PROF DR.-ING M. THEWES · | 1 MASTERARBEIT Erschütterungen aus Baubetrieb B.Sc. Nadine Depta...

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MASTERARBEIT

Erschütterungen aus Baubetrieb

B.Sc. Nadine Depta

Matrikelnummer: 108 011 252242

Betreuer: Prof. Dr. –Ing. Markus Thewes (1.Prüfer) Ruhr-Universität Bochum (TLB)

Ing. Zdenek Zizka M.Sc. Ruhr-Universität Bochum (TLB)

Dr. Ing. Lars Röchter Ing. Büro Dipl. –Ing. H. Vössing

Eingereicht: Bochum, den 02.12.2017

LEHRSTUHL FÜR TUNNELBAU, LEITUNGSBAU UND BAUBETRIEB

PROF. DR.-ING. M. THEWES

EIDESSTATTLICHE ERKLÄRUNG

Name, Vorname: Depta, Nadine

Matrikelnummer: 108 011 252 242

Titel der Arbeit:

Erschütterungen aus Baubetrieb

Hiermit erkläre ich Eides statt, dass ich die vorliegende Masterarbeit selbstständig und ohne

fremde Hilfe verfasst, keine anderen als die angegebenen Quellen und Hilfsmittel verwendet

habe. Ich erkläre weiterhin, dass ich alles gedanklich, inhaltlich oder wörtlich von anderen

Übernommene (z.B. aus Büchern, Zeitschriften, Zeitungen, Lexika, Internet, usw.) als solches

kenntlich gemacht, d.h. die jeweilige Herkunft im Text oder in den Anmerkungen belegt habe.

Dies gilt gegebenenfalls auch für Tabellen, Skizzen, Zeichnungen, bildliche Darstellungen

usw. Ich nehme zur Kenntnis, dass die nachgewiesene Unterlassung der Herkunftsangabe als

versuchte Täuschung bzw. Plagiat („geistiger Diebstahl“) gewertet wird. Unkenntnis der in der

Wissenschaft gebräuchlichen Regeln gilt nicht als Entlastung. Darüber hinaus versichere ich,

dass diese Arbeit in gleicher oder ähnlicher Form bislang an keiner Stelle eingereicht worden

ist.

Nadine Depta

Bochum, den 02.12.2017

DANKSAGUNG

An dieser Stelle möchte ich mich bei allen bedanken, die mich bei der Anfertigung dieser Mas-

terarbeit unterstützt haben.

An erster Stelle danke ich dem Lehrstuhl für Tunnelbau, Leitungsbau und Baubetrieb der Fa-

kultät Bauingenieurwesen an der Ruhr-Universität Bochum und dem Ingenieurbüro Dipl. – Ing.

H. Vössing (Niederlassung Tunnelbau, Düsseldorf) für die Kooperation zur Betreuung dieser

Masterarbeit.

Allen voran danke ich Herrn Professor Dr.-Ing. Markus Thewes für die Einwilligung, diese pra-

xisorientierte Masterarbeit an seinem Institut anzufertigen.

Mein besonderer Dank gilt meinen beiden Betreuern M. Sc. Zdenek Zizka und Dr.-Ing. Lars

Röchter, die mir bei allen Fragen zur Seite standen und immer eine gute Rückmeldung gaben.

Des Weiteren danke ich Herrn Harpf und Herrn Fischer vom Ingenieurbüro Dipl. –Ing. H. Vös-

sing für die zur Verfügung gestellten Messdaten, ohne die diese Arbeit nicht hätte verfasst

werden können. Herr Fischer konnte mir aufgrund seines großen Erfahrungsspektrums in der

Thematik Rammarbeiten immer weiterhelfen.

Zutiefst zu Dank verpflichtet bin ich meinen Eltern und meiner Schwester, die mich nicht nur

während der Masterarbeit, sondern auch während meines gesamten Studiums tatkräftigt un-

terstützt und ermutigt haben.

| I

INHALT

ABBILDUNGSVERZEICHNIS .......................................................................................................... IV

TABELLENVERZEICHNIS ............................................................................................................. VII

ABKÜRZUNGEN UND FORMELZEICHEN......................................................................................... IX

1 EINLEITUNG .......................................................................................................................... 1

1.1 Ausgangssituation ................................................................................................................ 1

1.2 Zielsetzung............................................................................................................................. 1

1.3 Vorgehensweise und Aufbau der Arbeit ............................................................................ 1

2 WELLENAUSBREITUNG ......................................................................................................... 3

2.1 Wellenausbreitung im elastischen Halbraum ................................................................... 3

2.2 Kompressionswelle ............................................................................................................... 4

2.3 Scherwelle ............................................................................................................................. 5

2.4 Rayleigh-Welle ...................................................................................................................... 7

