Betonabrasion im Wasserbau - ETH Z · Versuchsanstalt für Wasserbau Hydrologie und Glaziologie der...

Versuchsanstalt für WasserbauHydrologie und Glaziologie

der EidgenössischenTechnischen Hochschule Zürich

Mitteilungen 168

Zürich, 2001

Herausgeber: Prof. Dr.-Ing. H.-E. Minor

Betonabrasion im WasserbauGrundlagen-Feldversuche-Empfehlungen

F. Jacobs, K. Winkler, F. Hunkeler, P.Volkart

PSEL / TFB / VAW

Projektpartner

PSEL Projekt-und Studienfonds der Elektrizitätswirtschaft TFB Technische Forschung und Beratung für Zement und Beton, Wildegg VAW Versuchsanstalt für Wasserbau, Hydrologie und Glaziologie, ETH Zürich

Autoren Dr. Frank Jacobs TFB Dipl. Ing. Kurt Winkler VAW Dr. Friedrich Hunkeler TFB Dr. Peter Volkart VAW

PSEL-Projekt 93-G7g VAW Nr. 0785

Herausgeber: Prof. Dr.-Ing. Hans-Erwin Minor Im Eigenverlag der Versuchsanstalt für Wasserbau, Hydrologie und Glaziologie ETH-Zentrum CH-8092 Zürich Tel.: +41 - 1 - 632 4091 Fax: +41 - 1 - 632 1192 e-mail: [email protected] Zürich, 2001 ISSN 0374-0056

Inhaltsverzeichnis I

Inhaltsverzeichnis

1 Vorwort zum Forschungsprojekt 1

2 Verschleiss 3

2.1 Allgemeines 3

2.2 Erosion und Abrasion 4

2.3 Kavitatonserosion 6

2.4 Schwingungen 7

2.5 Chemischer Angriff 7

3 Abrasionswiderstand von Werkstoffen 9

3.1 Empfehlungen in Normen und anderen Regelwerken 9

3.2 Literaturergebnisse zum Abrasionswiderstand 11

3.2.1 Vorbemerkung 11

3.2.2 Abrasionswiderstand und Belastung 12

3.2.2.1 Einfluss des Anstrahlwinkels 12

3.2.2.2 Einfluss des Mischungsverhältnisses Feststoff/Wasser14

3.2.2.3 Einfluss des Abrasivstoffes 15

3.2.2.4 Einfluss der Geschwindigkeit des Abrasivstoffes 16

3.2.2.5 Einfluss der Temperatur 18

3.2.2.6 Veränderung der Oberflächenstruktur 18

3.2.2.7 Zusammenfassung 19

3.2.3 Abrasionswiderstand und Betonzusammensetzung 19

3.2.4 Abrasionswiderstand und Nachbearbeitung, Nachbehandlung 22

3.2.5 Abrasionswiderstand und Betoneigenschaften 25

3.2.5.1 Abrasionswiderstand und 28-Tage-Druckfestigkeit 25

3.2.5.2 Abrasionswiderstand und weitere Betoneigenschaften 25

3.2.6 Prüfungen zur Bestimmung des Abrasionswiderstandes 26

Inhaltsverzeichnis II

3.3 Ergebnisse der Begehung abrasiv beanspruchter Bauwerke 28

3.3.1 Einleitung 28

3.3.2 Flussbauwerke im Mittelland 29

3.3.3 Wildbachverbauungen 31

3.3.4 Geschiebeumleitstollen, Grundablass, Tosbecken 34

3.3.5 Weitere lokale Schäden 39

3.3.6 Chemischer Angriff 42

4 Versuche im Stollen Runcahez 43

4.1 Standort 43

4.1.1 Anforderungen an einen Versuchs-Standort 43

4.1.2 Geschiebeumleitstollen Runcahez 43

4.2 Belastung der Testfelder 45

4.2.1 Betriebsdauer 45

4.2.2 Fliessgeschwindigkeit 47

4.2.3 Abfluss 48

4.2.4 Transportiertes Geschiebe 50

4.2.5 Geschiebetrieb 51

4.3 Abrasionsschäden im Geschiebeumleitstollen Runcahez 53

4.4 Durchführung der Versuche 54

4.4.1 Allgemein 54

4.4.2 Vorversuche 55

4.4.3 Betonierarbeiten im Stollen Runcahez 56

4.4.3.1 Vorbereitung 56

4.4.3.2 Mischen und Einbringen 56

4.4.3.3 Festbetoneigenschaften 57

4.4.3.4 Begehung nach Abschluss der Bauarbeiten 59

4.4.4 Gefügeuntersuchungen 60

4.5 Bestimmung und Beurteilung der Abrasionsbeständigkeit 61

4.5.1 Im Geschiebeumleitstollen Runcahez 61

4.5.1.1 Ergebnisse 62

4.5.2 Laborversuche zur Bestimmung des Verschleisses 70

Inhaltsverzeichnis III

5 Abrasionsbelastung 75

5.1 Einflussfaktoren 76

5.2 Gefährdete Standorte 76

5.3 Gefährdete Bauwerke (bzw. Bauteile) 79

5.4 Möglichkeiten zur Reduktion der Belastung 81

6 Schutz gefährdeter Stellen 83

6.1 Welcher Schutz bei welcher Belastung? 83

6.2 Mögliche Konstruktionen und Materialien 84

6.2.1 Pflasterungen 84

6.2.2 Schutzanstriche und dünne Überzüge 87

6.2.3 Stahlbleche 87

6.2.4 Roste aus Eisenbahnschienen 88

6.2.5 Beton 89

7 Betone mit einem geeignetem Abrasionswiderstand 91

7.1 Allgemeines 91

7.2 Anforderungen an Beton bei Neubau und Instandsetzung 92

7.2.1 Empfehlungen auf Grund der Abrasionsbelastung 92

7.2.2 Weitere Anforderungen 94

7.2.3 Anforderungen an und Hinweise zur Verschleissschicht bei 95

Neubau und Instandsetzung

7.3 Betonherstellung und Einbau 96

7.3.1 Vorversuche 96

7.3.2 Vorbereitung des Untergrunds 96

7.3.3 Einbau und Nachbehandlung 97

7.3.4 Inspektion und Überprüfung 97

8 Zusammenfassung 99

9 Dank 101

10 Literaturverzeichnis 103

Inhaltsverzeichnis IV

Anhang A 109

A1 Verschleissprüfungen 109

A2 Betonklassifikation, Betonprüfungen gemäss Norm SIA 162 121

A3 Frisch- und Festbetoneigenschaften der im Stollen Runcahez 124

eingebauten Betone

A3.1 Vorversuche TFB 124

A3.2 Vorversuche Betonwerk Rabius, GR 125

A3.3 Hauptversuche 126A3.3.1 Frischbetoneigenschaften 126A3.3.2 Festbetoneigenschaften 127

A4 Verschleiss an den Versuchsfeldern im Stollen 128

A5 Verschleiss am Schmelzbasalt im Stollen 134

Anhang B 135

B1 Hydrologie 135

B1.1 Hochwasserereignisse von 1962 bis 1992 und von 1995 bis 1999 135

B1.2 Hochwasserereignisse während der Versuchsperiode 137B1.2.1 Zusammenstellung der Hochwasserereignisse 138B1.2.2 Abflussganglinien der einzelnen Hochwasserereignisse 138

B2 Berechnung der Fliessgeschwindigkeit 151

B3 Durchflussmessung 152

B3.1 Anforderungen an die Messstelle 152

B3.2 Berechnung der Pegelrelation und Wahl der Messstelle 152

B3.3 Messeinrichtung 155

B4 Kornverteilung des transportierten Geschiebes 156

B5 Geschiebetransport 157

B5.1 Vorgehen 157

B5.2 Mittlere, jährliche Geschiebefracht 157

B5.3 Durchschnittlicher Geschiebetrieb 158

B5.4 Totale Geschiebefracht seit Inbetriebnahme der Versuchsfelder 159

B5.5 Geschiebetransportkapazitä 159B5.5.1 Rechnerische Transportkapazität 159B5.5.2 Kalibrierung der Transportkapazität 161

B5.6 Geschiebefracht der einzelnen Hochwasserereignisse 162

1. Forschungsprojekt 1

1 Vorwort zum Forschungsprojekt

1991 führte die TFB eine Umfrage bei Ämtern, Kraftwerksgesellschaften undTiefbauunternehmungen durch, die einen Bedarf an der Entwicklung von Beto-nen mit einem hohen Verschleisswiderstand im Bereich Wasserbau zeigte. Ende1993 wurde das Forschungsprojekt: „Betonabrasion in hydraulischen Systemen“gestartet und zuerst für eine Laufzeit von drei Jahren konzipiert. Auf Grund derdurchgeführten Naturversuche, an Stelle der geplanten Laborversuche, wurde dieLaufzeit bis zum Jahr 2000 verlängert. Das Forschungsprojekt wird vom „Pro-jekt- und Studienfonds der Elektrizitätswirtschaft" (PSEL) sowie der „Techni-schen Forschung und Beratung für Zement und Beton“ (TFB, Wildegg) finan-ziert. Das Projekt wird gemeinsam von der Versuchsanstalt für Wasserbau, Hy-drologie und Glaziologie (VAW) der ETH Zürich und der TFB bearbeitet.

Nach Ablauf des ersten Projektjahres wurde der Bericht „Abrasionsbeständigkeitvon Beton in hydraulischen Systemen“ (TFB 1994) verfasst. In diesem Berichtsind die Ergebnisse der Begehungen von abrasiv beanspruchten Bauwerken auf-geführt und diskutiert. Bisher wurden davon eine beträchtliche Anzahl aus demIn- und Ausland bestellt. Dies belegt deutlich das Interesse an diesem Thema.Bei den Begehungen zeigte sich, dass vor allem durch sehr grosses Geschiebemit Durchmessern im Dezimeterbereich grosse abrasive Schäden entstehen. Daeinerseits die Schädigungsmechanismen bei abrasiven Belastungen nicht genauerfassbar oder bekannt sind und andererseits der Einsatz von einem so grossenGeschiebe in Laborversuchen sehr aufwändig ist, wurde beschlossen an Stellevon Laborversuchen Naturversuche durchzuführen. Deshalb wurde im zweitenProjektjahr Ausschau nach geeigneten Versuchsobjekten für in-situ Abrasions-versuche gehalten. Abklärungen ergaben, dass der Geschiebeumleitstollen beimAusgleichsbecken Runcahez des Kraftwerkes Vorderrhein die gewünschten An-forderungen mehrheitlich erfüllt.

Im Frühjahr 1995 wurden in den durch Stahlprofile abgetrennten Testfeldern fünfverschiedene Betone eingebaut. Die Belastung der Felder wurde durch die Erfas-sung der Abflussmenge des Wassers und weiterer Überlegungen abgeschätzt.Mindestens einmal jährlich wurden die Testfelder visuell begutachtet und derVerschleiss am Beton gemessen.

Im Herbst 1998 wurde eine viel besuchte Veranstaltung an der TFB durchge-führt, um die vorläufigen Ergebnisse vorzustellen. Mitte 2000 wurde das For-schungsprojekt durch Vorlage dieses Abschlussberichts beendet.

2. Verschleiss 3

2 Verschleiss

2.1 AllgemeinesDie durch Verschleiss verursachten Kosten sind volkswirtschaftlich schon langebedeutend. Folglich ist man bestrebt, den Verschleiss zu minimieren. Seit mehrals 100 Jahren wird versucht, Testverfahren zu entwicklen, um die Verschleissur-sachen und –mechanismen genauer zu untersuchen. Aus den daraus abgeleitetenErkenntnissen sollen gezielt verschleissbeständigere Werkstoffe hergestellt wer-den. Rechnet man die Angaben von Richter & Wiedemeyer (1989) für Industrie-länder auf die Pro-Kopf-Kosten um, so liegen die durch Verschleiss entstehendendirekten und indirekten Kosten bei etwa 300 bis 1000 Fr. pro Einwohner undJahr. Für die Schweiz bedeutet dies, bei einem Ansatz von 300 SFr., jährlicheKosten von etwa 2 Milliarden Franken. Da jedoch ein Teil des Verschleisses, wiez.B. bei Bremsanlagen in Fahrzeugen, gewollt ist, werden die Einsparungsmög-lichkeiten (ungewollter Verschleiss) deutlich niedriger, bei vielleicht der Hälftedes genannten Betrags, liegen. Über die durch Abrasion und Erosion bedingteSchadenhöhe im Bereich Wasserbau liegen keine Angaben vor. Schätzungsweiseliegen diese bei mehreren Fr. 100'000 pro Jahr.

Mit chemisch-physikalischen Reibungs- und Verschleissvorgängen sich berüh-render und relativ zueinander bewegter Körper bzw. Fluide (Gase, Flüssigkeiten)befasst sich die Tribologie. Ein tribologisches System besteht aus einem Grund-körper, der durch den Kontakt mit Gegenkörpern wie Fluiden und/oder Abrasiv-stoffen einem Verschleiss unterliegt. In DIN 50 320 wird Verschleiss als „fort-schreitenden Materialverlust aus der Oberfläche eines festen Körpers, hervorge-rufen durch mechanische Ursachen, d.h. Kontakt und Relativbewegung eines fe-sten, flüssigen oder gasförmigen Gegenkörpers“ definiert. In Tabelle 2.1 ist einumfassender Überblick über die den Verschleiss bestimmenden Einflüsse gege-ben.

2. Verschleiss 4

Tabelle 2.1: Einflussgrössen beim Verschleissvorgang, basierend auf Uetz (1986).

Grundkörper und dessen VeränderungGestalt mechanische Eigenschaften physikalische Eigenschaften

EbenheitRauheit

HärteElastizitätFestigkeitVerformungsverhaltenStossverhalten

StrukturHygroskopisches VerhaltenHeterogenitätDichtethermische Eigenschaften

Gegenkörper, UmgebungsmediumGas, Flüssigkeit feste Körper

ArtZusammensetzungViskosität

FremdstoffeVerschmutzungPartikelArt, Zahl und GrösseFormHärte

Beanspruchung und deren zeitlicher VerlaufBewegung Belastung Temperatur

Art: stossend, konstant,intermittierendGrösse, Richtung

Art: gleiten, wälzen, stossen,schwingenDauer und Länge des Gleitweges

UmgebungstemperaturReibungswärmelokale Temperatur

2.2 Erosion und AbrasionBei der Erosion ist ein Grundkörper (z.B. Betonplatte) im Kontakt mit fliessen-dem Wasser. Durch das fliessende Wasser findet eine Beanspruchung am Grund-körper statt, d.h. es stellt sich ein mehr oder weniger grosser Materialverschleissein. Aufgrund der beteiligten Stoffe (Festkörper, Flüssigkeit, Feststoffe) und derBeanspruchungen werden verschiedene Verschleissvorgänge unterschieden (Ta-belle 2.2). Strömt Wasser ohne Feststoffe an einem Festkörper vorbei, wird voneiner Flüssigkeitserosion gesprochen. Bei der Abrasion (auch Hydroabrasion be-zeichnet) wird der Grundkörper (z.B. die Betonsohle) durch das fliessende Was-ser und zusätzlich von im Wasser mitgeführten Feststoffen (Geschiebe undSchwebstoff) beansprucht.

Ist der Abrasivstoff weicher als der Grundkörper, so ist der Verschleiss meistensgering, und man spricht von einer Tieflage und bei umgekehrten Verhältnissenvon einer Hochlage des Verschleisses. Bei der Tieflage kann der Abrasivstoff ei-nem grossem Verschleiss unterliegen. Ist der Werkstoff, wie beispielsweise Be-ton, aus unterschiedlichen Materialien zusammengesetzt, beeinflusst der Verbundder Materialien und die Textur1 den Abrasionswiderstand.

1Räumliche Anordnung der Bestandteile der Materialien

2. Verschleiss 5

Tabelle 2.2: Gliederung der Verschleissvorgänge für die Systeme Festkörper/Flüssig-keit/Feststoff nach Uetz (1986), Höcker (1996), mit Ergänzungen.

Systemstruk-tur

Tribologische Beanspruchung Verschleissart Beispiel

Oberflä-chen-paralleleStrömung→Strömen

Flüssigkeits-erosion

StossenTropfenschlag-erosion

Wasserstrahlenvon Oberflä-chen, Brunnen

Schwin-gen Ermüdungs-

bruch

Mit Stahlplat-ten gepanzerteTosbecken

Festkörper,Flüssigkeit

Stossendurch im-plodie-rendeDampf-blasen

Geschwindigkeit > ca.12-15 m/s

Kavitationsero-sion

Überlauf beiStaudämmen

StrömenFestkörper,Flüssigkeit,Feststoffe

Strömen,Stossenα = Anstrahl-winkel

(Hydro-) Abra-sivverschleiss

befestigte Ge-rinne, Wehre,Tosbecken

Gleiten

StossenZweikörperab-rasivverschleiss

Silos für Fest-stoffe, Greiferin Bunker,Fahrzeuge anLeitplanken anStrassen

Festkörper,Feststoff

Rollen,Wälzen

Roll-, Wälzver-schleiss

Fahrbahnplat-ten, befahreneIndustrieböden

Stahlblech,verankert

α

2. Verschleiss 6

2.3 KavitatonserosionIn schnell bewegten, unzureichend belüfteten Flüssigkeiten, die z.B. an Erhebun-gen der Oberfläche vorbeifliessen (Abbildung 2.1), kann der Druck in der Flüs-sigkeit absinken. Sinkt der Druck bis auf den Dampfdruck von Wasser, so bildensich kleine Dampfblasen. Diesen kleinen Hohlräumen verdankt der Vorgang dieBezeichnung "Kavitation". Beim Kollabieren der Gasblasen durch eine strö-mungsbedingte Druckerhöhung prallen kleinste Flüssigkeitsstrahlen mit hoherGeschwindigkeit auf die Werkstoffoberfläche und zerrütten sie. Dieser Scha-denmechanismus wird Kavitationserosion genannt. Die Zerrüttung ist so stark,dass selbst harte Werkstoffe innerhalb kurzer Zeit zerstört werden. Nur durch ge-eignete konstruktive Massnahmen (z.B. Reduktion der Oberflächenrauheit, strö-mungsmechanische Optimierung, Reduktion der Fliessgeschwindigkeit) oder ei-ne Belüftung können Kavitationsschäden vermieden werden. Möglichkeiten zurAbschätzung des Auftretens von Kavitationsschäden sind im Bericht des ACICommittee 210 (1987) enthalten. Nach Zusammenstellungen von Jahnke (1982)und Drewes (1988) liegt bei hydraulisch günstig geformten Betonoberflächen diekritische Strömungsgeschwindigkeit des Wassers, bei der noch keine Kavitationauftreten kann, bei bis zu 20 m/s. Bei hydraulisch ungünstig geformten Beton-bauteilen liegt die kritische Strömungsgeschwindigkeit des Wassers niedriger.Cabiron & Lavinge (1997) untersuchten den Widerstand von Betonen gegenüberder Kavitationserosion. Je besser der Verbund zwischen Zuschlag und Zement-stein war, desto höher war der Widerstand. Da nicht mittlere Drücke und Ge-schwindigkeiten sondern die einzelnen peaks der Druckschwankungen an der Be-randung über die Raten der Kavitationserosion entscheiden, sind mittlere Ge-schwindigkeiten nur als Richtwerte anzusehen.

Abbildung 2.1: Beginnende Kavitationserosion strömungsunterhalb von Unregelmäs-sigkeiten, nach Ball aus Drewes (1988).

2. Verschleiss 7

2.4 SchwingungenStrömungsbedingte Schwingungen von Bauteilen werden durch Druckschwan-kungen in der Strömung verursacht. Von bedeutenden Schadensfällen in hydrau-lischen Systemen infolge dieser Schwingungen berichten das ACI Committee 210(1987), Lier & Müller (1988) und Billeter & Volkart (1994). Lier & Müller(1988) stellen einen Schadensfall vor, bei dem zur Reduktion des abrasiven Ver-schleisses Stahlbleche an einem Tosbecken verwendet wurden. Durch Schwin-gungen traten an den Verankerungen der Stahlbleche Ermüdungsbrüche auf. Einesorgfältige Befestigung, Hinterfüllung und Fugenauskleidung von solchen Ble-chen sowie ein guter Verbund zwischen den einzelnen Platten ist zur Schaden-vermeidung unabdingbar.

2.5 Chemischer AngriffEin chemischer Angriff bewirkt bei Fluss- und Kraftwerksbauten – im Gegensatzzu Abwasserbauwerken - selten alleine einen bedeutenden Verschleiss am Bau-werk oder Bauteil. Eine durch einen chemischen Angriff verursachte Auflocke-rung des Betongefüges beschleunigt jedoch den abrasiven Verschleiss. Insbeson-dere bei Abwasserbauwerken, wie beispielsweise Kanalisationen und Kläranla-gen2, kann es zu einem kombinierten chemischen (z.B. Enteisungsmittel, Abwas-ser) und mechanischen (z.B. Räumer, Frost, Feststoffe im Wasser) Angriff kom-men. Bei Industriefussböden können ebenfalls Kombinationen aus einem chemi-schen und mechanischen Angriff beobachtet werden.

Kunterding (1991) ermittelte einen bis 300 % höheren Verschleiss an Beton beieinem kombinierten chemisch/mechanischen Angriff im Vergleich zu einem rei-nen mechanischen Angriff. Bei einem chemischen Angriff müssen die Betonaus-gangsstoffe (z.B. Zement, Zusatzstoff, Zuschlag) auf die Art des chemischenAngriffs abgestimmt werden. In der Regel kommen dem Zement und dem Zu-satzstoff eine grosse Bedeutung zu, da diese den Widerstand des Betons gegen-über einen chemischen Angriff massgeblich bestimmen. So zeigen z.B. Betonemit Portlandzementen mit hoher Sulfatbeständigkeit (SIA 215) sowie Hochofen-zementen einen hohen Sulfatwiderstand (DIN 1164), Betone mit Tonerde-schmelzzementen weisen beispielsweise einen hohen Widerstand gegen einenSäureangriff auf (Keil 1971, Bensted 1993).

In DIN 4030 werden Grenzwerte zur Beurteilung des Angriffsgrades von Wäs-sern mit natürlicher Zusammensetzung in Abhängigkeit von den Wasserinhalts-stoffen und deren Konzentrationen auf Beton angegeben. Hier sind vor allem einniedriger pH-Wert, kalklösende Kohlensäure sowie Sulfate, Ammonium- undMagnesiumionen zu nennen. Die Angriffe auf Beton infolge eines niedrigen pH-

2 vor allem auf Räumerlaufbahnen um Klärbecken herum: Mittels des Räumers, der auf derMauerkrone der Klärbecken läuft, werden auf dem Boden der Klärbecken abgelagerte Feststoffeentfernt.

2. Verschleiss 8

Wertes sowie kalklösender Kohlensäure wurden von Koelliker (1983, 1986) undGrube & Rechenberg (1987) untersucht. Unter ungünstigen Verhältnissen wurdebei Beton eine Schichtstärke von bis zu einem Millimeter pro Jahr abgetragen.Würde das Wasser jedoch Feststoffe enthalten, wäre mit einem deutlich grösse-ren Schadenfortschritt zu rechnen. Die Hangleitung Bles bei Madris (Avers, GR),der Geschiebeumleitstollen Wassen, Uri sowie der Druckschacht Albigna, (Ber-gell, GR) stellen Beispiele für eine oberflächliche Betonzerstörung durch weichesWasser bzw. kalklösende Kohlensäure dar und bestätigen die relativ geringenVerschleissraten. Bei weichem Wasser oder kalklösender Kohlensäure sind Zu-schläge aus Kalk weniger geeignet.

Sulfationen können am Beton ebenfalls zu Schäden führen. Durch einen Sul-fatangriff wurden z.B. Schäden im San Bernadino Tunnel und im Freispiegel-stollen der Kraftwerke Hinterrhein AG, der Kraftwerke Linth und Zervreila ver-ursacht. Sanierungen bzw. Neukonstruktionen waren teilweise notwendig, um dieGebrauchstauglichkeit wieder herzustellen.

Neben dem Angriff durch aggressive Wässer kann Beton ebenfalls durch gas-förmige Stoffe, wie z.B. durch das in der Luft enthaltene Kohlendioxid, in sei-nem Gefüge verändert werden. Eine Karbonatisierung des Betons führt im Betonzu Verbesserungen z.B. der Druckfestigkeit, im Stahlbeton können dadurch aberauch eine Korrosion der Bewehrung und damit Abplatzungen der Betonüberdek-kung verursacht werden.

Bakterien bzw. ihre Stoffwechselprodukte können ebenfalls zu einer Zerstörungvon Beton führen. Bakteriell bedingte Schäden treten überwiegend in warmenKlimata bzw. in Abwasserreinigungsanlagen und Kanalisationen auf und sindseit mehrerer Jahrzehnten als Problem erkannt. Tazawa et al. (1994) berichtenbeispielhaft von durch Bakterien produziertem Schwefelwasserstoff (H2S) undKohlendioxid (CO2), die zu einer starken Schädigung eines Betonbauwerkes inJapan führten..

3. Abrasionwiderstand von Werkstoffen 9

3 Abrasionswiderstand von Werkstoffen

3.1 Empfehlungen in Normen und anderen RegelwerkenIn Normen und Regelwerken wird allenfalls am Rande auf die Verschleissbe-ständigkeit von Beton eingegangen und nicht zwischen den verschiedenen Artenvon Verschleiss unterschieden. D.h., sofern die Betoneigenschaft Abrasi-on/Verschleiss/Abrieb erwähnt wird, wird zumeist nicht unterschieden, ob hiereine eher schleifende oder eine eher prallende (stossende) Beanspruchung (z.B.Verschleiss infolge aufprallenden Wassers, Geschiebe auf Betonbauteil) gemeintist.

In der Norm SIA 162 (Anhang A2) wird das Abriebverhalten als besondere Be-toneigenschaft erwähnt, Kriterien zur Beurteilung (Anhang A2) genannt und inder Norm 162/1 die Prüfung (Nr.10: Abschleifversuch) erläutert.

In den Empfehlungen des ASTRA/BAV/BWW/SBB (1998) über „Sicherheit vonBauwerken im Wasser: Empfehlungen für die Überwachung und Hinweise fürden Neubau“ wird vor allem auf Kolkbildung eingegangen und Abrasion kaumerwähnt, obwohl die Empfehlung für Bauwerke und Bauteile in fliessenden undstehenden Gewässern gilt.

Im Entwurf für die neue deutsche Betonnorm (E DIN 1045-2, 1999) werden dreiExpositionsklassen bei einer Verschleissbeanspruchung eingeführt und Anforde-rungen an den Beton aufgestellt (Tabelle 3.1). Für einen hohen Verschleisswider-stand muss der Kies aus harten Gesteinen, ggf. Hartstoffen, bestehen. Die Nach-behandlungsdauer ist gegenüber jener in der Ausführungsnorm E DIN 1045-3 zuverdoppeln.

Im Entwurf für die europäische Betonnorm EN 206-1 (2000) wird nicht auf denVerschleisswiderstand von Beton eingegangen.

In den deutschen Richtlinien des BMV (1997) „Zusätzliche Technische Vertrags-bedingungen - Wasserbau (ZTV-W) für Schutz und Instandsetzung der Beton-bauteile von Wasserkraftwerken (Leistungsbereich 219)“ wird ebenfalls einemechanische Belastung erwähnt (Tabelle 3.2). Es werden auch Hinweise zurVorbereitung des Untergrundes etc. gegeben. Im Gegensatz zur DIN 1045-2 (Ta-belle 3.1) werden nicht minimale sondern maximale Zementgehalte vorgegeben,um das Zementsteinvolumen im Beton möglichst gering zu halten. D.h. hier wirdvon einer primär schleifenden Beanspruchung ausgegangen.


Tabelle 3.1: Expositionsklassen und Anforderungen bei Verschleissbeanspruchung, ausE DIN 1045-2 (1999).

Anforderungen BeispielExposi-tions-klasse

Veschleiss-beanspru-chung

max. w/z-Wert

min. Beton-festigkeits-klasse*

min.Zement-gehalt

XM1 mässig 0.55 C30/37 300 Strassenbeläge von Wohn-strassen

XM2 schwer 0.45**(0.55)***

C35/40**(C30/37)***

340**(300)***

Strassenbeläge von Hauptver-kehrsstrassen, Verkehrsflä-chen mit schweren Gabel-staplerverkehr

XM3**** extrem 0.45 C35/40 340 Beläge von Flächen, die häu-fig mit Kettenfahrzeugen be-fahren werden; Wasserbau-werke in geschiebebelastetenGewässern, z.B. Tosbecken

* entspricht in etwa einer mittleren Würfeldruckfestigkeit nach 28 Tagen von etwa demzweiten Wert + 5, d.h. bei C 35/40 etwa 45 N/mm2

** ohne Oberflächenbehandlung*** mit Oberflächenbehandlung**** verschleissfester Zuschlag ist zu verwenden

Auch in der ÖNORM 4200 10 wird auf Beton mit hohem Widerstand gegen ei-nen mechanischen Angriff (MA) eingegangen. Eine Betonfestigkeitsklasse ��30 / B 300 (mittlere Würfeldruckfestigkeit nach 28 Tagen von 30 N/mm2), eineeher grobkornreiche Sieblinie, ggf. Hartstoffe als Zuschläge und eine mindestens14 Tage dauernde Nachbehandlung werden als erforderlich bezeichnet.

Tabelle 3.2: Beanspruchungsgruppen für Bauteile im Süss- und Meerwasserbereich so-wie Anforderungen an Beton, aus BMV (1997).

Beanspru-chungsgruppe

Beanspruchung Betonfestig-keitsklasse*

max. Zement-gehalt [kg/m3]

Sieblinie nachDIN

MB1 Schifffahrt, Eis-gang

�� 350** / 380***

MB2 Geschiebe � B45 350** / 380*** A oder B/UMB3 geringe Verkehrs-

belastungMB4 starke Verkehrs-

belastung, Güter-umschlag

� B35 350** / 380*** A oder B/U

* entspricht in etwa einer mittleren Würfeldruckfestigkeit nach 28 Tagen von etwa demWert + mindestens 5 N/mm2, d.h. bei B35 mindestens 40 N/mm2

** Grösstkorn > 16 mm*** Grösstkorn ��


Aus der vorstehenden Zusammenstellung ist ersichtlich, dass in Normen undRichtlinien• Betonabrasion im Wasserbau nur am Rande behandelt wird• keine Unterscheidung z.B. auf Grund der Geschiebemenge und –grösse vor-

genommen wird• teilweise ein minimaler und teilweise ein maximaler Zementgehalt vorge-

schrieben wird und• bei einem zu erwartenden starken Verschleiss eine mittlere Würfeldruckfe-

stigkeit des Betons nach 28 Tagen von 30 bis 50 N/mm2 gefordert wird.

Insgesamt sind die oben stehenden Regelungen wenig hilfreich, um die Anforde-rungen an Betone für abrasionsgefährdete Wasserbauwerke zu bestimmen.

3.2 Literaturergebnisse zum Abrasionswiderstand

3.2.1 VorbemerkungZiel von Abrasionstests ist die möglichst wirklichkeitsnahe Beanspruchung derWerkstoffe. Eine genauere Analyse des tribologischen Systems ist basierend aufTabelle 2.1 durchzuführen, um die wichtigsten Randbedingungen für einen Testzu ermitteln. Anschliessend ist ein entsprechender Laborversuch (siehe Abschnitt3.2.6) auszuwählen. Lane (1984) hat beispielhaft für verschiedene Beanspru-chungen unterschiedliche ASTM-Testverfahren vorgeschlagen (Tabelle 3.3).

Tabelle 3.3: Klassifikation von Abrasionstests nach Lane (1984).

Beanspruchung SandstrahlenASTM C418

SchleifscheibeASTM C 779 A

StachelwalzeASTM C 779 B

StahlkugelnASTM C 779 C

Abrasion, Erosion, Stoss, Kavitation + oleichter, mittlerer Verkehr o + oschwerer Verkehr, Stahlräder o + oSchwere Fahrzeuge mit Stahlrädern,Kettenfahrzeug o +

+: Test gut geeignet; o: Test auch geeignet

Die Abrasionsbeständigkeit der Werkstoffe kann – wie erwähnt - entscheidendvon der Beanspruchungsart abhängen. In den im Rahmen des Forschungsprojek-tes betrachteten hydraulischen Systemen treten vor allem zwei Beanspruchungs-arten auf (Abb. 3.1):• schleifend und• prallend (auch als stossend oder schlagend bezeichnet)


Deshalb werden die Zusammenhänge zwischen dem Abrasionswiderstand undder Belastung (Abschnitt 3.2.2) sowie der Betonzusammensetzung (Abschnitte3.2.3, 3.2.4) und den Betoneigenschaften (Abschnitt 3.2.5) für diese zwei Artendargestellt.

Im Anhang A werden die Verschleisstests erläutert.

Schleifender Verschleiss Prallender und schleifenderVerschleiss z.B. in geschiebe-führenden Rinnen, Kanälenund diversen Verschleisstests

Abbildung 3.1: Unterschiedliche Arten der Beanspruchung von Werkstoffoberflächenin hydraulischen Systemen.

3.2.2 Abrasionswiderstand und Belastung

3.2.2.1 Einfluss des AnstrahlwinkelsWellinger & Uetz (1955) untersuchten den Einfluss des Anstrahlwinkels beimSandstrahlen auf den Verschleiss von elastischen Werkstoffen (Gummi, Kunst-stoffen), Stählen und spröden Werkstoffen (Schmelzbasalt3). Sie variierten denAnstrahlwinkel α zwischen 90° (Prallstrahlen) und 0° (oberflächenparallel). Jegrösser der Anstrahlwinkel zwischen der Strömung und dem Grundkörper ist,umso mehr Partikel treffen pro Flächeneinheit Fα auf und umso grösser ist dieVerschleissgeschwindigkeit Vα. Für einen genaueren Vergleich sind deshalb dienachfolgenden Angaben auf die gleiche spezifische VerschleissgeschwindigkeitVα’ umgerechnet worden (Vα’ = Vα/sinα). In Abbildung 3.2 ist die Umrechnungbeispielhaft für die Verschleissgeschwindigkeit von Stahl St 374 dargestellt. Jenach Stahlsorte (Härte, Gefüge) wurde ein Maximum im Verschleiss zwischenAnstrahlwinkeln von etwa 30° bis 90° gemessen. Schmelzbasalt zeigte ebensowie die Stähle bei kleinen Anstrahlwinkeln den niedrigsten Verschleiss (Abb.3.2). Ab Anstrahlwinkeln von wenigen Grad nahm bei Schmelzbasalt der Ver-schleiss stark zu und war im Vergleich zu allen untersuchten Werkstoffen ab ei-nem Anstrahlwinkel von etwa 10° am grössten. Elastische Werkstoffe verhieltensich beim Prallstrahlverschleiss im Vergleich zu allen untersuchten Werkstoffen 3Granulierter Basalt, der aufgeschmolzen und in Formen gegossen wird4Vickershärte 110 - 128 kg/mm2


am günstigsten. Mit abnehmenden Anstrahlwinkel nahm der Verschleiss der ela-stischen Werkstoffe jedoch stark zu und war bei kleinen Anstrahlwinkeln amhöchsten.

ÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍÍ

0� 30� 60� 90�

0.2

0

0.4

0.6

0.8

1.0

1.2 103

Anstrahlwinkel �

Ver

schl

eiss

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0� 15� 30� 45� 60� 75� 90�

Anstrahlwinkel �

102

101

100

10–1

10–2

V��

V�

[–]

Abbildung 3.2: a: Strahlverschleissgeschwindigkeiten für Stahlplatten aus St 37.

b: Verschleissbereiche verschiedener Werkstoffgruppen; es wurdeQuarzsand (∅: 0.2 - 1.5 mm) verwendet, Geschwindigkeit etwa 100m/s, aus Wellinger & Uetz (1955).

Würden diese Versuche mit reinem Wasser durchgeführt, wäre qualitativ mitähnlichen Resultaten zu rechnen, wobei jedoch der Verschleiss viel geringer aus-fallen würde (Walz & Wischers 1969, Beckmann & Kleis 1983).

