einem Doppelwalzenbrecher ausgestattet werden. Für Wartungsarbeiten steht genügend Platz vor dem Brechermodul zur Verfügung. Dieses kann selbst zum Kopf des Abwurfbandes hin heraus bewegt werden.

Die Reihe TMCS® wurde konstruiert, um in Verbindung mit Standard – Löffelbaggern im Leistungsbereich 20 bis 65 m³ reibungslos zusammenarbeiten zu können. Das Modul-System des TMCS® können wir auch Ihren Abbauanforderungen anpassen.

Tenova TAKRAFTorgauer Straße 336

04347 Leipzig | DeutschlandTel.: +49 (0) 341 - 24 23 500Fax: +49 (0) 341 - 24 23 510eMail: [email protected]

Internet: www.takraf.comwww.tenovagroup.com


Tenova TAKRAFBahnhofstraße 2601979 Lauchhammer | DeutschlandTel.: +49 (0) 3574 - 854 0Fax: +49 (0) 3574 - 854 100eMail: [email protected]: www.takraf.com www.tenovagroup.com



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DIE NEUE KLEEMANN-PRALLBRECHER-GENERATION IM

kleemAnn gmbh

Bei einer kompletten Neukonstruktion lautet am Anfang die spannendste Frage: Bestätigt sich in der Praxis, was in der Theorie entwickelt wurde? Nach einer ca. eineinhalbjährigen Entwicklungsphase ging im Spätsommer 2009 der erste Prototyp in die Erprobung. Und schon der erste Test bewies eindrucksvoll, dass das Gesamtkonzept goldrichtig ist. Schon von Anfang an wurden mit der kleineren der beiden Anlagen, der MR 110 EVO, maximale Aufgabeleistungen von 350 t/h problemlos erreicht.

Die ersten Tests bestätigen: Extrem hohe Dauerleistungen sind möglich

Die ersten Tests wurden auf einem Recyclinghof in der Nähe des Kleemann Stammwerks in Göppingen durchgeführt. Das Aufgabematerial bestand aus gemischtem Betonbruch aus Abbruchmaterial, zu Anfang

HäRTETEST!

Bevor die Serienfertigung der neuen MR 110 EVO und MR 130 EVO startet, wurden über mehrere Monate hinweg umfangreiche Tests mit mehreren Prototypen erfolgreich durchgeführt.

noch mit relativ geringem Eisenanteil. Die Aufgabegrößen lagen zumeist bei einer Kantenlänge von bis zu 600 mm, in Ausnahmefällen aber auch größer. In diesen Fällen bewährte sich von Anfang an der per Fernsteuerung anhebbare Deckel am Brechereinlauf. Im weiteren Verlauf der ersten Testphase wurde mit verschiedensten Materialien getestet, vielfach mit stark eisenhaltigem Abbruchmaterial, weil hier die Technik erfahrungsgemäß der höchsten Beanspruchung ausgesetzt ist. Das Ergebnis war sehr vielversprechend: Die Anlage konnte die hohen Leistungswerte auch bei Dauerleistung bestätigen. Dabei zeichnete sich ab, dass durch das neue Materialflusskonzept der Verschleiß an den wichtigen Punkten wie Schlagleisten oder Austragsgurt maßgeblich verringert werden konnte. Natürlich konnten auch auftretende Probleme erkannt und erfolgreich behoben werden.

Wichtig bei den Tests war außerdem, dass die Anlage bei verschiedenen Kunden getestet wurde, um durch die verschiedenen Betreiber Rückschlüsse auf das neue Bedienkonzept zu bekommen. Zudem war gewährleistet, dass wirklich unterschiedlichste Aufgabematerialien gebrochen wurden.

Dank kräftigem Direktantrieb und neuem Materialflusskonzept nicht nur leistungsstark, sondern auch sehr wirtschaftlich im Betrieb: MOBIREX MR 130 EVO.

http://www.kleemann.info

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Kleemann GmbH Mark Hezinger

Manfred-Wörner-Str. 16073037 Göppingen | Deutschland

Tel.: +49 (0)71 61 - 20 62 09Fax: +49 (0)71 61 - 20 61 00

eMail: [email protected]: www.kleemann.info


Weitere Teststationen mit „Kältetest“Unter den weiteren Teststationen war unter anderem

auch eine Firma im Allgäu. Hier wurde die Anlage wieder in verschiedensten Anwendungen gefahren und konnte dank des sehr „strengen“ Winters (an manchen Testtagen bis zu -23 Grad) auch echten „Kältetests“ unterzogen werden. Zu Anfang wurden einige Tausend Tonnen Kies gebrochen, danach wurden Asphaltschollen verarbeitet, gefolgt von armiertem Beton mit mehr und mit weniger Schmutzanteil. Dabei wurden immer wieder über längere Zeiträume Aufgabeleistungen von 350 t/h erreicht und teilweise sogar übertroffen.

Auch die größere Anlage der neuen Baureihe, die MR 130 EVO, wurde umfangreich getestet. Da dieser Prototyp einige Zeit später in Betrieb genommen wurde, konnten hier schon Erfahrungen aus den Tests der MR 110 eingearbeitet und erste „Kinderkrankheiten“ schon zu Anfang vermieden werden. Und auch hier zeigte sich sofort, welches Potential in diesen Anlagen steckt. Maximale Aufgabeleistung von 450 t/h wurden schnell realisiert und zum Teil beträchtlich übertroffen. Beispielsweise erledigte der Prototyp der MR 130 beim ersten Test im Asphaltrecycling die geplante Tonnage wesentlich schneller als geplant.

Das Testfazit: Das Konzept passt – Enorme Leistungsfähigkeit bei signifikant erhöhter Wirtschaftlichkeit

Nach diesen umfangreichen Tests mit allen gängigen Anwendungsfällen – in einem Fall wurde sogar Stahlwerksschlacke verarbeitet – konnte auch eine sehr gute Kostenbilanz gezogen werden. Wie in der Theorie berechnet, weisen beide Anlagen eine sehr positive Bilanz in puncto Wirtschaftlichkeit und Verschleiß aus. Das neue Materialflusskonzept zeigt seine Wirkung also nicht nur in höherer Leistung sondern auch in geringerem Verschleiß. Die höheren Standzeiten, in Verbindung mit dem sehr effizient arbeitenden Direktantrieb, ergeben auf der Betriebskostenseite spürbare Kostenvorteile. In der Gesamtbetrachtung wird somit deutlich, dass Kleemann mit diesen Anlagen ein großer Wurf gelungen ist.

Glänzende Leistungswerte in verschiedensten Anwendungsfällen: Die neue MR 110 EVO.

Kleemann GmbHDie Kleemann GmbH ist ein Unternehmen der Wirtgen Group, einem expandierenden, international tätigen Unternehmensverbund der Baumaschinenindustrie. Zu ihm gehören die vier renommierten Marken Wirtgen, Vögele, Hamm und Kleemann mit ihren Stammwerken in Deutschland sowie lokale Produktionsstätten in den USA, Brasilien und China. Die weltweite Kundenbetreuung erfolgt durch 55 eigene Vertriebs- und Servicegesellschaften.

http://www.wirtgen-group.com

http://www.kleemann.info

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Der Weltmarktführer für Kaltfräsen bringt die neue Absauganlage VCS für Straßenfräsen mit Frontladesystem auf den Markt. Mit VCS wird die Menge der luftgetragenen Partikel, die bei Fräsarbeiten durch das Abfräsen des Materials

entstehen, reduziert. Die Wirtgen GmbH ist weltweit der einzige Hersteller, der eine Absauganlage für Kaltfräsen anbietet.

VCS im DetailDie von Wirtgen entwickelte Absauganlage VCS - die

Abkürzung steht für Vacuum Cutting System - funktioniert in der Praxis so: Beim Fräsprozess entstehen im Fräsaggregat feine Materialpartikel und Wasserdampf. Durch Unterdruck werden mit Hilfe des VCS diese feinen Partikel in den kurzen Bandkanal der Fräse gesaugt. Eine zusätzliche Abdichtung des Fräswalzenaggregats unterstützt diesen Vorgang. Eine Absaughaube über dem Bandkanal saugt die Partikel in zwei Schläuche. Diese Schläuche führen das abgesaugte Material direkt zum langen Band des Ladebandsystems und umgehen damit die Materialübergabe vom kurzen zum langen Band. Auch hier unterstützen Abdichtungen im kurzen Bandkanal und an der Absaughaube diesen Prozess. Ein hydraulisch angetriebener Radiallüfter auf dem Ladeband sorgt verstärkend dafür, dass das abgesaugte Material in den langen Bandkanal gelangt. Dadurch entsteht gleichzeitig Unterdruck im Fräswalzenaggregat. Zusätzliches Einsprühen von Wasser an dieser Stelle bindet die meisten

Wirtgen gmbh

Partikel. Schließlich werden die im Wasser gebundenen Partikel wieder dem Materialfluss zugeführt und gelangen weitestgehend bei der Verladung mit dem Fräsgranulat auf den Lkw.