Bania (1989) ermittelte einen nur geringen Einfluss des Anstrahlwinkels auf denAbrasionswiderstand von Beton. Der grösste Verschleiss wurde (ohne Korrekturder oben genannten spezifischen Belastung) bei Anstrahlwinkeln um 50° gemes-sen. Der geringe Einfluss des Anstrahlwinkels im Vergleich zu Wellinger & Uetz(1955) könnte durch die Versuchsdurchführung bedingt bzw. auf die niedrigerePrallgeschwindigkeit von 1 bis 3 m/s im Vergleich zu etwa 100 m/s bei u.a. Wel-linger & Uetz (1955) zurückzuführen sein.


Abbildung 3.3 zeigt den Einfluss des Anstrahlwinkels auf das relative Ver-schleissverhalten unterschiedlicher Werkstoffe. Der Verschleiss jedes Materialsist auf dessen Verhalten bei 90° Strahlwinkel normiert. Bei sehr flachen An-strahlwinkeln (< 40 °) zeigt Schmelzbasalt auf Grund seiner hohen Härte Vortei-le; Beton weist den geringsten Einfluss bezüglich einer Änderung des Anstrahl-winkels auf.

0� 15� 30� 45�

50

0

100

150

200

Anstrahlwinkel �

bezo

gene

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ersc

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ass

W*

in [

%]

60� 75� 90�

�

Schmelzbasalt

Gummi

St 37

Beton

Abbildung 3.3: Einfluss des Strahlwinkels für unterschiedliche Werkstoffe (Gummi,Stahl St 37, Beton, Schmelzbasalt), aus Kunterding (1991).

3.2.2.2 Einfluss des Mischungsverhältnisses Feststoff/WasserMit zunehmendem Feststoffgehalt im Wasser nimmt der Verschleiss zumeist zu(Abb. 3.4). Bei Stählen (St 37, C 60 H) durchläuft der Verschleiss bei einer nurgeringen Befeuchtung des Abrasivstoffes ein Maximum im Verschleiss. Bei ela-stischen Werkstoffen war der Verschleiss bei trockenem Abrasivstoff am gröss-ten5.

Untersuchungen von Wellinger & Uetz (1955), Bauch (1968), Walz & Wischers(1969) und Schröder (1993) belegen u.a. an Beton die Zunahme des Verschleis-ses mit zunehmendem Anteil von Feststoffen im Wasser. Trockenes Abrasivgutführt auf trockenem Beton zu einem geringeren Verschleiss als feuchter Abrasiv-stoff auf feuchtem Beton (Roš 1936, 1937, Pedersen 1988, Gj ��

5 In Flüssen wird in der Regel mit Mischungsverhältnissen des Wasser/Feststoffgemischesgrösser 100 gerechnet, bei Muren (Schlamm- oder Schuttstrom im Hochgebirge, in der Schweizauch Rüfe bezeichnet) kann dies auch deutlich niedriger liegen.


0

0.05

0.10

Mischungsverhältnis Wasser/Sand

Ver

schl

eiss

V

20

25

30

35

40

5

10

15

00.25 0.75 1.000.50

Gummi 6

Vulkollan E

St 37

C 60 H

��/k

m]

Abbildung 3.4:Einfluss des Mischungsverhältnissesvon Wasser mit einem Feststoff (Sand∅ ≤ 3 mm, 2.5 m/s≤ v ≤ 5 m/s) auf denGleitverschleiss im Verschleisstopf, ausWellinger & Uetz (1955).

3.2.2.3 Einfluss des Abrasivstoffes

Mit zunehmendem Abrasivstoffdurchmesser (∅max ≤ 30 mm) nahm die Abrasi-onsbeständigkeit des Grundkörpers ab (Wellinger & Uetz 1955, Röhnisch &Vollmer 1970, Hennig & Brauer 1986, Michael 1989). Bei Gummi und Kunst-stoff war der Verschleiss bei schleifender Beanspruchung mit zunehmendem Ab-rasivstoffdurchmesser viel grösser als bei den untersuchten Stählen (Abb. 3.5).Zwischen dem Verschleiss und dem Abrasivstoffdurchmesser ermittelten sie ei-nen annähernd linearen Zusammenhang. Wellinger & Uetz führen dies darauf zu-rück, dass mit zunehmenden Durchmesser „die gegenseitige Beweglichkeit dereinzelnen Körner abnimmt und dadurch die örtliche Pressung zwischen demGrundkörper und dem Korn des Abrasivstoffes wesentlich gesteigert wird“. Dadie Masse des Abrasivstoffs überproportional zum Durchmesser zunimmt [Masse≈ (Durchmesser)3], ist bei dem in der vorliegenden Studie betrachteten, sehr gro-ben Geschiebe, mit einer überproportionalen Verschleisszunahme mit zuneh-menden Durchmesser zu rechnen.

Scharfkantiger Abrasivstoff führt zu einem höherem Verschleiss als gerundeterAbrasivstoff (Wellinger & Uetz 1955, Kunterding 1991). Bei Beton trat bei derBeanspruchung durch Splitt eine Verdoppelung des Verschleisses im Vergleichzu gerundetem Sand auf. Bei Stählen war dies, insbesondere bei Abwesenheitvon Wasser, ausgeprägter als bei den elastischen Werkstoffen.


Mit zunehmender Härte und Dichte des Abrasivstoffes, d.h. Pressung des Abra-sivstoffs auf den Grundkörper, nimmt der Verschleiss zu. Bei einem Grundkör-per aus Stahl erhöhte sich der Verschleiss besonders im Übergangsbereich vonder Tief- zur Hochlage6 stark. In der Tief- bzw. Hochlage bei Stahl und bei ela-stischen Werkstoffen war der Verschleiss nahezu unabhängig von der Abrasiv-stoffhärte. Stahlkugeln brechen auf Grund ihres hohen Eigengewichtes bei stos-sender Beanspruchung mehr Teile aus dem Grundkörper heraus und führen zueinem stärkeren Prallstrahlverschleiss als natürliche, mineralische Zuschlägegleicher Grösse (Röhnisch & Vollmer 1970). Gesamthaft weist dies auf ein gros-ses Schädigungspotential durch Abrasivstoffe mit einem grossen Gewicht (hoheDichte, grosser Durchmesser) hin.

Ver

schl

eiss

V 40

50

60

70

80

10

20

30

00 1 2010

Vulkollan E

Gummi 6

St 37

C 60 H

��/k

m]

trocken

feucht

Korndurchmesser [mm]

Abbildung 3.5:Einfluss der Korngrösse auf Verschleiss beischleifender/prallender Beanspruchung beiVerschleisstopfversuchen mit Sand (granula-res Material, nicht mit Wasser bewegt) miteiner mittleren Korngrösse von 1 mm (0 ≤ ∅≤ 3 mm), 10 mm (7 ≤ ∅ ≤ 15 mm) und 20 mm(15 ≤ ∅ ≤ 30 mm), aus Wellinger & Uetz(1955).

3.2.2.4 Einfluss der Geschwindigkeit des AbrasivstoffesIn einem Verschleisstopf wurde bei trockenem Abrasivstoff mit Durchmessernbis 20 mm kein bzw. ein sehr geringer Einfluss der Gleitgeschwindigkeiten imBereich zwischen 1.35 und 5 m/s auf den Verschleiss von Stahl und Schmelzba-salt beobachtet (Wellinger & Uetz 1955). Bei höheren Gleitgeschwindigkeiten(v ≤ 16 m/s) wurde in einem Verschleisstopf (Michael 1989, Schröder 1993),sowie bei trockenen Prallstrahlverschleiss (5 m/s ≤ v ≤ 350 m/s) (Wellinger &Uetz 1955, Hennig & Brauer 1986) eine überproportionale Zunahme des Ver-schleisses bei metallischen und nicht metallischen Werkstoffen festgestellt. Röh-nisch & Vollmer (1970) weisen darauf hin, dass die mit zunehmender Geschwin-digkeit beobachtete Zunahme des Verschleisses auch durch einen Wechsel des

6 Erläuterung siehe Kap. 2, Abschnitt „Erosion und Abrasion“


Verschleissmechanismuses hervorgerufen wird. Bei Geschwindigkeiten zwi-schen 0 und 1 m/s wurde der Abrieb durch Schleifen und Rollen verursacht, ab 1m/s kam zusätzlich Stossverschleiss hinzu. Ab Geschwindigkeiten von 2.5 m/sbeobachteten sie vor allem Stossverschleiss.

Untersuchungen über den Einfluss der Aufprallgeschwindigkeit bzw. des Impul-ses von aufprallendem Geschiebe liegen nicht vor. Jedoch liegen Ergebnisse überdie Schlagfestigkeit von Beton vor. Abbildung 3.6 zeigt eine überproportionaleAbnahme der Schlagfestigkeit mit zunehmender Fallhöhe des Bären7 (Dahms1968). Bei wenigen grossen Schlägen wird der Beton mehr geschädigt als beivielen kleinen Schlägen. Dies kann durch das elastische und plastische Verhaltendes Betons erklärt werden. Bei geringen Belastungen (etwa ein Drittel derBruchlast) verhält sich Beton überwiegend elastisch, es entstehen kaum bleiben-de Verformungen (Schädigungen). Bei grossen Belastungen (> 50 % der Bruch-last) wird der Beton bleibend stark deformiert, es kommt zu grossen Schäden.Wenig grosses Geschiebe kann deshalb zu grösseren Schäden als viel kleineresführen.

0

50

100

150

0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000

Schlagzahl bis zum Bruch [-]

Fallh

öhe

[cm

]

Abbildung 3.6: Einfluss der Fallhöhe eines 50-kg-Bären auf die Schlagfestigkeit, nachDahms (1968).

Mit zunehmender Fliessgeschwindigkeit des Wassers und damit auch des mitge-führten Geschiebes nimmt die Abrasionsbeständigkeit von Beton ab. Als Grenz-

7Mit dem Bären (Fallgewicht) werden Betonpfähle in den Boden gerammt


wert für höherwertigen Normalbeton (entspricht in etwa B 40/308 bis B 45/35)mit guter Schalungsoberfläche wird eine maximale Fliessgeschwindigkeit vonWasser ohne Feststoffe von 10 bis 20 m/s angegeben, bis zu der kaum Schädenauftreten (Gsaenger 1962, Bujard 1969, Bundesverband deutscher Beton- undFertigteilindustrie 1978, Jahnke 1982). Wird dem Wasser Sand zugegeben, wirdals Grenzwert für die Fliessgeschwindigkeit bei hochwertigen Betonen 4 bis 6m/s angegeben (Röhnisch & Vollmer 1970, Bellinghausen 1974).

3.2.2.5 Einfluss der TemperaturMit zunehmender Temperatur von 20 °C auf 90 °C nimmt der Abrasionswider-stand von Metallen und Kunststoffen deutlich ab, da sich z.B. die Festigkeitenerniedrigen (Schröder 1993). Dagegen wies Beton bei Abrasionstests bei höherenTemperaturen (< 100 °C) nur eine geringe Erhöhung (≤ 20 %) des Verschleisses,insbesondere bei Prallstrahlverschleiss, auf (Kunterding 1991). Die Abrasionsbe-ständigkeit von Beton bei schleifender Beanspruchung ist, bei üblichen Umge-bungstemperaturen, temperaturunabhängig. Durch eine Temperaturerhöhung imbetrachteten Bereich nehmen die Festigkeiten und der Elastizitäsmodul geringfü-gig ab. Die abnehmende Festigkeit und die zunehmende Elastizität (geringerer E-Modul) kompensieren sich möglicherweise annähernd.

3.2.2.6 Veränderung der OberflächenstrukturKunterding (1991) stellte Ergebnisse über die Veränderung der Oberflächen-struktur von Normalbeton während der Abrasion durch Kies im Verschleisstopfvor. Nach Herstellung der Betonprüfkörper und Abziehen mit einer Holzbohlewies die Oberfläche maximale Unebenheiten von 2.5 mm auf. Nach 10-minütigerBeanspruchung wurde die Oberfläche glatter, die Unebenheiten reduzierten sichauf etwa einen Millimeter. Anschliessend wurde die Oberfläche rauer, nach 1 ½Stunden wurden maximale Unebenheiten von bis zu 10 mm gemessen. Die Ze-menthaut war abgetragen und die Zuschläge waren teilweise herausgebrochen.Gebrochene Abrasivstoffe führten zu einer unwesentlichen Erhöhung der Rauheitder Betonoberfläche. Bei einer Tieflage des Systems (Abrasivstoff weicher alsGrundkörper) wurde die Oberflächenstruktur des Betons geringfügig geglättet.Aus diesen Versuchen kann gefolgert werden, dass eine gut geglättete Betono-berfläche ausreichend eben ist. Durch eine zu grosse Rauheit einer hergestelltenBetonoberfläche käme die glättende Wirkung am Anfang der Abrasion nicht zumTragen, d.h. hier wäre von Anfang an bereits mit tiefer gehenden Schädigungenzu rechnen.

8Nach SIA 162, der erste Wert entspricht dem Mittelwert der Würfeldruckfestigkeit, der zweiteWert dem Mindestwert entsprechend der 2% Fraktile bei Gauss’scher Normalverteilung


3.2.2.7 ZusammenfassungAus den obenstehend beschriebenen, nicht auf die im Wasserbau vorliegendenAbrasionsbelastungen angepassten Versuchen ergeben sich die folgenden, we-sentlichsten Einflussparameter (in der Reihenfolge ihrer Wichtigkeit):1. Mit zunehmender Grösse der Abrasivstoffe nimmt der Verschleiss zu.2. Mit zunehmendem Feststoffgehalt nimmt der Verschleiss im Allgemeinen zu.

Bei Stahl und Beton durchläuft der Verschleiss mit zunehmender Feuchtigkeitein Maximum, welches bei sehr niedrigen, hier nicht relevanten, Wasserge-halten liegt. Elastische Werkstoffe zeigen mit zunehmender Feuchtigkeit desGrundkörpers und Abrasivstoffes eine kontinuierliche Abnahme des Ver-schleisses.

3. Mit zunehmendem Anstrahlwinkel nimmt der Verschleiss zu. Bei flachen An-strahlwinkeln tritt bei elastischen Werkstoffen ein im Vergleich zu spröderenWerkstoffen grösserer Verschleiss auf.

4. Mit zunehmender Geschwindigkeit des Wassers nimmt der Verschleiss zu.Der Schadensmechanismus kann sich von einer schleifenden Beanspruchungzu einer stossenden ändern und dadurch deutlich grössere Schäden verursa-chen.

5. Mit zunehmender Härte des Abrasivstoffs nimmt der Verschleiss zu. In derPraxis spielt dieser Einfluss häufig nur eine geringe Rolle, da weicherer Abra-sivstoff relativ schnell zerkleinert wird und auf Grund der geringen Korngrös-se wenig zum Schadensausmass beiträgt.

Zusätzlich zu den oben geschilderten Einflüssen durch den Abrasivstoff kommtdem Grundkörpers (Tabelle 2.1) eine wesentlichen Rolle beim Verschleiss zu. Jegenauer das tribologische System (Tabelle 2.2) bekannt ist, umso besser kann einfür den Grundkörper geeigneter Werkstoff oder ein praxisrelevanter Abrasion-stest ausgewählt werden.

3.2.3 Abrasionswiderstand und BetonzusammensetzungIn SIA 162/1 sind grundlegende Anforderungen an die Qualität der Betonaus-gangsstoffe enthalten (Anhang A2). Nachfolgend werden verschiedene Faktorender Betonzusammensetzung auf die Abrasionsbeständigkeit dargelegt. Abbildung3.7 zeigt den Vorteil niedriger w/z-Werte9 (d.h. hoher Festigkeiten) und einergrossen Zuschlagshärte auf den Abrasionswiderstand bei schleifendem Ver-schleiss. Je härter der Zuschlag ist, desto weniger ausgeprägt ist der Einfluss desw/z-Wertes. In einer Untersuchung der EMPA (Studer & Trindler 1996) kommtdies noch deutlicher zum Ausdruck.

9 Massenverhältnis von Wasser zu Zement


W/Z–Wert [–]

Ab

rie

bn

ach

72

Stu

nd

en[M

ass

en–%

]

0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.80

2

4

6

8

10

Kalkstein (weich)Granit (mässig hart)Quarzit (hart)Kieselschiefer (sehr hart)

Abbildung 3.7: Abrasionsbeständigkeit beim schleifendem Verschleiss von Betonenverschiedener w/z-Werte und Zuschlagsarten, nach Liu (1981).

Der Nachteil einer grossen Zuschlägshärte zeigt sich beim Prallverschleiss (Ab-bildung 3.8 oben). Hier ergibt das Zuschlagsmaterial mit der grössten Härte unddem geringsten Verschleiss bei rollender Beanspruchung den grössten Abrieb.

Mit zunehmendem Grösstkorn des Zuschlags im Beton nimmt der Abrasionswi-derstand beim schleifenden Verschleiss zu (Studer & Trindler 1996). Findet eineKombination aus einer schleifenden und stossenden Beanspruchung statt, war derAbrasionswiderstand bei einem sehr kleinen, aber auch einem sehr grossenGrösstkorn des Zuschlags gering (Abbildung 3.9). Der Verbesserung des Ver-schleisswiderstandes durch die Wahl eines grösseren Maximalkorns (wenigerZementleim) wird durch die Störungen des Verbunds zwischen Zuschlag undZementstein entgegengewirkt. Deshalb wiesen in Versuchen die Betone mit ei-nem Maximalkorn von 10 bis 20 mm den höchsten Abrasionswiderstand auf.


Druckfestigkeit [N/mm2]

Ver

schl

eiss

[g]

0 10 20 30 40 50 60 700

10

20

30

40 Kies hart, Sand hartKies hart, Sand weichKies hartKies weich, Sand hartKies weich, Sand weichKies weich

Sandstrahlen

Druckfestigkeit [N/mm2]

Ver

schl

eiss

[g]

0 10 20 30 40 50 60 700

50

100

150

200

250

300 Kies hart, Sand hartKies hart, Sand weichKies hartKies weich, Sand hartKies weich, Sand weichKies weich

Stahlkugeln

Abbildung 3.8: Einfluss der Zuschlagsart (Plutonit: hart, Kalkstein: weich) in derSand- und Kiesfraktion auf den Abrieb von Beton durch Stahlkugeln(rollender Verschleiss) und Sandstrahlen (Prallverschleiss), nachSmith (1956).

Ein Beton mit einer stetigen Sieblinie erwies sich bei stossender Beanspruchungals vorteilhafter als einer mit einer Ausfallkörnung (Komonen & Penttala, 1998).Dies kann auf die dichtere Packung der Zuschläge zurückgeführt werden. Beischleifender Beanspruchung sollte die Sieblinie weniger bedeutend sein, da hierdie Härte des härtesten Bestandteil massgebend ist. Stahlfasern im Beton erwie-sen sich bei stossenden Belastungen als vorteilhaft, bei rein schleifender Bean-spruchung jedoch eher als nachteilig (ACI Committee 210, 1987).


0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

0 10 20 30 40 50

Zuschlagsgrösstkorn [mm]

Ver

schl

eiss

tiefe

[mm

]

Abbildung 3.9: Einfluss des Zuschlaggrösstkorns auf die Abrasionsbeständigkeit vonBeton bei einem schleifenden/stossenden Verschleiss, Daten aus Dhiret al. (1991).

3.2.4 Abrasionswiderstand und Nachbearbeitung, NachbehandlungEine Nachbearbeitung und Nachbehandlung kann sowohl am noch nicht erhär-tenden als auch am erhärtenden Beton stattfinden. Vor allem bei Betonen mitmittleren bis hohen w/z-Werten wird durch eine Vakuumbehandlung, saugendeSchalungen und Schalungseinlagen der w/z-Wert des Randbetons reduziert undsomit der Abrasionswiderstand erhöht. Werden die Flächen z.B. mit einem mo-torbetriebenen Flügelglätter10 bearbeitet und wird anschliessend, direkt vor demAnsteifen die Oberfläche, noch mit einem stählernen Glättwerkzeug abgezogen,ergeben sich Betone mit einem hohen Abrasionswiderstand im Oberflächenbe-reich (Lane 1984, Sadegzadeh & Kettle 1986) (Abbildung 3.10). Die Oberflä-chenbearbeitung verbessert den Abrasionswiderstand bei den unterschiedlichenBetonen nahezu (prozentual) gleich. Durch die annähernde Verdopplung derDruckfestigkeit von 30 auf 60 N/mm2 nahm der Abrieb auf die Hälfte ab.

Mit zunehmender Nachbehandlungsdauer (Feuchtigkeitszufuhr) nimmt der Abra-sionswiderstand zu (Abbildung 3.11). Nach Sawyer (1957) und Pat et al. (1979)führt eine gute Nachbehandlung insbesondere bei Betonen mit nicht zu hohenDruckfestigkeiten (< 40 N/mm²) zu einem deutlich höheren Abrasionswiderstanddes Rand- und Kernbetons.

10 Sofern dies nicht von sehr erfahrenen Personen und zum richtigen Zeitpunkt durchgeführtwird, führt dies zu einer Verschlechterung der Betonrandzone


0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

1.2

1.4

1.6

1.8

Luft nasses Leinen Plastikabdeckung Nachbehandlungsmittel

Nachbehandlung

Abr

ieb

[mm

]

manuelles Abziehen + 1x Glätten

maschinelles Abziehen + 1x Glätten

Vakuum + maschinelles Abz. + 1x Glätten

maschinelles Abziehen + 3x Glätten

Abbildung 3.10: Abrieb von Normalbeton mit fcw28m = 30 N/mm² mit unterschiedlicherNachbehandlung und Oberflächenbearbeitung durch schleifende Be-anspruchung. Nachbehandlungsmittel: Acrylat aufgesprüht, nach Sa-degzadeh & Kettle (1986).

In TFB (1999) sind empfohlene Nachbehandlungsdauern in Abhängigkeit u.a.von den Umgebungsbedingungen angegeben (Tabelle 3.4). Diese Angaben sindim Falle von Betonen, die einem starken Verschleiss unterworfen sind, zu ver-doppeln. Generell kann gesagt werden, dass die Nachbehandlung solange wiemöglich (bis zu vier Wochen) vorgesehen werden soll.

Einstreuen von Zement, Quarzitbrechsand oder Basaltbrechsand erhöht den Ab-rasionswiderstand bei schleifender Beanspruchung um den Faktor 2 – 10 (Walz& Bonzel 1968, Sadegzadeh & Kettle 1986). Sprödes Einstreumaterial wie Silizi-umkarbid erniedrigt den Abrasionswiderstand bei Prallverschleiss. Auf die rich-tige Dosierung des Einstreumaterials ist sehr zu achten, d.h., dass genügend Ze-mentleim in der richtigen Konsistenz vorhanden sein muss, um das Material nochzu umhüllen. Raues Einstreumaterial ist somit nur bei nicht zu steifem Beton ein-setzbar.

Unmittelbar nach dem Glätten und Abziehen ist der Beton mit z.B. einer Folieabzudecken. Generell ist so schnell wie möglich nach dem Einbringen des Be-tons mit der Nachbehandlung zu beginnen. Unter einer Nachbehandlung ist dieZufuhr von Feuchtigkeit (Wasser), das Belassen in einer abgedeckten Schalung,das Auftragen von Nachbehandlungsmitteln o.ä. zu verstehen. Die im Einzelfall


geeignete Nachbehandlungsart ist vorher festzulegen. Die Probekörper für dieFestbetonkontrolle sind in der gleichen Art nachzubehandeln wie der eingebauteBeton.

Nachbehandlungsdauer [d]

Abr

ieb

[mm

]

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

0 5 10 15 20 25 30

w/z 0.56

w/z 0.35

w/z 0.43

Abbildung 3.11: Einfluss der Nachbehandlungsdauer (Nebelkammer) auf den Abrasi-onswiderstand von 35 Tage altem Randbeton mit einem slump von 15cm (gestrichelte Linie) und einem von 5 cm (ausgezogene Linie),Prüfung mit Kugelrollgerät (frühere DIN 51‘951), nach Sawyer(1957).

Tabelle 3.4: Empfohlene Mindestdauer der Nachbehandlung in Tagen, aus TFB (1999).

Festigkeitsentwicklung des BetonsMindestdauer der Nachbehandlung in Tagenschnell Mittel langsam

Betontemperatur während der Nachbehand-lung

5 10 15 5 10 15 5 10 15

keine direkte Sonneneinstrahlung und Windund ≥ 80 % r.F.

2 2 1 3 3 2 3 3 2

mittlere Sonneneinstrahlung oder mittlereWindgeschwindigkeit oder ≥ 50 % r.F.

4 3 2 6 4 3 8 5 4

starke Sonneneinstrahlung oder hohe Windge-schwindigkeit oder < 50 % r.F.

4 3 2 8 6 5 10 8 5

Festigkeitsentwicklung des Betons schnell Mittel langsamw/z-Wert < 0.5 0.5 – 0.6 < 0.5Zementfestigkeitsklasse 42.5 R 42.5 R 32.5 R, 42.5

alle ande-ren Fälle


3.2.5 Abrasionswiderstand und Betoneigenschaften

3.2.5.1 Abrasionswiderstand und 28-Tage-DruckfestigkeitIm Spikesreifentest erreicht Beton mit einer 28-Tage-Druckfestigkeit von 160N/mm2 denselben Abrasionswiderstand wie Granit (Abb. 3.12) und es bestehtkein signifikanter Unterschied, ob die Fahrbahn trocken oder nass ist. Mit ab-nehmender Druckfestigkeit des Betons erhöht sich der Abtrag linear (Pat et al.1979, Gj ��Petersson 1994). Diese Zunahme ist bei nasser Fahrbahnannähernd doppelt so stark wie bei trockenen Verhältnissen. Bei hochfestemBeton ist der Abtrag deutlich geringer als bei trockenem Asphalt (Abb. 3.12).Bei sehr starken Beanspruchungen (siehe Abschnitt 3.3.4), wie sie beispielsweisein Geschiebeumleitstollen vorliegen, ist der Einsatz von Hochleistungsbetonenals Verschleissschutz zu prüfen.

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

0 50 100 150 200Druckfestigkeit [N/mm2]

Abr

ieb

[mm

/100

00 U

]

nass

trockenGranit

Asphalt,trocken

Abbildung 3.12: Einfluss der Druckfestigkeit auf den Abrieb [mm pro 104 Umdrehun-gen U] beim Spikesreifentest, nach Gj ��

3.2.5.2 Abrasionswiderstand und weitere BetoneigenschaftenNeben der Druckfestigkeit können auch der Elastizitätsmodul, die Biegezugfe-stigkeit, die Bruchenergie und andere Betoneigenschaften (z.B. Härte der Beton-oberfläche) den abrasiven Widerstand von Beton bestimmen. Dies wird entschei-dend von der Art der abrasiven Beanspruchung geprägt. Komonen & Penttala(1998) untersuchten Betone auf deren Verschleissbeständigkeit bei einer Bean-spruchung mit Spikesreifen. Betone mit hohen Biegezugfestigkeiten erwiesensich als beständiger als solche mit geringen. Bei einem vorwiegend schleifendenVerschleiss bestimmt die Härte der härtesten Bestandteile im Beton den Ver-schleiss.


3.2.6 Prüfungen zur Bestimmung des AbrasionswiderstandesMassgebend für die Abrasionserosion sind die Eigenschaften des Festkörpers unddie auf ihn einwirkende Belastung. Das Spannungs-Dehnungs- und das Bruch-verhalten des Festkörpers lassen sich nicht modellähnlich verkleinern. Aussage-kräftige Untersuchungen sind damit nur möglich, wenn die reale Belastung aufden Prüfkörper einwirkt.

NaturversucheBei Naturversuchen ist stets die richtige (für den entsprechenden Standort, abernatürlich nicht für alle Standorte und Bauwerksformen repräsentative) Belastungvorhanden. Sie ist schlecht bekannt und kann nicht gezielt verändert oder be-schleunigt werden. Naturversuche sind aufwändig, dauern lange und auch dieBestimmung der Schäden gestaltet sich schwieriger als bei Modellversuchen.Getestet werden nicht ideale Prüfkörper, sondern unter realen Bedingungen ein-gebaute Schutzmassnahmen inkl. Fugen, Randpartien, dem Verbund mit demUntergrund, usw.Bei den in dieser Arbeit durchgeführten Naturversuchen (Kapitel 4) werden nichtdirekt die wirkenden Kräfte, sondern die auch an anderen Standorten mess- oderberechenbaren, hydraulischen und hydrologischen Parameter Abfluss, Fliessge-schwindigkeit, Geschiebefracht, Kornverteilungskurve, Art und Form des trans-portierten Geschiebes bestimmt (Abschnitt 4.2, Anhang B).

ModellversucheAn massiven Bauwerken im Wasserbau tritt grosse Abrasionserosion vor allembei grobem Geschiebe auf. Dies verunmöglicht Labormodelle im Massstab 1:1mit der Nachbildung der realen Strömung und der Verwendung des effektiv vor-handenen Geschiebes (bei vertretbarem Aufwand). Statt dessen müssen Testver-fahren herangezogen werden, bei denen die reale durch eine anders erzeugte Be-lastung ersetzt wird. Je besser die reale Belastung vom Test abgebildet wird, de-sto zutreffender ist das Resultat. Weil die Belastung aber weitgehend unbekanntund nur sehr schwer bestimmbar ist, bleibt unklar, wie gut sie durch die Testver-fahren (Anhang A1) wiedergegeben wird. Damit besteht bei der Übertragung derResultate von Laborversuchen in die Natur stets eine erhebliche Unsicherheit.

Für sehr kleine Partikel und vor allem für Stahl liegen viele, für grobes Geschie-be und Beton dagegen nur sehr wenige Untersuchungen und Testverfahren vor.Mit verschiedenen Tests werden für ein bestimmtes Material teilweise stark un-terschiedliche Abrasionswiderstände gemessen (Abschnitt 3.2.1).


Die Ergebnisse von Kunterding (1991) verdeutlichen den Einfluss der Beanspru-chungsart, ermittelt mit verschiedenen Testverfahren und der Betonzusammen-setzung auf den Abrasionswiderstand (Abbildung 3.13) von Beton. Die Härte desZuschlags (Siliziumcarbid, Korund) bestimmt bei einer überwiegend oberflä-chenparalellen, schleifender Beanspruchung (Böhmescheibe) den Abrasionswi-derstand (Pogany 1935). Beim Prallverschleiss dominiert der Verbund zwischenZuschlag und Matrix (Verzahnung durch kantigen Zuschlag) bzw. eine Art inne-re Bewehrung (Stahlfasern) den Abrasionswiderstand.

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Abbildung 3.13: Auf den Verschleiss von Beton mit Sand/Kies bezogene Verschleiss-masse bei verschiedenen Betonen und Prüfmethoden; die Mittelwerteder Betone mit Si-Carbid und Korund/Kies wurden, im Gegensatz zuden anderen, ohne die Ergebnisse der Böhmescheibe ermittelt, nachKunterding (1991).

Die Korrelation zwischen den Ergebnissen bei einem schleifenden Verschleiss(z.B. Prüfung gemäss SIA 162/1) und einem schleifenden/prallenden Verschleissim Verschleisstopftest ist schlecht (Kunterding 1991). Die in der Norm SIA162/1, Prüfung 10, (Anhang A) aufgeführten Prüfungen zur Bestimmung der Ab-riebfestigkeit können bei im Wasserbau eingesetzten Betonen allenfalls als grobeAnhaltspunkte dienen, sofern kein Prallverschleiss auftritt und das GeschiebeDurchmesser von Millimeter bis wenige Zentimeter aufweist. Für Geschiebe mitgrösseren Durchmessern, die in der Regel eine schleifende und prallende Bean-spruchung bewirken, existieren nahezu keine Prüfverfahren. Dies deshalb, weildie Belastung durch grosses Geschiebe nicht mit kleineren Geschiebe nachge-stellt werden kann und eine „Laborprüfung“ mit grossen Geschiebe extrem auf-wändig ist. Ist Prallstrahlverschleiss von Bedeutung, kann ebenfalls auf kaum ein


annähernd realistisches Testverfahren zurückgegriffen werden. Die im Anhang Aaufgeführten Testverfahren wurden meistens für andere Beanspruchungen alsdie, die im Wasserbau auftreten, konzipiert. Es gibt nur wenige Verfahren, dieden Einfluss von, wenn auch kleinem, Geschiebe (∅ < 50 mm) auf die Abrasi-onsbeständigkeit prüfen können:• österreichische Geschiebetrommel, bzw. Trommel der Universität Wismar• Unterwassermethode (ASTM C 1138),• lineares bzw. kreisförmiges Gerinne

Um die Auswirkungen von grossem Geschiebe (∅max < 300 - 500 mm) beischleifender und rollender Bewegung auf den Verschleiss von z.B. Beton zu un-tersuchen, könnten die linearen bzw. kreisförmigen Gerinne mit grösseren Ab-messungen aufgebaut werden.

3.3 Ergebnisse der Begehung abrasiv beanspruchter Bau-werke

3.3.1 EinleitungIn den Jahren 1993/94 wurden diverse abrasiv beanspruchte Objekte begangen.Die Ergebnisse sind im Sachstandsbericht „Abrasionsbeständigkeit von Beton inhydraulischen Systemen“ festgehalten (TFB 1994) und werden hier überarbeitetpräsentiert.

Die Auswertung der Umfragen ergab, dass nur wenige Angaben über die Bean-spruchung (Wasser-, Geschiebeführung) des Betons, die Eigenschaften des Be-tons und die daraus entstandenen Schäden vorliegen. Jedes Bauwerk und zusätz-lich z.T. diverse Bauteile eines Bauwerks unterscheiden sich in Hinblick auf dieKenntnis der Belastung und Betonqualität. Folglich können nur grobe Angabenüber den Abrasionsmechanismus und den Abrasionswiderstand von Beton ge-macht werden. Neben der Betonzusammensetzung beeinflusst die Verdichtung,eine Oberflächenbehandlung und die Nachbehandlung des Betons den Ver-schleiss.

Wegen der nicht ausreichend vorhandenen Angaben über die Betonzusammen-setzung sowie die Belastung war eine Einteilung der Schadensfälle nach Scha-denmechanismen nicht möglich. Es wurde eine Klassifikation der Schadensfällein Abhängigkeit vom Bauwerkstyp und damit indirekt der Verschleissrate durch-geführt, die jedoch auch als grobe Einteilung der noch nicht näher geklärtenSchadenmechanismen betrachtet werden kann. Abschliessend wird der Einflusseines chemischen Angriffs auf den Verschleiss betrachtet und Folgerungen gezo-gen.


Mit Bezug auf die grossflächige (nicht lokale) Verschleissrate werden folgendeBauwerkstypen bzw. dort typischerweise auftretende Schadensfälle unterschie-den:• Flussbauwerke• Wildbachverbauungen• Grundablässe, Rinnen mit befestigter Sohle, Tosbecken, Geschiebeumleit-

stollenIn dieser Reihenfolge nimmt im Allgemeinen die Abrasivbelastung zu.

In einem weiteren Abschnitt werden Bauwerke mit primär lokalen Schäden vor-gestellt.

3.3.2 Flussbauwerke im MittellandEin gut eingebrachter und ausreichend nachbehandelter Beton B 40/3011 wider-steht in Flussbauwerken, in Wehren und Schwellen im Allgemeinen Fliessge-schwindigkeiten bis 6 m/s mit üblicher (geringer) Geschiebeführung und auchz.T. bei Hochwässern mit mehr und grösserem Geschiebe mit maximalenDurchmessern von 10 bis 20 cm (Kraftwerk Lebnitz, Wehr Pfäffikersee, AbsturzTöss bei Hard, diverse Tösswehre, Bachofner 1988, Hallauer 1988). In Öster-reich wird dieser Beton als Höchstwertbeton bezeichnet und für diese Einsatzge-biete empfohlen (Werthmann 1998). Die Zementhaut des Betons und der Fein-mörtel zwischen den grossen Zuschlägen wird im Laufe der Jahre durch eineschleifende und stossende Beanspruchung sowie Frostbeanspruchung abgetragen,die grossen Zuschläge ragen dadurch hervor (Abb. 3.14). Der Verschleiss bleibtauf den Randbeton beschränkt und liegt im Allgemeinen im Mittel bei maximaletwa 1 mm pro Jahr.

Beton B 35/25 widersteht hier ebenfalls ausreichend lange der normalen Bean-spruchung. Bei grösseren Hochwässern können jedoch deutliche Schäden auf-treten.

Aussergewöhnliche Belastungen von Wehrrücken im Fluss infolge eines Umbausund anschliessend erhöhter Geschiebeführung (Flusswehr Lebnitz (Bachofner1988), Flusswehr Mettlach (Hallauer 1988) ) führten wegen der nicht planmässi-gen Belastungen vereinzelt zu deutlichen, den oben angegebenen Rahmen über-steigenden, Schäden.

11 diese Klassifikation der Betondruckfestigkeit ist in Anhang A erläutert


Abbildung 3.14: Oberflächlicher Verschleiss („Waschbeton“) an Beton an einer Wehr-krone.

Bei ungünstigen Strömungsbedingungen treten ebenfalls verstärkt Schäden auf(Abb. 3.15). Bei Flussbauwerken sind hier z.B. Fischtreppen und Tosbecken(siehe Abschnitt 3.3.4) zu nennen. An einer Fischtreppe bei Thusis entstandenauf den einzelnen Stufen wegen der durch die Wasserführung bedingten Rotationder eingelegten Blöcke starke Vertiefungen.

Bei der Neuerstellung von Kanalisationen wird den bisherigen Erkenntnissen da-durch Rechnung getragen, dass diese z.B. aus Beton B 50/40 erstellt werden, umder Abrasion und einem möglichen chemischen Angriff hinreichend lange zu wi-derstehen.


Abbildung 3.15: Mit Stahlblechen und Hochleistungsbeton instandgesetztes Tosbecken.Die Schäden traten infolge ungünstiger Strömungsbedingungen auf.Das Wasser zirkuliert mit relativ hoher Geschwindigkeit im Tosbek-ken, wobei die maximale Geschiebegrösse nur wenige Zentimeter be-trägt.

3.3.3 WildbachverbauungenIn Wildbächen und alpinen Flüssen unterliegen die Sperren im Allgemeinen ei-nem grösseren Verschleiss als bei Flussbauwerken (Palanggenbach, Nidlaubach,Lunger Laui, Aelauenenbach, etc.). Durch den Einsatz von hochwertigen Beto-nen mit Stahl bzw. Natursteinen als Kantenschutz kann der Verschleiss meistensauf im Mittel wenige Millimeter pro Jahr beschränkt werden. Der Verschleisswird vor allem durch wenige grössere Hochwasserereignisse im Jahr verursacht.

Als hochwertige Betone werden u.a. Stahlfaserbetone, Silicastaubbetone undPolymer(vergütete)-Betone eingesetzt. Zusätzlich wird die Oberfläche z.T. durchdas Einarbeiten von hartem Zuschlagsmaterial (u.a. Brechsand, Siliciumkarbid)vergütet. Zwischen den Kanteneisen findet eine muldenförmige Abrasion statt(Abb. 3.16), die auf einen geringeren Abriebwiderstand des Betons im Vergleichzum Stahl hinweist. Ohne Kanteneisen ist somit mit deutlich grösseren Abrasi-onsraten bei den hier eingesetzten Betonen zu rechnen. Das Schadensbild (Her-ausarbeiten der Zuschläge) entspricht in etwa dem des Betons von Wehren inFlussbauwerken. Bei starker Geschiebeführung werden die Zuschlägen abge-schliffen, d.h., die Betonoberfläche ist nur leicht gewellt. Der Verschleiss erfolgtdurch schleifende und stossende Beanspruchung.


Abbildung 3.16: Muldenförmige Abrasion auf einemWehrrücken.

Insbesondere bei unsachgemässem Einbetonieren der Kanteneisen kommt es zuVerbundproblemen zwischen Stahl und Beton (Abb. 3.17). Durch starke Schlägekönnen die Kanteneisen herausgerissen und nachfolgend verbogen werden (u.a.Nidlaubach ). Eine sorgfältige Verankerung und gute Qualität des Kantenschut-zes ist unerlässlich.

Abbildung 3.17:Verbundprobleme zwischen demKanteneisen und dem Beton bei einerWildbachsperre.

Die Wildbachsperren im oberen Teil der „Grossen (Giswiler) Laui“ stellen einenExtremfall einer Beanspruchung mit sehr hohen Verschleissraten (bis cm/Jahr)am Beton durch grosses Geschiebes (∅ bis 1 m) dar. Durch grosses Geschiebe,das nur während kurzer Perioden transportiert wird, wird der Beton grossflächig

Abgelöstes Kanteneisen


abgeschliffen, die Zuschläge ragen kaum heraus. Als Kantenschutz fungierenGranitsteine, die einen Verschleiss von wenigen Millimetern pro Jahr aufweisen.Die Kombination aus grossflächiger Verschleissrate und geringer linienförmigerAbrasion in z.B. den Fugen deutet auf eine relativ geringe Geschiebeführung imSand/Kiesbereich und eine dominante im dm-Bereich hin. Einer ähnlich starkenAbrasion unterliegen der Beton und die Natursteine in der Lungerer Laui durchwenige grosse Geschiebestösse bei Hochwasser. Der Beton wird linienförmigabgetragen (Abb. 3.18). Beim Schraubach wurde die Sohle wegen der starkenAbrasion mit 1 m³ grossen Granitsteinen „verkleidet“, da sich Betone und Spe-zialmörtel (Stahlfasermörtel) als zu wenig widerstandsfähig erwiesen. Die starkeBeanspruchung durch Geschiebe zeigt sich auch bei der Wasserfassung in SaasFee, bei der Verschleissraten von mehreren Zentimetern während 30 Jahren ander Pflasterung mit Gneisssteinen auftraten (Abb. 3.19).

Abbildung 3.18:Linienförmige Abrasion in einem Ge-rinne mit Betonsohle.

Einen Sonderfall der Abrasionsbelastung stellen Murgänge dar. Durch die hohenFeststoffgehalte (bis 60 Vol.%), die Fliessgeschwindigkeiten bis 15 m/s und diebewegten Kubaturen von bis zu mehreren 100‘000 m³ mit einzelnen Blöcken vonmehreren Kubikmetern (Haeberli et al. 1987) kommt es durch die Muren zustarken Abrasionsschäden bei den Verbauungen. Im Illgraben bei Susten beträgtder Verschleiss am Beton, der wahrscheinlich mit einem Zementgehalt von nur250 kg/m3 hergestellt wurde, mehrere Zentimeter pro Jahr (Abb. 3.20). NachUntersuchungen von Huber (1987) liegt bei Hochwasserereignissen der Geschie-begehalt von Wildbächen bei etwa 0.1 bis 1 Vol.% der Wassermenge und somitviel tiefer als bei Muren.


Abbildung 3.19: Abgeschliffener Gneiss in einer Wasserfassung

In der Regel widerstehen hochwertige Betone B40/30 bis B50/40 den Beanspru-chungen in Wildbächen. Bei extremen Beanspruchungen wurde der zu geringeVerschleisswiderstand der eingesetzten Betone deutlich.

Abbildung 3.20:Verschleiss an einer Sperre aus Beton.

3.3.4 Geschiebeumleitstollen, Grundablass, TosbeckenIn Geschiebeumleitstollen und Grundablässen (Geschiebeumleitstollen:Palagnedra, Amsteg, Runcahez; Grundablässe: Staumauer Orden, Staumauer Bä-renburg) tritt bei den wenigen und kurzen Beanspruchungen ein grosser Ver-schleiss durch prallenden und schleifenden Angriff auf. Die Verschleissrate kann


hier im Bereich von Zentimetern pro Stunde liegen. Es werden Betone mitDruckfestigkeit zwischen 50 und 80 N/mm2 eingesetzt. Im Geschiebeumleitstol-len an der Stauanlage Pfaffensprung wurde Beton mit Tonerdeschmelzzementund Basaltzuschlag eingesetzt, der nach 28 Tagen eine Würfeldruckfestigkeit vonetwa 70 N/mm² erreichte. Dieser Beton unterliegt dennoch einem so starkemVerschleiss, dass jeweils innerhalb weniger Jahre nach Instandsetzungen erneutReparaturen notwendig sind. Bei Instandsetzungen ist auf einen guten Verbundzwischen dem Neubeton und dem Altbeton besonders zu achten.

Zum Teil wurden und werden die beanspruchten Flächen mit Stahlprofilen,-platten und Eisenbahnschienen (Abb. 3.21) und Schmelzbasaltplatten (Grun-dablass Staumauer Orden, Geschiebeumleitstollen Runcahez, Palagnedra) ver-kleidet. Dadurch kann die Abrasion nicht gestoppt, jedoch teilweise das Scha-denausmass reduziert werden.

Abbildung 3.21: Ehemaliger (oben) und heutiger (unten) Schutz eines Grundablassesan einer Bogenmauer durch Eisenbahnschienen.


Abbildung 3.22: Schleifend und stossend beanspruchter Beton in einem Geschiebeum-leitstollen (oben) sowie Schmelzbasalt auf einem Wehrrücken (unten).


Durch grobes Geschiebe wird in grossen Teilen der Stollen der Zuschlag und dieMatrix des Betons gleichmässig oder ungleichmässig abgeschliffen (Abb. 3.22).Vereinzelte Abplatzungen durch eine stossende Beanspruchungen sind ebenfallszu verzeichnen. Je nach Bauwerk und Belastung kann das Schleifen und/oderPrallen des Geschiebes die Hauptschadensursache sein. Der Verschleiss ist mei-stens auf die Sohle und, in einem geringeren Mass, auf die untersten Dezimeterder Wände begrenzt (Abb. 3.23). Das für die Abrasion massgebliche grosse Ge-schiebe wird durch die Strömung kaum emporgehoben oder an die Wände ge-schleudert.

Abbildung 3.23: Geringer Verschleiss an einer Wand und erheblicher Verschleiss desSohlbetons in einem Geschiebeumleitstollen

Der grössere Verschleisswiderstand von manchen Natursteinen im Vergleich zuBeton zeigt sich deutlich im Geschiebeumleitstollen Runcahez, wo mehrere dmgrosse Blöcke einbetoniert wurden. Wird der Beton zwischen den Natursteinenzu weit abradiert, so wird der an sich noch intakte Naturstein als ganzes heraus-gelöst und es bildet sich ein grosses Loch.

Durch fortschreitende Abrasion entstehen aus lokalen Schädigungen langgezoge-ne Rinnen (Abb. 3.18). Diese können mehrere Meter Tiefe erreichen (Geschie-beumleitstollen Palagnedra).


Die Art der Beanspruchung ist sehr sorgfältig zu studieren, um z.B. einer pral-lenden Beanspruchung bei einem spröden Werkstoff wie Schmelzbasaltplatten(Abb. 3.24) vorzubeugen. Werden dennoch einzelne Platten herausgeschlagen,führt diese zunächst lokale Schädigung mit der Zeit zu einem immer weiter aus-gedehnten Schaden. Die unterstrom liegenden Platten werden ebenfalls herausge-schlagen. Bei diesen bestimmt die Verbundfestigkeit zum Untergrund den Abra-sionswiderstand und nicht die Platten selber. Bei nicht völlig dicht aufliegendenund teilweise bereits freiliegenden Platten kann sich zusätzlich ein Wasserdruckzwischen Platte und Beton aufbauen.

Abbildung 3.24: Prallverschleiss und zusätzlich herausgeschlagene Platten an einemspröden Werkstoff (Schmelzbasaltplatten).

Durch die Abrasion kann es zur Beeinträchtigung der Gebrauchstauglichkeit derBauwerke kommen. Im Bereich des Wandfusses müssen Vorkehrungen getroffenwerden, um eine Unterspülung der Wand zu vermeiden. Beim Geschiebeumleit-stollen Amsteg müssen ständig Reparaturen durchgeführt werden, um den Erhaltdes Bauwerks zu gewährleisten. Ein auch nur in Teilbereichen vollständiger Ver-schleiss der Sohle eines Stollens könnte bei einem teilweise wenig tragfähigemGebirge zum Einsturz eines Stollens führen.


Ein Vergleich der jährlichen Feststoffgehalte im Alpenrhein (beim Zufluss Bo-densee etwa 3 Mio m³ Schwebstoffe und 0.1 Mio m³ Geschiebe, Vischer & Hu-ber 1993) mit denjenigen der Geschiebeumleitstollen zeigt, dass nicht der Fest-stoffgehalt bzw. das Geschiebevolumen alleine die grossen Abrasionsschädenverursacht. Vielmehr kommt der Fliessgeschwindigkeit und der Geschiebegrössedie grösste Bedeutung zu.

Im Tosbecken der Staustufe 2 am Lech traten ebenfalls wegen einer ungünstigenAnordnung der Zähne Auskolkungen auf. Ein Umbau der Zähne zur Reduktionder abrasiven Belastung (Abb. 3.15) und der Einsatz von hochfestem Beton(mittlere Druckfestigkeit > 70 N/mm2) wurden die Abrasionsschäden minimiert(Kalusa 1999). Holland et al. (1986) und Holland & Gutschow (1987) verweisenebenfalls auf den hohen Abrasionswiderstand von Betonen mit Druckfestigkeitenvon ca. 100 N/mm2 in Tosbecken. Werthmann (1999) berichtet vom Einsatz ei-nes Betons mit einer mittleren Druckfestigkeit von 55 N/mm2 mit synthetischenHartzuschlägen und Stahlfasern im Wehrbereich und Tosbecken in den österrei-chischen Alpen. Erfahrungen über die Dauerhaftigkeit liegen jedoch noch nichtvor.

Bei Bauwerken mit hoher abrasiver Belastung werden auch vereinzelt Betone mitTonerdezement anstelle des sonst üblichen Zements auf Basis eines Portlandze-mentklinkers verwendet. Der Tonerdezement ist nicht in der europäischen Ze-mentnorm (EN 197-1) aufgenommen worden, da es früher damit verschiedeneSchadensfälle gab, die auf eine nicht auf den Zement angepasste Betonrezepturund Verarbeitung zurückzuführen sind. Beim richtigen Einsatz von Beton aufBasis Tonerdezement (z.B. w/z-Werte ≤ 0.40) und ggf. speziellen Hartzuschlä-gen kann dieser Beton einen hohen Verschleisswiderstand aufweisen (NN 1997).Diese Betone zeigen eine sehr schnelle Entwicklung der Druckfestigkeit. Nach 1Tag wird bereits eine Druckfestigkeit von etwa 60 bis 70 N/mm2 erreicht, die inetwa der Endfestigkeit entspricht, d.h. Bauteile aus diesen Betonen können sehrschnell genutzt werden. In der Schweiz ist u.a. im Stollen am Pfaffensprung Be-ton mit Tonerdezement verwendet worden.

3.3.5 Weitere lokale SchädenPrallstrahlverschleiss wurde bei der Wasserfassung Riedbach besonders deutlich,bei der es sich um ein Tirolerwehr handelt. Hier erfolgt die Wasserentnahme übereinen Gitterrost am Gerinneboden. Das einströmende Wasser prallt zusammenmit Geschiebe bis etwa 2 cm Grösse unter einem stumpfen Winkel auf Beton aufund führt so zu beträchtlichen Schäden. Ähnliche Schadensmechanismen wurdenbei den Wasserfassungen Bertol, Tsidjore und Ferpècle beobachtet. Dort pralltWasser mit Abrasivstoff in Kiesgrösse aus mehreren Metern Höhe auf Stahl und


Beton auf. Die Umlenkung der Fliessrichtung führt hier zu einem lokal grossenPrallstrahlverschleiss an Beton und Stahl (Abb. 3.25). Natursteinverkleidungenund Stahlprofile (Eisenbahnschienen) wurden eingesetzt, da bisher mit üblichenBetonen kein ausreichender Abrasionswiderstand erzielt werden konnte.

Einem Prallstrahlverschleiss unterliegt der Beton in einem Überlaufbecken inSaas Fee. Bei Hochwasser wird Geschiebe mit Durchmessern bis wenige dmüber eine Leitwand gehoben und fällt anschliessend auf die Sohle des Überlauf-beckens (Abb. 3.26).

Die deutliche linienförmige Abrasion im Gneiss bei der Fassung Tsidjiore (Abb.3.27) wird auf die kombinierte Wirkung von Wasser mit Sand und Kies und einehohe Geschwindigkeit zurückgeführt. Die Fugen werden nur im Sohlbereichabradiert. An den Wänden sind die Fugen intakt. Die Abrasion ist auf den Sohl-bereich beschränkt.

Abbildung 3.25: Ansicht und Detail eines mit Eisenbahnschienen geschützten Tiroler-wehrs. Die zwischen den Schienen eingeklemmten Steine geben derdarunter liegenden Fixation der Schienen einen gewissen Schutz vordem Abschliff durch feinere Partikel. Folgende Phänomene sind zubeobachten:1) Die Abrasionsspuren unmittelbar nach dem Gefällsknick weisen

auf die erhöhte Belastung hin.2) Der Gefälllsknick führt zu einem seitlichen Ausweichen und damit

zu einer lokal erhöhten Abrasionsbelastung auf der Seitenwand.3) Ausser beim Gefällsknick ist die Abrasionsbelastung auf die Sei-

tenwand gering und der verwendete Normalbeton weist keine nen-nenswerten Schäden auf.

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3


Abbildung 3.26: Prallstrahlverschleiss hinter der Leitwand aneiner Wasserfassung. Durch Wasser über dieLeitwand transportiertes Geschiebe fällt hinterder Leitwand auf die Betonsohle und beschä-digt diese.

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Abbildung 3.27: Abrasion von Naturstein ① durch Wasser hoher Fliessgeschwindigkeitund Geschiebe mit kleinem Durchmesser. Im Strömungsschatten derEisenbahnschienen ist die Abrasion geringer ②. Der Abrasionswider-stand der Mörtelfuge ③ ist deutlich geringer als derjenige des Natur-steins. Fliessrichtung von links nach rechts.


3.3.6 Chemischer AngriffEine chemische Korrosion des Betons ist zumeist von untergeordneter Bedeutungund führt zumeist zu geringen Schädigungen des Betons (Hangleitung Bles beiMadris (Avers), Geschiebeumleitstollen Wassen, Druckschacht Albigna, Frei-spiegelstollen Kraftwerke Hinterrhein). Im Regelfall ist das durch den chemi-schen Angriff bedingte Schadensausmass geringer als das durch den mechani-schen Verschleiss, jedoch verstärkt es den Verschleiss. Durch eine zweckmässigeWahl der Betonausgangsstoffe können die durch den chemischen Angriff be-dingten Schäden verringert werden (Abschnitt 2.5).

4. Versuche im Stollen Runcahez 43

4 Versuche im Stollen Runcahez

4.1 Standort

4.1.1 Anforderungen an einen Versuchs-StandortDie auf ein Bauwerk einwirkenden Abrasionsbelastungen sind bei starkbeanspruchten Bauwerken nicht hinreichend bekannt, um sie im Labor mitvertretbarem Aufwand nachbilden zu können. Die einzige aussagekräftigeMöglichkeit zur Erprobung von neuen Werkstoffen zum Schutz vorAbrasionserosion durch grosses Geschiebe stellen damit Versuche imNaturmassstab dar. Anhand der im Laufe der Zeit eintretenden Schäden lassensich dann die verschiedenen Materialien hinsichtlich ihrer Abrasionsresistenzvergleichen und der für die entsprechenden Materialien geeignete Einsatzbereichermitteln.Ein geeignetes Versuchsobjekt muss folgende Bedingungen erfüllen:1) Auf alle Versuchsfelder muss dieselbe Belastung wirken. Dazu müssen

sämtliche Testfelder demselben Geschiebetransport und einer möglichstidentischen Strömung ausgesetzt sein. Dabei muss berücksichtigt werden,dass sich das Geschiebe auch bei ebener Sohle oft ungleichmässig über dieQuerschnittsbreite verteilt.

2) Die Einsatzgrenzen der verschiedenen Werkstoffe können nur ermitteltwerden, wenn innerhalb der Versuchsdauer auch wirklich Abrasionsschädenauftreten. Damit dies auch bei der Wahl von hochwertigen Werkstoffeneintritt, muss der Testort eine sehr hohe Abrasionsbelastung aufweisen.

3) Die Testfelder müssen zugänglich sein sowohl zum Einbau der Testbetone alsauch zur periodischen Erhebung der eingetretenen Schäden.

4) Sowohl der Abfluss als auch die Geschiebefracht müssen genügend genaubestimmbar sein, damit die Resultate auf andere Standorte übertragen werdenkönnen.

4.1.2 Geschiebeumleitstollen RuncahezMit dem Geschiebeumleitstollen beim Ausgleichsbecken Runcahez derKraftwerke Vorderrhein (KVR) konnte ein Bauwerk gefunden werden, welchesalle Anforderungen erfüllt. Zudem waren die KVR und die NOK bereit, sich alsPartner am Projekt zu beteiligen.Der Umleitstollen hat die Aufgabe, das Geschiebe des Rein da Somvitg um dasAusgleichsbecken Runcahez der KVR herumzuführen (Vischer et al. 1997). ImNormalfall ist der Stolleneinlauf durch eine Segmentschütze verschlossen undalles Wasser gelangt ins Ausgleichsbecken (Abb. 4.1). Bei hohen Abflüssen setztim Rein da Sumvitg massiver Geschiebetrieb ein. Um das Ausgleichsbecken vorVerlandung zu schützen, wird die Schütze bei Hochwasser geöffnet und der ganzeFluss durch den Geschiebeumleitstollen um das Becken herum geführt.


Seit der Inbetriebnahme des Stollens im Jahre 1962 sind immer wieder massiveAbrasionsschäden aufgetreten. Dies zeigt, dass das Bauwerk, besonders gegen dasEnde der Steilstrecke, einer sehr grossen Abrasionsbelastung ausgesetzt ist (Abb.5.2). Die Versuchsstrecke wurde unmittelbar nach der Steilstrecke und derHorizontalkrümmung des Stollens angeordnet (Abb. 4.1). Damit schliesst sie aneinen im gleichen Jahr erstellten Sohlschutz aus Schmelzbasaltplatten an,wodurch teilweise ein Vergleich dieser beiden Materialien möglich wird. Dieeinzelnen Testfelder sind 10 m lang und erstrecken sich über die ganzeStollenbreite von 3.8 m (Abb. 4.2). Damit ist sichergestellt, dass auch bei einerüber die Breite ungleichen Geschiebetransportrate alle Felder demselbenGeschiebetrieb ausgesetzt sind. Die Einbautiefe von 0.3 m (bzw. 0.2 m beimPolymerbeton) erforderte das Abtragen der bestehenden Stollensohle am Rand,sowie die Reprofilierung mit Normalbeton in der Mitte des Querprofils. Dieeinzelnen Felder sind durch Stahlprofile voneinander getrennt, um eineSchadensausbreitung ins nachfolgende Feld zu verhindern. Der Einbau erfolgte imFrühjahr 1995 (Winkler et al. 1997).

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Abbildung 4.1: Geschiebeumleitstollen Runcahez: Lage der Teststrecke undLängenprofil im Bereich der Testfelder. Die 5 Felder sind jeweils 10m lang und erstrecken sich über die ganze Stollenbreite.


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Abbildung 4.2: Querprofil in der Teststrecke. An Stelle der gewölbten wurde neueine ebene Sohle eingebaut.

4.2 Belastung der TestfelderZur Beurteilung des Schadensfortschritts in den Testfeldern und für dieÜbertragbarkeit der Resultate auf andere Standorte wurden die massgebendenhydraulischen und hydrologischen Parameter bestimmt. In diesem Abschnittwerden die wichtigsten Belastungsdaten wiedergegeben. Die vollständigeDokumentation der Messungen sowie eine detaillierte Beschreibung derdurchgeführten Arbeiten finden sich im Anhang B.

4.2.1 BetriebsdauerIm Normalfall ist der Stolleneinlauf durch eine Segmentschütze verschlossen undalles Wasser gelangt ins Ausgleichsbecken. Übersteigt der Zufluss 30 m3/s, sowird die Deckschicht der Flusssohle aufgerissen und es setzt massiverGeschiebetrieb ein. Während dieser Zeit wird die Schütze vollständig geöffnetund der gesamte Rein da Sumvitg fliesst im Freispiegelabfluss durch denGeschiebeumleitstollen.Die Betriebsdauer des Stollens beschränkt sich damit auf wenigeHochwasserspitzen pro Jahr (Abb. 4.3), während denen die Sohle einer sehrstarken Abrasionsbelastung ausgesetzt ist. Die kurze Betriebsdauer (Abb. 4.4)verringert die Abrasionsbelastung im Stollen nicht, denn in der übrigen Zeitherrscht kein nennenswerter Geschiebetrieb, so dass auch ohne Wasserentnahmekeine Abrasion stattfinden würde.


Die Pegelmessungen der KVR im Vorbecken erfassen die Pegelstände, wie sie beigeschlossener Schütze auftreten. Sie dokumentieren damit auch dieÖffnungszeiten der Schütze seit der Inbetriebnahme des Geschiebeumleitstollensim Jahre 1962. Die Daten sind, bis zur Umstellung auf die elektronischeSpeicherung im Jahre 1993, vollständig vorhanden. Zur Messung derHochwasserabflüsse wurde im Rahmen dieses Projekts eine neueAbflussmessstation eingerichtet (Abschnitt 4.2.3). Damit steht eine 31 jährigeMessreihe zur Verfügung, welche zusammen mit den Daten während derVersuchsdauer zur Berechnung der Geschiebefracht herangezogen wird(Abschnitt 4.2.5, Anhang B).

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Abbildung 4.3: Anzahl unabhängige12 Hochwasserereignisse pro Jahr im Geschiebe-umleitstollen Runcahez. Erfasst wurden nur Ereignisse, bei denen zuBeginn der Schützenöffnung ein Abfluss von mindestens 30 m3/s 13

vorhanden war. Für die Jahre 1993 und 1994 liegen keineMessungen vor.

12 Ein Hochwasserereignis gilt dann als unabhängig, wenn seit der letzten Schützenöffnungmindestens 24 Stunden verstrichen sind. Folgen sich verschiedene Schützenöffnungen inkürzeren Abständen, so gelten sie als ein einziges Ereignis. Diese Definition verhindert, dass beivorzeitigem Schliessen und darauffolgendem Wiederöffnen der Schütze ein einziges, längerdauerndes Hochwasserereignis als mehrere, kurze Ereignisse in der Statistik erscheint.13 Bei diesem Abfluss setzt Geschiebetrieb ein, und der Stollen wird in Betrieb genommen.Wird der Stollen für Revisionen am Rechen oder der Triebwasserleitung bei Trockenwetter inBetrieb genommen, so herrscht ein kleinerer Abfluss und kein nenneswerterGeschiebetransport.


Die statistische Auswertung für die Periode von 1962 bis 1992 und von 1995 bis1999 ergibt folgende Werte (Anhang B):

Mittlere, jährliche Betriebsdauer 12.3 [h]Mittlere Anzahl Hochwasserereignisse pro Jahr 2.3 [-]

Jahr

Be

trie

bsd

au

er

[h]

0

10

20

30

40

50

60

19

60

19

70

20

00

19

80

19

90

Abbildung 4.4: Jährliche Betriebsdauer im Geschiebeumleitstollen Runcahez.Erfasst wurden nur Ereignisse, bei denen zu Beginn derSchützenöffnung ein Abfluss von mindestens 30 m3/s vorhanden war.Für die Jahre 1993 und 1994 liegen keine Messungen vor.

4.2.2 FliessgeschwindigkeitDie Fliessgeschwindigkeit des Wassers stellt einen wesentlichen Parameter derAbrasionsbelastung dar. Sie wurde mit eindimensionalen Staukurvenberechnun-gen des gesamten Geschiebeumleitstollens bestimmt (Abb. 4.5 und Anhang B2).In der Steilstrecke am Stollenanfang wird das Wasser auf bis zu 16 m/sbeschleunigt. Die 50 m lange Teststrecke liegt unterhalb der Steilstrecke imanschliessenden flacheren Stollenabschnitt. Die maximale Fliessgeschwindigkeitverringert sich bei einem Abfluss von 120 m3/s um ca. 9 % von 13.4 m/s amAnfang auf 12.3 m/s am Ende der Versuchsstrecke. Damit ist die Belastung aufalle Testfelder weitgehend identisch.


0

4

8

12

16

20

0 200 400 600

120 m3/s

100 m3/s

80 m3/s

60 m3/s

40 m3/s

20 m3/s

Flie

ssge

schw

indi

gkei

t [

m/s

]

Distanz ab Stolleneingang [m]

234T

est-

Str

ecke

184

Abbildung 4.5: Berechnete Fliessgeschwindigkeiten entlang des Stollens inAbhängigkeit vom Durchfluss.

4.2.3 AbflussZur Abschätzung der auf die Testflächen einwirkenden Belastung, zurBestimmung des Geschiebetriebs und zur Übertragbarkeit der Versuchsresultateauf andere Bauwerke muss der Durchfluss im Stollen bekannt sein.Am Rein da Somvitg existierte bisher keine Abflussmessung. Mit dembestehenden Pegel der KVR können nur Wasserspiegel im Vorbecken gemessenwerden, wie sie bei geschlossener Schütze auftreten. Bei geöffneter Schütze liegtder Spiegel im Kanaleinlauf tiefer, so dass für die Durchflussmessung im Stolleneine neue Pegelmessung installiert werden musste.Damit vom gemessenen Pegel auf den Durchfluss geschlossen werden kann, mussein Ort mit einer eindeutigen Pegelrelation gefunden werden. Dazu wurde dieStrömung im Einlaufbereich des Stollens durch Lösung der 2-dimensionalen,tiefengemittelten Navier-Stokes Gleichungen für verschiedene Abflüsse berechnet(Anhang B3). Durch die Berechnung verschiedener Verlandungsszenarien wurdesichergestellt, dass Veränderungen der Flusssohle die Messung nicht verfälschen.


Auf der rechten Seite, 2.2 m vor dem Stolleneinlauf konnte ein geeigneter Ort fürden Pegel gefunden werden. Die Umrechnung der gemessenen Drücke in dengesuchten Abfluss mit der Pegelrelation von Gleichung (1) ist in Abb. 4.6dargestellt. Die Pegelmessung erfolgt in einer durch eine gelochte Stahlplatteabgegrenzten Nische in der rechten Seitenwand mit einem driftarmenDrucksensor. Die gemessenen Abflussganglinien während des Betriebs desStollens finden sich in Anhang B1.

Q h h h h= − + × + × − × + ×155 452 37 5 26 3 552 3 4. . . . . für h > 0.2 [m] (1)

wobeiQ = Abfluss [m3/s]h = Wassertiefe [m über Sohle]

0

50

100

150

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5

Abf

luss

[m3 /s

]

Abflusstiefe [m]

Abbildung 4.6: Pegelrelation zur Umrechnung der gemessenen Wasserspiegel in diegesuchten Abflüsse. Eingezeichnet sind alle berechnetenWasserspiegel für die untersuchten Verlandungsszenarien und diePegelrelation gemäss Formel (1)


4.2.4 Transportiertes GeschiebeEin weiterer wesentlicher Parameter zur Abschätzung der auf die Versuchsfeldereinwirkenden Belastung und insbesondere für die Übertragbarkeit der Versuchs-resultate auf andere Bauwerke ist die Grösse des transportierten Geschiebes.Die Bestimmung der Korngrössenverteilung durch Linienproben (Fehr 1987]ergibt die Kornverteilungskurve von Abbildung 4.7 mit folgenden charakteristi-schen Grössen:

d50 = 0.16 [m]dmittel = 0.23 [m]d9014 = 0.53 [m]dmax15 = 1.20 [m]

Das transportierte Geschiebe ist mit einem mittleren Durchmesser von 0.23 m undeinem Maximalkorn von 1.2 m Durchmesser sehr grob, was zusammen mit denhohen Fliessgeschwindikgeiten die sehr hohe Abrasionsbelastung im Stollenergibt. Zudem sind vor allem die gröberen Komponenten meist kantig bis schlechtgerundet und sie weisen einen hohen Quarzgehalt auf.

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

0 20 40 60 80 100 120

Analyse 1

Analyse 2

Mittelwert

Unt

ersc

hrei

tens

wah

rsch

einl

ichk

eit

bezo

gen

auf

Gew

icht

[-]

Durchmesser (cm)

Abbildung 4.7: Kornverteilungskurve des transportierbaren Geschiebes.

14 Dieser Wert entspricht dem mittleren Durchmesser in der Deckschicht.15 Daneben finden sich im Flussbett noch grössere, von den Talflanken eingetrageneFelsbrocken. Sie haben keinen Einfluss auf die Belastung des Stollens, so dass sie nicht weiterberücksichtigt werden.


4.2.5 GeschiebetriebEine direkte Messung des Geschiebetriebs ist nicht möglich, weshalb die nachfol-gend beschriebene Berechnung durchgeführt wurde:

I Bestimmung der totalen GeschiebefrachtZuerst wird die während der gesamten Versuchszeit transportierteGeschiebefracht berechnet. Dazu wird die mittlere, jährliche Geschiebefracht mitverschiedenen Methoden abgeschätzt und anhand der mittleren, jährlichenBetriebsdauer der durchschnittliche Geschiebetrieb im Stollen berechnet.Aus Angaben des Kieswerks in Rabius und aus der Analogie zu einem möglichstähnlichen Einzugsgebiet mit guten Kenntnissen des Geschiebetransports(Rabiusa) wurde die mittlere, jährliche Geschiebefracht Fj in Runcahez zu 8'400Tonnen pro Jahr berechnet (Anhang B5).Die Versuchsdauer ist zu kurz, als dass diese mittleren Jahreswerte direkt zurBestimmung der totalen Geschiebefracht verwendet werden dürften. Statt dessenwerden die Aufzeichnungen zum Betrieb des Stollens seit seiner Inbetriebsetzungim Jahre 1962 herangezogen. Weil bis zum Beginn der Versuche keineAbflussmessungen vorliegen, kann anhand der Öffnungsdauer der Schützelediglich der durchschnittliche Geschiebetrieb berechnet werden. Er beträgt 185kg/s.

II Totale Geschiebefracht seit Inbetriebnahme der VersuchsfelderAnhand der Betriebsdauer seit dem Beginn der Versuche im Jahre 1995 und demmittleren Geschiebetrieb wird die totale Geschiebefracht Fv für die Versuchsdauerauf 28.3×103 Tonnen berechnet.

III GeschiebetransportkapazitätDie seit der Inbetriebnahme der Versuchsstrecke gemessenen Hochwasserabflüsseerlauben die Berechnung der Geschiebetransportkapazität Gber für jedes einzelneEreignis.Die Transportkapazität beschreibt, wie viel Geschiebe bei welchem Abfluss vomFluss gerade noch transportiert werden kann. Sie liefert damit einen oberenGrenzwert des Geschiebetriebs in Abhängigkeit vom Durchfluss. Die Berechnungnach Bezzola et al. [1996] ergibt folgende Funktion (Anhang B5):

Gber= 0 für Q ≤ 30.1 [m3/s] (2a)

20046.05.14434 QQGber ×−×+−= für Q > 30.1 [m3/s] (2b)

Der berechnete Transportbeginn liegt bei 30.1 m3/s. Er stimmt gut mit derBeobachtung der KVR überein, wonach sich das Wasser ab einem Abfluss von 20m3/s trübt und ab 30 m3/s Geschiebetrieb einsetzt.


IV Berechnung der GeschiebetransportfunktionDer Vergleich der während der Versuchsperiode total vorhandenenTransportkapazität mit der unter Punkt II berechneten, totalen Geschiebefrachtwährend der Versuchsperiode gibt an, welcher Anteil der Transportkapazität imDurchschnitt ausgenutzt wurde. Er liegt bei 45 % (Gleichung 7, Anhang B5).Durch die Multiplikation der Transportkapazität mit diesem Wert erhält manfolgende Transportfunktion:

G = 0 für Q ≤ 30.1 [m3/s] (3a)200208.054.6196 QQG ×−×+−= für Q > 30.1 [m3/s] (3b)

V Geschiebefracht der einzelnen HochwasserereignisseMit der kalibrierten Transportkapazität nach Gleichung 3 werden die Geschiebe-frachten der einzelnen Hochwasserereignisse bestimmt. Nicht berücksichtigtbleiben dabei Schwankungen in der Geschiebeführung, wie sie selbst beikonstantem Abfluss auftreten. Mit dem aus der Abflussmessung bekanntenStollendurchfluss und der Geschiebetransportfunktion wurde jedem Hochwassereine Geschiebefracht zugeordnet (Abb. 4.8 und Tab. B1c). Dies erlaubt eineKorrelation des Schadensverlaufs in den Testfeldern mit der aufgetretenenAbrasionsbelastung.

Für die gesamte Versuchsdauer ergeben sich folgende Kennwerte:

Total über die Teststrecke transportierte Geschiebefracht: 39.5 [103 Tonnen]Mittlerer Geschiebegehalt des Abflusses im Stollen: 0.31 [Gew. %]

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Abbildung 4.8: Wasserfracht und Geschiebetrieb der einzelnen Hochwasserereignisseseit der Inbetriebnahme der Versuchsfelder.