Beste Arbeitsbedingungen für Maschinenbediener

Durch die unmittelbare Absaugung der Partikel profitieren die Maschinenführer von einer freieren Sicht auf die Fräskante. Insbesondere bei Nachtarbeiten mit Kaltfräsen können dank VCS deutlich bessere Sichtverhältnisse erreicht werden. Ein weiterer technischer Vorteil, den die optionale Ausrüstung einer Kaltfräse mit VCS mit sich bringt, ist die messbar geringere Motorverschmutzung durch die auftretenden feinen Partikel. Die geringere Verschmutzung wirkt sich wiederum für den Maschinenbetreiber und das Wartungspersonal positiv auf das Wechseln der Diesel-, Luft- und Ölfilter aus. Langfristig betrachtet ergibt sich auch

Die Absauganlage VCS ist für acht Wirtgen Kaltfräsenmodelle mit Frontladesystem verfügbar. Wirtgen setzt hier neue Maßstäbe bei Arbeitsschutz und Arbeitsplatzergonomie für Maschinenbediener von Straßenfräsen.

ABSAUGANLAGE VCS WIRTGEN BRINGT

FÜR KALTFRäSEN AUF DEN MARKT!

111Ausgabe 02 | 2010



eine entsprechende Kostenersparnis. Dabei kommt auch zum Tragen, dass die Kaltfräsen generell in den für diese Partikel anfälligeren Bereichen sauberer bleiben, dies gilt z.B. für die Fett geschmierte Fahrwerkssäulenführung. Die Kleinfräsenmodelle W 100 F, W 120 F und W 130 F sowie die Großfräsen W 150, W 200, W 210, W 2100 und W 2200 können mit VCS ausgestattet werden.

Positive Ergebnisse bei MessreihenWirtgen rückt seit Jahren den Maschinenbediener

und seinen Arbeitsplatz in den Mittelpunkt seiner Entwicklungsarbeit. Aktuelle Themen aus der Arbeitssicherheit wie die Diskussion um die Beeinträchtigung der Maschinenfahrer durch Partikel werden in der Baumaschinenbranche aufmerksam verfolgt. Neue technische Entwicklungen wie das VCS, das aus der intensiven Auseinandersetzung mit diesem Thema entstanden ist, leisten einen Beitrag dazu, dass mögliche Belastungen reduziert werden.

Ein unabhängiges Messinstitut hat umfangreiche Messreihen an Wirtgen Kaltfräsen mit der VCS Absauganlage durchgeführt - und das mit erfolgreichen Resultaten: Aufgrund dieser Untersuchungen wird die VCS Absaugtechnik von den Berufsgenossenschaften empfohlen.

Wirtgen GmbH Claudia Fernus

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Das Funktionsprinzip der Absauganlage VCS: Die Vorteile für die Maschinenführer sind eine freiere Sicht auf die Fräskante und angenehmere Arbeitsbedingungen.



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STARS AND STRIPES FÜR MB!

Die Büros und Lagerhallen befinden sich an der Westküste des Kontinents, in Reno, Nevada. Ein strategischer Ort für all die Verkaufs- und Liefergeschäfte, die das Unternehmen aus Vicenza zu organisieren hat. MB reiht sich in die zahlreichen Unternehmen weltweiter Größe ein und wird somit den Marktanforderungen gerecht.

Die Eröffnung der amerikanischen Filiale stellt auf der einen Seite den Abschluss einer aufmerksamen mehrjährigen Marktanalyse dar, auf der anderen Seite ist es ein Ausgangspunkt, um die Position des Unternehmens auf dem Markt noch weiter zu festigen. Die Eroberung des amerikanischen Marktes begann bereits 2005, als MB zum ersten Mal an der wichtigsten Messe des Bau- und Konstruktionssektors des Kontinents teilnahm und ausgezeichnete Resultate verzeichnete. Diese schlugen sich anhand von Vertragsabschlüssen von Händlern und Endkunden nieder.

Der Erfolg der Backenbrecherlöffel MB wuchs exponentiell an und eroberte schließlich sogar das Militär: So wurde dem Unternehmen aus Vicenza , durch die Zusammenarbeit mit seinen Händlern, eine

wichtige Funktion bei der Konstruktion von 1635 Häusern und der Sanierung weiterer 443 Wohnungen für die Familien des US amerikanischen Militärs zugeteilt, einem der wichtigsten Projekte zur Entwicklung von privaten Militärunterkünften des Landes seit 1996.

So ist es dem Unternehmen aus Vicenza in nur wenigen Jahren gelungen, einen der technologischsten, fortgeschrittensten und kreativsten Märkte zu erobern. Nun stellt es seine genialen Produkte einer Kundschaft zur Verfügung, die sowohl anspruchsvoll als auch zahlreich ist. Diese Kundschaft hat in den Produkten des Unternehmens eine innovative und moderne Lösung gesehen, die sich vielfältigen Einsätzen anpasst und eine hohe Produktivität aufweist.

Die neue Filiale in den USA wird es MB gestatten, die Verkäufe und Lieferungen der Produkte dank eines großen und modernen Lagerraums schnell und effizient zu gestalten und den Kundenanfragen mit einer Vertriebsabteilung, sowie einem professionellen Kundenservice in der Muttersprache, welcher dem Kunden von 08:00-20:00 Uhr zur Verfügung steht.

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Sämtliche Marketinginitiativen, Marktforschung, sowie Vorführungen und Road-Shows, für Kundenansprüche verschiedenster Bereiche, können nun aus dem Sitz in Reno organisiert werden. Der jedoch wichtigste Faktor des neuen Geschäftssitzes in den USA besteht darin, die Backenbrecherlöffel direkt vor Ort zur Verfügung zu haben, um sie in kürzester Zeit auf die Baustelle zu liefern und damit lange Transitzeiten auf dem Meer zu vermeiden.

DERUNIVERSELLE SCHNELLANSCHLUSS! DAS UNTERNEHMEN AUS VICENZA, WELCHES SICH WELTWEIT IN DER PRODUKTION UND DEM VERKAUF VON BACKENBRECHERLÖFFELN RÜHMEN KANN, ÜBERRASCHT UNS AUCH WEITERHIN: BEGINNEND AB 2010 UNTERSCHREIBT DAS UNTERNEHMEN EINE GENIALE INNOVATION, DEN UNIVERSELLEN SCHNELLANSCHLUSS, EIN GERäT, DAS DEN KUNDEN DIE MÖGLICHKEIT BIETET, SO VIELSEITIG WIE MÖGLICH AUF DER BAUSTELLE ZU ARBEITEN.

Effizienz, Entschlossenheit, Professionalität und Zuverlässigkeit: So präsentiert sich MB der Welt, und so hat das Unternehmen aus Vicenza den amerikanischen Markt erobert um Arbeit und Innovation in dieses Land zu bringen. MB ist somit unaufhaltbar und zielt darauf ab, noch weiter an der Verbesserung eines Produkts und eines Services zu arbeiten - Kriterien die schon jetzt zu den zuverlässigsten und leistungsstärksten in diesem Sektor gehören. Dazu zählt der tägliche Vergleich mit verschiedenen Märkten und Kulturen, um die Position dieses Unternehmens, dessen Produkt mehrfache Auszeichnungen erhalten hat, weiter auszubauen und zu festigen.

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Erhältlich in sieben Ausführungen je nach Bauart des Baggerbolzens, auf den er angebaut werden soll, gestattet der neue universelle Schnellanschluss, jede Art von Gerät, sei es ein Backenbrecherlöffel, Hammer, klassischer Greifer oder ein Bohrer, an ein und denselben Bagger anzuschließen, und all dies in kürzester Zeit.

Das neue Produkt von MB gestattet somit die Auffanggeometrie zu verbessern, was dank der Reduzierung der Distanz zwischen dem Ausleger des Baggers und den eingesetzten Geräten möglich ist, um so die Arbeit auf der Baustelle zu beschleunigen.

Doch nicht nur das. Auch der Krafteinsatz des Baggers verringert sich dank der Gewichtsreduzierung um mehr als 50% im Vergleich zu herkömmlichen im Handel erhältlichen Anschlüssen: Der neue universelle Schnellanschluss wiegt etwa 80 kg, im Vergleich den zu etwa 150 kg, welche die heute auf dem Markt erhältlichen Anschlüsse auf die Waage bringen.