Fra

cht


4.3 Abrasionsschäden im Geschiebeumleitstollen Runcahez Anfangs der 60er-Jahre wurde der Geschiebeumleitstollen erstellt. Schäden an der aus Spezial- und Normalbeton bestehenden Tunnelsohle traten wahrschein-lich bereits wenige Jahre nach der Fertigstellung, sicher ab Ende der 70er-Jahre, auf. Die Schäden wurden fortwährend lokal ausgebessert. Der Schadensfort-schritt konnte jedoch nie deutlich reduziert werden. In der Stollensohle findet ei-ne Rinnenbildung statt, die teilweise bis in das darunter liegende Gestein reicht. Die Zuschläge ragen leicht aus der Betonoberfläche heraus. Es liegt eine schlei-fende und stossende Beanspruchung vor. An den Stollenwänden sind kaum Spu-ren von Verschleiss sichtbar. Nur in den unteren Partien ist die Zementsteinhaut des Betons abradiert worden. Durch die Kraftwerke Vorderrhein AG (KVR) wurden im März 1995 Bohrkerne aus der Sohle des Geschiebeumleitstollens entnommen und durch die TFB unter-sucht. Die Kerne stammen aus Partien aus Normalbeton und Spezialbeton. Diese Betone wurden zu Beginn der 60er-Jahre bei der Erstellung des Geschiebeumleit-stollens eingebracht. Beim Spezialbeton wurde circa 500 kg/m³ Portlandzement verwendet. Die Sieblinie wurde folgendermassen zusammengestellt: 40 % Natur-sand 0/8 mm, 5 % Brechsand 0/5 mm und vom Hartsplitt (Basalt) 20 % in der Fraktion 0/15 mm und 35 % 15/35 mm. Bei beiden Betonsorten wiesen die Bohrkerne z.T. grosse Lunker auf. Verschiedentlich vermittelten sie den Ein-druck von Dränbeton. Die sehr porösen Kerne wurden zusammen mit „intakten“ Kernen zur Bestimmung der Druckfestigkeit herangezogen. Die „intakten“ Kerne weisen deutlich höhere Festigkeiten als die porösen Kerne auf (Tabelle 4.1). Durch den Einsatz von gebrochenem Basaltzuschlag sind die Bruchenergie und die Rohdichte von gering porösen (intakten) Kernen der Spezialbetone höher als die des Normalbetons. Die vielen Lunker zeigen deutlich, dass ein unsachgemäs-ser Einbau die Betoneigenschaften entscheidend verschlechtern kann.

Tabelle 4.1: Eigenschaften der ca. 30 Jahre alten Betone im Stollen Runcahez. Die 28 Tage-Druckfestigkeiten fcw28 der „intakten“ Bohrkerne wurden geschätzt.

Eigenschaft Einheit Spezialbeton Normalbeton Druckfestigkeit1 [N/mm²] 47.0 ± 20.8

(intakt: 70) (fcw28 ≤ 45)

52.9 ± 16.5 (intakt: 60) (fcw28 ≤ 40)

Elastizitätsmodul1 [kN/mm²] 33.4±3.5 29.2 ± 4.5 Bruchenergie2 [J/m²] 269 ± 72 215 ± 24 Rohdichte1 [kg/m³] 2489 ± 39 2510 ± 8 Porosität1 [%] 13.36 ± 1.63 10.63 ± 0.98 füllbare1 Poren [%] 12.10 ± 0.51 10.14 ± 0.85

1 ∅ = 50 mm und l ��2 ∅ = 100 mm


4.4 Durchführung der Versuche

4.4.1 Allgemein Seitens der NOK wurden zu Beginn der 90er-Jahre verschiedene Varianten zur Sanierung der Stollensohle geprüft. Das unbefriedigende Verhalten der früher eingebauten Normal- und Spezialbetone führte dazu, dass seitens der NOK und der KVR Interesse am Einbau von Hochleistungsbetonen in der Flachstrecke, d.h. an Versuchen im Rahmen des Forschungsprojekts, bestand. Die Instandset-zung des stark abrasionsgeschädigten Steilbereichs des Stollens sollte mit Schmelzbasaltplatten vorgenommen werden. An den Beton wurden folgende Anforderungen gestellt: • Möglichkeit der Herstellung in einem normalen Betonwerk • gute Verarbeitbarkeit • hohe Verschleissbeständigkeit. Gemäss KVR findet im Winter Eisbildung maximal bis 100 m in den Stollen hinein, d.h. nicht im Bereich der Teststrecken, statt. Folglich wurde die Frostbe-ständigkeit der Betone nicht weiter beachtet16. Die Betone sollen jeweils in durch Stahlprofile abgetrennte Felder eingebracht werden. Das in Fliessrichtung gesehen erste Feld schliesst direkt an die mit ei-nem Stahlprofil abgeschlossene Auskleidung mit Schmelzbasaltplatten an. Jedes Versuchsfeld ist 10 m lang und etwa 3.8 m breit. Bei der Festlegung der Schicht-dicke der zu betonierenden Teststücke bei den Hochleistungsbetonen wurde von einem Verschleiss von Millimetern bis Zentimetern pro Jahr ausgegangen. Eine Mindestdicke des Betons von 20 cm (soll 30 cm) wurde gewählt. Ausbruchsstel-len, die deutlich tiefer als 30 cm sind, waren mit einem Beton B35/25 bis auf eine Tiefe von 30 cm zu reprofilieren. Dadurch ergab sich eine Kubatur der Spezial-betone von etwa 15 m³ pro Versuchsfeld. Es liegen keine Erfahrungen oder Literaturergebnisse über die Zusammensetzung von Betonen mit einem hohen Abrasionswiderstand unter vergleichbaren Bedin-gungen vor. Auch kann die massgebliche Art der Beanspruchung der Werkstoffe im Sohlbereich des Geschiebeumleitstollens nicht genau ermittelt werden. Bei der Beanspruchung wird von einer Kombination aus schleifender und stossender Beanspruchung ausgegangen. Deshalb wurden folgende Betone mit hohen Fes-tigkeiten und teilweise tiefem Elastizitätsmodul eingesetzt:

16 Bei den in Betracht kommenden Hochleistungsbetonen wird aufgrund deren Dichtigkeit von einer hohen Frostbeständigkeit ausgegangen.


1. Hochfester Silicastaubbeton: sehr hohe Festigkeit, geringes Verformungsver-mögen

2. Hochfester Beton: hohe Festigkeit, besseres Verformungsvermögen als 1. 3. Stahlfaserbeton: sehr hohe Festigkeit, geringes Verformungsvermögen; durch

Stahlfasern wird kaum die Rissbildung, jedoch das Risswachstum verringert (hohes Resttragvermögen und somit sehr hohe Bruchenergie)

4. Walzbeton: mittlere Festigkeit, mittleres Verformungsvermögen, relativ einfa-cher Einbau auf grossen Flächen

5. Polymerbeton: mittlere Festigkeit, sehr hohes Verformungsvermögen und ho-he Bruchenergie

Die Mischung 5 wurde von der MBT (Schweiz) AG als Standardware bezogen. Die Zusammensetzungen der Betonmischungen 1 bis 4 wurden im Labor der TFB entwickelt. Lokale Zuschläge konnten auf Grund der geringen Festigkeit und der ungeeigneten Lithologie nicht verwendet werden. Es wurde Sand der Körnung 0 – 4 mm aus dem schweizerischen Mittelland und Basalt der Körnung 3 – 15 mm ausgewählt. Die Stahlfasern des Typs Dramix 30/0.5 mit gekröpften Enden wurden zur Herstellung des Stahlfaserbetons benutzt. Zudem wurde Port-landzement CEM I 42.5 vom Zementwerk der HCB in Untervaz, Hochleistungs-betonverflüssiger, Verzögerer sowie Silicastaub in Slurryform der Firma MBT (Schweiz) AG verwendet. Beim Polymerbeton wurde der Typ EMACO T APS 2040 gewählt, der das Ein-bauen von bis zu 30 cm Schichtstärke erlaubt. Auf Grund der hohen Kosten und der Eigenschaften des Polymerbetons wurde eine Schichtstärke von 20 cm ge-wählt.

4.4.2 Vorversuche Die vier zementgebundenen Betone wurden zu Testzwecken im Betonwerk her-gestellt. Mit je 1 m³ Beton (ohne Walzbeton) wurde am 23.3.95 je eine quadrati-sche Schalung mit 30 cm Höhe verfüllt. Der Walzbeton (4 m³) wurde am 4.4.95 auf eine bestehende Betonplatte aufbetoniert. Das Einbringen des Betons erfolgte jeweils etwa 2 Stunden nach dem Mischen des Betons. Als Untergrund für den Walzbeton wurde eine Betonplatte gewählt, um eine zum felsigen Stollenunter-grund vergleichbare Situation bei der Verdichtungswirkung der Walzen zu ha-ben. Bis auf den Walzbeton wurden die Betone mit Innenrüttler verdichtet. Der Walzbeton wurde mit einer Vibrationswalze mit 10 t Gewicht sechsmal und an-schliessend mit einer Gummiradwalze viermal überfahren. Bei der Verdichtung der Randpartien zeigte sich, dass nur ein Grabenstampfer (Vibrationsstampfer) geeignet ist. Der Walzbeton wurde in einer Schichtdicke von 30 cm eingebaut und wies nach dem Verdichten eine Dicke von noch 20 bis 22 cm auf. Bei den ersten drei Mischungen ergab die Frischbetonkontrolle Abweichungen von der geforderten Betonrezeptur. Dies konnte bei den späteren Betonierarbei-ten vermieden werden. An den vier hergestellten Betonen wurden ausgewählte


Frisch- und Festbetoneigenschaften ermittelt (Anhang A, Abschnitt 4.4.3). Die Herstellung dieser Hochleistungsbetone im Betonwerk erwies sich somit als durchführbar. Mit Polymerbeton wurden keine Vorversuche durchgeführt, da das Einbringen vom Polymerbeton durch die MBT betreut werden sollte und nach deren Auskunft genügend Erfahrungen vorliegen.

4.4.3 Betonierarbeiten im Stollen Runcahez

4.4.3.1 Vorbereitung In Abbildung 4.2 ist ein Normalprofil des Stollens dargestellt. Es zeigt die Lage der alten gekrümmten Sohle sowie der neuen planen Sohle. Wegen dem einfa-cheren Einbringen wurde an Stelle des früher vorhandenen konkaven Sohlenpro-fils ein ebenes Profil gewählt. Die Stollensohle wurde bis zu einer Solltiefe von 30 cm bezogen auf die Oberkante des Neubetons ausgebrochen. Die minimale Tiefe lag bei 20 cm. Der Untergrund wurde mit Wasser gereinigt und von Schmutz befreit. Die Felder für den Walz- und Polymerbeton wurden 7 bis 14 Tage vor dem Einbau bis auf eine Tiefe unter Oberkante Neubeton von 30 cm beim Walzbeton und 20 cm beim Polymerbeton reprofiliert. Beim Polymerbeton wurde der Reprofilierungsbeton mit einem Gasbrenner vor dem Aufbringen ge-trocknet, da Polymerbeton nur auf trockenem Untergrund eingebaut werden darf. Die Oberflächen der noch weichen Reprofilierungsbetone wurden mit einem Re-chen aufgeraut. Bei den anderen Feldern wurde auf der frisch gereinigten Sohle eingebaut. Der Reprofilierungsbeton wurde als B 35/25 klassifiziert und wies ein Zuschlagsgrösstkorn von 32 mm auf.

4.4.3.2 Mischen und Einbringen Je nachdem, ob die Betone Stahlfasern, Verflüssiger oder Silicastaubsuspension enthielten, lagen die Mischzeiten zwischen etwa 3 und 5 Minuten. In Abbildung 4.9 ist die Anordnung der Versuchsfelder, in Tabelle 4.2 sind die Betonzusam-mensetzungen angegeben. Die Transportzeit vom Betonwerk zur Baustelle im Somvixertal beträgt mit dem Fahrmischer etwa 30 Minuten. Bei schlechter Witterung, d.h. Schneefall benötig-ten die Mischfahrzeuge knapp eine Stunde. Die Fahrmischer konnten rückwärts in den Stollen fahren und den Beton an der gewünschten Stelle entladen. Etwa 5 cm über dem Reprofilierungsbeton wurden im Polymerbetonfeld Bewehrungs-netze (K 188) mittels Dübeln fixiert. Der Polymerbeton wurde im Stollen in Chargen à circa 100 l gemischt und mit einer Schubkarren zur Einbaustelle trans-portiert. Auf Grund der durch den Reprofilierungsbeton durchdringenden Feuch-te wurden die Oberfläche des Reprofilierungsbetons kontinuierlich durch Ab-flammen getrocknet. Die Betone wurden mit Ausnahme des Walzbetons mit einem Innenrüttler ver-dichtet und anschliessend dreimal mit einer Rüttelbohle (Tremix) abgezogen. Die


Randpartien im Walzbetonfeld wurden mit einem Grabenstampfer, die Zentral-partie mit einer Walze verdichtet. Die Betone wurden nach dem Einbau mit Plas-tikplanen abgedeckt und ab dem nächsten Morgen während 5 (Walzbeton) bis 7 Wochen (Silikastaubbeton) bewässert.

WalzbetonSchmelz–Basaltplatten

Microsilica–beton

Hochleistungs–beton

Stahlfaser–beton

Polymer–beton 3.80m

10m

H–Träger

Abbildung 4.9: Anordnung der Versuchsfelder auf der Stollensohle

Tabelle 4.2: Zusammensetzung der Betone der Versuchsfelder [kg/m³]

Silica-staubbeton

Walz- beton

Hochleis-tungsbeton

Stahlfa-serbeton

Polymerbeton

Betonierdatum 20.04.95 2.05.95 28.04.95 28.04.95 23.05.95 Zement CEM I 42.5 450 400 500 480 1060**** Zugabewasser 50 90 90 75

EMACO APS T 2040

Sand 0/4* 563 656 565 559 Sand 1.5/3 250 Basalt 3/15 1505 1452 1432 1405 Kies 4/8 250 Kies 8/16 1000 HBV Rheobuild 2000** 40.5 45 43.2 VZ Delvo Stab. 2.25 2.5 2.4 MS-Suspension*** 80 28.8 Stahlfasern 30/0.5 45 w/z 0.32 0.32 0.30 0.31 w/(CEM+MS) 0.30 0.30 * Der Sand wies eine durchschnittliche Feuchte von 5.5 Gew.-% auf. ** Ca. 42 Gew.-% Wirkstoffanteil. *** Ca. 50 Gew.-% Silicastaub. **** 3 Komponenten, ein Hybrid-Polymer (13.5 Gew.-%), eine Aktivator BS (1.5 Gew.-%),

ein Filler (85 Gew.-%), der Aktivator führt zu einer langsamen Erhärtung und wird im Temperaturbereich von 25-40 °C empfohlen.

Neben der Frischbetonkontrolle (Anhang A) wurde auch eine umfangreiche Festbetonkontrolle durchgeführt.

4.4.3.3 Festbetoneigenschaften In Tabelle 4.3 sind die Festbetoneigenschaften der fünf Mischungen angegeben. Die Laborproben wurden bis zur Bestimmung der Festbetoneigenschaften unter Wasser gelagert, da im Stollen die Betone ähnlich nachbehandelt wurden. Das Ziel, Betone mit unterschiedlichen Eigenschaften wie Druckfestigkeiten, Elastizi-tätsmoduli und Bruchenergien herzustellen, wurde erreicht. Weiterhin ist ersicht-


lich, dass die neu eingebauten Betone höhere 28-Tage-Festigkeiten als die „al-ten“ Betone (Tabelle 4.1) aufweisen.

Tabelle 4.3: Festbetoneigenschaften, ermittelt jeweils an 6 bis 8 (Elastizitätsmodul, Bruchenergie, Druckfestigkeit) oder 4 (Biegezugfestigkeit) separat herge-stellten Prüfkörpern, nach 28, 90, 700 bzw. 1400 Tagen.

Alter [d]

Sili-kastaub-beton

Hoch-leistungs-beton

Stahl-faser beton

Walz-beton

Polymer-beton

Würfeldruck-festigkeit [N/mm²]

28 90 700

85.9±3.1

109±4

76.7±2.0

94.1±2.5

115±6

95.9±2.3

114±2

123±1

55.7±4.6

67.6±11.6

66.8±3.0

67.7±4.0

80.6±11.6

Elastizitäts-modul [kN/mm²]

28 90 1400

54.1±2.8

57.2±1.2

52.7±4.1

55.7±0.8

59.±1.3*

52.1±2.7

57.5±1.0

58.1±1.2*

49.7±1.3

51.0±3.9

45.5±10.2*

16.3±1.3

13.1±2.2

(38.5±2.6*)

Biegezug-festigkeit [N/mm²]

28 90 700

11.5±0.6

11.5±0.4

9.6±0.8

9.5±0.5

10.4±0.7

11.2±0.5

12.1±2.0 12

8.3±0.9

8.6±1.6

15.8±0.7

14.3±0.9

11.1±3.0

Bruchenergie [J/m²]

28 90

296±32

210±35

244±25

209±35

1063±139

1019±412

110±50

143±64**

917±82

867±93

Rohdichte [kg/m³]

28 90 700

2674±16

2683±18

2683±16

2655±58

2677±11

2737±13

2726±6

2726±12

2564±52

2568±39

2366±29

2360±17

2488±134

* Dynamischer Elastizitätsmodul, ermittelt an jeweils 3 – 4 Bohrkernen, führt an Polymerbe-ton zu unverständlich hohen Werten.

** Durch die schwierige Verdichtung der Walzbetonproben in den Schalungen wurde der Beton uneinheitlich verdichtet. Dadurch streuten die Bruchenergien stark. Proben mit guter Ver-dichtung erreichten eine Bruchenergie von etwas über 200 J/m².

Mit zunehmenden Alter veränderten sich bei den zementgebundenen Betone die Eigenschaften wie folgt: • zunehmende Druckfestigkeit, etwa 20 % zwischen 28 und 90 Tagen und 30 %

und mehr zwischen 28 und 700 Tagen • geringfügig (< 10 %) zunehmender Elastizitätsmodul zwischen 28 und 90

Tagen und etwa 10 % zunehmend zwischen 28 und 1400 Tagen17 • gleich bleibende Biegezugfestigkeit • ähnliche, bis leicht geringere Bruchenergie

17 Der dynamische Elastizitätsmodul zementgebundener Werkstoffe ist in der Regel höher als der – üblicherweise statisch - gemessene; der Unterschied beträgt bei diesen Elastizitätsmoduln etwa 5 %.


Der Polymerbeton veränderte sich im betrachteten Zeitraum wie folgt: • höhere Druckfestigkeit (nach 700 Tagen) • Abnahme von Biegezugfestigkeit und Elastizitätsmodul18 • ähnliche Bruchenergie Die zementgebundenen Betone zeigen somit bei der Biegezugfestigkeit und dem Elastizitätsmodul eine andere Entwicklung der Festbetoneigenschaften als der Polymerbeton.

4.4.3.4 Begehung nach Abschluss der Bauarbeiten Bei zwei Begehungen wurden die Versuchsfelder vor der Inbetriebnahme des Geschiebeumleitstollens visuell beurteilt. Bei der ersten Begehung am 14.6.1995 waren Risse in allen Feldern zu erkennen. Tabelle 4.4 gibt einen Überblick über die Risshäufigkeiten in den Versuchsfel-dern. Der Stahlfaserbeton zeigte die wenigsten, der Polymerbeton die meisten Risse. Das Auftreten der Risse bei allen Betonen innerhalb der ersten Tage nach dem Betonieren weist auf eine ungenügende Umsetzung der geforderten Nach-behandlung hin. Die Risse sollten jedoch keine negativen Auswirkungen auf die Abrasionsbeständigkeit der Betone haben, sofern sie nicht sehr flach verlaufen. Der Walzbeton wurde zu hoch eingebaut. Als Anhaltspunkt für die Verdich-tungswirkung der Walzen wurde beim Walzbetoneinbau das Ergebnis der Vor-versuche (Kompaktion infolge Verdichtung auf 2/3 der Einbauhöhe) herangezo-gen. Zusätzlich wurde angestrebt, dass der Walzbeton eher zu hoch als zu niedrig eingebaut wird. Die sich ergebende Kompaktion infolge der Verdichtung betrug weniger als ¼ der Einbauhöhe, d.h. dieses Versuchsfeld ragt über die Stahlprofile an den Feldenden hinaus. Auf Grund der grossen Rissweiten im bewehrten Polymerbetonfeld wurde am 17.8.95 eine erneute Begehung durchgeführt. An verschiedenen Stellen wurden Bohrkerne aus dem Polymerbetonfeld entnommen, um den Rissverlauf in der Tiefe zu bestimmen. Folgendes wurde festgestellt:

18 Der deutlich höhere Elastizitätsmodul im Alter von 1400 Tagen beruht möglicherweise auf der Messmethode und kann deshalb wahrscheinlich nicht mit den in jüngeren Alter gemessenen verglichen werden.


Tabelle 4.4: Risshäufigkeit und Schema der Risslagen in den Versuchsfeldern.

Silica-staubbeton

Walzbeton Hochleis-tungsbeton

Stahlfaser-beton

Polymer-beton

Risse zur Tunnelwand

± diverse vereinzelt viele vereinzelt diverse

Risse beim Stahlprofil

diverse

Rissweite ≤ 0.5 mm ≤ 0.1 mm ≤ 0.1 mm ≤ 0.1 mm ≤ 2 mm Sonstiges Kalkfahnen am

Riss, Randpar-tien 1-3 cm tie-fer, rauh

Fliessrichtung

Der in Fliessrichtung gesehene erste Riss verläuft schräg nach unten. Der zweite, U-förmig verlaufende Riss ist im oberen Bereich schräg und biegt mit zuneh-mender Tiefe in einen horizontalen Verlauf ein. Der Riss verläuft nach Auskunft MBT (Schweiz) AG entlang der Arbeitsfuge (1./2. Tag)19. Der letzte Riss im Feld ist senkrecht und erreicht die Bewehrung. Die Bohrkerne zeigen auch viele Lunker, durch die die Risse verlaufen. Die Bildung von Lunkern ist nach Aus-kunft MBT (Schweiz) AG normal für den Polymerbeton. Die Lunker könnten aber auch auf eine ungeeignete Rezeptur und/oder Einbringtechnik hindeuten. Auf Grund der sehr hohen Feuchtigkeit im Stollen ist vorderhand mit keiner Kor-rosion der Bewehrung im Polymerbetonfeld zu rechnen, d.h. Rissverpressungen sind z.Zt. wegen einer Korrosionsgefahr der Bewehrung oder des Polymerbetons nicht notwendig. Als Hauptproblem könnte sich jedoch der zweite, flachverlau-fende U-förmige Riss entlang der Arbeitsfuge herausstellen. Infolge einer me-chanischen Beanspruchung beim Durchgang von Geschiebe zeigen sich erste Abplatzungen an den Rissflanken. Eine kontinuierliche Beobachtung der Risse im Polymerbeton ist erforderlich. Bei einem neuen Einsatz vom Polymerbeton ist darauf zu achten, dass die Arbeitsfugen senkrecht zur Sohle verlaufen.

4.4.4 Gefügeuntersuchungen Die von der TFB Nyon durchgeführten mikroskopischen Untersuchungen an den Dünnschliffen der vier zementgebundenen Betonproben (Alter knapp 2 Monate) ergaben im Allgemeinen eine gute Hydratation des Zementes, eine geringe Ka-pillarität des Zementsteins, eine gute Haftung zwischen dem Zementstein und den Zuschlägen sowie ein Fehlen von nennenswerten Schädigungen. Der Walz- und der Hochleistungsbeton wiesen im Gegensatz zu den silicastaubhaltigen Be-tonen ein eher inhomogeneres Gefüge mit leicht erhöhten Porositäten und einem

19 Wie in Abschnitt 7.2.3 erläutert, sind sachgerecht angelegte Arbeitsfugen senkrecht zur Ober-fläche angeordnet.


etwas schlechteren Verbund zwischen dem Zementstein und dem Zuschlag auf. Gesamthaft wird die Betonqualität bei einer Beurteilungsskala von gut - mittel - genügend - ungenügend - schlecht als mittel bis z.T. genügend eingestuft. Dies ist üblich für das junge Betonalter. Details können dem Anhang A entnommen werden.

4.5 Bestimmung und Beurteilung der Abrasionsbeständigkeit

4.5.1 Im Geschiebeumleitstollen Runcahez

Allgemein Die Bestimmung der Abrasionsbeständigkeit wurde wie folgt vorgenommen: • jährliche Vermessung der Höhe der Testfelder mit einem Raster von 50 cm x

20 cm durch die NOK. Bei geringem Abtrag wurde in Längsrichtung nur je-der 2. Punkt aufgenommen.

• jährliche Begehung Abb. 4.10 zeigt die Topographie der Betonoberfläche vor dem ersten Hochwas-ser. Die Randpartien der Felder sind meistens zu niedrig. Der Walzbeton wurde um ca. 5 cm überhöht und zudem uneben eingebaut. Nachfolgend sind die Beobachtungen der Begehungen sowie der Auswertungen der geodätischen Aufnahmen kurz zusammengefasst. Basierend auf den geodäti-schen Messungen wurden die Abträge berechnet. Die Messgenauigkeit der Nivel-lierung beträgt ca ±2 mm. Zusätzlich besteht ein Positionierungsfehler des Mess-punktes von beidseitig ca. ±20 mm. Dieser kann bei kleinen Abplatzungen und steiler Oberfläche zu einzelnen grösseren Abweichungen zwischen den Messun-gen führen. Die Referenzhöhe wird an Bolzen in der Stollenwand abgelesen.


Abbildung 4.10: Geodätische Auf-nahme der fünf Betonfelder nach dem Betonieren (Nullmessung vom 7.6.95). Die Äquidistanz der Höhen-linien beträgt 1 cm. Das Gefälle be-trägt 1.5% bzw. 15 cm (15 Höhenli-nien) pro Feld von 10 m Länge.

4.5.1.1 Ergebnisse Die Ergebnisse beruhen auf den Erfahrungen von fünf Betriebsjahren mit einer im langjährigen Mittel gesamthaft durchschnittlichen Beanspruchung. Die in den Versuchsfeldern gemessenen Abrasionstiefen und das Verhalten der fünf Betone sind im Anhang A4 detailliert dargestellt. In allen Feldern sind die Abrasionstiefen auf der linken Stollenseite grösser als rechts. Erwartungsgemäss findet der Geschiebetransport vermehrt auf der Innen-seite der unmittelbar vor der Teststrecke befindlichen Linkskurve des Stollens statt. Weil sich alle Testfelder über die ganze Stollenbreite erstrecken, werden die Versuche dadurch nicht gestört.

Feld 1Silicastaubbeton

Feld 2Walzbeton

Feld 5Polymerbeton

Feld 4Stahlfaserbeton

Feld 3Hochleistungsbeton


Die Fliessgeschwindigkeit des Wassers nimmt über die Versuchsstrecke nur ge-ringfügig ab (Abschnitt 4.2.2). Der Einfluss der tiefen Abrasionsrinnen im Walz-beton auf die daran anschliessenden Testfelder kann nicht quantifiziert werden. Eine Verlangsamung des aufgeprallten Geschiebes ist aber wahrscheinlich. Da-mit wird erwartet, dass auf die oberen zwei Felder eine etwas höhere Belastung wirkt als auf die unteren drei. Es ergeben sich im wesentlichen folgende Erkenntnisse: • Der über die ganze Fläche der einzelnen Felder gemittelte Verschleiss ist mit

0.5 bis 1 mm/Jahr gering (Abb. 4.11 oben). Auch der Verschleiss im Mittel-teil des Walzbetonfelds liegt in derselben Grössenordnung. In der 2. Ver-suchshälfte (d.h. ab der 3. Nivellierung nach HQ 1997/3)20 wird ein leicht hö-herer Schadensfortschritt gemessen.21

• Die maximale Tiefe der lokalen Schäden beträgt 3 bis 5 mm/Jahr (Abb. 4.11 unten). Eine Ausnahme stellen die Randpartien des Walzbetonfeldes dar, wo eine Abtragsgeschwindigkeit in der Grössenordnung von 100 mm/Jahr liegt. In der 2. Versuchshälfte steigt die Anzahl der lokalen Schäden -Abplatzungen, Schleifspuren, leichte Wellenbildung im Polymerbetonfeld- stärker an. Trotzdem steigt die maximale Tiefe der lokalen Schäden in der zweiten Versuchshälfte weniger stark an als in der ersten Hälfte.

• Bereits nach 21/2 Betriebsstunden und einer Geschiebefracht von einigen 100 Tonnen ist die Zementhaut grossflächig abgeschliffen und es werden einzelne kleinere Abplatzungen und stärker abgeschliffene Stellen beobachtet.

• Bei der Arbeitsfuge beginnend, haben sich im linken, unteren Teil des Poly-merbetonfelds im Jahre 1998 wellenförmige Mulden gebildet (Abb. 4.13). Sie weisen eine Tiefe von wenigen mm auf, bei einer Wellenlänge von knapp 1 m. Im Jahre 1999 haben sie sich nicht weiter eingetieft. Die Wellen haben damit nicht zu einer wesentlichen, ungünstigen Veränderung der Strömung geführt.

• Quer zur Strömungsrichtung und senkrecht zur Oberfläche verlaufende Risse führten bisher nur zu geringen, lokalen Schäden (Abb. 4.18). Obwohl es bei Schlägen in der Nähe eines Risses zu einer Spannungskonzentration an der Kante kommt, wurden bisher nur kleine Abplatzungen festgestellt.

20Bezugsgrösse ist der berechnete Geschiebetransport (Tabelle B1c im Anhang B1). Eine detai-liertere Aufteilung auf einzelne Hochwässer ist infolge der grossen Variabilität des effektiv herrschenden Geschiebetriebs wenig sinnvoll. 21Der schon nach dem ersten, kleineren Hochwasser gemessene, flächige Abtrag im Mikrosilka-Feld (Abb. 4.4) entspricht nicht den Beobachtungen, und weder dem weiteren Schadensfort-schritt in diesem Feld noch dem Verschleiss in den anderen Feldern bei diesem Ereigniss. Es muss davon ausgegangen werden, dass hier bei der Nullmessung ein Fehler in der Referenzhöhe in der Grössenordnung von 2 mm vorliegt.


• Die Flanken der schräg zur Fliessrichtung und schräg zur Oberfläche verlau-fenden Arbeitsfuge im Polymerbeton wurden 1999 deutlich ausgeschlagen (Abb. 4.13). Der weitere Schadensverlauf wird zeigen, wie stark diese un-sachgemäss ausgeführte Arbeitsfuge den Abrasionswiderstand des Felds be-einträchtigt.

• Der Verbund der Stahlträger mit dem Beton ist einwandfrei. An den Stahlträ-gern selbst sind keine nenneswerten Schäden, sondern nur leichte Kratzer sichtbar.

• Seit Beginn der Versuche hat das Querprofil im Bereich der Versuchsstrecke eine horizontale Sohle. Obschon die bestehenden Betonwände nicht zusätz-lich geschützt wurden, weisen sie nach wie vor keine nennenswerten Abrasi-onsschäden auf.

• Im zentralen Teil des Walzbetonfelds ist das Schadensausmass mit einem Ab-trag von ca. 3 bis 4 mm wie in den anderen Feldern nur gering. An der, auf Grund der Verdichtungsart schon zu Beginn der Versuche rauhesten Oberflä-che, sind während der Versuchsdauer viele kleine und einige grössere (Durchmesser bis ca. 0.2 m) Sprödbrüche und viele, lokale Schleifspuren auf-getreten. Die Abrasionsresistenz des intakten und korrekt eingebauten Walz-betons ist damit etwas geringer als die der anderen Testbetone.

• Der überhöhte Einbau des Walzbetons (Abschnitt 4.4.3.4) führt zu einer Aufwölbung der Sohle unmittelbar zu Beginn des Felds. Diese rampenartig aufsteigende Sohlenpartie wurde stark abgetragen. Sie wurde um ca. 1 m nach hinten zurückversetzt und deutlich aufgesteilt (Abb. 4.14). Dort wo die Auf-wölbung abgetragen wurde, fällt die Sohle neu zum Feld hin ab. Die Höhe der ansteigenden Rampe wird damit vergrössert.

• In den nicht mit der Vibrationswalze, sondern mit einem Grabenstampfer verdichteten Randpartien des Walzbetonfelds treten sehr grosse Schäden auf. In der 1. Versuchshälfte hat sich auf der linken Seite des Felds eine schmale, tiefe Rinne gebildet, die sich durch die ganze Schutzschicht von ca. 0.35 m bis in den darunter liegenden Beton eingetieft hat. In der 2. Versuchshälfte hat sie den anstehenden Fels erreicht, sich in Längsrichtung aber nur noch wenig ausgedehnt. Vor allem in ihrem vorderen Teil hat sie sich gegen die Mitte hin (in den mit der Vibrationswalze verdichteten Teil des Felds) verbreitert. Zu-dem ist auf der rechten Seite eine ähnlich grosse Rinne entstanden (Abb. 4.14). Die plötzliche Entstehung und die vor allem zu Beginn sehr schnelle Ausbreitung dieser Rinnen sind Folge der ungünstigen Schadensaus-breitung (Abb. 5.2) und dem nach unten hin abnehmenden Abrasionswi-derstand des Walzbetons. Letzteres beruht auf der Art der Verdichtung, bei der die Verdichtungswirkung mit zunehmendem Abstand von der Walzfläche abnimmt (Abb. 4.19, 4.20). Bei hoher Abrasionsbelastung ist Walzbeton nur empfehlenswert, wenn die geforderte Einbauhöhe exakt erreicht wird und auf der ganzen Fläche mit einer genügenden Tiefenwirkung ausreichend verdich-tet werden kann.


• Es treten sowohl kleine Sprödbrüche -Abplatzungen (Abb. 4.15), kleine Lö-cher (Abb. 4.17)- als auch ein geringfügiger, flächenhafter Abtrag und lokale Schleifspuren (Abb. 4.16) auf. Bei den eingesetzten Betonen wurde damit ein guter Kompromiss zwischen möglichst hoher Härte und genügender Elastizi-tät gefunden. Die eingesetzten Betone erweisen sich bei der vorhandenen Be-lastung als geeignet.

• In Abbildung 4.12 sind die Bruchenergie und die Biegezugfestigkeit gegen-über dem Verschleiss aufgetragen Mit Zunahme der Biegezugfestigkeit und der Bruchenergie nimmt der Verschleiss tendenziell ab. Zwischen dem Ver-schleiss und der Druckfestigkeit oder dem Elastizitätsmodul zeigten sich kei-ne Zusammenhänge.

Trotz der hohen Abrasionsbelastung am Versuchsstandort sind die Schäden zu gering für eine abschliessende Bewertung und Klassierung der einzelnen Beton-rezepturen. Bisher wurde vor allem der äusserste Rand des Betons abgetragen, der nicht nur durch die Betonrezeptur, sondern auch stark vom Einbau und der Nachbehandlung beeinflusst ist. Die bisherigen Messungen deuten darauf hin, dass eine hohe Bruchenergie und vermutlich auch eine hohe Biegezugfestigkeit die Abrasionsresistenz des Betons gegen die am Versuchsstandort auftretende Belastung erhöhen.


Abbildung 4.11: Gemessener mittlerer (oben) und maximaler (unten) Verschleiss der fünf Versuchsfelder.

-50

-45

-40

-35

-30

-25

-20

-15

-10

-5

0

Nullmessung 96/1 96/2 97 98 99

Messung

mitt

lere

r V

ersc

hlei

ss [m

m]

Polymerbeton

Stahlfaserbeton

Hochleistungsbeton

Silikastaubbeton

Walzbeton

-50

-45

-40

-35

-30

-25

-20

-15

-10

-5

0

Nullmessung 96/1 96/2 97 98 99

max

imal

er V

ersc

hlei

ss [m

m]

Polymerbeton

Stahlfaserbeton

Hochleistungsbeton

Silikastaubbeton

Walzbeton


0

300

600

900

1200

1500

0 1 2 3 4 5 6 7

Mittlerer Abrasivverschleiss in den Versuchsfeldern [mm]

Bru

che

nerg

ie[J

/m2]

0

3

6

9

12

15

Bie

ge

zug

fest

igke

it[N

/mm

2]

BruchenergieBiegezugfestigkeit

Wal

zbe

ton

nu

rZ

etr

alp

art

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Ho

chle

istu

ng

sbe

ton

Sta

hlfa

serb

eto

n

Po

lym

erb

eto

n

Sili

kast

au

bb

eto

n

Abbildung 4.12: Im Stollen gemessener Abrasivverschleiss in Abhängigkeit von den

nach 90 Tagen bestimmten Bruchenergien und Biegezugfestigkeiten.