Ein neues Zubehörteil, das wieder einmal den konstanten Einsatz für Innovation und Erneuerung des Unternehmens beweist, seinen Wunsch, neueste Arbeitsgeräte zu kreieren, die sich allen Situationen anpassen und von essenziellem Gebrauch sind, wie es auch seine einzigartigen Backenbrecherlöffel sind.

MB S.p.A.Die MB S.p.A., das Unternehmen aus Vicenza und Leader weltweit in der Produktion und dem Verkauf von Backenbrecherlöffeln überrascht seine Kunden auch weiterhin mit seiner Fähigkeit, sich stets seinen Platz in der ersten Reihe im Bereich der Abbrucharbeiten und der Wiederverwertung zu behaupten. Die kontinuierliche Forschung des spezialisierten Teams sorgt dafür, dass das Unternehmen stets Erster bei der Planung von auf der Baustelle unentbehrlichen Arbeitsgeräten ist.Die angebotenen Geräte haben dieses Unternehmen in nur kurzer Zeit zur ernsthaften Konkurrenz und seinen Namen auf der gesamten Welt bekannt gemacht.


Der universelle Anschluss ist schnell und vielseitig und vereinfacht die Montagearbeiten dank der Möglichkeit, die Anbaugeräte schnell in beide Richtungen anschließen zu können (geradeaus und rückwärts).

MB S.p.A.eMail: [email protected]: www.mbcrusher.com

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HARTL POWERCRUSHER STEIGT MIT MEGAKOOPERATION IN DEN CHINESISCHEN MARKT EIN!

hArtl poWerCrusher

Der österreichische Traditionsbetrieb aus St. Valentin und weltweit bekannte Hersteller für raupenmobile Sieb- und Brechanlagen, Hartl Anlagenbau GmbH, zeichnete am 23.02.2010 ein Kooperationsabkommen mit dem

chinesischen Zementriesen Dunshi, der Jidong Development Group Co. Ltd. in Tangshan, China. Das börsennotierte Milliarden Unternehmen beschäftigt insgesamt über 20.000 Mitarbeiter in der Gruppe und gilt in China als Vorzeige- und Paradeunternehmen.

In feierlichem Rahmen und unter Beisein der höchsten Vertreter aus Wirtschaft und Politik wurde eine langfristige Zusammen arbeit besiegelt, welche Hartl in kurzer Zeit zum führenden Player für raupenmobile Gesteinsbrech- und Siebanlagen am chinesischen Markt machen wird. Die Grundlage für diese Zusammenarbeit ist ein Joint Venture Unternehmen mit dem Namen „Hartl Jidong Crusher Manufacturing Limited Liability Company“ und Hauptsitz in Tangshan, Hebei Provinz, P. R. China. Dieses 50/50 Joint Venture wird in Zukunft die modernen und am letzten Stand der Technik befindlichen Anlagen nach dem Know How und den hohen österreichischen Qualitätskriterien für den chinesischen Markt fertigen.

Die Produktionsmöglichkeiten für diese Anlagen gewährleistet die, auf Maschinen fertigung für die Zementindustrie spezialisierte Tangshan Dunshi

Machinery Manufacturing Co. Ltd, welche nicht nur der traditionsreichste und älteste sondern auch größte Hersteller in China ist. Alleine das Stammwerk zählt mehr als 2.500 Mitarbeiter und verfügt über die national größten Bearbeitungszentren sowie eine werkseigene Gießerei.

Im neuen Werk in Tianjan, wo langfristig die Powercrusher Anlagen gefertigt werden, verfügt man über insgesamt vier Werkshallen mit jeweils Flächen bis zu 75.000 m2, einem modernst ausgerüsteten Maschinenpark sowie direkten Seezugang über den werkseigenen Hafen für Be- und Entladung der gefertigten Güter.

Mit der Produktion in China sollen zukünftig hohe Verschiffungs- und Transportkosten sowie Einfuhrzölle eingespart werden um langfristig auf dem wohl weltweit stärksten Wachstumsmarkt im Bau- und Baumaschinensektor konkurrenzfähig zu sein.

Mag. Alexander Hartl und Herr ZhangZeng Guang (Vorstandsvorsitzender der Jidong Development Group Co. Ltd.)bei der Vertragsunterzeichnung.

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Grundlage der geplanten Serienfertigung bietet schon alleine der hohe Eigenbedarf der Gruppe, welche sämtliche über ganz China verteilte Zementwerke ab sofort mit der neuen Technologie von raupenmobilen Aufbereitungsanlagen aus dem Hause Hartl ausstatten wird.

Der Beginn dieses Modernisierungs- und Umstellungsprozesses von stationären auf mobile Aufbereitungsanlagen wurde ebenfalls mit dem Ankauf von insgesamt 5 Anlagen in einem Auftragsvolumen von mehr als 2 Millionen Euro mit einer Erstbestellung ins Stammwerk nach Österreich besiegelt.

Die Österreicher freuen sich über diesen prestigeträchtigen Auftrag ganz besonders, da der Zuschlag nach einer intensiven internationalen Mitbewerbsanalyse erteilt wurde und damit die internationale Technologieführung und Wettbewerbsfähigkeit von Hartl Powercrusher unterstrichen wird.

Bei mehreren Besichtigungen bei Kunden im In- und Ausland konnten sich die Zementspezialisten aus China von der Leistung und Qualität der Hartl-Anlagen überzeugen.

Hauptsächlich muss Kalkstein auf eine Größe von 0/80 mm zerkleinert werden und die vorgegebene Produktion soll je nach Werk bzw. Einsatzgebiet zwischen 300 und 500 Tonnen pro Stunde erreichen. Zusätzlich sollen die bestellten Anlagen auch die verschiedenen Körnungen für die lokale Asphalt- und Betonerzeugung produzieren.

Alle Anforderungen konnten mit den Prallmühlentypen PC 1310 I und PC 1610 IG eindrucksvoll dargelegt werden, und ebenso leistungsstark überzeugten die nachgestellten,

raupenmobilen Siebanlagen welche das gebrochene Material auf die jeweils gewünschten Körnungen separieren.

Der nationale Vertrieb, das lokale Service und die Ersatzteilversorgung wird in China ab sofort exklusiv von Hartl direkt und in Zusammenarbeit mit der Firma Morningstar unter der Leitung von Herrn Gerald Sturmayr und Herrn He Gang professionell und flächendeckend gewährleistet.

Beide Unternehmen sehen die außergewöhnlichen Synergieeffekte und das enorme Potential der zukünftigen Zusammenarbeit, dessen Grundlage und Startschuss mit dem gezeichneten Kooperationsabkommen kurz nach dem chinesischen Neujahr und Jahr des Tigers gelegt wurde.

Cin Zhi Chun (Vizebürgermeister, Tangshan Provinz Kommunalverwaltung).


Hartl Anlagenbau GmbHGollensdorf 244300 St. Valentin | ÖsterreichTel.: +43 (0)72 38 - 293 50Fax: +43 (0)72 38 - 293 50 - 40eMail: [email protected]: www.powercrusher.com

PresseinfoNathalie Palmetshofer

Tel.: +43 (0)72 38 - 293 50 - 60eMail: [email protected]

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Anlagenbauer SBM erhält 2,2 Mio. EUR Auftrag von STRABAG:

VOLLAUTOMATISCHE VERLADEANLAGE FÜR DIABAS-STEINBRUCH IN SAALFELDEN

Laakirchen, Mai 2010. Dank Spezial-Know-how ist es dem oberösterreichischen Anlagenbauer SBM Mineral Processing gelungen, einen 2,2 Mio. EUR Auftrag für eine Diabas-Förderanlage von der STRABAG Mineral Abbau GmbH zu gewinnen. Die Anlage wird im STRABAG-Steinbruch in Saalfelden – wo Diabas seit 1928 abgebaut wird – zum Einsatz kommen. Konkret umfasst der Auftrag eine Anlage, bestehend aus Förder- und Dosierbänder sowie Siebe, mit denen Gleisschotter auf LKWs und Bahnwaggons verladen wird. Die Leistung der Anlage beträgt 600 Tonnen pro Stunde – das entspricht grob gerechnet dem Gewicht von 300 Mittelklasseautos, das jede Stunde von den Förderbändern transportiert wird. In Betrieb gehen soll die Anlage im Frühjahr 2011.

Diabas ist ein außergewöhnlich hartes und abriebfestes Vulkangestein und findet im Straßenbau und als Gleisschotter Verwendung.

sbm minerAl proCessing gmbh

Ing. Otto Biedermann, Geschäftsführer SBM Mineral Processing: „Mit diesem Auftrag schließen wir an eine Reihe von Bahnverladungs-Projekten an, die wir bereits in der Vergangenheit für den STRABAG Konzern realisieren konnten. Der neuerliche Zuschlag ist für meine Mitarbeiter/innen und mich ein schöner Beweis, dass Kompetenz und Qualität auch in wirtschaftlich herausfordernden Zeiten geschätzt werden.“

SBM Mineral Processing GmbH Mag. Barbara Krautgartner, MBA

Arbeiterheimstrasse 464663 Laakirchen | Österreich

Tel.: +43 (0)76 13 - 27 71 160eMail: [email protected]

Internet: www.sbm-wageneder.at


Menedetter PR Mag. Brigitte MühlbauerStoß im Himmel 11010 Wien | ÖsterreichTel.: +43 (0)1 - 533 23 80eMail: [email protected]

Über SBM:SBM Mineral Processing erwirtschaftet als Hersteller von Aufbereitungs- und Förderanlagen für Kies, Sand, Schotter sowie ähnliche Materialien einen Umsatz von über 50 Mio. EUR und ist mit einer Exportquote von 80% international präsent. In Spezialbereichen zählt SBM zu den Weltmarktführern. Das Produktportfolio umfasst Einzelmaschinen, stationäre und mobile Anlagen sowie mobile Betonmischanlagen und Service & Support. Der Firmensitz ist im oberösterreichischen Laakirchen.

http://www.sbm-wageneder.at

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www.dehaco.eu

MACHT DIE

ARBEIT

Dehaco GmbH Podbielskistraße 33330659 Hannover (D)E [email protected] www.dehaco.eu

ANZE

IGE

AMS ONLINE AUS SICHT DR INDUSTRIE:



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FÜR JEDES ABBRUCH- UND GERUCHSPROBLEM DIE RICHTIGE LÖSUNG

DEHACO INTERNATIONAL IST EIN FÜHRENDER LIEFERANT VON STAUBBEKäMPFER. DIESE FIRMA REAGIERTE ALS EINE DER ERSTEN AUF DEN IMMER DRINGLICHER WERDENDEN BEDARF AN LöSUNGEN FÜR DIE STAUB- UND GERUCHSPROBLEMATIK, MIT DER DIE ABBRUCHWELT UND RECyCLINGSFIRMEN JETZT ODER IN ZUKUNFT KONFRONTIERT WERDEN. MIT DER EINFÜHRUNG DES GROSSEN DE-DUST-STAUBBEKäMPFER 2008, DIE BEI GROSSEN ABBRUCHARBEITEN IN UND UM WOHNZENTREN HERUM EINGESETZT WERDEN, UND ERST KÜRZLICH DER AXO UND DER NANO, DIE FÜR KLEINE ABBRUCHARBEITEN IN GEBäUDEN GEEIGNET SIND, BIETET DEHACO DIE UMFANGREICHSTE AUSWAHL AN STAUBBEKäMPFER FÜR DIE UNTERSCHIEDLICHSTEN ABBRUCHARBEITEN.

DehACo internAtionAl

DEHACO FÜHRENDER LIEFERANT VON STAUBBEKäMPFERN

Dehaco ist davon überzeugt, dass die Staubbeherrschung in der Zukunft immer nachdrücklicher gesetzlich geregelt wird. Grund genug für das Unternehmen, um sich nach noch besseren und effizienteren Lösungen auf diesem Gebiet umzusehen. Die Entwicklungen auf diesem Gebiet, aber auch die Nachfrage des Marktes nach zielgerichteteren Anwendungsmöglichkeiten stehen nicht still. Dehaco stellt sich schnell und effizient darauf ein, beispielsweise mit der neuen Generation DE-Dust Staubbekämpfer. Die Reichweite dieses neuen Staubbekämpfers erstreckt sich mittlerweile von 0 bis 150 Meter.

FernbedienungDie neuen Dehaco-Staubbekämpfer unterscheiden

sich u.a. durch ein höheres Maß an Effektivität: Ein drastisch reduzierter Strom- und Wasserverbrauch und umfangreiche Möglichkeiten, um den Wassernebel an die Situation anzupassen. Ein Maschinist kann den Staubbekämpfer von seinem Kran aus mit einer Fernbedienung bedienen; beispielsweise um die Reichweite des Wassernebels anzupassen und/oder die Höhe und den Winkel einzustellen. Dies bringt einen beträchtlichen Zeitgewinn mit sich. Weiterhin sind zusätzliche Accessoires, wie ein Dreh- und Scharniersystem und ein praktisches Kontrollpult lieferbar, mit denen das System - wenn gewünscht -

komplett selbstständig funktionieren kann. Es versteht sich von selbst, dass die Staubbekämpfer groß oder klein in festen und in mobilen Varianten lieferbar sind.

Neuer DE-Dust AXO Der DE-Dust AXO ist auch neu. Es ist ein Midi-

Staubbekämpfer, die sich sehr gut für kleinere Außenabbrucharbeiten und die Recyclingbranche eignet, beispielsweise in einer Halle oder bei einem Transportband. Der AXO lässt sich sehr einfach installieren, weil er nur 230 Volt Strom benötigt und anstelle von Wasserdüsen ein Rotor genutzt wird. Die Maschine wiegt 80 kg, hat einen Wasserverbrauch von 0-200 Litern/u und eine Reichweite bis zu 20 Metern.

Dehaco DE-Dust AXO

Dehaco DE-Dust AXO


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Dehaco B.V. (seit 1985) ist Zulieferer der Abbruchbranche und führend auf dem Gebiet von Asbestsanierungs-, Bodensanierungsprodukten und Abbruchmaterial. Das Unternehmen verkauft und vermietet ein umfangreiches Sortiment hydraulischer und pneumatischer (Abbruch)Geräte, Asbestsanierungs- und Sicherheitsprodukte. Außerdem verfügt Dehaco über eine moderne Prüfstation für Zubehör und Asbestwerkzeuge. Große Bauunternehmungen und Abbruchfirmen im In- und Ausland gehören zum Kundenstamm. Dehaco ist ein ehrgeiziges Unternehmen, dessen Ziel es ist, den Aktionsradius im In- und Ausland weiter auszudehnen.

Dehaco GmbHPodbielskistrasse 333

30659 Hannover | Deutschland Tel.: +49 (0)511 - 54 06 401 Fax: +49 (0)511 - 54 06 300

eMail: [email protected] Internet: www.dehaco.eu


DE-Dust Pico

DE-Dust NANO

DE-Dust Femto

DE- Dust Pico, NANO undFemto

Der Pico - vor allem für Abbrucharbeiten in Gebäuden gedacht - ist jetzt Standard mit einem Schalter mit Wahlmöglichkeiten ausgestattet, um den Wasserverbrauch zwischen 4 und 8 Litern pro Stunde einstellen zu können.

Der DE-Dust NANO ist der größere Bruder des Pico und für Abbruchsarbeiten von größeren Räumen in Gebäuden oder Außen von kleineren Objekten gedacht. Den NANO an das Wasser- und Lichtnetz anzuschließen ist schon ausreichend. Dieses Model benötigt keine Druckluft.

Der Wasserverbrauch lässt sich auf 80 Liter pro Stunde einstellen. Der NANO lässt sich leicht transportieren durch sein Gewicht von nur 19kg. Ein wichtiges Merkmal des Staubbekämpfer ist die große Öffnung, was dazu führt, dass das Risiko von Verstopfung fast gleich Null ist. Eine Förderpumpe ist auch nicht erforderlich, was im Ergebnis zu einer betriebssicheren und unkomplizierten Lösung führt.

Der Mini-Staubbekämpfer Femto ist sehr geeignet für Abbrucharbeiten in kleineren Räumen in Gebäuden. Durch sein kleines Format ist der Femto einfach zu transportieren.

Zusammengefasst können wir behaupten, dass Dehaco eine komplette Serie von Staubbekämpfer anbietet, die der Staubbekämpfungsproblematik auf eine herausragende Weise die Stirn bietet.Mehr Informationen über die DE-Dust Staubbekämpfer sind zu finden unter: www.dehaco.eu.