Abbildung 4.13: Auf der linken Seite des Polymerbetonfelds sind mehrere Mulden zu

erkennen①. Vorne im Bild die schräg einfallende Tagesfuge②.

①

①

①

①

②


Abbildung 4.14: Blick in Strömungsrichtung auf das Walzbetonfeld während der

Nivellierung durch die NOK vom 3. 11. 1998. Die ursprünglich flach ansteigende Rampe am Beginn des Felds wurde zurückversetzt und aufgesteilt. Auf beiden Seiten haben sich tiefe Rinnen gebildet, beginnend im ungenügend verdichteten Randbeton.

Abbildung 4.15: Grosser Sprödbruch im Walzbeton. Der Ausbruch ist noch frisch und die Kanten noch scharf. Fliessrichtung von links nach rechts, Bildausschnitt ca. 680 * 400 mm.


Abbildung 4.16: Feine Schleifspuren und einzelne kleine Ausbrüche im Polymerbeton. Fliessrichtung von links nach rechts, Bildausschnitt ca. 560 * 240 mm.

Abbildung 4.17: Bei ungenügendem Verbund werden einzelne Zuschläge aus der Matrix herausgerissen, wie hier im Polymerbetonfeld. Fliessrichtung von links nach rechts, Bildausschnitt ca. 330 * 220 mm.


Abbildung 4.18: Kleine, quer zur Fliessrichtung verlaufende Risse im Stahlfaserbeton

bilden lokale Schwachstellen. Vor allem die strömungsabwärts gelegene Kante wird herausgeschlagen und abgeschliffen. Fliess-richtung von links nach rechts, Bildausschnitt ca. 600 * 400 mm.

4.5.2 Laborversuche zur Bestimmung des Verschleisses An der Universität Rostock, Aussenstelle Wismar, wurde ein Abrasionstest ent-wickelt, mit dem es möglich sein soll, den Widerstand von Betonen gegenüber einer abrasiven Belastung, wie sie im Wasserbau auftritt, zu bestimmen (Bania 1989). Der Versuch ist in Anhang A näher dargestellt. Aus den im Stollen Run-cahez vorhandenen Testfeldern und dem Altbeton wurden im Frühjahr 1999 (4 Jahre nach dem Einbau) Bohrkerne mit einem Durchmesser von 100 mm gezo-gen. Mit den Untersuchungen wird geprüft, • ob mit der Labormethode nach Bania (1989) Aussagen über das Praxisverhal-

ten möglich sind. • welche Betoneigenschaften den Abrasionswiderstand bei diesem Laborver-

such massgeblich beeinflussen. • ob ein Zusammenhang zwischen der Methode nach Bania (1989) und dem

Schleifverschleiss nach Böhme (Kunterding 1991) besteht. Zwischen der Druckfestigkeit oder dem Elastizitätsmodul und dem Abrasionswi-derstand zeigt sich kein Zusammenhang (Abbildung 4.19). Jedoch könnte ein tie-fer Elastizitätsmodul einen hohen Abrasionswiderstand begünstigen, da die zwei Betone mit dem geringsten Elastizitätsmodul auch den geringsten Verschleiss aufwiesen. Mit zunehmenden Biegezugfestigkeiten oder Bruchenergien nahm der Abrasionswiderstand bei den Laborversuchen zu (Abbildung 4.20). Die beobach-teten Zusammenhänge sind plausibel, jedoch noch mit Vorsicht zu betrachten, da diese auf einer geringen Anzahl von Daten beruhen.


0

20

40

60

80

100

120

140

0 5 10 15 20Abrasivverschleiss der Probekörper [M.-%]

Dru

ckfe

stig

keit

[N/m

m2 ]

0

10

20

30

40

50

60

70

Ela

stiz

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ul [k

N/m

m2 ]

DruckfestigkeitE-Modul

Hoc

hlei

stun

gsbe

ton

Sta

hlfa

serb

eton

Wal

zbet

on u

nten

Wal

zbet

on o

ben

Altb

eton

Pol

ymer

beto

n

Abbildung 4.19: An Bohrkernen aus dem Stollen Runcahez entnommenen und im Labor

gemessener Abrasivverschleiss und an Probekörpern des gleichen Be-tons nach 90 Tagen gemessene Druckfestigkeiten sowie Elastizitäts-moduln.

0

300

600

900

1200

1500

0 5 10 15 20

Abrasivverschleiss der Probekörper [M.-%]

Bru

chen

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e [J

/m2 ]

0

3

6

9

12

15

Bie

gezu

gfes

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it [N

/mm

2 ]

Walzbeton unten

Walzbeton oben

Hochleistungsbeton

Stahlfaserbeton

Polym

erbeton

Bruchenergie

Biegezugfestigkeit

Altbeton

Abbildung 4.20: An aus dem Stollen Runcahez entnommenen Bohrkernen im Labor

gemessener Abrasivverschleiss und an Probekörpern nach 90 Tagen gemessene Bruchenergie sowie Biegezugfestigkeit.


Der im Labor bestimmte Verschleiss variiert teilweise deutlich von Prüfkörper zu Prüfkörper bei einem Beton (Abbildung 4.21). Der Walzbeton und der Altbeton wiesen beim Abrasivverschleiss grössere Schwankungen als beim Schleifver-schleiss nach Böhme auf. Betone mit einem im Labor ermittelten hohen Abrasiv-verschleiss weisen teilweise auch einen hohen Schleifverschleiss nach Böhme auf (Abbildung 4.21). Zwischen dem im Labor und dem im Stollen gemessenen Abrasivverschleiss ist ein Zusammenhang erkennbar (Abbildung 4.22). Dagegen konnte zwischen dem im Labor gemessenen Schleifverschleiss nach Böhme und dem Abrasiv-verschleiss im Stollen keine Korrelation gefunden werden.

Abbildung 4.21: An Bohrkernen aus dem Stollen Runcahez entnommenen und im Labor gemessener Abrasivverschleiss und Schleifverschleiss nach Böhme.

0

0.6

1.2

1.8

2.4

3.0

0 5 10 15 20Abrasivverschleiss im Laborversuch [M.-%]

Sch

leifv

ersc

hlei

ss [m

m]

HochleistungsbetonWalzbeton untenWalzbeton obenStahlfaserbetonPolymerbetonAltbeton


0

2

4

6

8

10

0 5 10 15

Abrasivverschleiss im Laborversuch [M.–%]

Ab

rasi

vve

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leis

sim

Sto

llen

[mm

]

Stahlfaserbeton

Polymerbeton

Hochleistungsbeton

Zentralpartie Walzbeton

Abbildung 4.22: Im Labor gemessener Abrasivverschleiss an Bohrkernen aus dem Stol-

len Runcahez und der im Stollen gemessene Abrasivverschleiss.

Zusammenfassend kann festgehalten werden, dass für einen Beton, der einem hohen abrasiven Verschleiss wie im Stollen Runcahez unterliegt, • ein guter Verbund zwischen Zementstein und Zuschlag wichtig ist. • eine hohe Biegezugfestigkeit und eine hohe Bruchenergie vorteilhaft sind. • ein tiefer Elastizitätsmodul vorteilhaft sein kann, aber keine Gewähr bietet. • ein geringer Schleifverschleiss nach Böhme22 von Vorteil ist, aber keine Ge-

währ bietet. Abschliessend ist auf den vorläufigen Charakter der Ergebnisse hinzuweisen. Es wurden nur wenige Proben untersucht. Zudem ist der Verschleiss im Stollen wei-testgehend auf den Randbeton beschränkt ist, wobei beim Laborversuch die Ver-schleissprüfung am Kernbeton durchgeführt wurde. Das Verhalten der Betone in den nächsten Jahren muss zeigen, ob die Folgerun-gen bestätigt werden können.

22 Untersuchungen von Studer und Trindler (1996) zeigen, dass ein loser Zusammenhang zwi-schen dem Schleifverschleiss nach Norm SIA 162/1, Nr. 10, und dem nach DIN 52 108 (Böhme-scheibe) besteht. Mit der SIA-Prüfung ist es jedoch schwieriger zwischen verschiedenen, je-weils relativ harten Grundkörper noch klar differenzieren zu können.

5. Abrasionsbelastung 75

5 Abrasionsbelastung

Eine quantitative Vorhersage über das Ausmass der Abrasion an einembestimmten Ort oder Bauwerk ist beim heutigen Stand des Wissens insbesonderebei hoher Belastung nicht zuverlässig möglich. Anhand einiger Parameter lässtsich die auf ein Bauteil einwirkende Belastung aber mit genügender Genauigkeitabschätzen, um geeignete Schutzmassnahmen ergreifen zu können und diese aufdie effektiv gefährdeten Stellen zu beschränken.

1) Kleine Partikel führen zu einergrossen Anzahl an schleifenden undschlagenden Belastungen.

2) Je höher die Fliessgeschwindigkeitist, desto grösseres Geschiebe gerätins Hüpfen und schlägt auf demUntergrund auf.

3, 4) Schlagende Belastung durchsich drehende Geschiebe.

5) Schleifende Belastung. Bedingungist unter anderem eine relativ glatteSohlenoberfläche.

Abbildung 5.1: Systematik der verschiedenen Belastungen auf den Untergrund beieiner gleichmässigen Strömung über eine flache Sohle.


5.1 Einflussfaktoren

Aus der Vielzahl von Faktoren, welche zusammen die auf ein bestimmtes Bauteileinwirkende Abrasionsbelastung ergeben, wird nachfolgend auf diewesentlichsten Parameter näher eingetreten. Die Schadenserhebung (Abschnitt3.3) zeigt, dass eine rein schleifende Belastung an massiven Bauwerken imWasserbau selten zu grösseren Problemen führt. Als kritisch erweisen sich vorallem Orte mit hoher Schlagbelastung, oftmals auch kombiniert mit einemschleifenden Anteil.

5.2 Gefährdete Standorte

Zur Abschätzung der Gefährdung an einem bestimmten Standort sind dieuntenstehend aufgelisteten, hydrologischen Daten notwendig. Weil Aussagen überden Abrasionsfortschritt ohnehin nur mit beschränkter Genauigkeit möglich sind,müssen auch die Belastungsparameter nicht bis ins letzte Detail bestimmt werden.Oftmals genügt die Kenntnis der Grössenordnung der nachfolgend aufgelistetenParameter.

Abfluss und FliessgeschwindigkeitenAuf die Verwendung der nur schwer bestimmbaren Geschiebegeschwindigkeitwird verzichtet und statt dessen die rechnerisch und messtechnisch besserzugängliche Fliessgeschwindigkeit des Wassers als treibende Kraft berücksichtigt.Unterhalb von steilen Schwellen oder Wehren ist die Aufprallgeschwindigkeit desGeschiebes nahezu unabhängig von der Wasserführung des Flusses.Normalerweise erhöht sich die Fliessgeschwindigkeit mit steigendem Abfluss.Besonders stark wird die Belastung bei Hochwasserabflüssen, wenn sichmaximaler Geschiebetrieb und maximale Fliessgeschwindigkeit überlagern.Massive Abrasionsschäden treten meist an Standorten mit grobem Geschiebe auf.Flüsse mit grobem Geschiebe haben normalerweise eine abgepflasterte Sohle. Erstwenn die Schleppkraft des Wassers einen bestimmten Grenzwert überschreitet,vermag sie die Deckschicht grossflächig aufzureissen. Massiver Geschiebetriebbeschränkt sich damit auf wenige Hochwasserereignisse pro Jahr. Ein Beispieldazu ist der Geschiebeumleitstollen Runcahez am Rein da Sumvitg, wo sich derjährliche Geschiebetransport auf ca. 13 Stunden beschränkt (Kapitel 4, AnhangB).Die Abrasionsbelastung steigt stark überproportional mit der Erhöhung derFliessgeschwindigkeit an. Diese stellt somit einen zentralen Parameter dar. Beisehr hohen Fliessgeschwindigkeiten (je nach Form des Bauwerks ab ca. 12 m/s)besteht zudem die Gefahr von Kavitationserosion.Massive Abrasionsschäden entstehen normalerweise nur bei grossen Geschiebe-durchmessern und hohen Geschiebefrachten. Deren Transport bedingt eine relativhohe Fliessgeschwindigkeit.


Transportiertes GeschiebeDie Abrasionsbelastung nimmt mit der Geschiebefracht, vor allem aber mitsteigendem Durchmesser des transportierten Geschiebes zu. Massive Abrasions-schäden werden meist ab einem d90

23 von ca. 0.2 m beobachtet. Der Transport sogrosser Steine ist nur bei relativ hohen Fliessgeschwindigkeiten möglich. BeideFaktoren zusammen führen zu einer hohen Abrasionsbelastung und insbesondere(auch bei ebenen Bauwerkssohlen, Abb. 5.1) nebst einer schleifenden auch stetszu einer bedeutenden schlagenden Komponente, letzteres infolge aufschlagenderoder sich drehender Steine. Die Bestimmung des d90 kann nach Fehr (1987)vereinfacht mit Linienproben entlang des Gerinnes im Bereiche des Bauwerkserfolgen. Hartes oder kantiges Geschiebe erhöht die Abrasionsbelastungzusätzlich. Dabei weisen an einem bestimmten Standort oftmals gerade die hartenKomponenten noch kantige Formen auf, während die weicheren Komponentenbereits besser abgerundet sind.

GeschiebefrachtDie Abrasionsbelastung steigt etwa linear mit der transportierten Geschiebemengeund kann nur schwer bestimmt werden. Der Geschiebetransport unterliegt voneinem Hochwasserereignis zum andern grossen Schwankungen. Zur Beurteilungder Belastung auf ein Bauwerk mit einer angestrebten Lebensdauer von vielenJahren genügt aber bereits die Kenntnis des langjährigen Mittels. Dazu kommenfolgende Verfahren in Frage:• Abschätzung anhand von Kiesentnahmen aus einem nahegelegenen Kieswerk

oder aus der Verlandung eines Stauraums am gleichen Fluss.• Daten von Berechnungen der Sohlenentwicklung, wie sie z. B. von der VAW

mit dem Programm 'MORMO' für viele Flussstrecken in der Schweizdurchgeführt wurden (Hunziker, 1995).

• Berechnung anhand der Transportkapazität in einer nahegelegenenFlachstrecke (Smart und Jäggi 1983, Bezzola et al. 1996).

• Umrechnung aus möglichst ähnlichem, benachbartem Einzugsgebiet mitvergleichbaren Verhältnissen.

Ein Objekt ist gefährdet, wenn es an einem Ort mit hoher Abrasionsbelastungliegt. Dabei ist meistens zumindest eine der folgenden Voraussetzungen erfüllt:• Abrasionsschäden an anderen Bauwerken am selben Fluss oder an Flüssen mit

ähnlichen Einzugsgebieten.

23 Dieser Wert gibt den Lochdurchmesser eines Siebs an, bei dem 90 Gewichtsprozente des imFlussbett befindlichen Materials durchgehen, d.h. kleiner sind und entspricht dem mittlerenDurchmesser des Geschiebes in der Deckschicht. Das transportierte Geschiebe ist imDurchschnitt wesentlich kleiner, lässt sich im Unterschied zum d90 aber nur schwer bestimmen.


• Hohe spezifische Geschiebefracht. Sehr grosse Schäden treten typischerweiseauf bei Werten ab ca. 1000 t Geschiebe pro Meter Breite und Jahr. ZuBerücksichtigen ist dabei die über den Querschnitt oft ungleiche Verteilungdes Geschiebes (Konzentration im Wehrfeld mit der tiefsten Überlaufschwelle,am tiefsten Punkt eines gewölbten Querprofils in einer Niederwasserrinne oderin Kurven).

• Grosser Durchmesser des transportierten Geschiebes (sehr grosse Schädentypischerweise bei d90 über ca. 0.2 m).

• Hartes und kantiges Geschiebe (oftmals sind gerade die grossenGeschiebekörner besonders hart, während das weiche Gestein bereits zukleineren Körnern zerkleinert wurde).

Die gefährlichsten Standorte stellen somit alpine und voralpine, grössereWildbäche dar. Es sind diejenigen Standorte, bei denen relativ hoheHochwasserspitzen grosse Mengen grobes und schlecht gerundetes Geschiebetransportieren. Ein Beispiel dafür ist der in Abschnitt 4.1 beschriebene Rein daSumvitg mit dem Geschiebeumleitstollen Runcahez.Bei kleinen Einzugsgebieten von max. einigen wenigen km2 Fläche sind Abflussund Geschiebetrieb zu klein, so dass die Gefährdung trotz grobem undscharfkantigem Geschiebe geringer ausfällt.Bei Mittellandflüssen ist das transportierte Geschiebe kleiner und besser gerundet.Trotz hoher Abflüsse und hoher Geschiebefracht ist die Abrasionsgefährdungdeutlich geringer.

Wenn ein Bauwerk eine ungünstige Form hat, so liegt bereits bei deutlichkleineren hydrologischen Belastungen eine grosse Abrasionsgefährdung vor. Aufdie Form des Bauwerks und die daraus resultierenden, lokalenStrömungsgeschwindigkeiten wird im folgenden Kapitel eingegangen.


5.3 Gefährdete Bauwerke (bzw. Bauteile)Die Form des Bauwerks und seine Anströmung aus dem Oberwasser bestimmen,wie und mit welcher Geschwindigkeit das Wasser und damit auch das Geschiebeüber die Bauteile geleitet werden. Die Abrasionsgefährdung eines Bauteils istdamit nicht nur von seiner Lage im Fluss, sondern auch wesentlich von seinerForm abhängig. Es folgt eine Auflistung von ungünstigen, die Abrasionsbelastungerhöhenden Einflussgrössen:• Hohe Fliessgeschwindigkeiten erhöhen die Beanspruchung überproportional.

Mit zunehmender Geschwindigkeit nimmt, insbesondere auch bei oberflächen-parallelen Kanalströmungen, die Schlagbelastung auf die Sohle stark zu.

• In Fliessrichtung konkave Formen und Einbauten, an denen das Wasser (unddamit das Geschiebe) aufprallt, führen lokal zu hohen Schlagbelastungen.Beispiele sind Sohlen nach Tirolerwehren, die Gegenkrümmung im unterenTeil von Wehrrücken, Stirnseiten von Pfeilern und Einbauten, seitlicheEinengungen, die Aussenseite von engen Horizontalkrümmungen, Schwellenvon Tosbecken, etc.

• An Orten mit stark turbulenter Strömung (z.B. Wassersprünge) können selbstgrosse Steine hüpfen und so zu einer hohen Schlagbelastung führen. Dieauftretenden Druckschwankungen erschweren zudem den Einsatz vonPanzerungen oder Pflasterungen.

• Das transportierte Geschiebe konzentriert sich in der Mitte von konkavenSohlen und an der Aussenseite von Krümmungen bei ebener Sohle. Damitsteigen dort die spezifische Geschiebefracht und die Abrasionsbelastung an.

• Besonders gefährdet sind Bauwerke, bei denen ein anfänglich kleinerInitialschaden zu einer ungünstigen Veränderung des Strömungsfelds unddamit zu einer raschen Ausbreitung des Schadens in Fliessrichtung führt. EinBeispiel dafür sind langgestreckte, befestigte Sohlen, wo sich dieGesteinskörner am Ende einer entstandenen Rinne konzentriert und in steilemWinkel auf deren Ende aufschlagen. Die lokal erhöhte Schlagbelastung führtzu einer raschen Verlängerung der Rinne in Strömungsrichtung (Abb. 5.2).

• An Bauwerken, bei denen das Geschiebe rezirkuliert wird("Gletschermühlen"), entstehen die Schäden weitgehend unabhängig von deranfallenden Geschiebefracht, weil jeder Stein während längerer Zeit auf denUntergrund einwirkt. Beispiele für diese Strömungsart sind Tosbecken undKammern von Fischaufstiegen.

Werden mehrere der oben genannten Punkte erfüllt, so erhöht sich die abrasiveBeanspruchung zusätzlich. Beispiele sind Geschiebeumleitstollen oder Störkörperin Tosbecken an geschiebeführenden Flüssen.

Liegt ein Bauwerk mit ungünstiger Form an einem gemäss Abschnitt 5.2 hochbelasteten Standort, so ist es einer sehr hohen Abrasionsbelastung ausgesetzt und


es ist mit schwerwiegenden Abrasionsproblemen zu rechnen. Beispiele dazu sindGeschiebeumleitstollen, welche während der Hochwasserspitzen das Wassermitsamt dem Geschiebe um einen Stauraum herum leiten und diesen damit vorVerlandung schützen, oder die Sohle unterhalb von Tirolerwehren.

Einen guten Anhaltspunkt für die Abrasionsbelastung stellen ähnliche Bauwerkeam selben Fluss oder unter vergleichbaren Bedingungen dar. Hat sich derAbrasionsschutz an einem Bauwerk bewährt, kann mindestens dasselbe Konzeptfür das neue bzw. zu sanierende Bauwerk verwendet werden.

5.3.1 Abbildung 5.2: Lange, befestigte Gerinnesohlen sind infolge der ungünstigen

Ausbreitung eines Initialschadens besonders abrasionsgefährdet.Der Pfeil zeigt in Fliessrichtung.Links ist eine tiefe Rinnen im Geschiebeumleitstollen Runcahezabgebildet, wie sie vor dem Einbau der Testbetone vorgefundenwurde. Die ursprünglich 40 cm starke Sohle ist vollständig abradiert.Darunter hat sich im anstehenden Fels ein tiefer Kolk gebildet. DiePrinzipskizze auf der rechten Seite zeigt die rasche Ausbreitung eines


anfänglich kleinen Schadens. Dabei können folgende Schrittebeobachtet werden:1. Die Hauptströmung erfolgt parallel zur Oberfläche. Hüpfende und

sich drehende Steine führen zu einer schlagenden Komponente inder Beanspruchung des Untergrunds, welche mit grösser werden-dem Geschiebedurchmesser und steigender Fliessgeschwindigkeitstark zunimmt.

2. Die Geschiebekörner treffen in steilem Winkel auf das untereEnde eines anfänglich kleinen Schadens (Initialschaden) auf undführen dort lokal zu einer erhöhten Schlagbeanspruchung. DerInitialschaden breitet sich in Strömungsrichtung rasch aus.

3. Der Schaden hat sich in Strömungsrichtung zu einer Rinneausgedehnt. Schräg zur Hauptströmungsrichtung transportiertesGeschiebe sammelt sich in der Rinne an. Es resultiert eine weitereErhöhung der Abrasionsbelastung am unteren Rinnenende unddamit eine zusätzliche Beschleunigung des Schadensfortschritts.

Die Abrasionsbelastung auf die Seitenwände ist deutlich geringer als auf dieSohle. Auch an Standorten mit einer hohen Abrasionsbelastung genügt an denWänden in aller Regel ein guter Normalbeton. Ausnahmen stellen diejenigen Ortedar, bei denen die Strömung und damit auch das Geschiebe, an der Wandaufprallt.

5.4 Möglichkeiten zur Reduktion der Belastung

Den wirksamsten Abrasionsschutz stellt die Reduktion der auf das Bauteilwirkenden Belastung dar. Bei Kanälen und Druckleitungen lässt sich derFeststoffgehalt des Wassers durch die Gestaltung der Wasserfassung reduzieren.Eine weitere Reduktion wird durch Kies- und Sandfänge erreicht. Werden dieseMassnahmen berücksichtigt, treten bei den üblicherweise relativ geringenFliessgeschwindigkeiten an massiven Bauwerken in Triebwasserkanälen unddergleichen kaum Abrasionsschäden auf. Dies im Gegensatz zu denhydromechanischen Anlageteilen (z.B. Turbinen, Druckleitungen), wo die hohenFliessgeschwindigkeiten und die geringe zulässige Schadenstiefe zu grossenAbrasionsschäden führen können.

Massive Bauwerke sind normalerweise nur dann stärker gefährdet, wenn sieHochwasserabflüssen mit hohen Geschiebefrachten und entsprechend grossenKorndurchmessern, gepaart mit hohen Fliessgeschwindigkeiten, ausgesetzt sind.Bei solchen Bauwerken sind die Geschiebefrachten so hoch, dass sie mitvertretbarem Aufwand meist nicht reduziert werden können.Die einzige Möglichkeit zur Verringerung der Belastung liegt demzufolge in derFormgebung des belasteten Bauteils. Dabei gilt es, die unter Abschnitt 5.3


aufgelisteten, ungünstigen Punkte möglichst zu vermeiden. Bei der Planung vonBauwerken an abrasionsgefährdeten Standorten sind damit folgende Punkte zubeachten:• Die Fliessgeschwindigkeiten sollen so tief wie möglich gehalten werden. Die

Geschiebetransportkapazität über das Bauwerk hinweg muss aber gerade nochausreichen, um das aus dem Oberwasser zugeführte Geschiebe weiter zutransportieren.

• Die Strömung soll möglichst parallel zur Oberfläche erfolgen. Abstürze und inFliessrichtung konkave Formen sind ungünstig.

• Zur Verhinderung von bodennahen Rückströmungen (Gefahr zur Bildung von"Gletschermühlen") müssen Sohlstufen und abrupte seitliche Aufweitungenvermieden werden.

• Damit sich die Konzentration des Geschiebes auf eine kleine Breite möglichstvermeiden lässt, sind bei der Formgebung folgende Punkte zu beachten:

• Abflussquerschnitte nicht zu schmal wählen• Verzicht auf Horizontalkrümmungen• Auf Wölbungen und Niederwasserrinnen verzichten und statt dessen ebene,

horizontale Querprofile wählen. Damit werden normalerweise auch der Einbausowie zukünftige Reparaturarbeiten vereinfacht.

6. Schutz gefährdeter Stellen 83

6 Schutz gefährdeter Stellen

Es gibt kein Material, welches einer hohen Abrasionsbelastung beliebig langewidersteht. Der Sinn eines Schutzes kann denn auch nicht in der Verhinderungjeglichen Verschleisses liegen. Vielmehr soll mit einem minimalen Aufwand dieAbrasionsrate auf ein verträgliches Mass reduziert werden. Dabei müssen dieKosten der anfänglichen Schutzmassnahmen mit den Aufwendungen fürUnterhalt und Reparatur verglichen und zusammen minimiert werden. Nachteiligbei Unterhalt und Reparatur wirkt sich die oft schlechte Zugänglichkeit und dienotwendigen Baustelleninstallationen aus. Zudem können Inspektionen undReparaturarbeiten kostenintensive Unterbrüche beim Betrieb des Bauwerksbedingen.

6.1 Welcher Schutz bei welcher Belastung?Je härter der Werkstoff ist, desto besser ist seine Resistenz gegen Abschliff.Treten bei feinerem Geschiebe grössere Abrasionsbeanspruchungen auf, so kannein harter Abrasionsschutz den Abrieb praktisch stoppen.Bei grobem Geschiebe, hohen Fliessgeschwindigkeiten oder an Orten, wo dasGeschiebe aufprallt, hat die Belastung auf das Bauteil stets auch eine schlagendeKomponente (Prallverschleiss). Bei der Verwendung von zu harten Materialienführt dies zu Sprödbrüchen. Ein geeigneter Abrasionsschutz muss in diesem Fallnicht nur hart, sondern auch genügend zäh sein.

Je dicker die Verschleissschicht ist, desto grösser sind die zulässigenSchadenstiefen. Insbesondere bei schlechter Zugänglichkeit oder schwierigenVerhältnissen für die Durchführung von Reparatur- und Unterhaltsarbeiten isteine genügend dicke Verschleissschicht vorzusehen. Die Lebensdauer steigt abernicht notwendigerweise in demselben Masse, wie die Dicke derVerschleissschicht zunimmt.Eine Aufrauhung der Oberfläche kann bewirken, dass die Steine weniger gut ander Sohle gleiten, sich vermehrt drehen und damit die schlagende Belastungerhöhen (Abb. 5.1). Bei Bauwerken mit einer ungünstigen Schadensausbreitung(z.B. lange, befestigte Gerinnesohlen) ist der Schadensfortschritt nach erfolgterInitialschädigung deutlich schneller (Abb. 5.2).Bei Beschichtungen von wenigen Zentimetern oder nur Millimetern Stärke ist diezulässige Schadenstiefe gering. Zudem ist ein dauerhafter Verbund mit demUntergrund schwierig zu gewährleisten. Dies gilt insbesondere dann, wennBergwasserdruck vorhanden ist, bei Frostwechseln, bei unterschiedlicherWärmeausdehnung oder anderem Quellverhalten von Untergrund undBeschichtung. So zeigen polymer- und zementgebundene Beschichtungenmitunter auch bei weniger beanspruchten Bauwerken bereits nach wenigenJahren Ablösungen. Bei dünnen, harten Belägen vergrössert sich bei einemungenügenden Verbund mit dem Untergrund zudem die Gefahr von Spröd-


brüchen der ganzen Schutzschicht. An den Rändern eines solchen Initialschadenssteigt die Beanspruchung stark an, und es besteht die Gefahr, dass sich deranfänglich kleine Schaden rasch ausbreitet.

Bei der Wahl eines geeigneten Abrasionsschutzes müssen noch weitere Faktorenberücksichtigt werden.• Zugänglichkeit und notwendige Zeitspanne für die Bauarbeiten.• Verhältnisse beim Einbau (klimatische Bedingungen).• Insbesondere verunmöglicht eine fortwährende Wasserzufuhr einen guten

Verbund einer Mörtelschicht mit dem Untergrund und damit auch denfachgerechten Einbau einer dünnen Schutzschicht.

• Form des Bauteils (Roste aus Eisenbahnschienen sind z.B. nicht möglich beiin Fliessrichtung gekrümmten Formen).

• Verhältnisse für Reparatur- und Unterhaltsarbeiten (jederzeit oder nur zubestimmten Jahreszeiten oder nur verbunden mit hohen Investitionskosten).

• Gefahrenpotential beim Auftreten eines grösseren Abrasionsschadens.• Weitere Belastungen wie z.B. Bergwasserdruck, strömungsinduzierte

Druckschwankungen, Frostwechsel, chemischer Angriff oder Temperatur-gradienten.

Unter den verschiedenen Möglichkeiten sollte die Auswahl anhand einerKostenrechnung erfolgen.

6.2 Mögliche Konstruktionen und Materialien

6.2.1 PflasterungenDiese weit verbreitete Schutzart bietet einen guten Schutz vor Abschliff. AnOrten mit hoher Schlagbelastung ist ein guter Verbund und eine genügende Dickeder Quader notwendig.Auf einem vorbereiteten Untergrund werden dünne Platten oder dicke Quader mithoher Abrasionsresistenz exakt oberflächenbündig verlegt. Die Fugen weisenimmer einen geringeren Abrasionswiderstand als die Pflasterung auf, weshalb sieversetzt und möglichst nicht parallel zur Fliessrichtung des Wassers angeordnetwerden. Damit kann der Gefahr zur rinnenartigen Abrasion entlang der Fugenund der nachfolgenden Schadenausbreitung entgegengewirkt werden (Abb. 6.1und 6.2). Bei geringer Plattengrösse lassen sich auch leicht gewölbte Formenschützen.Die verwendeten Materialien weisen in der Regel sehr hohe Resistenzen gegenAbrasion und insbesondere gegen Abschliff auf. Problematisch ist bei allendünnen Pflasterungen unter den oft rauhen Baustellenbedingungen (u.a.Wasserzutritt) einen einwandfreien Verbund mit dem Untergrund herzustellen. Jedünner die Platten gewählt werden, desto höher sind die Anforderungen an denVerbund mit dem Untergrund. Während des Betriebs besteht die Gefahr, dasssich unter der schlecht durchlässigen Pflasterung der Gebirgswasserdruck


ausbreitet oder dass Schläge und Staudruck der Strömung den Verbund derPlatten mit dem Untergrund beeinträchtigen.Wurde eine Platte herausgeschlagen, so erhöht sich, besonders in Fliessrichtung,die Belastung auf die benachbarten Platten. Es besteht die Gefahr, dass Plattenherausgerissen werden. Ein kleiner Initialschaden von nur wenigen Platten kanndamit sehr rasch ein grossflächiges Versagen der ganzen Pflasterung nach sichziehen. Am grössten ist diese Gefahr ist bei relativ dünnen Platten sowieungenügendem Verbund mit dem Untergrund.

Abbildung 6.1: Schematischer Aufbau einer dünnen Pflasterung.

Folgende Pflasterungen sind üblich:

SchmelzbasaltplattenVerwendet werden rechteckige oder sechseckige Platten von ca. 5 cm Dicke,gegossen aus gemahlenem Basalt (Abb 6.2). Diese weit verbreiteten Plattenzeichnen sich aus durch eine hohe Abriebfestigkeit. Die relativ kleineKonstruktionshöhe kann sich insbesondere bei Reparaturen als günstig erweisen,stellt jedoch auch sehr hohe Anfogerungen an den Verbund mit dem Untergrund.Bei sehr hohen Belastungen kann die Schlagfestigkeit überschritten werden(Gefahr von Sprödbrüchen).


Abbildung 6.2:Blick auf eine gut verlegte, hochbelastete Schmelzbasaltpflaste-rung.Ausgehend von den Fugen sindin Fliessrichtung kleinereRinnen herausgeschliffenworden①. Verantwortlich dafürdürfte die grosse Menge ankleinerem Geschiebe sein.Starke Schläge von sehr grobemGeschiebe haben zudem zuSprödbrüchen einzelner Plattengeführt②.

NatursteinpflasterungMeist werden behauene Quader aus Granit oder anderen Gesteinen von ca. 20 cmDicke verwendet. Durch die grosse Dicke der Pflasterung sind die Verbund-probleme geringer als bei der Verwendung dünner Verschleissschichten.

HolzSelten werden Stirnholzpflasterungen aus ca. 30 cm dicken Lärchen-, Eichen-oder Tropenholzquadern verwendet. Obschon die Erfahrungen mit Holz alsAbrasionsschutz recht gut waren, wird es heute kaum mehr eingesetzt. ImVergleich zu den anderen Materialien hat Holz eine geringe Härte, dafür aber einhohes elastisches Verformungsvermögen und eine grosse Zähigkeit.Eine andere Einsatzmöglichkeit sind Holzbohlen. Damit wurden z.B. an derSohle von Tosbecken von Mittellandflüssen sehr gute Erfahrungen gemacht.


6.2.2 Schutzanstriche und dünne ÜberzügeSchutzanstriche und dünne Überzüge aus Mörtel oder Kunstharzen (Abb. 6.3)vermögen bei sorgfältigem Einbau und geeigneten Umgebungsbedingungen dieAbrasionsrate zu reduzieren (Mirza und Durand, 1994). Diese Bedingungenliegen allerdings nur selten vor (Schrader et al. 1978, Liu 1980). Bei hohenBelastungen lässt sich die Abrasion aber nie ganz stoppen. Bedingt durch diegeringe Schichtstärke verfügt ein solcher Abrasionsschutz bei hohen Belastungennur über eine beschränkte Lebensdauer. Die Verbundprobleme mit demUntergrund sind, besonders bei rauhen Baustellenbedingungen oder zusätzlichenBelastungen wie Frost oder Bergwasserdruck, nur schwierig zu lösen.

Abbildung 6.3: Schematischer Aufbau einer Beschichtung.

6.2.3 StahlblecheGeeigneter Stahl hat eine ausgezeichnete Abrasionsresistenz. Von zentralerBedeutung ist auch hier der Verbund mit dem Untergrund (Abb. 6.4). Der Einbaumassiver Stahlplatten bietet lokal einen guten Abrasionsschutz, ist bei grossenWasserbauten aber meist zu teuer.Bereits relativ dünne Stahlbleche vermögen der Abrasion lange zu widerstehen.Die Befestigung der Stahlplatten im Untergrund und das nachträglicheHinterfüllen mit Injektionsgut haben sich als problematisch erwiesen.Druckschwankungen der Strömung, wie sie etwa im Bereich vonWassersprüngen oder nach Wehrrücken auftreten, führen leicht zu Schwingungender Stahlbleche und zu Ermüdungsbrüchen im Bereich der Schlaudern. Imschlimmsten Fall kann sich die Panzerung so vom Untergrund ablösen.