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VERANSTALTUNGEN


DER AMS-VERANSTALTUNGSKALENDER2010

Juli 2010

30 Jun - 04 Jul 2010 13. Internationaler Bergbau & Montanhistorik Workshop Sankt Andreasberg , Deutschland

www.montanhistorik.de

01 - 07 Jul 2010Gemeinsame Tagung: GDMB Fachausschuss Lagerstätten - GDMB Fachausschuss Rohstoffwirtschaft

Halle, Deutschland www.gdmb.de

08 Jul 2010 10. Wärmepumpen Fachtagung Düsseldorf, Deutschland www.energieagentur.nrw.de

07 - 09 Jul 2010 AGIT 2010: Symposium und Fachmesse Angewandte Geoinformatik Salzburg, Österreich www.agit.at/

27 - 29 Jul 2010 QME 2010 - Queensland Mining and Engineering ExhibitionMackay, Queensland, Australien

www.aims.rwth-aachen.de/AIMS

26 - 28 Jul 2010 Africa Mining Congress 2010Johannesburg, Süd Afrikaa

www.terrapinn.com/2010/mining.za

August 2010

24 - 26 Aug 2010 Argentina Mining 2010 San Juan, Argentina www.argentinamining.com

25 - 29 Aug 2010 5th Mid-European Clay Conference Budapest, Ungarn www.mecc2010.org

September 2010

06 - 07 Sep 2010 Wiederholungslehrgang Sprengtechnik Clausthal-Zellerfeld, Deutschland

www.fwz-clz.de

06 - 15 Sep 2010 Grundlehrgang Sprengtechnik Clausthal-Zellerfeld, Deutschland

www.fwz-clz.de

08 Sep 2010 39. Geomechanik-Kolloquium Freiberg, Deutschland www.tu-freiberg.de

09 - 10 Sep 2010 BulkSolids Europe 2010 Glasgow, Schottland www.bulksolidseurope.com

12 - 15 Sep 2010 10. Internationales Symposium Kontinuierliche Tagebautechnik Freiberg, Deutschland www.bergbau-tagebau.de

14 - 16 Sep 2010 ALUMINIUM 2010 8. Weltmesse & Kongress Essen, Deutschland www.aluminium-messe.com

16 - 17 Sep 2010 GDMB-Fachausschuss Aufbereitung und UmwelttechnikClausthal-Zellerfeld, Deutschland

www.gdmb.de

20 - 21 Sep 2010 Computereinsatz im Bergbau Kassel, Deutschland www.gdmb.de

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VERANSTALTUNGEN


DER AMS-VERANSTALTUNGSKALENDER2010

KOSTENLOSD I G I T A LINFORMATIV

Oktober 2010

04 - 08 Okt 2010 Electra Mining Africa 2010Johannesburg, Süd Afrika

www.specialised.com

05 - 07 Okt 2010 iPAD DRC: Mining and Infrastructure ExhibitionCongo, Demokratische Republik Congo

www.ipad-africa.com

05 - 07 Okt 2010INTERGEO 2010. Kongress und Fachmesse für Geodäsie, Geoinformation und Landmanagement

Köln, Deutschland www.intergeo.de

10 - 13 Okt 2010 GeoDarmstadt2010 Darmstadt, Deutschland www.geodarmstadt2010.de

19 - 21 Okt 2010 Intensivseminar Geothermie: Entwicklung von Tiefengeothermie-Projekten München, Deutschland www.hdt-essen.de

24 - 27 Okt 2010 MEMO 2010 - The Maintenance Engineering/Mine Operators‘ Conference Ontario, Kanada www.cim.org/memo2010

28 - 29 Okt 2010 7. Sächsischer Geothermietag Torgau, Deutschland www.gkz-ev.de




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VERANSTALTUNGEN


Lehrgang für Fach- und Führungskräftein der mineralischen Rohstoffindustrie

RohstoffversorgungstechnikRohstoffgewinnung, Aufbereitung und VeredlungRohstoffversorgungstechnikRohstoffgewinnung, Aufbereitung und Veredlung

Univ. Prof. Dr.-Ing. habil. H. Tudeshki

Dr.-Ing. K. FreytagDr.-Ing. V. VogtDipl.-Ing. T. Hardebusch

Univ. Prof. Dr.-Ing. habil. H. Tudeshki

Dr.-Ing. K. FreytagDr.-Ing. V. VogtDipl.-Ing. T. Hardebusch

Planung und Projektierung - Einführung in die Tagebautechnik - Lagerstättenerfassung und -bewertung - Rechtliche Rahmenbedingungen der Rohstoffgewinnung im Tagebau - Tagebauprojektierung - Tagebauzuschnitt und Abbauplanung - Hauptprozesse der Rohstoffgewinnung im Tagebau

Planung und Projektierung - Einführung in die Tagebautechnik - Lagerstättenerfassung und -bewertung - Rechtliche Rahmenbedingungen der Rohstoffgewinnung im Tagebau - Tagebauprojektierung - Tagebauzuschnitt und Abbauplanung - Hauptprozesse der Rohstoffgewinnung im Tagebau

Rohstoffaufbereitung - Aufbereitung und Veredlung von Steine-und-Erden - Analyse - Zerkleinern, Klassieren, Sortieren - Entwässern, Trocknen

Rohstoffaufbereitung - Aufbereitung und Veredlung von Steine-und-Erden - Analyse - Zerkleinern, Klassieren, Sortieren - Entwässern, Trocknen

Betriebsmittel und Prozesseder Rohstoffgewinnung - Auswahl und Dimensionierung von Tagebaugeräten - Lösen, Laden, Transportieren - Betriebsmittel im Lockergestein (Sand und Kies, Braunkohle, Ton) - Betriebsmittel im Festgestein (Naturstein und Kalkstein) - Betriebsmittel in der Nassgewinnung

Betriebsmittel und Prozesseder Rohstoffgewinnung - Auswahl und Dimensionierung von Tagebaugeräten - Lösen, Laden, Transportieren - Betriebsmittel im Lockergestein (Sand und Kies, Braunkohle, Ton) - Betriebsmittel im Festgestein (Naturstein und Kalkstein) - Betriebsmittel in der Nassgewinnung

Lehrstuhl für Tagebau und Internationaler BergbauInstitut für Bergbau, TU ClausthalErzstraße 2038678 Clausthal-ZellerfeldTelefon: +49 (0) 53 23 / 72 22 25Telefax: +49 (0) 53 23 / 72 23 71http://www.bergbau.tu-clausthal.de

Lehrstuhl für Tagebau und Internationaler BergbauInstitut für Bergbau, TU ClausthalErzstraße 2038678 Clausthal-ZellerfeldTelefon: +49 (0) 53 23 / 72 22 25Telefax: +49 (0) 53 23 / 72 23 71http://www.bergbau.tu-clausthal.de

Der Tagungsbeitrag von Euro 1300,- (zzgl. ges. MwSt.) beinhaltet die Teilnahme an der Lehrveranstaltung.

Der Selbstkostenbeitrag für Getränke, Mittagessenund eine Exkursion mit Abendveranstaltung beträgt Euro 150,- (zzgl. ges. MwSt.).

Der Tagungsbeitrag von Euro 1300,- (zzgl. ges. MwSt.) beinhaltet die Teilnahme an der Lehrveranstaltung.

Der Selbstkostenbeitrag für Getränke, Mittagessenund eine Exkursion mit Abendveranstaltung beträgt Euro 150,- (zzgl. ges. MwSt.).

Freitag, 18. Februar 2011

Dozenten

Donnerstag, 17. Februar 2011

Mittwoch, 16. Februar 2011

Veranstalter und Organisator

Teilnahmebedingungen

We i t e r b i l d u n g s a n g e b o t

16. - 18.02.2011


125Ausgabe 02 | 2010

VERANSTALTUNGEN


STEINEXPO 2011 – VORBEREITUNGEN ANGELAUFEN!

WER ERINNERT SICH NICHT GERNE AN DIE STEINEXPO 2008, ALS BEI HERAUSRAGENDER STIMMUNG ÜBER 43.000 FACHBESUCHER DIE DEMONSTRATIONSMESSE FÜR DIE BAU- UND BAUSTOFF-INDUSTRIE IM BASALTSTEINBRUCH NIEDEROFLEIDEN BESUCHTEN. KAUM ZU GLAUBEN, WIE SCHNELL DIE ZEIT VORANSCHREITET, HABEN BEREITS KÜRZLICH DIE VORBEREITUNGEN FÜR DIE STEinExpO 2011 (31.8.-3.9.2011) WiEDER BEGOnnEn. MiT DER VERTRAGSunTERZEichnunG ZWISCHEN DEM BETREIBER DES GRÖSSTEN EUROPäISCHEN BASALT-STEINBRUCHS IN HOMBERG/NIEDEROFLEIDEN, DER MITTELDEUTSCHE HARTSTEIN-INDUSTRIE MHI, UND DEN VERANTWORTLICHEN DER STEINEXPO ZUR NUTZUNG DES STEINBRUCHS ALS MESSEGELäNDE WIRD DIE NEUAUFLAGE NUN WIEDER KONKRET.

43.280 Besucher, rd. 230 Aussteller mit 360 vertretenen Marken waren das herausragende Ergebnis der letzten steinexpo.

http://www.geoplanGmbH.de

126Ausgabe 02 | 2010

VERANSTALTUNGEN


Beeindruckende BilanzDie letzte Auflage der steinexpo schloss mit dem

gewünschten Erfolg: Mit 43.280 Besuchern konnte die Besucherzahl enorm gesteigert werden; die etwa 230 Aussteller mit rund 360 vertretenen Marken zeigten sich mit der Resonanz auf ihre Demonstrationen und Vorstellungen hoch zufrieden. Speziell die aktive Leistungsschau der Maschinen und Anlagen in der Demonstration stand in der Gunst der Besucher ganz oben. Als besonders positiv wurde seitens der Aussteller der hohe Fachbesucheranteil von über 90 Prozent bewertet, der einen intensiven fachlichen Austausch ermöglichte. Die Aussteller goutierten auch die Internationalität innerhalb der Besucherstruktur (20,9 %).

Vielfältige Angebote und NeuerungenDie inzwischen 8. Demonstrationsmesse für die Bau-

und Baustoff-Industrie findet also vom 31. August bis 3. September 2011 wieder in Homberg/Niederofleiden nahe Marburg statt. Damit wird Europas größter Basaltsteinbruch wieder zu dem bewegten Branchen-Treffpunkt der Baustoffindustrie. Mit einer erwarteten Netto-Ausstellungsfläche von ca. 50.000 qm bietet die steinexpo 2011 Herstellern, Anbietern und Lieferanten im Gesamtspektrum der Rohstoffgewinnung, -aufbereitung, der Veredelung und der Baustoffwiederaufbereitung die ideale Plattform zur praxisgerechten Präsentation ihrer Produkte, Dienstleistungen und Innovationen.

Dabei werden die Großhallen, die neben den Demonstrationsmöglichkeiten im Freigelände ein wichtiger Bestandteil der steinexpo sind, durch ihre Platzierung auf der Hauptfläche zentral in das gesamte Messegeschehen eingebunden.

Starke PartnerWie bei der letzten Messe ist der Verband

Deutscher Maschinen- und Anlagenbau e.V. (VDMA) wieder fachlich-ideeller Partner der steinexpo 2011. Auch der Bundesverband Mineralische Rohstoffe e.V. (MIRO) engagiert sich aktiv bei der Konzeption, Publizierung und Durchführung der Demonstrations-Messe. Gleiches gilt für den Verband der Baumaschinen-Ingenieure und -Meister e.V. (VDBUM). Das

europäische Engagement der steinexpo wird durch die Partnerschaft mit dem europäischen Baustoffverband UEPG (European Aggregates Association) gestützt, der rd. 32.000 Betriebe repräsentiert.

Medienpartnerschaften mit national und international führenden Fachzeitschriften runden das Bild ab.

Ein „besonderes“ MessegeländeHervorgerufen durch die räumlichen Veränderungen

im Steinbruch Niederofleiden – es handelt sich hier um einen produzierenden Betrieb – wird sich das „Gesicht“ des Messegeländes im kommenden Jahr erheblich ändern. Die avisierten Veränderungen verheißen wieder eindrucksvolle und praxisnahe Aussteller-Präsentationen und lassen dieses „besondere“ Messegelände noch attraktiver werden.

Alles in allem: Die steinexpo 2011 wird vom 31. August bis 3. September 2011 sicher wieder der Treffpunkt für die europäische Bau- und Baustoff-Industrie!

Die Ausstellungsunterlagen stehen ab sofort zur Verfügung bei:

Geoplan GmbHJosef-Herrmann-Straße 1-3

76473 Iffezheim | DeutschlandTel.: +43 (0)72 29 - 606 - 30Fax: +43 (0)72 29 - 606 - 10

eMail: [email protected]: www.geoplanGmbH.de


Die steinexpo 2011 findet vom 31. August bis 3. September 2011 wieder in Europas größtem Basaltsteinbruch in Homberg/Niederofleiden nahe Marburg statt.

127Ausgabe 02 | 2010

VERANSTALTUNGEN


Pro�l

Im Jahre 1632 kam es zur ersten belegbaren An-wendung der Sprengtechnik im Oberharzer Bergbau. Nicht nur die sehr frühe Anwendung der Schießarbeit, sondern auch die Verwendung des brisanten Sprengstoffes, im Jahre 1866, im selben Jahr, in dem Alfred Nobel das Dynamit erfand, zeugen vom Ideereichtum und der Durchsetzungskraft früher Generationen von Harzer Bergleuten.

Seit 1976 kommen traditionell alle zwei Jahre Experten aus dem nationalen und internationa-len Bergbau aber auch verwandten Branchen in Clausthal zusammen, um Erfahrungen, Er-kenntnisse und Entwicklungen zum neuesten Stand der Technik im Bohr- und Sprengwesen auszutauschen und zu diskutieren.

Mit dem 17. Bohr- und Sprengtechnischem Kol-loquium am 21. und 22. Januar 2011 wird rund 380 Jahre nach der ersten Anwendung der Sprengtechnik im Oberharzer Bergbau auch dieses mal eine Diskussionsplattform für Vertre-ter von Unternehmen, Behörden, Hochschulen und anderen Einrichtungen geschaffen werden.

In den vergangenen Jahren konnten wir durch-schnittlich 300 Fachbesucher in Clausthal an-lässlich unseres Kolloquiums und der begleiten-den Fachausstellung begrüßen.

Vortragsanmeldung

Unserer 35-jährigen Tradition folgend, möchten wir den Teilnehmern auch dieses Mal hochkarätige Vor-träge sowohl aus Wissenschaft und Forschung, vor allem aber aus der betrieblichen Praxis bieten.

Wir wollen Sie daher auffordern, selbst aktiv mit einem Vortrag an der Veranstaltung teilzunehmen.Interessant sind vor allem Vortragsthemen, die die Anwendung der Bohr- und Sprengtechnik in den verschiedensten Einsatzgebieten aus Anwendersicht vorstellen und besondere Herausforderungen oder die Anwendung neuer Technologien schildern.

Das Paper sollte mind. 1 Seite, aber höchstens 8 Sei-ten umfassen. Eine kurze Zusammenfassung am Be-ginn des Beitrags wäre hilfreich, ebenso Tabellen, Gra�ken und Bilder. Zusätzlich sollten Angaben zur Person des Vortragenden, idealerweise ein kurzer Le-benslauf sowie die Kontaktdaten ergänzt werden.

Alle akzeptierten und präsentierten Beiträge der Konferenz werden in einem Tagungsband und im Magazins AMS ONLINE Advanced Mining Solutions veröffentlicht.

Bitte richten Sie Ihre Vorschläge unter dem Stich-wort „BUS 2011“ bis zum 1. August 2010 an die ange-gebene Kontaktadresse.

Sonstiges

Im Rahmen des Kolloquiums wird ebenfalls eine Fachausstellung statt�nden. Hierzu ste-hen Ausstellungs�ächen für 80 €/m² zur Verfü-gung.

Alle Beiträge des Kolloquiums werden in einem Tagungsband sowie in dem Magazin AMS ONLINE Advanced Mining Solutions ver-öffentlicht.

Tagungsgebühr

• Teilnehmer 250,-€ (zzgl. 19 % MwSt.)• Bergbehörden 100,-€ (zzgl. 19 % MwSt.)• Studenten 20,-€ (zzgl. 19 % MwSt.)

Die Tagungsgebühr beinhaltet:

• Tagungsmaterial• Pausengetränke• Mittagsimbiss an beiden Tagen• Teilnahme am Bergmännischen Abend auf

dem Haus des Corps Montania (21.1.2011).