Abbildung 6.4: Schematischer Aufbau einer Panzerung.

6.2.4 Roste aus EisenbahnschienenBewährt haben sich Roste aus dicht aneinander gelegten, in Fliessrichtungverlaufenden Eisenbahnschienen (Abb. 6.5). Die Schienen werden dabei aufeinbetonierte und in den Untergrund verankerte, grosskalibrige Stahlprofilegeschraubt. Im allgemeinen wurden damit gute Erfahrungen gemacht. Nachteilesind die stark eingeschränkten Möglichkeiten in der Formgebung des Bauteilsund die grosse Konstruktionshöhe.

Abbildung 6.5: Schematischer Aufbau eines Rosts aus Eisenbahnschienen.


6.2.5 BetonDurch massive Betonkostruktionen lassen sich die Verbundprobleme mit demUntergrund i.a. lösen. Durch die grosse Bauteildicke und die monolithischeBauweise entfällt zudem weitgehend die Gefahr eines Systemversagens nacheiner erfolgten Initialschädigung.Ein fachgerechter Einbau der Betone kann bei schwierigen Baustellen-bedingungen problematisch sein. Er kann durch die Wahl ebener und flacherFormen stark erleichtert werden.An weniger belasteten Orten widersteht der zur Konstruktion des Bauwerksverwendete Normalbeton der Abrasion genügend lange. An solchen Orten sindkeine weiteren Schutzmassnahmen erforderlich, ausser der Ausbildung einerausreichend dicken Verschleissschicht. Bei hoher Abrasionsbelastung genügenherkömmliche Betone nicht mehr. Moderne Hochleistungbetone erreichen aberweit bessere Festigkeitseigenschaften als die bisher als Abrasionsschutzverwendeten (Abschnitt 4.4, Kapitel 7).

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Abbildung 6.6: Schematischer Aufbau eines Abrasionsschutzes aus Beton.

7. Betone mit einem geeigneten Abrasionswiderstand 91

7 Betone mit einem geeignetem Abrasionswiderstand

7.1 Allgemeines Die häufigsten Schäden treten bei Wildbachsperren auf, von denen in der Schweiz mehrere Tausend bestehen. Die grössten Schäden kommen bei den etwa einem Dutzend Geschiebeumleitstollen vor. Gemeinsam ist beiden Bauwerksty-pen, dass die Schäden vor allem durch grosses Geschiebe und aus einer kombi-nierten schleifenden und prallenden Beanspruchung verursacht werden. Beton findet seit langem Einsatz als Abrasionsschutz; dies wegen der Möglich-keiten vielfältige Formen herzustellen und der guten Materialeigenschaften. Bei sehr hoher abrasiver Belastung bot Beton bisher keinen ausreichenden Abrasi-onsschutz. Auf Grund der Entwicklungen in der Betontechnologie ab den 80er-Jahren lassen sich nun relativ einfach Betone mit weit besseren Eigenschaften herstellen als bisher. Es empfiehlt sich die spezifischen Anforderungen an ein Bauwerk zusammen mit einem Fachmann festzulegen. Die abrasive Belastung kann, wie bereits dargelegt, sehr stark variieren. Demzu-folge können die Schutzmassnahmen von Beschichtungen bis hin zum Einbau von mehreren Dezimeter-starken Belägen reichen. Die Schutzmassnahmen kön-nen sowohl beim Neubau als auch bei Instandsetzungen vorgesehen werden. Im Rahmen der durchgeführten Untersuchungen wurden die Grenzen eines Ein-satzes von Beton aber auch die neuen Möglichkeiten deutlich. Mit den heutigen betontechnologischen Möglichkeiten können die Einsatzgebiete (Abrasions-beständigkeit) von Beton weiter ausgedehnt werden. In gewissen Fällen können Naturstein- bzw. Stahlverkleidungen durch Hochleistungsbeton gleichwertig er-setzen werden. Dies bedingt jedoch eine sorgfältige Analyse des Schädigungs-mechanismus und darauf abgestimmte Betoneigenschaften. Die Untersuchung von Natursteinen in hydraulischen Systemen verdeutlicht, dass u.a. die abrasiven Eigenschaften einer natürlichen Streuung unterliegen. Natur-steine weisen z.T. eine schlechtere, z.T. eine gleiche und z.T. eine deutlich besse-re Abrasionsbeständigkeit als Beton auf. Dies hängt stark von der Art des Natur-steins ab. Auch nicht jeder Granit weist grundsätzlich einen hohen Anrasionswi-derstand auf. Schmelzbasaltplatten erweisen sich bei überwiegend schleifender Beanspruchung als abrasionsbeständiger, bei stossender Beanspruchung jedoch als weniger abrasionsbeständig als Beton.


Eine quantitative Aussage über die abrasiven Belastung ist beim heutigen Stand des Wissens nicht möglich. Anhand einiger Parameter kann aber die Belastung auf ein Bauteil abgeschätzt werden. In der Regel genügt dazu die Kenntnis der Grössenordnung hydraulischer und hydrologischer Parameter (siehe Kapitel 5). Es ist zu prüfen, ob die Ursache oder das Ausmass der abrasiven Belastung redu-ziert werden kann. Je härter der Werkstoff ist, desto besser ist sein Widerstand gegen eine schleifen-de Beanspruchung. Treten bei feinem Geschiebe und niedrigen Fliessgeschwin-digkeiten grössere Abrasionsbelastungen auf, so wird vorteilhaft ein harter Abra-sionsschutz verwendet. Bei grösserem Geschiebe, höheren Wassergeschwindig-keiten oder an Orten, wo das Geschiebe aufprallt, hat die Belastung auf das Bau-teil stets auch eine schlagende Komponente (Prallverschleiss). Bei zu harten Ma-terialien können dabei Sprödbrüche auftreten. Eine hohe Biegezugfestigkeit oder Bruchenergie erweist sich hier als vorteilhaft.

7.2 Anforderungen an Beton bei Neubau und Instandsetzung

7.2.1 Empfehlungen auf Grund der Abrasionsbelastung Nachfolgend wird ein vereinfachender Überblick gegeben, wo Betone in Abhän-gigkeit von ihrer Druck- und Biegezugfestigkeit eingesetzt werden können. Die Druckfestigkeit ist zumeist die einzige bekannte Festbetonkenngrösse, die bei ei-nem geringen Verschleiss ausreichend, bei einem starken Verschleiss hingegen nicht als Kenngrösse für den Abrasionswiderstand benutzt werden kann. Deshalb ist in Abbildung 7.1 nicht nur die Druckfestigkeit sondern auch die Biegezugfes-tigkeit angegeben. Zudem sind die angegebenen Werte nur als grobe Orientie-rung zu verstehen. Sie beruhen auf den im Rahmen des Forschungsprojektes ge-wonnenen Erkenntnissen und sind fortlaufend zu prüfen und bei Bedarf anzupas-sen. Ungünstige Strömungsverhältnisse sowie zusätzliche, über die Abrasion hi-nausgehende Beanspruchungen, wie z.B. ein chemischer Angriff, sind nicht be-rücksichtigt.


Bei den in Abbildung 7.1 angegebenen Kategorien ist zusätzlich noch zu beach-ten:

• Flussbauwerke: Lage im schweizer Mittelland, ohne Tosbecken: i.a. ≤ B 40/3024.

• Überfallsektionen von Wildbachsperren: i.a. B 50/40, Kanten evtl. durch gut verankerte Eisenbahnschienen schützen.

• Befestigte Rinnen mit massivem Geschiebetrieb und Bauwerke mit ungün-stigen Strömungsformen: Dazu war der früher verwendete Beton zu wenig widerstandsfähig. Durch den Einsatz von Hochleistungsbetonen (≥ B 75/65) besteht hier ein grosses Potential (siehe nachfolgende Ausführungen).

0

20

40

60

80

100

120

Flussbauwerke Wildbachsperren Rinnen, Umleitstollen,Grundablasse,

Tosbecken

Dru

ckfe

stig

keit

[N/m

m2 ]

0

2

4

6

8

10

12

Biegezugfestigkeit [N

/mm

2]

zugelassener, mittlerer jährlicher Verschleiss 0.2 - 2 mm

Bie

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gfes

tigke

it

Dru

ckfe

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Abbildung 7.1: Allgemeine Empfehlungen zu notwendigen Betonfestigkeiten in Ab-hängigkeit von der Funktion (Belastung) des Bauteils.

Die bei sehr grossen Verschleiss wesentlichen betontechnologischen Einfluss-grössen werden nachfolgend anhand der Erfahrungen mit dem Geschiebeumleit-stollen Runcahez vorgestellt. Bei den sehr starken Beanspruchungen, wie sie im Geschiebeumleitstollen Runcahez vorliegen, ist der Einsatz von Hochleistungs-betonen als Verschleissschutz notwendig. Die Zemente, Betonzusatzstoffe und Betonzusatzmittel sind untereinander, u.a. mittels rheologischer Versuche, auszu-testen und abzustimmen, um die Frisch- und Festbetoneigenschaften zu optimie-ren. Verschiedene Betonkonzepte sind in Tabelle 4.2 angegeben, die direkt oder als Basis für Weiterentwicklungen genommen werden können. Die Festbeton-eigenschaften bei diesen Betonkonzepten sind in Tabelle 4.3 aufgeführt. Auf Grund der vorliegenden Ergebnisse sind alle Betone grundsätzlich geeignet. Po-

24 Diese Klassifikation der Betondruckfestigkeit ist in Anhang A erläutert.

Zugelassener, mittlerer jährlicher Verschleiss 0-2mm

Bie

gezu

gsfe

stig

keit

[N/m

m2 ]


lymerbeton ist jedoch viel teuer als die anderen Betone. Beim Walzbeton traten grosse Schäden in den schlechter verdichteten Randpartien auf (Abschnitt 4.4.5). Zudem kann die nach unten abnehmende Betonqualität mit verantwortlich sein für die rasche Schadenausbreitung. Bei allen Feldern ist eine schleifende und prallende Beanspruchung erkennbar.

7.2.2 Weitere Anforderungen Die Wahl des Werkstoffs wird nicht nur von der einwirkenden Abrasions-belastung, sondern zusätzlich von weiteren Belastungen, den Möglichkeiten bei Bau und Unterhalt usw. beeinflusst:

• drückendes Wasser bzw. fortwährende Wasserzufuhr kann zu Verbundprob-lemen beim Einbau führen und den Einbau mancher Werkstoffe stark er-schweren bzw. unmöglich machen:

- Polymerbeton soll nur auf trockenem Untergrund eingebaut werden. - die Qualität dünner Mörtelbetten kann deutlich verschlechtert werden.

• weitere Belastungen: chemischer Angriff, Frostwechsel, Bergwasserdruck, Temperaturgradienten, usw.

• gewünschter Baufortschritt

• gewünschte, zulässige Bauteildicke

• Wärmeentwicklung des Betons

• Form des Bauwerks: Mit Beton sind gewisse Formgebungen einfacher mög-lich als mit Holz, Stahl oder anderen Werkstoffen

• Zugänglichkeit beim Bau: Jahreszeit, Einsatz von Orts- oder Transportbeton,

• Zugänglichkeit während dem Betrieb der Anlage

• Reparaturmöglichkeit: jederzeit oder nur zu bestimmten (Jahres-) Zeiten

• Einschränkung in der Wahl der Werkstoffe aus anderen Gründen wie z.B. Äs-thetik

• Geplante Nutzungsdauer mit und ohne Instandsetzung

• Gefahrenpotential bei plötzlichem Auftreten grösserer Abrasionsschäden Einen guten Anhaltspunkt für die Abstimmung des Materials auf die Abrasions-belastung stellen ähnliche Bauwerke/-teile am selben Fluss oder unter vergleich-baren Bedingungen dar. Hat sich die Betonzusammensetzung an einem Bauwerk oder Bauteil bewährt, kann mindestens dasselbe Konzept für das neue bzw. in-standzusetzende verwendet werden.


7.2.3 Anforderungen an und Hinweise zur Verschleissschicht bei Neubau und Instandsetzung

Bei der Verwendung von Beton als Abrasionsschutz bestehen wenig Einschrän-kungen in der Formgebung des Bauteils. Die Wahl von ebenen Formen verein-facht sowohl den Bau als auch spätere Instandsetzungsarbeiten. Jedoch werden dann die Randpartien einer Sohle stärker beansprucht als bei einer konkaven Ausbildung. Bei der Formgebung sind eventuell spätere Instandsetzungsarbeiten sowie die Ausbildung von Arbeits-/Tagesfugen und Übernahme von Fugen an-grenzender Bauteile zu berücksichtigen. Empfehlungen zur Ausbildung von Fu-gen in Betonbelägen können den Normen SN 671 610 und SN 640 470b ent-nommen werden. Der Untergrund ist so weit abzutragen, dass eine ausreichende Schichtstärke des Neubetons bzw. Reprofilierungsbetons oder -mörtels eingebaut werden kann. Bei sehr starken Abrasionsbelastungen, wie sie z.B. im Geschiebeumleitstollen in Runcahez vorliegen (Geschiebefracht > 2'000 t/a und Meter Stollenbreite, vmax = 14 m/s; Geschiebedurchmesser dmittel = 0.2 m, dmax = 1.2 m) wurde bei den Ver-suchen eine Dicke des Neubetons von 30 cm als notwendig erachtet. Auf Grund der fünfjährigen Erfahrung wäre eine Schichtstärke von etwa 20 cm auch ausrei-chend gewesen. Bei Neubaumassnahmen sollen die Ränder des Betons möglichst rechtwinkelig zur Betonoberfläche angeordnet (abgeschalt/ausgebrochen) werden. Eine In-standzusetzende Fläche ist durch möglichst senkrechte Sägeschnitte von der be-stehenden Struktur zu trennen und eine Mindestdicke des Reparaturmörtels von mehreren Zentimetern (im Minimum ca. fünffacher Grösstkorndurchmesser) auf-zutragen (Icold 1982). Ein Auslaufen der Beschichtung auf eine Dicke von 0 cm ist zu vermeiden. Bei Neubauten und Instandsetzungen ist einerseits der neue Beton und anderer-seits der Verbund zwischen Alt- und Neubeton entscheidend für die Dauerhaftig-keit. Auf ein ähnliches thermisches und hygrisches Verhalten sowie auf einen ähnlichen bzw. geringeren Elastizitätsmodul der Reparaturmaterialien und des beschädigten Werkstoffs ist im Rahmen der Möglichkeiten zu achten. Weitere Hinweise für Instandsetzungssysteme und -verfahren sind in den deutschen „Richtlinien für Schutz und Instandsetzung von Betonbauteilen“ des Deutschen Ausschusses für Stahlbeton sowie der SIA Empfehlung 162/5 „Erhaltung von Be-tontragwerken“ enthalten. Bewehrungsnetze, die im Untergrund verdübelt sind, können zur Aufnahme von Schwindspannungen vorgesehen werden. Dabei ist zu beachten, dass im Beton der Bereich mit dem eingelegten Bewehrungsnetz bei starker abrasiver Belastung als bevorzugte Bruchstelle dienen kann.


7.3 Betonherstellung und Einbau

7.3.1 Vorversuche Vor dem Betonieren sind Vorversuche im Betonwerk durchzuführen, die den späteren Arbeiten in Hinblick auf Betonherstellung, Transportdauer des Betons, Umgebungstemperatur etc. möglichst nahe kommen müssen. Hierbei sind Frisch- und Festbetonprüfungen durchzuführen. Bei der Frischbetonkontrolle nach dem Transport ist vor allem die Konsistenz, die Rohdichte, der Luftporengehalt und der Wassergehalt zu bestimmen. Diese Ergebnisse sind anhand der vorgegebenen Betonrezeptur zu überprüfen. Die Festbetonkontrolle soll an Prüfkörpern mit ei-ner wie bei den eigentlichen Betonierarbeiten durchgeführten Transportdauer und Nachbehandlung vorgenommen werden. Im Minimum ist die Druck- und Biege-zugfestigkeit und je nach weiteren Anforderungen, z.B. an die Frostbeständig-keit, sind weitere Prüfungen vorzusehen.

7.3.2 Vorbereitung des Untergrunds Die Vorbereitung des Untergrundes hat entscheidenden Einfluss auf die Dauer-haftigkeit des Verbundes und somit die der gesamten Verschleissschicht. Sie ist sorgfältig zu planen, durchzuführen und der Aufwand entsprechend zu budgetie-ren. Folgende Anforderungen an die Oberflächenbeschaffenheit des Betonunter-grundes werden gestellt:

• frei von losen und mürben Teilen, Oberfläche darf nicht absanden oder an-mehlen (mittlere Oberflächenzugfestigkeit ≥ 1.5 – 2.0 N/mm² beim Verfahren mit Vorbohren, vgl. DIN 1048).

• frei von etwa parallel zur Oberfläche verlaufenden Rissen oder Ablösungen

• frei von Graten

• die Rauheit muss dem aufzutragendem Material und dessen Schichtstärke an-gepasst sein

• frei von artfremden Stoffen wie Trennmitteln, Gummiabrieb, Ausblühungen etc.

• Kiesnester und Hohlstellen sind sachgerecht auszuarbeiten und aufzufüllen Die Betonfeuchte und -temperatur des Untergrundes muss auf das aufzutragende Material abgestimmt werden. Bei kunststoffhaltigen Materialien ist zum Teil ein trockener, bei zementgebundenen Materialien ein feuchter Untergrund notwedig. Besonderheiten, wie z.B. drückendes Wasser, sind zu berücksichtigen (Wasser-haltung, Drainagen, Flammtrocknung, Probleme durch Eisbildung bei tiefen Temperaturen, etc.). Es sind Vorkehrungen zu treffen, was beim Eintreten von Unvorhergesehenem (Ausfall Geräte, etc.) eingeleitet werden muss. Ist der Un-


tergrund durch betonschädliche Salze kontaminiert, ist dies abzuklären und bei den Instandsetzungsarbeiten entsprechend zu berücksichtigen. Bei losem Untergrundmaterial ist neben den o.g. Punkten der Einsatz einer Folie oder eines Vlieses zur Vermeidung von Betonentmischungen in Betracht zu zie-hen. Dadurch wird jedoch die Haftung mit dem Untergrund wesentlich ver-schlechtert. Um die Anforderungen an den (Beton-) Untergrund zu erfüllen, sind entspre-chende Massnahmen vorzusehen. Um Gefügeschädigungen im Altbeton mög-lichst gering zu halten, können mehrstufige, untereinander abgestimmte Verfah-ren, notwendig sein. Dies kann bedeuten, dass nach einem Abfräsen bzw. Ab-schlagen des Untergrundes ein anschliessender Arbeitsgang mit Wasser- oder Sandstrahlen und abschliessend ein Abblasen bzw. Absaugen zu erfolgen hat.

7.3.3 Einbau und Nachbehandlung Ausreichende Frisch- und Festbetonkontrollen sind zu planen und durchzuführen. Der Einbau eines Betons auf einen noch nicht erhärteten Reprofilierungsbeton ergibt einen guten Verbund. Es darf jedoch keine Wasserabsonderung aus dem Reprofilierungsbeton auftreten. Eine möglichst ebene Betonoberfläche ist anzu-streben, um dem darüber fliessendem Wasser sowie Geschiebe möglichst wenig Angriffsstellen zu bieten. Die Verdichtung mittels Vibriernadel und nachfolgend einer Rüttelbohle erwies sich beim Einbau der Hochleistungsbetone im Geschiebeumleitstollen Runcahez als zweckmässig. Auf eine gute und gleichmässige Verdichtung, insbesondere auch der Rand- und Anschlusspartien, ist zu achten. Die Verdichtung mit einer Rüttelbohle hat über die gesamte Betonbreite und -länge zu erfolgen. Die Füh-rung der Rüttelbohle ist entsprechend auszugestalten. Bei ungeeignetem Einbau könnten bereits nach kurzer Zeit deutliche Schäden auftreten. Hier bestimmt so-mit nicht nur die Zusammensetzung des eingebauten Betons den Abrasionswi-derstand sondern auch massgeblich der Einbau.

7.3.4 Inspektion und Überprüfung Eine regelmässige Inspektion ist durchzuführen. Hierfür genügt eine visuelle Überprüfung, ggf. mit einfachen Untersuchungen. Die Inspektion muss von ge-schulten Personen vorgenommen werden und für das Bauwerk/-teil konzipiert sein. Beobachtungen sind in Checklisten, Skizzen und/oder Plänen und mittels Fotos festzuhalten, damit Veränderungen zwischen den Inspektionen zuverlässig erkannt werden können. Zudem sollen möglichst viele Angaben zur Belastung (siehe Kapitel 5) ermittelt und festgehalten werden. Auf Grund der Ergebnisse der Inspektion können dann bei Bedarf detailliertere Überprüfungen vorgenom-men werden. In der Empfehlung SIA E 162/5 werden weitere Hinweise zu In-spektionen und Überprüfungen gegeben.

8. Zusammenfassung 99

8 Zusammenfassung

Im Rahmen des 7-jährigen Forschungsprojektes wurde die bestehende Literaturgesichtet und ausgewertet, das Abrasionsverhalten von vielen Bauwerken undverschiedenen Werkstoffen, insbesondere Beton, begutachtet und Versuche in ei-nem Geschiebeumleitstollen während fünf Jahren durchgeführt. Dabei bestätigtesich, dass die Abrasion, d.h. der Verschleiss und Abtrag von festen Oberflächendurch mitgeführte Feststoffkomponenten, einen sehr komplexen Schädigungsme-chanismus darstellt.

Zur Abrasionsgefährdung von Bauwerken und Bauteilen kann folgendes ausge-sagt werden:• Im Allgemeinen steigt mit zunehmendem Sohlengefälle und grösserer Was-

sertiefe die Transportkapazität für Geschiebe (Menge, Korngrösse) und damitauch der Verschleiss. Erfolgt die Beanspruchung durch ein Feststoffkorn ineinem stumpfen Winkel zur Oberfläche ist der Verschleiss grösser als beioberflächenparalleler Fortbewegung. Diese Tatsachen ermöglichen dem Hy-drauliker abrasionsgefährdete Stellen an Wasserbauten zu erkennen.

• Die Auswahl eines Werkstoffs muss möglichst auf die zu erwartende Bela-stung abgestimmt werden. Bei stark abrasiver Beanspruchung werden bisherhäufig nicht zementgebundene Werkstoffe, wie z.B. Stahl, Natursteine undSchmelzbasalt eingesetzt. Das Potential zementgebundener Werkstoffe istbisher noch nicht ausgeschöpft und sieht aufgrund der durchgeführten Versu-che mit Hochleistungsbetonen vielversprechend aus. Da der Verschleiss im-mer von der Betonoberfläche her stattfindet, ist eine hohe Qualität dieser Zo-ne erforderlich. Dabei ist die Verdichtung des Betons und die Nachbehand-lung von besonderer Bedeutung. Hinweise zur Vorbereitung des Untergrun-des, dem Einbau und der Nachbehandlung des Betons werden in diesem Be-richt gegeben.

• Aufgrund geeigneter Abrasionsversuche mit Kies und Sand etc. im Labor undder Untersuchung der Betoneigenschaften können erste Anhaltspunkte zumAbrasionswiderstand von Beton erhalten werden. Bei den Festbetoneigen-schaften beeinflussen die Biegezugfestigkeit und die Bruchenergie den Abra-sionswiderstand deutlicher als die Druckfestigkeit.

• Vor allem bei dm-grossen Geschiebe ist das Abrasionsverhalten von Werk-stoffen im Labor kaum mit vertretbaren Aufwand nachzustellen, da das realeGeschiebe zu verwenden wäre. Normen oder andere Regelwerke geben hiernur sehr allgemeine Informationen zur Abrasionsgefährdung bzw. zu dennotwendigen Betonqualitäten.

8. Zusammenfassung 100

Bei den Begehungen von abrasionsgefährdeten Bauwerken zeigte sich, dass dieBauwerke in verschiedene Klassen mit ähnlichen Abrasionsgefährdungen einge-teilt werden können. Im Einzelfall gilt es natürlich zu prüfen, ob das Bauwerknicht speziell abrasionsgefährdet ist. Bei einem spezifischen Bauwerk ist zudemzu prüfen, welche weiteren Anforderungen an das Bauteil gestellt werden. Diesekönnen sehr unterschiedlich sein und beispielsweise eine Frostgefährdung, eineschlechte Zugänglichkeit beim Bau oder keine Zugänglichkeit während des Be-triebs darstellen. Darauf aufbauend kann dann beurteilt werden, welche Anforde-rungen insgesamt an das neue Bauteil zu stellen sind.

Hinweise zu den benötigten Betonqualitäten werden nachfolgend gegeben:• Bei Flussbauwerken im schweizerischen Mittelland bewährt sich ein Beton

B 40/30 bei der üblichen Geschiebeführung und gelegentlichen Hochwässern.Die mittlere Verschleissrate beträgt ungefähr 1 mm im Jahr.

• Bei Wildbachverbauungen werden eher grössere Schäden als bei Flussbau-werken beobachtet. Durch den Einsatz von Beton B 50/40 mit Biegezugfe-stigkeiten von etwa 6 N/mm2 und Kantenschutzeisen kann der Flächenver-schleiss meistens auf wenige Millimeter im Jahr beschränkt werden.

• Die grössten Schäden traten bei Geschiebeumleitstollen, d.h. Bauwerken mitsehr groben Geschiebekomponenten auf. Hochleistungsbetone B 80/70 mitBiegezugfestigkeiten von über 10 N/mm2 können hier noch eingesetzt wer-den. Deren Verschleiss beträgt maximal mehrere Millimeter pro Jahr. DerVerschleiss erfolgt durch eine Kombination aus schleifender und prallenderBeanspruchung.

• Prallstrahlverschleiss durch Wasser mit Sand/Kies führt auf zumeist kleinenFlächen zu einem grossen Verschleiss. Dies zeigt sich beispielsweise beiWasserfassungen wie z.B. Tirolerwehren.

Abschliessend ist noch darauf zu verweisen, dass bis anhin sehr viele Versuchezum Schutz von Bauteilen vor Abrasion ausgeführt wurden. Jedoch wurden bis-her die Erfahrungen mit einem Abrasionsschutz nur zögerlich ausgetauscht. DieAutoren hoffen, dass der vorliegende Bericht sowie die bisherige Öffentlichkeits-arbeit (Publikation, Tagung) zur Verbreitung der heute vorhandenen Erkenntnis-se beiträgt und den Informationsaustausch aktiviert.

9. Dank 101

9 Dank

Die Autoren bedanken sich beim PSEL, dem Projekt- und Studienfonds derSchweizerischen Elektrizitätswirtschaft für die grosszügige Unterstützung desProjekts und bei den KVR, Kraftwerke Vorderrhein AG und der NOK, Nordost-schweizerische Kraftwerke, für die tatkräftige Mithilfe bei den Naturversuchen.Ein Dank gilt auch den Firmen Bekaert (Schweiz) AG; HCB „Holderbank“ Ce-ment und Beton, und MBT (Schweiz) AG für die materielle Unterstützung beider Herstellung der Hochleistungsbetone.

Weiter möchten wir auch den Teilnehmern der Umfrage danken, die bei der Er-hebung von Abrasionsschäden im Wasserbau mitarbeiteten. Durch ihre Rück-meldungen haben sie die Fokussierung auf die effektiv vorkommenden Problemeermöglicht.

10. Literatur 103

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Anhang A 109

Anhang A

A1 VerschleissprüfungenIn den nachfolgenden Tabellen wird ein Überblick über verschiedene Testverfah-ren zur Bestimmung des Verschleisses gegeben. Aus Spalte 1 geht hervor, werdie Verfahren entwickelt hat bzw. ob die Verfahren normiert wurden. In Spalte 2werden die Verfahren näher beschrieben und in Spalte 3 ist angegeben, ob mitdiesem Test auch umfangreichere Versuche an Betonen durchgeführt wurden. Inder letzten (4.) Spalte wird auf eine Abbildung des Testaufbaus verwiesen. DieZusammenstellung der Testverfahren ist sehr weit gefasst, um einen Überblicküber mögliche Testverfahren und getestete Beanspruchungen zu erhalten.

Infolge der Beanspruchung der Betonoberfläche kann die Temperatur und auchder Wassergehalt bzw. das Gefüge des Randbetons verändert werden. Eine ge-naue Kontrolle der Versuchsbedingungen ist unerlässlich. Bei Verschleisstöpfenkann auch die Zentripetalbeschleunigung (Drehgeschwindigkeit) unerwartete undunerwünschte Effekte auf den Abrieb haben (Schröder 1993).

Tabelle A1.1: Schleifende Festkörper/Festkörper Beanspruchung; n.b. = nicht be-stimmt/bekannt

Norm/Institution Beschreibung/Bemerkung Beton AbbBöhme Scheibe,DIN 52108;ASTM 779; SIA162/1, Nr. 10;NBN B 15-233

Amsler-Lafond-Gerät

Ein horizontaler Prüfkörper wird oberflä-chenparallel gleichmässig durch eine oder mehre-re (ASTM) Schleifscheiben ggf. mit Abrasivstoffkreisförmig beansprucht; bei der belgischenNorm (NBN) rotiert der Prüfkörper langsam; diePrüfung wird z.T. auch mit Wasser und Abrasiv-stoff ausgeführt;prinzipiell identisch, aber anstelle einer Schleif-scheibe wird ein Schleifring benutzt.

Kunterding(1991)

De Almeida(1994)

Abb 1.1Abb 1.3

Otto-Graf-Institut,Stuttgart; DIN51963, Jagfeld(1972)

Der Grundkörper dreht sich horizontal auf einemTeller, durch eine Hubbewegung des Tellers wirdeine schleifende Bewegung eines Pendels aufdem Grundkörper erzeugt.

n.b.

ASTM D 124256,(Schleifpapier-Verfahren)DIN 53 754 (Ta-ber-Abraser)

Der Grundkörper gleitet relativ zum Schleifpa-pier.

Mit Schleifpapier auf der Lauffläche beschichteteReibräder bewegen sich rotierend über demGrundkörper.

n.b. Abb 1.2

Anhang A 110

Tabelle A1.2: Schleifende, stossende, wälzende Beanspruchung des Systems Festkör-per/Partikel/Festkörper; n.b. = nicht bestimmt/bekannt

Norm/Institution Beschreibung/Bemerkung Beton Abb.ASTM C 944(rotating cutter)

ASTM C 779 B(dressing wheel)

Zwei (944) bzw. 3 (779 B) Nagelwalzensind auf einem sich drehenden Rührwerkoberflächenparallel zum trockenem Grund-körper angeordnet;die Nagelwalzen drehen sich zusätzlich umihre Achse.

Smith (1956)

Laplante et al.(1991), Nark etal. (1994)

A1.3

Brit. Cem. Ass.,Uni. Asthon, UniDundee, UK

Drei Stahlräder laufen hintereinander wäh-rend 15 Minuten kreisförmig auf demGrundkörper.

Chaplin (1990)Sadegzadeh &Kettle (1986),Dhir et al. (1991)

ASTM 779 C(ball bearingmethod)früher DIN 51951

Auf einem horizontal liegenden, trockenemGrundkörper bewegen sich Kugeln, die ineinem Stahlteil in kreisförmigen Nuten oderVertiefungen geführt werden.

Plassmann(1954), Walz &Bonzel (1968),Smith (1956),Nanni (1989)

A1.3

Spikesreifentest:österreichscher

finnischer

Norcem Zement-werk

Spikesreifen fahren in einem vertikalachsi-gen Betonring.

Spikesreifen fahren auf horizontalen Beton-platten

Spikesreifen fahren auf einer Rohrwandung,die mit Teststücken verkleidet ist.Krenchel verwendet einen sich drehendenSpikesreifen, der auf einem zweiten, mitProben bestückten Rad fährt.

Springenschmid& Sommer(1971)Komonen &Penttala (1998)

Pedersen (1988)

Krenchel &Maage (1982)

ASTM C 131, C535 (Los AngelesTest)

drehende Trommel, mit frei beweglichenStahlkugeln und Prüfgut (Betonzuschlag)gefüllt.

Lane (1984) A1.4

Devaltest,prEN 1097-1

Stahlkugeln und Prüfgut sind frei beweglichin einem rotierenden Zylinder.

Petersson (1994)

Compagnie Na-tionale du Rhône

In einer sich drehenden Trommel ist derGrundkörper befestigt; pro Umdrehung fällteine Stahlkugel auf den Prüfkörper.

Mamet, Llopis &D’Angelo (1983)

Reibradverfahren(Methode nachGary)

Zwischen einem sich drehenden Gummiradund einem tangential anliegenden Grund-körper wird Abrasivstoff gestreut.

n.b. A1.5

Anhang A 111

Tabelle A1.3: Schleifende, prallende Beanspruchung des Systems Grundkör-per/Partikel/Flüssigkeit (Hydroabrasivverschleiss); n.b. = nicht be-stimmt/bekannt

Norm/Institution Beschreibung/Bemerkung Beton Abb.TU Delft,(kreisförmigesGerinne)

Gardet & Dysli

In einem horizontalen, kreisförmigen Gerinnesind die Grundkörper auf dem Gerinneboden;das mit Wasser und Abrasivstoff gefüllte Ge-rinne wird durch Paddel in Bewegung gesetzt,vmax: ca . 5 m/s, 50 kg Sand (0-32 mm), 240 -260 h Testdauervmax: ca . 4m/s, 40 kg Sand (0-32 mm) nach 24h ausgetauscht, 240 h Testdauer.

Pat et al. (1979)

Gardet & Dysli(1965)

A1.6

ÖsterreichischeGeschiebetrom-mel

In einer, mit Abrasivstoff (15 kg, ∅ ≤ 50 mm)und Wasser gefüllten Geschiebetrommel (46U/min, ½stündiger Wechsel der Drehrichtung)sind auf der Lauffläche der Trommel die Pro-ben eingebaut; eine Versuchsdauer von 20 hsoll etwa einer 10-jährigen Beanspruchung inder Natur entsprechen.

Huber & Ro-zinski (1978)

Talbot-Jones-Rattler Test,

in einer mit Stahlkugeln gefüllten sich dre-henden Trommel sind Proben an der innerenLauffläche befestigt.

Chaplin (1990)

Universität Wis-mar

In einer mit Wasser und Geschiebe (3 ≤ ∅ ≤20 mm) im Verhältnis 1 : 1 zu 11 % gefülltenTrommel sind auf einer sich drehenden Stahl-halterung Grundkörper fixiert; Versuchsdauer20 h.

Haroske(1999), Bania(1989)

A1.7

Electricite deFrance (EDF)(lineares Gerinne)

Ein Kanal wird von Wasser mit ggf. Abrasiv-stoff durchflossen; die Grundkörper befindensich auf der Kanalsohle.

n.b.

Bauch, Aegerter& Bosshard, Ba-sel, EDF

Ein mit Abrasivstoff und Wasser gefülltes, zuprüfendes Rohrstück wird um die Längsachserotiert.

Bauch (1968) A1.8

Liu, ASTM C1138 (under watermethod)

Horiguchi

In einem Stahlzylinder wird unten der Grund-körper eingelegt; anschliessend werden Was-ser und Abrasivstoff eingefüllt und durch einPaddel in eine kreisförmige Bewegung ver-setzt.Anstelle der kreisförmigen Bewegung wirdmit einer Frequenz von 8 Hz und Amplitudevon 25 mm die Bewegung erzeugt.

Liu (1981),Berra et al.(1986), Neeley(1988), Kayat(1991)Horiguchi(1983)

A1.9

MPA Stuttgart In einem Stahlzylinder wird der Grundkörperauf einem waagrechten Rotationsteller befe-stigt; mit Gummilaschen wird der Abrasiv-stoff auf den rotierenden Grundkörper ge-drückt.

Röhnisch &Vollmer (1970)

MPA Stuttgart In einen Stahlzylinder wird Wasser und Abra-sivstoff gefüllt; exzentrisch, aber parallel zurLängsachse des Zylinders wird der Grundkör-per an einem sich um die Längsachse desZylinders drehenden Arm befestigt.

n.b. A1.10

Anhang A 112

Tabelle A1.4: Strömende Beanspruchung des Systems Festkörper/Partikel/ Flüssigkeit(Hydroabrasivverschleiss); n.b. = nicht bestimmt/ bekannt

Norm/Institution Beschreibung/Bemerkung Beton Abb.DIN 1230 T2(Entw.), Dallwig,Uni Darmstadt,Uni Stuttgart

Ein an den Enden verschlossenes Halbrohrwird mit Wasser und Abrasivstoff gefüllt, mit-tig aufgelagert und mit einer bestimmten Fre-quenz in Längsrichtung gewippt.