Zimmerreservierung

Bitte wenden Sie sich für Zimmerreservierungen direkt unter dem Stichwort „BUS 2011“ an:

Hotel Goldene Krone (0 53 23) 93 00Harzhotel zum Prinzen (0 53 23) 9 66 10Landhaus Kemper (0 53 23) 17 74Pension am Hexenturm (0 53 23) 13 30

Oder an die Tourist Information:Telefon: (0 53 23) 8 10 24Email: [email protected]: www.oberharz.de

Zeitplan und Fristen

Abgabe der Kurzfassungen der Vorträge:1. August 2010

Bekanntgabe der Vortragsthemen:1. September 2010

Abgabe der Druckversion zur Veröffentlichung des Vortrages:1. November 2010

Kolloquium:21. und 22. Januar 2011

Veranstalter und Kontakt

Technische Universität ClausthalInstitut für BergbauErzstraße 20D-38678 Clausthal-ZellerfeldTelefax: (0 53 23) 72-23 71E-Mail: info@bus2011Internet: www.bus2011.de

Dipl.-Vw. Mirco KapplerLehrstuhl für Tagebau und Internationaler BergbauTelefon: (0 53 23) 72-21 59

Dipl.-Wirtsch.-Ing. Heiner BergerAbteilung für Maschinelle Betriebsmittel und Verfahren im Bergbau unter TageTelefon: (0 53 23) 72-31 79

Veranstaltungsort

Aula der Technischen Universität ClausthalAulastraße 1D-38678 Clausthal-Zellerfeld

17. KolloquiumBohr- und Sprengtechnik21. und 22. Januar 2011 in Clausthal- Zellerfeld

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er Fax: +49 (0)5323 72-2371 • per E-M

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Zeitplan und Fristen

Abgabe der Kurzfassungen der Vorträge:1. August 2010

Bekanntgabe der Vortragsthemen:1. September 2010

Abgabe der Druckversion zur Veröffentlichung des Vortrages:1. November 2010

Kolloquium:21. und 22. Januar 2011

Veranstalter und Kontakt

Technische Universität ClausthalInstitut für BergbauErzstraße 20D-38678 Clausthal-ZellerfeldTelefax: (0 53 23) 72-23 71E-Mail: info@bus2011Internet: www.bus2011.de

Dipl.-Vw. Mirco KapplerLehrstuhl für Tagebau und Internationaler BergbauTelefon: (0 53 23) 72-21 59

Dipl.-Wirtsch.-Ing. Heiner BergerAbteilung für Maschinelle Betriebsmittel und Verfahren im Bergbau unter TageTelefon: (0 53 23) 72-31 79

Veranstaltungsort

Aula der Technischen Universität ClausthalAulastraße 1D-38678 Clausthal-Zellerfeld

17. KolloquiumBohr- und Sprengtechnik21. und 22. Januar 2011 in Clausthal- Zellerfeld

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128Ausgabe 02 | 2010

VERANSTALTUNGEN


FachtagungSchüttgutfördertechnik

2010 mit Industrieausstellung

Aktuelle Fragestellungen und Lösungen

Garching, 7. und 8. Oktober 2010

Donnerstag, 7. Oktober 2010

10:00 BegrüßungProf. Dr.-Ing. W. Günthner, Lehrstuhl fml, TU München

Themenblock 1:Neues aus der Forschung

10:15DI Dr. mont. M. Prenner, Lehrstuhl für Fördertechnik und Konstruktionslehre, Montanuniversität Leoben

10:45Prof. G. Kunze, Dipl.-Ing. T. Grüning, Professur für Baumaschinen und Fördertechnik, TU Dresden

11:15

Dipl.-Ing. S. Rakitsch, Lehrstuhl fml, TU München

11:45Prof. Dr.-Ing. habil Béla Illés, Uni Miskolc

„Materialflussoptimierung mittels der ‘Diskreten Elemente Methode’“

„Simulation maschineller Erdbauprozesse“

„Ermittlung von Dimensionierungs- und Auslegungsvorschriften für stark geneigte Hochleistungs-Schneckenförderer“

„Analyse der Zugkraftverteilung beim Multi-Disk-Reibungsantrieb“

Themenblock 2:Auslegung und Entwicklung

13:30

Dipl.-Ing. S. Falkenberg, Institut für Transport- und Automatisierungstechnik, Leibniz Universität Hannover

14:00

Prof. Dr.-Ing. J. Scholten, Dr.-Ing. S. Helten, IBAF Engineering GmbH, Bochum

14:30BEUMER

„Neue Dimensionen im Bereich der dynamischen Prüfung von Stahlseilfördergurten“

„Einsatzgerechte Auslegung und Optimierung von Elastomerstützringen in Bandanlagen des Braunkohletagebaus“

„Pipe Conveyor“

15:30M. Eng., Dipl.-Wi.-Ing. FH P. Stefan, BayWa AG, München

16:00

D. Müller, MIBRAG, Zeitz, J. Köhler, ABB, Cottbus

16:30S. Zöbisch, Endress + Hauser Messtechnik, Weil am Rhein

„Moderne Getreideerfassungsbetriebe“

„Leittechnische Migration - Systemintegration im laufenden Produktionsprozess“

„Überwachung von Bandübergabestellen“

Themenblock 3:Neues aus der Industrie

Freitag, 8. Oktober 2010Themenblock 4:Umweltverträglichkeit

Themenblock 5:Komponenten der Fördertechnik

09:00

R. Wirtz, ThyssenKrupp Fördertechnik, BU Materials Handling, St. Ingbert

09:30Dr.-Ing. A. Gladysiewicz, Artur Küpper GmbH & Co. KG, Bottrop

10:00

Dr.-Ing. V. Raaz, Dipl.-Ing. U. Mentges, ThyssenKrupp Fördertechnik, Essen

10:30

Dr. R. Mutschler, FLSmidth, Dipl.-Ing. C. Tilke, Lehrstuhl fml

„Schallemission von Bandanlagen und Lagerplatzgeräten im Schüttgutumschlag, deren Vorausberechnung und Maßnahmenzur Schallreduzierung“

„Schallemission von Gurtförderern - Neue Erkenntnisse“

„Ermittlungsverfahren für Energieeffizienz und CO2 Emission der unterschiedlichen Tagebautechnologien“

„Vergleich verschiedener Schiffsentladesysteme bezüglich ihres spezifischen Energieverbrauchs“

12:00Dr.-Ing. T. Hellmuth, Siemens Industry, Erlangen

12:30

Dipl.-Ing. K. Schneider, KS-Engineering GmbH, Köln

13:00

Dr. F. Hellinger, Voith Turbo GmbH & Co. KG, Crailsheim

13:30

Dipl.-Ing. E. Hell, HOSCH Fördertechnik, Recklinghausen

„Direktantriebe für Gurtförderer“

„Mehrfach-Verteiler zur kontinuierlichen Aufteilung eines Fördergutstromes während der pneumatischen Förderung (Auslegung, Berechnung, Betriebsverhalten)“

„Erweiterung des Einsatzbereichs von konstant gefüllten Turbokupplungen für Bandantriebe mit höheren Leistungen, Bandlängen und Tonnagen - Referenzprojekt ‘TIA Maria leach pad system’“

„Innovation in der Gurtbandreinigung - Der neue HOSCH Kopftrommelabstreifer HD01 - HD04“

Veranstaltungsort:Technische Universität MünchenFakultät MaschinenwesenLehrstuhl für Fördertechnik Materialfluss Logistik (fml) Boltzmannstraße 1585748 Garching bei München

Institut für Logistik und MaterialflusstechnikProf. Dr.-Ing. habil. Dr. h.c.Friedrich KrauseOtto-von-Guericke-Universität Magdeburg

fmlLehrstuhl fürFördertechnik Materialfluss LogistikProf. Dr.-Ing. Dipl.-Wi.-Ing.Willibald A. GünthnerTechnische Universität München

Weitere Informationen und Anmeldung online unterwww.fml.mw.tum.de/Schuettguttagung

IndustrieausstellungIm Rahmen der kostenfreien Industrieausstellung, die parallel zur Tagung stattfindet, können Sie Ihr Unternehmen und neue Produkte anhand von Exponaten einem breiten Publikum präsentieren.

129Ausgabe 02 | 2010

VERANSTALTUNGEN


Veranstaltungsort:

Anmeldung:

Anmeldeschluss:

Teilnahmegebühr:

Zahlungsmodalitäten:

Auskünfte:

Technische Universität MünchenFakultät Maschinenwesen

Lehrstuhl für Fördertechnik Materialfluss Logistik ( )Boltzmannstraße 1585748 Garching bei München

Bitte melden Sie sich im Internet zur Tagung an:www.fml.mw.tum.de/Schuettguttagung

Anmeldeschluss ist der 3. September 2010.Bei Absage nach Anmeldeschluss sowie bei Nicht-Teilnahme ohneAbsage wird der halbe Tagungsbeitrag berechnet, sofern nicht einErsatzteilnehmer gestellt wird. Absagen sind schriftlich oder perFax an die unten genannteAnschrift zu richten.

Die Teilnahmegebühr beträgt € 300,- zzgl. MwSt. bzw. ermäßigtfür Hochschulangehörige nur € 200,- zzgl. MwSt.In dieser Gebühr sind inbegriffen:Die Tagungsteilnahme, die Tagungsunterlagen, Mittagessen mitGetränken,Abendveranstaltung sowie Pausengetränke.