Kirschmer(1966/67),Dallwig(1978)

A1.11

KeramikinstitutFrankreich

An den Enden verschlossene Halbrohre wer-den mit Wasser und Sand/Kies gefüllt und inLängsrichtung hin und her bewegt.

n.b.

Uni Wien 2 geschlossene Rohre, die mit Wasser undSand/Kies gefüllt sind, sind auf einem sichdrehenden Rad montiert.

n.b. A1.12

Tabelle A1.5: Strömende, stossende Beanspruchung und Kavitation* im System Fest-körper/Wasser; n.b. = nicht bestimmt/bekannt

Norm/Institution Beschreibung/Bemerkung Beton Abb.ASTM C 418 Sandstrahlen mit 600 g Sand (0.60-0.85 mm)

pro Minute und Luftdruck von 414 kPa wäh-rend 1 Minute.

Smith (1956)

Walz & Wi-schers, Compa-gnie Nationaledu Rhône

Wasserstrahlen, z.T. mit Sand. Walz & Wi-schers (1969),Mamet et al.(1983)

Venturirohr* Flüssigkeit strömt in einem sich verengendenRohr unter Bildung eines Unterdruckes (Kavi-tation), der Grundkörper wird, in Fliessrich-tung, hinter der Verengung montiert.

n.b. A1.13

Houghton et al. Wasser strömt mit 37 m/s über Testfelder aneinem Damm

Houghton etal. (1978)

Tabelle A1.6: Härteprüfung; n.b. = nicht bestimmt/bekannt

Norm/Institution Beschreibung/Bemerkung Beton Abb.Vickers-, Brinell-Rockwellhärtediv. DIN undASTM

Ein pyramiden- bzw. kugelförmiges Formteilwird unter definierter Last auf eine Probe ge-drückt; Die Tiefe des Abdrucks des Formteilsim Grundkörper wird vermessen.

Kunterding(1991)

A1.14

Mohs’sche Här-te, (Ritzhärte)

Ein belastetes Formteil wird oberflächenparal-lel zum Grundkörper bewegt; ist der Grund-körper ritzbar, ist die Härte geringer als die desritzenden Formteils.

n.b.

Anhang A 113

In der Schweiz werden zur Bestimmung des Abriebverhaltens von Beton einemodifizierte Böhmescheibe sowie ein Schleifpapierverfahren nach DIN 53‘754eingesetzt. Bei diesen Verfahren werden im allgemeinen nur der bzw. die ober-ste(n) Millimeter des Betons, also der Randbeton, der entscheidend durch denEinbau und die Nachbehandlung beeinflusst wird, geprüft. Verfahren mit sto-ssender Belastung sind nicht vorhanden.

Probe

loses Schleifkorn

Abbildung A1.1: Böhme Scheibe, nach Kunterding (1991).

Abbildung A1.2: Schleifpapierverfahren, nach Kunterding (1991).

Anhang A 114

Abbildung A1.3: Schleifteller nach ASTM-C-779 A, Stachelwalze (dressing wheel) nachASTM C 779 B; Kugeln (ball bearing method) ASTM 779 C, Stachel-walze (rotating cutter) nach ASTM C 944-80, nach Kunterding(1991).

Abbildung A1.4: Los Angeles Test, aus ASTM C 131, Talbot-Jones-Rattler Test, nachKunterding (1991).

Anhang A 115

Abbildung A1.5: Reibradverfahren, nach Kunterding (1991).

Abbildung A1.6: Kreisförmiges Gerinne, nach Pat et al. (1979).

Anhang A 116

Abrasivgut/Wassergemisch

Prüfkörper

Abbildung A1.7: An der Universität Rostock entwickelte Geschiebetrommel.

Anhang A 117

Eisenplatte

GeräuschdämpfendeGummidichtung

Deckel

Gummidichtung

zu prüfender Belagbzw. Rohrwerkstoff

Verschraubung 100

200

Abbildung A1.8: Rotierende Halbrohre, nach Bauch (1968).

Anhang A 118

Abbildung A1.9: Under water method (ASTM C 1138), aus Liu (1981).

Massangaben in mm;a Probekörper vom Durchmesser db Verschleissmittelc Behältere Exzentrizität der Probef Vorrichtung mit Schreibtrommelg zum Messen der Reibungskraft

Schnitt

Draufsicht

Abbildung A1.10: Verschleisstopf mit exzentrischer Probenhalterung, aus Wellinger &

Uetz (1955).

Anhang A 119

21.6 Lastspiele/min.

300mm 1250mm

45�

Abbildung A1.11: Wippendes Halbrohr, nach Kirschmer (1966).

800 mm

NW 250

Abbildung A1.12: Auf Rad rotierende Rohre, nach Kirschmer (1966).

Abbildung A1.13: Venturirohr, aus Kunterding (1991).

Anhang A 120

Eindringkörper

Prüfgesamtkraft F1 (N)

Auswertung

Einheit

Härteprüfverfahren KugeldruckIRHD(Normproben)

IRHD(Mikrohärte) Shore A,D

Norm

Vorkraft F1 (N)

DIN 53 456 DIN 53 519( Blatt 2)

DIN 53 519( Blatt 2)

DIN 53 505

StahlD= 5mm

9,8 + 49,0+ 132,4+ 357,9+ 961,0

0,3 + 5,4

0,39,8 0,0083 0

Shore A Shore BStahl

Zeit bis zur Ablesung t [s]

Direkte Ablesung

in Shore–Einheiten

3

StahlD = 5 mm 2,5 mm

StahlD= 0,4 mm

10 (Vorkraft)30 (Prüfgesamtkraft)



0,0083+0,145 A: 0,55....8,1

(F=3h+0,55)

D: 0.....44,5

(F=17,8h)

h: Eindringtiefe: 0....2,5mm

IRHD Shore A,Shore DIRHDN/mm2

H=f(h)

h: Eindringtiefe

(H ist tabellarischder Eindringtiefe hzugeordnet)

H=f(h)

h: Eindringtiefe

(H ist tabellarischder Eindringtiefe hzugeordnet)

d = 5 mmhr = 0.25 mm

Eindringkörper

Prüfgesamtkraft F1 (N)

Kurzbezeichnungder Härte

Einheit

Härteprüfverfahren Brinell Vickers Rockwell Knoop

Norm

Vorkraft F1 (N)

DIN 50 351 DIN 50 133 DIN 50 103

Stahl, HartmetalD = 10 mm 5 mm 2,5 mm 1 mm

12,26..... 29420 Makrobereich:50......1000Kleinlastbereich:2.........50Mikrobereich:< 2

00 A, B, C, F: 98,07N, T : 29,42

0

Diamant

Auswertung

X HK F’

DiamantFlächenwinkelgegenüberliegenderPrismenflächen�=136�

Prüfkraft HR = Z–tb / x

A,F: 588,4

B: 980,7

C: 1471

N,T: 147,1; 242,2 ; 441,3

< 10 N

früher: kp/mm2 jetztHB (1HB�1daN/mm2

HRA, HRB, HRC, HRF, HR 15 N,HR 30 N, HR 45 N, HT 15 N,HT 30 N, HT 45 N

X: Härtewert

D: Durchmesser derEindringkugel

F’: 0,102 Prüfkraft F

tE: Einwirkdauer in s(entfällt bei tE=10...20 s)

DiamantKegelwinkel:120� Spitzenradius:0,2mm

B, F, T:Stahl

D=1,587 mm

=1/16 inch

172,5� 130�

HB=Eindruckoberfläche

PrüfkraftHV=

Eindruckoberfläche

d: Durchmesser desEindruckes in mm

d: mittlere Länge der Eindruckdiagonalen

in mm

PrüfkraftHK=

Eindruckprojektions–fläche

d: Länge der längerenDiagonalen in mm

A, C, N, T: z=100

�, F: z=130

tb: bleibende Eindringtiefe in mm

A, B, C, F: x=0.002 mm

N, T : x=0,001 mm

X HB D / F’ / tE

X: HärtewertF’: 0,102. Prüfkraft F

X HR Y

X: Härtewert

Y: Kurzzeichen desVerfahrens (A, B, C, F,15 N, 30 N, 45 N, 15 T,30 T, 45 T )

X: HärtewertF’: 0,102 Prüfkraft FtE: Einwirkdauer in s(entfällt bei tE=10..15 s)

X HV F’ / tE

früher: kp/mm2 jetztHV (1HV�1daN/mm2)

früher: kp/mm2 jetztHK (1HK�1daN/mm2)

Abbildung A1.14: Härteprüfung, nach Habig (1980).

Anhang A 121

A2 Betonklassifikation, Betonprüfungen gemäss NormSIA 162

Beton wird gemäss Norm SIA 162 entsprechend der Würfeldruckfestigkeit undder allfällig geforderten besonderen Eigenschaften klassifiziert und bezeichnet.Zusätzlich wird der Zementgehalt und bei Leichtbeton die Rohdichte angegeben.Die Klassifikation erfolgt gemäss Tabelle A2.1. Bei der Druckfestigkeit handeltes sich um den Wert, der nach 28 Tagen erreicht werden soll. Die besonderenEigenschaften betreffen das Einbringen und die Gebrauchstauglichkeit.

Die Bezeichnung des Betons beinhaltet zwei Werte der Würfeldruckfestigkeit:• Der erste, obere Wert entspricht dem Mittelwert der Würfeldruckfestigkeit,

ausgehend vom geforderten Mindestwert unter Berücksichtigung einer Stan-dardabweichung von 5 N/mm2

• Der zweite, untere Wert ist der für den Nachweis der Tragsicherheit massge-bende Mindestwert der Würfeldruckfestigkeit. Dieser Mindestwert entsprichtungefähr der 2%-Fraktile der Gauss'schen Normalverteilung, d.h. bei einergrossen Anzahl Prüfungen wird der Mindestwert von 2% der Prüfwerte unter-schritten.

Für Betone mit besonderen Eigenschaften wie Dichtigkeit, Frostbeständigkeit,Frost-Tausalzbeständigkeit, chemische Beständigkeit und Abriebfestigkeit wer-den in der Norm SIA 162/1 Prüfungen aufgeführt (Tabelle A2.2). Insbesonderedie Prüfung der Abriebfestigkeit ist nicht immer zweckmässig. Die Verwendungvon Betonen mit besonderen Eigenschaften setzt systematische, schlüssige Vor-versuche voraus, die zeigen, dass die gestellten Anforderungen an den Beton imTragwerk erreicht werden (Tabelle A2.3).

Tabelle A2.1: Klassifikation von Beton gemäss Norm SIA 162

Anhang A 122

Tabelle A2.2: Überblick über durchzuführende Prüfungen in Abhängigkeit von denBetoneigenschaften, aus Norm SIA 162/1.

Anhang A 123

Tabelle A2.3: Kriterien zur Beurteilung der in Tabelle A2.2 aufgeführten Prüfungengemäss Norm SIA 162/1.

Anhang A 124

A3 Frisch- und Festbetoneigenschaften der im Stollen Run-cahez eingebauten Betone

A3.1 Vorversuche TFBDie 1994 in der TFB durchgeführten Laborversuche ergaben, dass der Einsatzeines Betonverflüssigers aus einer wässrigen Lösung mit einem Salz der Poly-naphtalenmethansulfonsäure die günstigsten Frischbetoneigenschaften ergab.Heute stehen neue Produkte zur Verfügung, die mindestens gleich gut geeignetsind. Die Zugabe des Hochleistungsverflüssigers in den Betonmischer nach allenanderen Komponenten und nach einer halben Minute Nassmischdauer erwiessich am effektivsten zur Konsistenzeinstellung. Um hohe Betonfestigkeiten zuerreichen, wurden hochfeste Zuschlägen (Basalt) verwendet.

Aufgrund von Vorversuchen wurde die in Abbildung A3.1 dargestellte Siebliniefür die eingesetzten Betone ermittelt. Der Anteil 0/4 mm betrug 30 %, der von3/7 mm 28 % und der von 7/15 mm 42 %. Zusätzlich sind zur Information dieSieblinien nach EMPA und Fuller eingetragen.

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0.1 1 10 100

S ieböffnung [mm]

Du

rch

ga

ng

[%

]

0.3/0.28/0.42EMPAFuller

Abbildung A3.1: Korngrössenverteilung der verwendeten Zuschläge

A3.2 Vorversuche Betonwerk Rabius, GRIn Tabelle A3.1 sind die Betonzusammensetzungen der vier zementgebundenenBetonmischungen angegeben. Tabelle A3.2 enthält die erzielten Frischbetonei-genschaften und Tabelle A3.3 sowie Tabelle A3.4 die Festbetoneigenschaften.

Anhang A 125

Tabelle A3.1: Betonzusammensetzung bei den Vorversuchen.

Zement Silicastaub-suspension

Stahl-fasern

Verflüs-siger

[kg/m³] [kg/m³] [kg/m³] [%]*Silicastaubbe-ton

450 65.5 - 7.0

Stahlfaserbeton 480 28.8 45 7.0Hochleistungs-beton

500 - - 6.9

Walzbeton 400 - - -* :bezogen auf Zementmasse

Tabelle A3.2: Frischbetoneigenschaften der Betone bei den Vorversuchen..

Ausbreitmass[cm]

Setzmass[-]

Luftporen-gehalt [%]

Temperatur[°C]

Wassergehalt;sofort

Dichte[kg/m³]

sofort 60 min sofort 60 min sofort 60 min Luft Beton [kg/m³] w/z sofort 60 min

Silicastaub-beton

61 50 - - 1.9 2.1 5 11 170 0.38 2602 2585

Stahlfaser-beton

(25)*

(25) 1.22 1.31 0.7 1.4 4 11 149 0.31 2701 2685

Hochlei-stungsbeton

31 (27) 1.16 1.19 2.1 2.1 2 10 159 0.32 2641 2647

Walzbeton 131 0.33 2610*:ausserhalb üblichen Messbereich

Tabelle A3.3: Festbetoneigenschaften von separat hergestellten Proben bei den Vor-versuchen.

Dichte[kg/m³]

Würfeldruckfe-stigkeit [N/mm²]

Biegezugfestig-keit [N/mm²]

7 d 28 d 7 d 28 d 7 d 28 dSilicastaubbeton 2592 2579 54.0 82.8 7.1 9.3Stahlfaserbeton 2573 2679 63.7 84.6 8.9 8.9Hochleistungsbeton 2639 2600 55.6 66.1 6.7 6.8

Tabelle A3.4: Festbetoneigenschaften 16 Tage nach der Herstellung, ermittelt anBohrkernen (∅ = 100 mm, l = 200 mm) bei den Vorversuchen.

Dichte[kg/m³]

Zylinderdruckfestig-keit [N/mm²]

Elastizitätsmodul[kN/mm²]

Silicastaubbeton 2596 51.9 39.2Stahlfaserbeton 2701 62.6 41.9Hochleistungsbeton 2657 52.3 41.0Walzbetonmittel 2610 49.9 37.8•obere 10 Zentimeter 2665 57.2•untere 10 Zentimeter 2555 42.6

Anhang A 126

Vor allem der Silicastaubbeton und der Hochleistungsbeton enthielten zuvielWasser. Dadurch ergaben sich die verarbeitungswilligen Konsistenzen und je-doch geringere Festbetonkennwerte. Das niedrige Ausbreitmass (Tabelle A3.2)täuscht, da die Betone thixotrop waren, d.h. beim Einbringen einer Verdich-tungsarbeit waren diese deutlich „flüssiger“ als aufgrund des Ausbreitmasses zuerwarten wäre. Beim Walzbeton wurde der Verdichtungseinfluss auf zwei Artenuntersucht:• Es wurden Bohrkerne aus der Mitte und am Rand des Versuchsfeldes gezo-

gen und untersucht.• Die Bohrkerne wurden halbiert und die obere und untere Hälfte untersucht.

Es zeigte sich kein Einfluss der Verdichtung (Walzen oder Grabenstampfer) aufdie Festbetoneigenschaften wie die Dichte, die Festigkeit und den Elastizitäts-modul. Jedoch war der Einfluss der Verdichtungswirkung mit zunehmendem Ab-stand von der verdichteten Oberfläche deutlich geringer (Tabelle A3.4).

A3.3 Hauptversuche

A3.3.1 FrischbetoneigenschaftenBeim Hauptversuch wurden die Betonrezepturen des Vorversuchs (Tabelle A3.1)unverändert übernommen. Die Betonzusammensetzungen sind im Bericht in Ab-schnitt 4, Tabelle 4.2, angegeben.

Folgende Mischreihenfolge mit den entsprechenden Zeiten wurde bei der Beton-herstellung im Betonwerk angestrebt:1. Zuschlag 10 s mischen2. Silicastaubsuspension dazu, 30 s mischen3. Zement dazu, 60 s mischen4. Zugabewasser dazu, 30 s mischen5. ggf. Stahlfasern dazu, 10 s mischen6. Hochleistungsverflüssiger dazu, 10 s mischen7. Verzögerer dazu8. 180 s mischen

Die Frischbetoneigenschaften wurden nach der Herstellung von 3 - 4 m³ Frisch-beton, d.h. einer Fahrmischerfüllung, gemessen. Die Herstellung einer Fahrmi-scherfüllung dauerte wegen der teilweise manuellen Zugabe der Betonausgangs-stoffe ca. 30 bis 45 Minuten. Pro Tag konnten beim Einsatz von vier Fahrmi-schern problemlos zwei Betonmischungen in zwei Versuchsfeldern à 10 m Längeim Geschiebeumleitstollen eingebracht werden. Beim Einsatz von mehr Fahrmi-schern bzw. einer besseren Zugänglichkeit können deutlich schnellere Einbau-zeiten resultieren.

Anhang A 127

Tabelle A3.5: Frischbetonkennwerte bei den Hauptversuchen.

Silicastaub-beton

Walzbeton Stahlfaser-beton

Hochlei-stungsbeton

Amperemeter* [A] 60 - 65 70 45Ausbreitmass [cm] 30 35 35Setzmass [-] 1.11 1.22 1.14Dichte [kg/m³] 2660 2600 2720 2680Luftporengehalt [%] 2.4 2.4 1.9 1.8w/z-Wert [-] 0.33 0.33 0.31 0.30w/(CEM + BZS) [-] 0.30 0.30Lufttemperatur [°C] 6 19 15Betontemperatur [°C] 15 21 18*: maximaler Ausschlag

Der Polymerbeton wurde unter Aufsicht von MBT-Mitarbeitern hergestellt. Auf-grund der Zähigkeit des Polymerbetons erbrachte der Innenrüttler kaum eineVerdichtungswirkung. Mit der Rüttelbohle konnte eine geschlossene Oberflächehergestellt werden. Der Polymerbeton wurde im Stollen in einem 200 l Mischerhergestellt. Etwa einen Tag, verteilt auf zwei halbe Tage, dauerte der Einbau des10 m langen, 0.2 m dicken und 3.8 m breiten Feldes.

A3.3.2 FestbetoneigenschaftenAn den in Tabelle A3.6 hergestellten Betonprüfkörpern wurden die Festbetonei-genschaften bestimmt. Diese sind in Abschnitt 4 des Berichts in Tabelle 4.3 ent-halten.

Tabelle A3.6: Probenzahl für die Festbetonkontrolle.

Biegezugfestigkeit 12 Prismen: 12 * 12 * 36 cm³: je 6 nach 28 und 90 Tageneinaxiale Druckfestig-keit

Reststücke Biegezugfestigkeit: je 12 Reststücke

Elastizitätsmodul 12 Prismen: 12 * 12 * 36 cm³ je 6 nach 28 und 90 TagenBruchenergie 12 Würfel 15 * 15 * 15 cm³: je 6 nach 28 und 90 TagenGefügeanalyse Dünnschliffen an Reststücken

Die Prüfkörper aus Walzbeton wiesen eine sehr unterschiedliche Verdichtungauf. Dies führte u.a. dazu, dass bei der Bruchenergiebestimmung der Riss nichtentlang der Sollbruchstelle (Fortsetzung der Kerbe) verlief. Beim Polymerbetonfiel auf, dass der Bruch meist durch die Zuschläge ging. Durch qualitativ bessere(festere) Zuschläge könnte hier somit die Festigkeit noch deutlich erhöht werden.Der bei den entnommenen Bohrkernen gefundene schlechte Verbund zwischendem Polymer- und Reprofilierungsbeton wurde wahrscheinlich durch den hohenFeuchtigkeitsgehalt des Reprofilierungsbetons bedingt.

Anhang A 128

A4 Verschleiss an den Versuchsfeldern im StollenDie Bestimmung und die Beurteilung der Abrasionsbeständigkeit wurde wiefolgt auf den in Abbildung A4.1 dargestellten Versuchsfeldern durchgeführt:• jährliche geodätische Aufnahme mit einem Raster von max.50 cm x 20 cm• jährliche Begehung

WalzbetonSchmelz–Basaltplatten

Microsilica–beton

Hochleistungs–beton

Stahlfaser–beton

Polymer–beton 3.80m

10m

H–Träger

Abbildung A4.1: Anordnung der Versuchsfelder auf der Stollensohle.

Abbildung A4.2: Geodätische Aufnahme der Höhenlageder Versuchsfelder mittels einer Mess-latte.

Die geodätischen Aufnahmen erfolgten durch die NOK (Abschnit 4.5). Die Lageder Oberflächen aller Felder nach dem Betoneinbau, d.h. ohne Beanspruchungdurch Geschiebe, sind im Bericht in Abschnitt 4.4.5 dargestellt. Bis auf denWalzbeton zeigen alle Felder eine ähnliche Oberflächenstruktur. Das Gefälle be-trägt bei den Feldern etwa 15 cm auf 10 m. Der Einbau konnte, bis auf denWalzbeton, also entsprechend den Vorgaben an das Längs- und Quergefälle be-werkstelligt werden. Die Randpartien der Felder sind jedoch meistens infolge derproblematischen Randverdichtung zu niedrig. Die bei der Begehung festgestell-

Anhang A 129

ten Überhöhungen und Unebenheiten im Walzbetonfeld kommen bei den Ver-messungen und folglich den strömungsmechanischen Eigenschaften ebenfallszum Ausdruck.

Tabelle A4.1: Termine zur Begutachtung der Testfelder.

Messungen vor/nach Inbe-triebnahme des Stollens

Begehung

Vor Inbetriebnahme 7.6.1995 7.6.19951. + 2. Betriebsjahr 4.7.1996 19.9.1996 4.7., 19.9.19963. Betriebsjahr 17.9.1997 19.7.19974. Betriebsjahr 2./3.11.1998 3.11.19985. Betriebsjahr 25.1.2000 25.1.2000

Nachfolgend sind die Beobachtungen der Begehungen sowie der Auswertungender geodätischen Aufnahmen und Begehungen (Tabelle A4.1) kurz zusammenge-fasst. Basierend auf den geodätischen Messungen wurden die Abträge und He-bungen berechnet. Die auf den geodätischen Aufnahmen beruhende Ermittlungder Verschleisssraten stimmten nicht immer mit den Beobachtungen überein, dieUnterschiede liegen aber im Rahmen der Messgenauigkeit. Am Beton kann dieVerschleisstiefe grob abgeschätzt werden, falls beispielsweise die Zementhautnoch vorhanden ist oder die Zuschläge herausragen bzw. abgeschliffen wurden.

Feld 1: Hochleistungsbeton mit Silicastaub (Abb. A4.3)• Grossflächig betrug der Verschleiss seit der Nullmessung etwa 6 mm und

nahm somit seit der Messung 1997 zu. Der maximale Verschleiss seit derNullmessung beträgt etwa 20 mm. Im ersten Betriebsjahr war der Schadens-fortschritt am grössten, seit 1997 ist die Zunahme gering, jedoch kontinuier-lich.

• Dieses Feld weist grossflächig den grössten Abschliff aller fünf Versuchsfel-der auf. Zuschläge sind teilweise bis in Tiefen von etwa 0.5 bis 1 cm abge-schliffen. Das Feld vermittelt den glattesten Eindruck von allen fünf Ver-suchsfeldern.

• Im Feld sind diverse Krater mit Durchmessern und Tiefen von wenigen Mil-limetern sowie Rillen in Fliessrichtung sichtbar.

• Die Rissflanken sind zum Teil ausgewaschen, die Rissöffnungen betragen ander Oberfläche 1 - 2 mm.

• Im untersten Bereich der Tunnelwände sind deutliche Schleifspuren erkenn-bar.

Anhang A 130

Distanz ab Anfang Versuchsfeld [in Fliessrichtung, m]

von

links

[m]

0 2 4 6 8

0

1

2

3

20181614121086420

Gesamte Versuchsdauer [mm]


von

links

[m]

0 2 4 6 8 10

0

1

2

3

20181614121086420

Erste Hälfte der Versuchsdauer [mm]


von

links

[m]

0 2 4 6 8

0

1

2

3

20181614121086420

Zweite Hälfte der Versuchsdauer [mm]

Abtrag Silikastaubbeton

Abbildung A4.3: Gemessener Verschleiss von 1995 - 1997 (oben), 1998 – 1999 (Mitte)und gesamter Verschleiss während der fünfjährigen Betriebsdauer.

Feld 2: Hochleistungswalzbeton (Abb. A4.4)• Das Feld wurde seit der Nullmessung grossflächig um etwa 2 mm abgetragen.

Die Zentralparte ist in Strömungsrichtung V-förmig ausgebildet, d.h. das an-transportierte Geschiebe wird zu den beiden Randpartien des Feldes umge-lenkt und verschleisst diese sehr stark.

• Der im Vergleich zum vorderen Stahlprofil höher liegende Teil des Versuchs-feldes wird kontinuierlich weiter an den Rändern abgeschliffen (Ausbildungeiner V-Form), die „Rampe“ wurde nach hinten verschoben.

• Am in Strömungsrichtung linken Rand wurden seit der Nullmessung etwa 40cm, bis in den Reprofilierungsbeton hinein, abgetragen. Sowohl die Stollen-wände als auch die Zentralpartie des Feldes werden zunehmend unterhölt.

• Auf der rechten Seite hat sich ebenfalls eine Rinne ausgebildet. Diese ist je-doch weniger breit und tief.

• Die Betonoberfläche ist sehr viel rauher als bei den anderen Feldern. Schleif-spuren und Krater mit Durchmessern von 1 bis 2 Dezimetern und Tiefen ≤ 2cm treten auf.

• Im Gegensatz zu den anderen Feldern sind deutliche Kalkfahnen bei den Ris-sen sichtbar und lassen auf eine höhere Durchlässigkeit (Porosität) des Betonsschliessen.

• Der grosse Verschleiss in diesem Versuchsfeld beruht auf der ungenügendenVerdichtung der Randpartie.

Anhang A 131

Abbildung A4.4: Gemessener Verschleiss zwischen 1995 und 1997 (oben), 1998 – 1999(Mitte) und gesamter Verschleiss während der fünfjährigen Betriebs-dauer; auf der linken Abbildung ist der maximale Verschleiss und aufder rechten der Verschleiss zwischen 0 und 20 mm (gleicher Skalie-rung wie auf den anderen Abbildungen in diesem Abschnitt) darge-stellt.

Feld 3: Hochleistungsbeton (Abb. A4.5)• Der Verschleiss seit der Nullmessung beträgt grossflächig etwa 5 mm und

nimmt seit der Messung 1997 gering, jedoch kontinuierlich zu. An verschie-denen Stellen ist die Zementhaut noch sichtbar, d.h. hier fand nahezu keinVerschleiss (< 1 mm) statt.

• An den Rändern ist jeweils auf einem ca. 60 cm breiten Streifen etwa 6 - 8mm (rechts) bzw. 10 – 12 mm (links), lokal bis 15 mm abgetragen bzw. aus-geschlagen worden.

• Die Rissflanken sind teilweise ausgewaschen, die Risse oberflächig teilweise1 - 2 mm geöffnet.

• Viele kleine Mulden mit Durchmessern im Zentimeterbereich und Tiefen ≤0.5 cm sind in Fliessrichtung rechts ersichtlich. Dieses Feld weist mehr Mul-den als das nachfolgende Feld auf.

• Die Oberfläche des Feldes ist teilweise wellig mit Wellenlängen im Bereichvon wenigen Dezimetern und Amplituden ≤ 1 cm. Die Wellenkämme verlau-fen quer zur Strömungsrichtung.

• Schleifspuren sind in Richtung der Fliessrichtung vorhanden.

Anhang A 132

• In der linken Feldhälfte ist ein Betonbereich mit einem stärkeren Abschlifferkennbar. In diesem Bereich sind Normalzuschläge bis 3 cm Grösse undnicht der geforderte Basaltzuschlag vorhanden. D.h. hier wurden Reste einesanderen Betons eingebaut.

Abbildung A4.5: Gemessener Verschleiss zwischen 1995 und 1997 (oben), 1998 – 1999(Mitte) und gesamter Verschleiss während der fünfjährigen Betriebs-dauer.

Feld 4: Hochleistungsbeton mit Stahlfasern und Silicastaub (Abb. A4.6)• Seit der Nullmessung wurde ein grossflächiger Verschleiss von bis zu 3 mm

ermittelt. An verschiedenen Stellen ist die Zementhaut noch sichtbar, d.h. hierfand nahezu kein Verschleiss (< 1 mm) statt. Die Randpartien sind stärkerverschlissen. Auf der linken Seite beträgt der Verschleiss bis 15 mm und aufder rechten bis 5 mm.

• Viele, im Mittel 1 mm tiefe, selten 2 mm tiefe Riefen sind in Strömungsrich-tung sichtbar.

• Längliche Abplatzungen (l = 5 – 10 cm, b = 3 – 5 cm, h ≤ 1 cm), senkrechtzur Fliessrichtung, waren 1998 erstmals erkennbar.

• Einzelne Mulden mit Durchmessern zwischen etwa 10 bis 20 cm und Tiefen≤ 1 cm sind erkennbar.

Anhang A 133

• Die Oberfläche des Feldes ist teilweise wellig mit Wellenlängen im Bereichvon wenigen Dezimetern und Amplituden ≤ 1 cm. Die Wellenkämme verlau-fen quer zur Strömungsrichtung.

• Die Rissflanken sind intakt.• Einzelne Stahlfasern ragen aus dem Beton heraus.

Abbildung A4.6: Gemessener Verschleiss zwischen 1995 und 1997 (oben), 1998 –1999 (Mitte) und gesamter Verschleiss während der fünfjährigenBetriebsdauer.

Feld 5: Polymerbeton (Abb. A4.7)• Grossflächig wurde seit der Nullmessung ein Verschleiss von 2 mm ermittelt.• In der linken Feldhälfte waren vermehrt lokale Vertiefungen um ≤ 2 mm

messbar.• Beim flach einfallenden Riss (Fuge der Tagesettappe) sind die Rissflanken

relativ stark abgetragen. Im Bereich der Oberfläche des Versuchsfeldes ist dieFuge bis zu einem Zentimeter offen.

• Die Oberfläche ist in der linken Feldhälfte leicht gewellt (Wellenlänge mehre-re Dezimeter, Amplitude ≤ 1 cm)

• Einzelne Mulden mit Durchmessern zwischen etwa 10 bis 20 cm und Tiefen≤ 1 cm sind erkennbar. Vereinzelt wurden Zuschläge (Sand, Kies) herausge-schlagen.

• Schleifspuren sind erkennbar.

Anhang A 134

Abbildung A.7: Gemessener Verschleiss zwischen 1995 und 1997 (oben), 1998 –1999 (Mitte) und gesamter Verschleiss während der fünfjährigenBetriebsdauer.

A5 Verschleiss am Schmelzbasalt im StollenDer Einlaufbereich im Stollen wurde mit Schmelzbasaltplatten verkleidet, da hierdie grössten Belastungen erwartet wurden. In diesem Bereich traten verschiedeneSchäden auf:• Ausgeschlagene Platten(ränder)• Fehlende Platten, teilweise ist das Mörtelbett noch sichtbar• Ausgewaschene FugenDie ausgeschlagenen Platten weisen auf Sprödbruch hin. Bei den fehlendenPlatten liegt ein ungenügender Verbund zwischen den Platten und dem Mörtelvor.

Anhang B 135

Anhang B

B1 Hydrologie

B1.1 Hochwasserereignisse von 1962 bis 1992 und von 1995 bis 1999

Die Pegelmessungen der KVR im Vorbecken zum Ausgleichsbeckendokumentieren die Hochwasserereignisse seit der Inbetriebnahme desGeschiebeumleitstollens im Jahre 1962. Die Daten sind bis zur Umstellung aufdie elektronische Speicherung im Jahre 1993 vollständig vorhanden. Diebestehende Messeinrichtung erfasst nur Pegelstände, wie sie bei geschlossenerSchütze auftreten. Bei geöffneter Schütze liegt der Wasserspiegel im Kanaleinlaufso tief, dass er nicht mehr erfasst wird. Ebenfalls in die Zeitreihe aufgenommenwurden die Daten zum Betrieb des Stollens, wie sie seit dem Beginn der Versucheim Jahre 1995 aufgenommen werden (Abschnitte B1.2, B3). Damit stand zurAuswertung eine 36 jährige Messreihe zur Verfügung.

Ein Hochwasserereignis wurde dann als unabhängig definiert, wenn seit derletzten Schützenöffnung mindestens 24 Stunden verstrichen sind. Folgen sichverschiedene Schützenöffnungen in kürzeren Abständen, so gilt dies als einHochwasserereignis. Diese Definition verhindert, dass bei vorzeitigem Schliessenund darauffolgendem Wiederöffnen der Schütze ein einziges, länger dauerndesHochwasserereignis als verschiedene kurze Hochwässer in der Statistik erscheint.

Die hydrologischen Daten zum Betrieb des Stollens sind in den Tabellen B1a, bund in den Abbildungen 4.3 und 4.4 zusammengestellt.

Tabelle B1a: Jährliche Betriebsdauer des Geschiebeumleitstollens Runcahez.Datenreihe von 1962 bis 1992 und von 1995 bis 1999.

Kriterium Jahr Betriebsdauer [h]

Minimalwert 1964, 1971, 1972, 1976, 1984, 1989,1995

0

Median 25 7

Mittelwert 12.3

Maximalwert 1987 58.5

25 Der Median ist derjenige Wert, der in der Hälfte der Jahre über- bzw. unterschritten wird. Beieiner schiefen Verteilung stimmt er nicht mit dem Mittelwert überein.

Anhang B 136

Tabelle B1b: Jährliche Anzahl unabhängiger Hochwasserereignisse imGeschiebeumleitstollen Runcahez. Datenreihe von 1962 bis 1992 undvon 1995 bis 1999.

Kriterium Jahr Anzahl Ereignisse [-]

Minimalwert 1964, 1971, 1972, 1976, 1984, 1989,1995

0

Median 1 2

Mittelwert 2.25

Maximalwert 1999 8

Betriebsdauer [h]

Un

ters

chre

iten

s-W

ahrs

chei

nlic

hke

it[-

]

0 10 20 30 40 50 600

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

Werte der ganzen Datenreihe

Werte der Versuchsjahre

Abbildung B1a: Summenhäufigkeit der Anzahl unabhängiger Hochwasserereignissepro Jahr im Geschiebeumleitstollen Runcahez. Erfasst wurden nurEreignisse, bei denen zu Beginn der Schützenöffnung ein Abfluss vonmindestens 30 m3/s vorhanden war.

B1.2 Hochwasserereignisse während der Versuchsperiode

Damit die Belastung der Versuchsfelder abgeschätzt werden kann, wird seit derInbetriebnahme der Versuchsstrecke zusätzlich zur Öffnungsdauer der Schützeauch die Abflussganglinie jedes Hochwassers aufgezeichnet (Abschnitt 4.2.3).Die Werte sind in Abschnitt 4.2 dargestellt und werden in Tab. B1cwiedergegeben. Die gemessenen Abflussganglinien der einzelnen Hochwasser-ereignisse sind in Abschnitt B1.2.2 abgebildet.

Anhang B 137

Tabelle B1c: Kenndaten der einzelnen Hochwasserereignisse im Geschiebeumleit-stollen Runcahez während der Versuchsdauer von 1995 bis 1999.