Bitte überweisen Sie die Tagungsgebühr nach Erhalt derRechnung. Die Rechnung ist gleichzeitig dieAnmeldebestätigung.

Lehrstuhl für

Fördertechnik Materialfluss Logistik ( )Technische Universität MünchenBoltzmannstr. 1585748 Garching

Dipl.-Ing. Zuzana CirkovaTelefon: 089 / 289 - 15929E-Mail: [email protected]

Dipl.-Ing. Michael MirlachTelefon: 089 / 289 - 15939E-Mail: [email protected]

Fax: 089 / 289 - 15922

Aktuelle Informationen finden Sie jederzeit auch auf der Internet-

Seite des Lehrstuhls unter: http://www.fml.mw.tum.de

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Mit dem PKW:Auf der Autobahn (A9) bis zur Ausfahrt Garching Nord und vondort direkt zum Forschungsgelände. Wir empfehlen Ihnen, denmarkierten Parkplatz zu wählen. Von dort folgen Sie bitte derBeschilderung zur Fakultät für Maschinenwesen.

Mit öffentlichen Verkehrsmitteln:Ab Hauptbahnhof München:

Ab Flughafen München:

Alle S-Bahn-Linien Richtung Ostbahnhof bis zur HaltestelleMarienplatz (2 Stationen), von dort mit der U-Bahn U6 RichtungGarching-Forschungszentrum bis zur Endhaltestelle (Fahrzeitetwa 25 Minuten)

S-Bahn-Linie S8 bis Ismaning, von dort mit der Buslinie 230

bis zur Haltestelle Garching - Forschungszentrum

S-Bahn-Linie S1 bis Neufahrn und von dort mit der Buslinie

690 bis zur Endhaltestelle Garching - Forschungszentrum

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Zimmerreservierung:

König Ludwig IIAm ParkIbis GarchingGarni CoroGarni Maria`s InnGasthof Neuwirt

In folgenden Hotels in Garching und Ismaning bestehenZimmerkontingente:

Hotel 089 / 329 310 79,-/89,-Hotel 089 / 320 40 84 105,-/130,-Hotel 089 / 323 84 0 109,-Hotel 089 / 326 81 60 72,-Hotel 089 / 329 320 70,-Hotel 089 / 961 02 0 99,-

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Institut für

Logistik und Materialflusstechnik

Prof. Dr.-Ing. habil. Dr. h.c.

Friedrich Krause

Otto-von-Guericke-Universität Magdeburg

fmlLehrstuhl für

Fördertechnik Materialfluss Logistik

Prof. Dr.-Ing. Dipl.-Wi.-Ing.

Willibald A. Günthner

Technische Universität München

ANMELDUNG ANFAHRT



Aktuelle Fragestellungen

und Lösungen


Veranstaltungsort:

Anmeldung:

Anmeldeschluss:

Teilnahmegebühr:

Zahlungsmodalitäten:

Auskünfte:

Technische Universität MünchenFakultät Maschinenwesen

Lehrstuhl für Fördertechnik Materialfluss Logistik ( )Boltzmannstraße 1585748 Garching bei München

Bitte melden Sie sich im Internet zur Tagung an:www.fml.mw.tum.de/Schuettguttagung

Anmeldeschluss ist der 3. September 2010.Bei Absage nach Anmeldeschluss sowie bei Nicht-Teilnahme ohneAbsage wird der halbe Tagungsbeitrag berechnet, sofern nicht einErsatzteilnehmer gestellt wird. Absagen sind schriftlich oder perFax an die unten genannteAnschrift zu richten.

Die Teilnahmegebühr beträgt € 300,- zzgl. MwSt. bzw. ermäßigtfür Hochschulangehörige nur € 200,- zzgl. MwSt.In dieser Gebühr sind inbegriffen:Die Tagungsteilnahme, die Tagungsunterlagen, Mittagessen mitGetränken,Abendveranstaltung sowie Pausengetränke.

Bitte überweisen Sie die Tagungsgebühr nach Erhalt derRechnung. Die Rechnung ist gleichzeitig dieAnmeldebestätigung.

Lehrstuhl für

Fördertechnik Materialfluss Logistik ( )Technische Universität MünchenBoltzmannstr. 1585748 Garching

Dipl.-Ing. Zuzana CirkovaTelefon: 089 / 289 - 15929E-Mail: [email protected]

Dipl.-Ing. Michael MirlachTelefon: 089 / 289 - 15939E-Mail: [email protected]

Fax: 089 / 289 - 15922

Aktuelle Informationen finden Sie jederzeit auch auf der Internet-

Seite des Lehrstuhls unter: http://www.fml.mw.tum.de

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Mit dem PKW:Auf der Autobahn (A9) bis zur Ausfahrt Garching Nord und vondort direkt zum Forschungsgelände. Wir empfehlen Ihnen, denmarkierten Parkplatz zu wählen. Von dort folgen Sie bitte derBeschilderung zur Fakultät für Maschinenwesen.

Mit öffentlichen Verkehrsmitteln:Ab Hauptbahnhof München:

Ab Flughafen München:

Alle S-Bahn-Linien Richtung Ostbahnhof bis zur HaltestelleMarienplatz (2 Stationen), von dort mit der U-Bahn U6 RichtungGarching-Forschungszentrum bis zur Endhaltestelle (Fahrzeitetwa 25 Minuten)

S-Bahn-Linie S8 bis Ismaning, von dort mit der Buslinie 230

bis zur Haltestelle Garching - Forschungszentrum

S-Bahn-Linie S1 bis Neufahrn und von dort mit der Buslinie

690 bis zur Endhaltestelle Garching - Forschungszentrum

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Zimmerreservierung:

König Ludwig IIAm ParkIbis GarchingGarni CoroGarni Maria`s InnGasthof Neuwirt

In folgenden Hotels in Garching und Ismaning bestehenZimmerkontingente:

Hotel 089 / 329 310 79,-/89,-Hotel 089 / 320 40 84 105,-/130,-Hotel 089 / 323 84 0 109,-Hotel 089 / 326 81 60 72,-Hotel 089 / 329 320 70,-Hotel 089 / 961 02 0 99,-

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Institut für

Logistik und Materialflusstechnik

Prof. Dr.-Ing. habil. Dr. h.c.

Friedrich Krause

Otto-von-Guericke-Universität Magdeburg

fmlLehrstuhl für

Fördertechnik Materialfluss Logistik

Prof. Dr.-Ing. Dipl.-Wi.-Ing.

Willibald A. Günthner

Technische Universität München

ANMELDUNG ANFAHRT



Aktuelle Fragestellungen

und Lösungen


Ausgabe 02 | 2010

IMPRESSUM

130www.advanced-mining.com

VERLAGAMS Online GmbHAn den Wurmquellen 13 a52066 Aachen | DeutschlandeMail: [email protected]: www.advanced-mining.comSt.-Nr.: 201/5943/4085VST | USt.-ID: DE 262 490 739

GESCHäFTSFÜHRUNGMinka Ruile

HERAUSGEBERProf. Dr.-Ing. habil. Hossein H. TudeshkiUniversitätsprofessor für Tagebau und internationalen BergbaueMail: [email protected]

REDAKTIONSTEAMProf. Dr.-Ing. habil. Hossein H. TudeshkiDr. Monire BassirDipl.-Umweltwiss. Christian ThometzekeMail: [email protected]

AUFBAU & LAyOUTDipl.-Umweltwiss. Christian ThometzekeMail: [email protected]

BANKVERBINDUNGBank: Sparkasse Aachen, BLZ 390 500 00Konto-Nr.: 1070125826SWIFT: AACSDE33IBAN: DE 27390500001070125826

GRAFISCHES DESIGNGraumann Design AachenDipl.-Des. Kerstin GraumannAugustastr. 40 - 4252070 Aachen | DeutschlandTel.: +49 (0) 241 - 54 28 58Fax: +49 (0) 241 - 401 78 28eMail: [email protected]: www.graumann-design.de

PROGRAMMIERUNG INTERNETPORTAL79pixelSteffen Ottow, B.Sc.Scharenbergstr. 2438667 Bad Harzburg | DeutschlandTel.: +49 (0) 53 22 - 8 19 38eMail: [email protected]: www.79pixel.de

ERSCHEINUNGSWEISEOnline-Zeitschriftenformat: DIN A4 alsdruckoptimiertes PDF in deutscher und englischer Sprache | 4 Ausgaben pro Jahr

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Date post:	31-Mar-2016
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AMS-Online Ausgabe 02/2010

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