Ereignis

Datum

DauerSchützen-öffnung

Qmax

(ohne Schwallbei Öffnung)

Wasserfracht

Geschiebefracht

[Min.] [m3/s] [106 m3] [106 kg]

Nivellierung 0 0 0 0

HQ 1996/1 18. 5. 146 50 0.35 0.5

Nivellierung 1 Zwischentotal 146 0.35 0.5

HQ 1996/2 5. 7. 78 80 0.30 0.9

HQ 1996/3 7. 7. 324 100 1.21 4.2

HQ 1996/4 11. 8. 248 35 0.36 0.0


Total 1996 796 2.22 5.6

HQ 1997/1 21.6. 722 95 2.65 8.8

HQ 1997/2 27.6. 373 80 1.26 3.7

HQ 1997/3 28.8. 36 57 0.11 0.3

Nivellierung 3 Zwischentotal 1’131 4.03 12.7

HQ 1997/4 7.11. 127 52 0.35 0.4

Total 1997 1’258 4.38 13.1

HQ 1998/1 7.6. 83 36 0.18 0.2

HQ 1998/2 27.7. 28 63 0.1 0.3

HQ 1998/3 1.8. 173 100 0.75 2.7

HQ 1998/4 11.9. 205 85 0.88 3.1


Total 1998 489 1.90 6.2

HQ 1999/1 3.6. 77 83 0.33 0.5

HQ 1999/2 6.6. 36 53 0.10 0.3

HQ 1999/3 8.6. 43 57 0.14 0.3

HQ 1999/4 10.8. 84 73 0.34 1.2

HQ 1999/5 20.9. 59 85 0.27 1.0

HQ 1999/6 25.9. 484 90 1.99 7.4

HQ 1999/7 3.10. 74 70 0.29 0.9

HQ 1999/8 25.10. 207 72 0.83 2.8

Total 1999 1064 4.29 14.6

Total (95-99) 3607 12.8 39.5

Anhang B 138

B1.2.1 Zusammenstellung der Hochwasserereignisse

In Tab. B1c sind die Kenngrössen der einzelnen Hochwasserereignisse währendder Versuchsperiode zusammengestellt. Ein Vergleich der statistischen Grössender Hochwasserereignisse während der Versuchsdauer mit den aus der ganzenDatenreihe gebildeten Werten (Tab. B1d) zeigt, dass während der Versuchsdauerzwar überdurchschnittlich viele Hochwasserereignisse verzeichnet wurde, diemittlere Betriebszeit des Stollens von knapp über 12 Stunden pro Jahr aber genaudem Durchschnitt der ganzen Messreihe entspricht.

Tabelle B1d: Vergleich der Hochwasserereignisse während der Versuchsperiode mitden langjährigen Mittelwerten.

DatenreiheVersuchsperiode

(1995-1999)

Ganze Zeitreihe(1962-1992 und

1995-1999)

Mittlere Anzahl Hochwasserereignisse pro Jahr [-] 4 2.3

Mittlere, jährliche Betriebsdauer [h] 12.0 12.3

B1.2.2 Abflussganglinien der einzelnen Hochwasserereignisse

Wenn der Abfluss 30 [m3/s] übersteigt, wird die Schütze zum Geschiebe-umleitstollen geöffnet. Damit sinkt der Wassersspiegel im Vorbecken soweit ab,dass er vom Pegel der KVR nicht mehr erfasst wird. Der effektive Durchfluss istdem Betreiber der Anlage damit nicht bekannt. Deshalb wird die Schütze nacheiner gewissen Zeit wieder geschlossen. Steigt der Pegel danach unzulässig hochan, so ist das Hochwasser noch nicht abgeklungen und die Schütze wird erneutgeöffnet. Dieses wiederholte Öffnen und Schliessen der Schütze ist in denAbflussganglinien des Stolleneinlaufs gut ersichtlich.

Erfasst werden nur Abflüsse über 12 [m3/s], siehe Abbildungen B1b bis B1w. Beiden kleinen, nicht erfassten Abflüssen herrscht im Flussbett kein Geschiebetriebund die Fliessgeschwindigkeiten im Stollen sind nur gering, so dass sie für dieBelastung des Stollens nicht von Bedeutung sind.

Anhang B 139

Zeit [Minuten ab Beginn]

Ab

fluss

[m/s

]

0 10 20 30 40 50 60 70 800

20

40

60

80

100

120

3


Ab

fluss

[m/s

]

0 10 20 30 40 50 60 70 800

20

40

60

80

100

120

3


Ab

fluss

[m/s

]

0 10 20 30 40 50 60 70 800

20

40

60

80

100

120

3

Abbildung B1b: Ganglinie des Hochwassers 1996/1 vom 18./19. Mai.

Im Verlaufe des Ereignisses wurde die Schütze 3 mal geöffnet. ZuBeginn der ersten Hochwasserwelle wurde die Schütze entwederüberströmt oder sie wurde nur um wenige cm angehoben. Ab Minute5 wurde die Schütze so weit geöffnet, dass sie nicht mehr ins Wassereintauchte. Die Entleerung des Vorbeckens führt zur deutlichenHochwasserspitze bei Minute 8. Anschliessend fliesst der Zufluss vonca. 32 m3/s bei abgesenktem Wasserspiegel im Vorbecken durch denStollen. Nach 37 Minuten wurde die Schütze rasch geschlossen. Beiden beiden anderen Schützenöffnungen zeigt sich ein ähnliches Bild,allerdings bei höheren Abflüssen von 50 bzw. 42 m3/s.

Anhang B 140


Abf

luss

[m/s

]

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 1200

20

40

60

80

100

120

3

Abbildung B1c: Ganglinie des Hochwassers 1996/2 vom 5. Juli.

Nach 39 Minuten wurde die Schütze geschlossen. Der Abfluss von ca.65 m3/s war aber deutlich zu gross, so dass die Schütze erneutangehoben werden musste.


Abf

luss

[m/s

]

0 100 200 300 400 5000

20

40

60

80

100

120

3

Abbildung B1d: Ganglinie des Hochwassers 1996/3 vom 7. Juli.

Beim grössten Hochwasser des Jahres 1996 wurde insgesamt 7 malversucht die Schütze zu schliessen. Der Abfluss war aber zu gross, sodass sie jeweils nach kurzer Zeit (ca.20 Minuten) wieder angehobenwerden musste.

Anhang B 141


Abf

luss

[m/s

]

0 100 2000

20

40

60

80

100

120

3

Abbildung B1e: Ganglinie des Hochwassers 1996/4 vom 11. August.

Der Abfluss betrug nur kurze Zeit über 30 m3/s und ging rasch aufWerte um 20 m3/s zurück.


Abf

luss

[m/s

]

0 500 1000 15000

20

40

60

80

100

120

3

Abbildung B1f: Ganglinie des Hochwassers 1997/1 vom 21. Juni.

Dieses Ereignis stellt das grösste Hochwasser der Versuchsperiodedar. Die Schütze wurde mehrfach geöffnet und wieder geschlossen.Der Verlauf der Hochwasserganglinie lässt sich anhand der beivollständig geöffneter Schütze gemessenen Abflüsse gutrekonstruieren. Insbesondere im Bereich von Aufzeichnung Minute300 wurde die Schütze während längerer Zeit nur teilweise geöffnet.Für solche Schützenstellungen ist die verwendete Pegelrelation nichtgültig.

Anhang B 142


Abf

luss

[m/s

]

0 1000 2000 30000

20

40

60

80

100

1203

Abbildung B1g: Ganglinie des Hochwassers 1997/2 vom 28. Juni.

Dieses gemäss der Definition von Abschnitt 6.2 als 1 Ereignisgeltendes Hochwasser wies 2 einzelne Spitzen auf. Auch hier wurdedie Schütze während der Hochwasserspitze mehrmals geöffnet undwieder geschlossen. Bei der Schützenöffnung von Minute 850 scheintes sich nicht um ein Hochwasser gehandelt zu haben. Die Spitze istlediglich auf die Entleerung des Vorbeckens zurückzuführen.

Zur besseren Übersicht sind die Aufzeichnungen der beiden einzelnenHochwasserwellen nachfolgend separat dargestellt (Abbildung B1h, i).


Abf

luss

[m/s

]

0 100 200 300 400 5000

20

40

60

80

100

120

3

Abbildung B1h: Ganglinie der ersten Hochwasserwelle des Ereignisses 1997/2 vom28. Juni.

Trotz Abflüssen über 30 m3/s blieb die Schütze während längerer Zeitgeschlossen. Eine Rekonstruktion der Hochwasserganglinie ist nurteilweise möglich.

Anhang B 143


Abf

luss

[m/s

]

2500 2600 2700 28000

20

40

60

80

100

120

3

Abbildung B1i: Ganglinie der zweiten Hochwasserwelle des Ereignisses 1997/2 vom28. Juni.

Bei Minute 2180 ist eine kleine Hochwasserspitze registriert worden.Während der Spitze des grösseren Hochwassers, bei Minute 2650,wurde die Schütze wiederum zeitweilig geschlossen und danachwährend einer gewissen Zeit nur teilweise geöffnet. DieHochwasserganglinie lässt sich recht gut rekonstruieren.


Abf

luss

[m/s

]

0 10 20 30 400

20

40

60

80

100

120

3

Abbildung B1j: Ganglinie des Hochwassers 1997/3 vom 28. August.

Die Aufzeichnung zeigt das vergleichsweise kleine und kurzeHochwasser.

Anhang B 144


Abf

luss

[m/s

]

0 50 100 1500

20

40

60

80

100

1203

Abbildung B1k: Ganglinie des Hochwassers 1997/4 vom 7. November.


Abf

luss

[m/s

]

0 10 20 30 40 500

20

40

60

80

100

120

3


Abf

luss

[m/s

]

0 10 20 30 40 500

20

40

60

80

100

120

3

Abbildung B1l: Ganglinie des Hochwassers 1998/1 vom 7. Juni.

Beide Spitzen liegen nur wenig über 30 m3/s. Der Geschiebetriebbleibt damit gering.

Anhang B 145


Abf

luss

[m/s

]

0 10 20 30 40 500

20

40

60

80

100

120

3

Abbildung B1m: Ganglinie des Hochwassers 1998/2 vom 27. Juli.

Es handelt sich um das Ereignis mit der kürzesten Öffnungsdauer derSchütze.


Abf

luss

[m/s

]

0 250 500 750 10000

20

40

60

80

100

120

3

Abbildung B1n: Ganglinie des Hochwassers 1998/3 vom 1. August.

Bei diesem grösseren und länger anhaltenden Ereignis wurde dieSchütze trotz des hohen Abflusses und dem damit stattfindendenGeschiebetriebs mehrfach über längere Zeit geschlossen.

Anhang B 146


Abf

luss

[m/s

]

0 100 200 300 400 500 600 7000

20

40

60

80

100

120

3

Abbildung B1o: Ganglinie des Hochwassers 1998/4 vom 11. September.

Bei diesem zweigipfligen Ereignis handelt es sich um das grössteHochwasser des Jahres 1998. Die Schütze wurde mehrfachgeschlossen und wieder geöffnet.


Abf

luss

[m/s

]

0 50 100 1500

20

40

60

80

100

120

3

Hochwasser 1999/1

Abbildung B1p: Ganglinie des Hochwassers 1999/1 vom 3. Juni.

Trotz der relativ hohen Abflüsse wurde die Schütze eine Zeit langgeschlossen und danach nur langsam wieder geöffnet.

Anhang B 147


Abf

luss

[m/s

]

0 50 100 1500

20

40

60

80

100

120

3Hochwasser 1999/2

Abbildung B1q: Ganglinie des Hochwassers 1999/2 vom 6. Juni.

Es handelt sich um ein kurzes und kleines Ereignis.


Abf

luss

[m/s

]

0 50 100 1500

20

40

60

80

100

120

3

Hochwasser 1999/3

Abbildung B1r: Ganglinie des Hochwassers 1999/3 vom 8. Juni.

Beim 3. Hochwasser innert einer Woche handelt es sich, ähnlich wiebeim vorangehenden, nur um ein kleines Ereignis.

Anhang B 148


Abf

luss

[m/s

]

0 50 100 150 200 250 3000

20

40

60

80

100

120

3Hochwasser 1999/4

Abbildung B1 s: Ganglinie des Hochwassers 1999/4 vom 10. August.

Gemäss der verwendeten Definition für unabhängige Hochwasser-ereignisse zählen die beiden Spitzen zusammen als ein einzigesEreignis.


Abflu

ss[m

/s]

0 50 100 1500

20

40

60

80

100

120

3

Hochwasser 1999/5

Abbildung B1t: Ganglinie des Hochwassers 1999/5 vom 20. September.

Die Schütze wurde während des Hochwassers für längere Zeitgeschlossen.

Anhang B 149

Hochwasser 1999/6


Abflu

ss[m

/s]

0 500 1000 15000

20

40

60

80

100

120

3

Abbildung B1u: Ganglinie des Hochwassers 1999/6 vom 25. September.

Es handelt sich um das zweitgrössten Hochwasser derVersuchsperiode. Während dem Ereignis wurde die Schützemehrmals geschlossen. Die unruhigen und relativ geringen Abflüsseresultieren vermutlich aus einem Ueberströmen der geschlossenenSchütze oder aus einem Unterströmen der teilweise geöffnetenSchütze und entsprechen nicht dem effektiven Durchfluss.


Abflu

ss[m

/s]

0 20 40 60 800

20

40

60

80

100

120

3

Hochwasser 1999/7

Abbildung B1v: Ganglinie des Hochwassers 1999/7 vom 3. Oktober.

Es handelt sich um ein relativ kurzes Ereignis, bei dem die Schützewährend der gesamten Dauer geöffnet blieb.

Anhang B 150


Ab

fluss

[m/s

]

0 100 200 300 4000

20

40

60

80

100

120

3Hochwasser 1999/8

Abbildung B1w: Ganglinie des Hochwassers 1999/8 vom 25. Oktober.

Auch beim letzten Hochwasser der Versuchsperiode wurde dieSchütze während des Hochwassers mehrmals geschlossen.

Anhang B 151

B2 Berechnung der FliessgeschwindigkeitDie Fliessgeschwindigkeit des Wassers stellt einen wesentlichen Parameter beider Abschätzung der Abrasionsbelastung dar. Sie wurde mit eindimensionalenStaukurvenberechnungen des gesamten Geschiebeumleitstollens bestimmt.Entsprechend der Dimensionierung des Stollens wurden nur Freispiegelabflüsseberücksichtigt.

In der Steilstrecke am Stollenanfang wird das Wasser stark beschleunigt. Diemaximale Fliessgeschwindigkeit wird ca. 50 m nach dem Einlauf, gegen Ende derSteilstrecke, erreicht und ändert ihren Ort bei unterschiedlichen Abflüssen nurgeringfügig (Abbildung 4.5).

Die Maximalgeschwindigkeiten steigen unterproportional mit der Erhöhung desDurchflusses an und erreichen beim Bemessungsabfluss des Stollens 16 m/s.Dabei wurde für die neu verlegten Schmelzbasaltplatten oberhalb derVersuchsfelder und die neu eingebrachten Betonfelder ein Rauhigkeitsbeiwertnach Strickler von kSt = 80 [m1/3/s] angenommen. Bei grösseren Schäden, wie sievor der Sanierung vorlagen, steigt die Rauhigkeit und damit der Fliesswiderstandstark an. Die Fliessgeschwindigkeiten unterhalb der Teststrecke werden in derRechnung damit überschätzt. Weil sich im ganzen Kanal ein stark schiessenderAbfluss einstellt, werden die Abflussverhältnisse in der oberhalb gelegenenTeststrecke dadurch aber nicht beeinflusst.

Die 50 m lange Teststrecke liegt unterhalb der Steilstrecke im anschliessendenflacheren Stollenabschnitt. Die maximale Fliessgeschwindigkeit verringert sichum ca. 9 % von 13.4 m/s am Anfang auf 12.3 m am Ende der Versuchsstrecke(Abbildung 4.5). Die Beanspruchung der einzelnen Testfelder nimmt damit inFliessrichtung nur geringfügig ab.

Anhang B 152

B3 Durchflussmessung

B3.1 Anforderungen an die Messstelle

Am Rein da Somvitg existiert keine Abflussmessung. Mit dem bestehenden Pegelder KVR können nur Wasserspiegel im Vorbecken gemessen werden, wie sie beigeschlossener Schütze auftreten. Bei geöffneter Schütze liegt der Spiegel imKanaleinlauf tiefer, so dass zur Bestimmung des Stollendurchflusses eine neuePegelmessung installiert werden musste. Diese muss den Wasserspiegel bei raschfliessendem Wasser korrekt messen, was eine senkrecht zur Fliessrichtungangeordnete, oberflächenbündige Wasserentnahme bedingt.

Damit vom gemessenen Pegel auf den Durchfluss geschlossen werden kann, mussan der Messstelle eine eindeutige Pegelrelation bestehen. Eine klassischeMessstelle mit einem unabhängig vom Abfluss an derselben Stelle gelegenenFliesswechsel von strömen zu schiessen oder einer Strecke mit Normalabfluss undbestimmbarer Rauhigkeit existiert nicht. Nicht als Messstellen geeignet sind derStollen (hohe Verletzungsgefahr der Anlage infolge der sehr hohen Wasser- undGeschiebegeschwindigkeiten) und der freie Flusslauf (Veränderung des Gerinnesdurch Geschiebetrieb). Am besten geeignet für eine Pegelmessung ist derEinlaufbereich des Stollens, doch muss sichergestellt werden, dass Veränderungender Flusssohle (nach dem Öffnen der Schütze wird jeweils das im Aufstauentstandene Delta wieder weggespült) keinen wesentlichen Einfluss auf diePegelrelation haben.

B3.2 Berechnung der Pegelrelation und Wahl der Messstelle

Die Abschätzung dieser Einflüsse erfolgte durch die nachfolgend beschriebene, 2-dimensionale Strömungsberechnung des Einlaufbereichs mit dem an der VAWentwickelten Programm ‘2de’ (Beffa 1994). Es handelt sich dabei um einen aufFiniten Volumen basierenen Solver der tiefengemittelten Navier-StokesGleichungen, den sog. Flachwassergleichungen. Dazu sind folgende Schrittenotwendig:

• Das Berechnungsgebiet wird in einem Netz aus ca. 7000 Zellen abgebildet.

• Für jede dieser Zellen werden Gleichungen für die Massen- undImpulserhaltung aufgestellt.

• Gestartet wird mit einem willkürlich gewählten, nicht der Realitätentsprechenden Anfangszustand. Die Berechnung liefert das Strömungsfeld,wie es sich kurze Zeit später (1 Zeitschritt) einstellt. Das so erhalteneStrömungfeld dient als neuer Startwert, und die Berechnung wurde ca. 10000mal wiederholt, bis sich der stationäre Endwert eingestellt hat. Dieser Endwertentspricht der gesuchten Strömung und ist unabhängig vom ursprünglichgewählten Anfangszustand.

Anhang B 153

• Die Wiederholung der Berechnung für verschiedene Abflüsse liefert dengesuchten, für eine bestimmte Geometrie gültigen Wasserspiegel, also diePegelrelation an jedem Punkt des Berechnungsgebiets.

• Zur Abschätzung des Einflusses von Ablagerungen im Einlaufbereich wurdendie Berechnungen für verschiedene (extreme) Verlandungsszenarienwiederholt. Die 3 untersuchten Szenarien (Abbildung B3a) waren:

1) Der ganze Einlauf ist frei von Geschiebe.

2) Oberhalb des Stollens fliesst das Wasser nur in einer an der Sohle 14.4 mbreiten Rinne auf der linken Gerinneseite.

3) Oberhalb des Stollens fliesst das Wasser nur in einer an der Sohle 14.4 mbreiten Rinne auf der rechten Gerinneseite.

Ein günstiger Standort für die Messung stellt ein Uferpunkt dar, bei dem jederDurchfluss einem bestimmten Pegel entspricht (eindeutige Pegelrelation) und sichder Pegel nicht mit den Anströmungsbedingungen ändert. Auf der rechten Seite,2.2 m vor dem Stolleneinlauf, wurde eine geeignete Stelle gefunden und für dieMessung benützt. Die Ausgleichskurve durch alle Berechnungen ergibt diePegelrelation von Gleichung (4)26 (Abbildung 4.6).

432 5.53.265.372.4555.1 hhhhQ ×+×−×+×+−= für h > 0.2 [m] (4)

wobei

Q = Abfluss [m3/s]

h = Wassertiefe [m über Sohle]

26 Identisch mit Gleichung (1) in Abschnitt 4.2.3

Anhang B 154

Abbildung B3a: Situation und Längenprofil der neu installierten Abflussmessung.Eingezeichnet ist die Geometrie ohne Verlandung sowie derBöschungsfuss für die beiden berechneten Verlandungsszenarien.

Anhang B 155

B3.3 Messeinrichtung

Die Messeinrichtung wurde im Frühjahr 1996 installiert und funktioniert seithereinwandfrei.

Zwischen der Schütze und dem Stolleneinlauf, 2.2 m vor dem Beginn desStollens, wurde an der rechten Seitenwand eine Nische ausgebrochen und darinoberflächenbündig der Messkasten installiert (Abbildung B3b). Die vordereStahlplatte ist mit Löchern versehen, sodass im Innern des Kastens ein ruhiger,mit dem Abfluss im Kanal korrelierender Wasserspiegel entsteht. Im Innern desKastens befindet sich ein driftarmer Drucksensor. Die Messwerte des Sensorswerden von einem Datenlogger aufgenommen und zusammen mit der Uhrzeitabgespeichert, sofern ein bestimmter Schwellenwert (Wasserspiegel 0.05 m überder Membran des Sensors) überschritten wird. Die gesammelten Daten werdenvon der KVR monatlich an die VAW übermittelt.

Abbildung B3b: Drucksensor zur Bestimmung des Wasserspiegels, hier mitabgeschraubter Frontplatte. Der nach einer Hochwassersaison amBoden der Messkammer abgelagerte Sand stört den weiter obeninstallierten Drucksensor nicht. Fliessrichtung von rechts nach links.

Anhang B 156

B4 Kornverteilung des transportierten GeschiebesZur Bestimmung der Korngrössenverteilung wurde an zwei verschiedenen, unge-störten und für die Deckschicht charakteristischen Stellen oberhalb des Stollen-einlaufs je eine Linienprobe aufgenommen (Fehr 1987) Dabei wird die (auch fürden Siebdurchsatz entscheidende) 2. Hauptachse aller unterhalb der festgelegtenGerade liegenden Steine von über 2 cm Durchmesser vermessen. Anhand derKorndurchmesser in der Deckschicht wird anschliessend die feinere, mittlereKornverteilung des Geschiebes bestimmt und danach die feinsten, nichtgemessenen Korngrössen unter Annahme einer Fullerkurve ergänzt. Daraus ergibtsich eine Kornverteilungskurve mit folgenden charakteristischen Grössen(Abbildung 4.7):

d50 = 0.16 m

dmittel = 0.23 m

d90 = 0.53 m

dmax = 1.20 m

Nebst dem vom Wasser transportierbaren Geschiebe finden sich im Flussbett nochgrössere, von den Talflanken eingetragene Felsbrocken. Die 2. Hauptachse der beigrossen Hochwassern vom Bach gerade noch transportierbaren Felsblöcke wurdeauf dmax = 1.2 [m] geschätzt. Es existieren nur wenige Blöcke dieser Grösse.Zudem werden sie nur von sehr grossen (und damit seltenen) Hochwasserntransportiert und sie legen auch dann nur einen wesentlich geringeren Weg zurückals kleineres Geschiebe. Damit ist der Durchgang solch grosser Felsblöcke durchden Umleitstollen ein seltenes Ereignis.

Mit einem d90 von ca. 0.5 [m] ist das transportierte Geschiebe auch für alpineVerhältnisse sehr grob. Zusammen mit den hohen Fliessgeschwindigkeiten,erklärt dies die extreme Abrasionsbelastung im Stollen.

Anhang B 157

B5 Geschiebetransport

B5.1 Vorgehen

Eine direkte Messung des Geschiebetriebs ist nicht möglich. Zudem ist dieVersuchsdauer zu kurz, als dass die mittere Jahresfracht Fm direkt zurBestimmung der totalen Geschiebefracht während der Versuchsdauer verwendetwerden dürfte. Deshalb muss die Berechnung der Geschiebefracht proHochwasserereignis wie folgt durchgeführt werden:

1. Bestimmung der mittleren, jährlichen Geschiebefracht Fm (Abschnitt B5.2).

2. Berechnung des durchschnittlichen Geschiebetriebs Gm (mittleren jährlicheGeschieberacht, dividiert durch die mittlere, jährliche Betriebsdauer desStollens bei Hochwasser, siehe Abschnitt B5.3).

3. Berechnung der totalen Geschiebefracht Fv seit der Inbetriebnahme der Ver-suchsfelder (durchschnittlicher Geschiebetrieb, multiplilziert mitÖffnungsdauer, Abschnitt B5.4)

4. Berechnung der Geschiebetransportkapazität Gber (Abschnitt B5.5.1) und desAnteils, mit dem sie (im Durchschnitt) effektiv ausgenutzt wird (AbschnittB5.5.2).

5. Berechnung der Geschiebefracht F der einzelnen Hochwasserereignisse derVersuchsperiode (Abschnitt B5.6).

B5.2 Mittlere, jährliche Geschiebefracht

In den folgenden Abschnitten wird die mittlere, jährliche Geschiebefracht mitzwei verschiedenen Verfahren bestimmt und anschliessend gemittelt.

Kieswerk in RabiusBei der Mündung des Rein da Sumvitg in den Vorderrhein liegt das KieswerkRabius. Die mittlere, jährliche Geschiebeentnahme (ohne Feinstanteile) beträgt ca.50'000 Tonnen. Bei grossen Hochwasserereignissen, wie z.B. im Jahre 1987, wirdnur ein Teil des Geschiebes im Flussbett beim Kieswerk zurückgehalten, währendder Rest weiter flussabwärts transportiert wird.

Das im Kieswerk entnommene Geschiebe stammt teilweise aus dem Rein daSumvitg und teilweise aus dem Vorderrhein. Ueber die prozentuale Verteilung derGeschiebefracht auf die beiden Einzugsgebiete liegen keine näheren Angaben vor.Die Abschätzung der Geschiebefracht in Runcahez erfolgte anhand folgendenAnnahmen:

- ¼ des im Kieswerk abgelagerten Geschiebes stammt aus dem Rein daSumvitg.

- Durchschnittlich werden im Kieswerk ¾ der Geschiebefracht zurückgehalten.

- Über den gesamten Zeitraum fand im Kieswerk weder eine Auflandung nochein Abbau der bestehenden Ablagerungen statt.

Anhang B 158

- Im Somvixertal ist der Geschiebeeintrag proportional zur Fläche der direktenEinzugsgebiete (ohne Überleitungen aus andern Tälern). Diese betragen:

- Beim Umleitstollen Runcahez: 54.8 km2

- Beim Kieswerk in Rabius: 83.9 km2

- Weil es sich vorwiegend um hartes und grobes Geschiebe handelt, wurde dieZerkleinerung des Geschiebes zu Schwebstoffen zwischen Runcahez und demKieswerk nicht berücksichtigt.

Es resultiert eine mittlere Geschiebefracht in Runcahez von 11'000 Tonnen proJahr.

Vergleich mit der RabiusaZum Geschiebehaushalt der Rabiusa liegen umfangreiche Untersuchungen vor.Sie stammen aus Berechnungen der Sohlenentwicklung und wurden an der VAWdurchgeführt (VAW 1996). Die durchschnittliche Geschiebefracht bei Egschiwurde dabei auf 11'300 Tonnen pro Jahr bestimmt.

Die Umrechnung der für die Rabiusa bestimmten Geschiebefracht auf denGeschiebeumleitstollen Runcahez erfolgte proportional zur Fläche der direktenEinzugsgebiete. Diese betragen:

- an der Rabiusa bei Egschi: 107 km2

- am Rein da Sumvitg beim Umleitstollen Runcahez: 54.8 km2

Es resultiert eine mittlere Geschiebefracht in Runcahez von 5'800 Tonnen proJahr.

DiskussionBeide Abschätzungen basieren auf diversen Annahmen und haben daher eherqualitativen Charakter. Der Vergleich mit der Rabiusa liefert nur eine halb sogrosse Geschiebefracht wie die Auswertung der Kiesentnahme bei Rabius. EineAbweichung dieser Grössenordnung ist für solche Betrachtungen nichtsaussergewöhnliches. Für die weiteren Berechnungen wird das arithmetischeMittel der beiden Verfahren verwendet. Damit ergibt sich die mittlere, jährlicheGeschiebefracht Fm zu

Fm = 8‘400 [106 kg]

B5.3 Durchschnittlicher Geschiebetrieb

Die Betriebsdauer des Stollens ist ab seiner Inbetriebnahme im Jahre 1962 biszum Jahre 1992 auf Pegelblättern dokumentiert. 1993 erfolgte die Umstellung aufelektronische Datenspeicherung, wobei die abgelegten Daten zu wenig detailliertsind, als dass die Betriebsdauer des Stollens ermittelt werden könnte. Ab demBeginn der Versuche im Jahre 1995 wurden bei allen Hochwasserereignissensowohl die Betriebsdauer des Stollens als auch die Abflussganglinie gemessen.

Anhang B 159

Zur Bestimmung der mittleren, jährlichen Betriebsdauer tm konnte somit auf dieZeitreihe von 1962 bis 1992 und von 1995 bis 1999 zurückgegriffen werden. Dietotale Betriebszeit ttot ergibt sich zu

ttot = 1.656×106 [s] (460 Stunden und 1 Minuten)

mit

n = 36 [-] Anzahl Jahre der Zeitreihe (1962-1992, 1995-1999)

wird der durchschnittliche Geschiebetrieb

Gm = n×Fm / ttot = 183 [kg/s] (5)

B5.4 Totale Geschiebefracht seit Inbetriebnahme der Versuchsfelder

Anhand der Betriebsdauer seit dem Beginn der Versuche im Jahre 1995 und demmittleren Geschiebetrieb kann die totale Geschiebefracht während der gesamtenVersuchsdauer berechnet werden.

Die von der Abflussmessung registrierte Betriebsdauer beträgt total

tv = 216×103 [s] (=60 Stunden 7 Minuten)

Daraus ergibt sich die totale Geschiebefracht während der Versuchsdauer zu

Fv = Gm×tv = 39.5×106 [kg] (6)

B5.5 Geschiebetransportkapazität

B5.5.1 Rechnerische Transportkapazität

Sind die Form des Flussbetts und die Kornverteilung des Geschiebes bekannt,kann die Geschiebetransportkapazität in Funktion des Abflusses berechnetwerden. Die Geschiebetransportkapazität ist der obere Grenzwert der beimjeweiligen Abfluss transportierbaren Geschiebefracht. In Steilstrecken des Rein daSumvitg ist die Sohle stark abgepflästert oder stabil (nicht transportierbare Blöckeoder Fels) und die effektive Geschiebefracht erreicht nur einen kleinen Bruchteilder Transportkapazität.

Flachstrecken mit zu geringer Transportkapazität landen im Laufe der Zeit auf,bis sich ein Gefälle eingestellt hat, bei dem die Geschiebetransportkapazität demeffektiven Geschiebetrieb entspricht. Befindet sich das Flussbett in einemGleichgewichtszustand, so kann anhand dieser sogenannten Schlüsselstrecken dereffektive Geschiebetrieb berechnet werden (Bezzola et al. 1996).

Im Sumvitg befinden sich ober- und unterhalb des Ausgleichsbeckens Runcahezje eine derartige Flachstrecke. Die nachfolgend beschriebene Berechnung derGeschiebetransportkapazität erfolgt für diese Flussabschnitte.

Anhand der Landeskarte 1:25'000, Blätter 1213 und 1233, wurden Gefälle von3.3% für die obere beziehungsweise 3.0% für die untere Flachstrecke bestimmt.

Anhang B 160

Für die Berechnungen wurde das kleinere Gefälle verwendet, obschon sich derdazu angenommene Normalabfluss kurz nach dem Auslauf desGeschiebeumleitstollens und vor der Einengung durch die Strassenbrücke nichtexakt einstellt. Das Gefälle der oberen Flachstrecke liegt vermutlich etwas höherals das Gleichgewichtsgefälle der Sohle, weil einzelne nicht transportierbareUeberkörner zu zusätzlichen Energieverlusten führen. Eine Abminderung desGefälles auf 3% scheint damit angebracht.

Die Querprofile in den Flachstrecken ändern während der Hochwässer und sindnicht näher bekannt. Die sich natürlich einstellenden Fliessquerschnitteentsprechen näherungsweise der maximalen Transportkapazität. In diesemBereich beeinflussen Gerinnebreite und -form die Transportkapazität nurgeringfügig. Für die Berechnungen genügte es deshalb, ein trapezförmigesQuerprofil mit einer Sohlenbreite von 15 m und Böschungsneigungen von je 45 °anzunehmen.

Bei Gefällen über 2% wird die Geschiebetransportkapazität mit der Formel vonSmart und Jäggi (1983) berechnet. Die dazu benötigten Abfusstiefen wurdenunter der Annahme eines Normalabflusses mit der Formel von Strickler bestimmt.Der Rauhigkeitsbeiwert nach Strickler errechnet sich aus der gemessenenKornverteilung wie folgt:

ks = 21.1d906 (7)

wobei

kS = Rauhigkeitsbeiwert nach Strickler [m1/3/s]

d = 2. Hauptachse des Geschiebes [m]

Damit wird die rechnerische Geschiebetransportkapazität

Gber= 0 für Q ≤ 30.1 [m3/s] (8a)

G Q Qber = − + × − ×( . . )434 14 5 0 0046 2 für Q > 30.1 [m3/s] (8b)

wobei

Q = Abfluss [m3/s]

Die Beobachtungen der KVR zum Beginn des Geschiebetriebs erlauben eineKontrolle der Berechnungen. Gemäss den Naturbeobachtungen wird bis zu einemAbfluss von 20 m3/s kein Geschiebe transportiert. Bei einem Abfluss zwischen 20und 30 m3/s werden Schwebstoffe und einzelne Geschiebekörner transportiert.Das Wasser wird trüb. Bei einem Abfluss von 30 m3/s wird die Deckschichtaufgerissen und es setzt massiver Geschiebetrieb ein.

Bei den Berechnungen setzt der massive Geschiebetrieb bei einem Abfluss von30.1 m3/s ein. Die Berechnungsresultate sind damit plausibel.

Anhang B 161

B5.5.2 Kalibrierung der Transportkapazität

Durch die Multiplikation der Abflüsse mit der Transportkapazität kann diemaximal transportierbare Geschiebefracht für jedes einzelne Hochwasserbestimmt werden. Die Addition der Werte über alle Hochwasserereignissewährend der Versuchszeit ergibt eine totale Transportkapzität

( ) 61999

1995106.87 ×=×= ∑ QGF berkap [kg] (9)

Der Vergleich mit der totalen Geschiebefracht während der Versuchsdauer(Gleichung 6) gibt an, welcher Anteil der Transportkapazität im Durchschnitttatsächlich ausgenützt wurde. Wird die Transportkapazität von Gleichung (8) mitdiesem Faktor multipliziert, so erhält man die Geschiebetransportfunktion(Abbildung B5a)

G GF

F berv

kap= (10)

und somit

G = 0 für Q ≤ 30.1 [m3/s] (11a)200208.054.6196 QQG −+−= für Q > 30.1 [m3/s] (11b)

Abbildung B5a: Für die Berechnungen verwendeter Geschiebetrieb in Funktion desAbflusses für den Umleitstollen Runcahez (Gleichungen 11).

0

100

200

300

400

500

600

0 20 40 60 80 100 120

Abfluss [m3/s]

Tra

nspo

rtka

pazi

tät

[kg

/s]

Anhang B 162

B5.6 Geschiebefracht der einzelnen Hochwasserereignisse

Mit der kalibrierten Transportkapazität nach Gleichung (11) werden dieGeschiebefrachten der einzelnen Hochwasserereignisse bestimmt. Nichtberücksichtigt bleiben dabei Schwankungen in der Geschiebeführung, wie sieselbst bei konstantem Abfluss auftreten.

Mit dem aus der Abflussmessung bekannten Stollendurchfluss und derGeschiebetransportfunktion kann jedem Hochwasser eine Geschiebefrachtzugeordnet werden (Abbildung 4.8 und Tab. B1c). Dies erlaubt eine Korrelationdes Schadensverlaufs in den Testfeldern mit der aufgetretenen Abrasions-belastung.

Für die gesamte Versuchsdauer ergeben sich folgende Kennwerte:

Total über die Teststrecke transportierte Geschiebefracht: 39.5 [103 Tonnen]

Mittlerer Geschiebegehalt des Abflusses im Stollen: 0.31 [Gew. %]

Date post:	15-Nov-2020
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