2.5 Love-Welle ............................................................................................................................. 8

2.6 Dämpfungsarten ................................................................................................................... 8

3 MESSUNG UND BEURTEILUNG VON ERSCHÜTTERUNGEN ..................................................... 11

3.1 Messgeräte .......................................................................................................................... 11

3.2 Messorte............................................................................................................................... 12

3.3 Einwirkungen auf Menschen in Gebäuden ..................................................................... 13

3.3.1 Beurteilung der Erschütterungsimmissionen auf Menschen .................................... 14

3.3.2 Näherungsverfahren zur Ermittlung der Beurteilungsgrößen .................................. 19

3.4 Einwirkungen auf bauliche Anlagen ................................................................................. 20

3.4.1 Beurteilung der Erschütterungsimmissionen auf bauliche Anlagen ........................ 21

4 ERSCHÜTTERUNGEN AUS DEM ALLGEMEINEN BAUBETRIEB ................................................ 24

4.1 Rechnerische Charakterisierung der Erschütterungen ................................................. 24

5 ERSCHÜTTERUNGEN AUS SCHILDVORTRIEB ........................................................................ 29

5.1 Wellenausbreitung im Baugrund ...................................................................................... 29

5.2 Prognosemodelle für den Schildvortrieb ......................................................................... 30

5.2.1 Analyse der Prognosemodelle ...................................................................................... 31

5.3 Erschütterungen im Vortriebsprojekt Karlsruhe ............................................................. 34

| II

5.4 Zusammenfassung Erschütterungen aus Schildvortrieb .............................................. 36

6 ERSCHÜTTERUNGEN AUS SPRENGVORTRIEB ...................................................................... 38


6.2 Prognosemodelle Sprengerschütterungen ..................................................................... 39

6.3 Methodik zur Prognosedurchführung .............................................................................. 45

6.4 Projekt Steinbühltunnel ...................................................................................................... 47

6.4.1 Messkonzept Steinbühltunnel ....................................................................................... 48

6.4.2 Erschütterungsprognose Steinbühltunnel ................................................................... 50

6.4.3 Vergleich Prognose mit gemessenen Schwinggeschwindigkeiten ......................... 51

6.4.4 Beurteilung der Erschütterungseinwirkungen gemäß DIN 4150-2 / -3 ................... 56

6.5 Projekt Obermaiselstein ..................................................................................................... 60

6.5.1 Messkonzept Tunnel Obermaiselstein ........................................................................ 60

6.5.2 Erschütterungsprognose Tunnel Obermaiselstein .................................................... 61

6.5.3 Vergleich Prognose mit gemessenen Schwinggeschwindigkeiten ......................... 66

6.5.4 Beurteilung der Erschütterungseinwirkungen gemäß DIN 4150-2/ -3 .................... 70

6.6 Vergleich Steinbühltunnel und Tunnel Obermaiselstein ............................................... 71

6.7 Projekt Petersbergtunnel ................................................................................................... 72

6.7.1 Messkonzept Petersbergtunnel .................................................................................... 73

6.7.2 Erschütterungsprognose Petersbergtunnel ................................................................ 73

6.7.3 Beurteilung der Erschütterungseinwirkungen gemäß DIN 4150-2/ -3 .................... 76

6.7.4 Erschütterungsüberwachung Petersbergtunnel ......................................................... 78

6.8 Zusammenfassung Erschütterungen aus Sprengvortrieb ............................................ 80

7 ERSCHÜTTERUNGEN AUS RAMMARBEITEN .......................................................................... 82


7.2 Prognosemodelle für Rammerschütterungen im Freifeld ............................................. 83

7.3 Projektbeschreibung ........................................................................................................... 88

7.3.1 Beschreibung der Ramm- und Vibrationsgeräte ........................................................ 89

7.3.2 Messdaten Neu Isenburg und Köln-Eigelstein ........................................................... 90

7.3.3 Vergleich der Prognosemodelle mit den Messwerten ............................................... 94

7.3.4 Auswertung Prognose Freifeld ..................................................................................... 97

7.4 PrognoseModelle Rammerschütterungen Fundament ................................................. 99

7.4.1 Messdaten Frankfurt am Main/ Ratsweg .................................................................. 100

7.4.2 Beurteilung der Erschütterungseinwirkungen gemäß DIN 4150-2/ -3 .................. 101

7.4.3 Vergleich Prognosemodelle und Messwerte ............................................................ 102

7.4.4 Auswertung Prognosegleichung Fundament ........................................................... 105

| III

7.4.5 Übertragungsfaktor Fundament - Obergeschoss .................................................... 106

7.5 Zusammenfassung Rammarbeiten ................................................................................ 107

7.6 Prognosemodelle für das Nah- und Fernfeld ............................................................... 108

8 FAZIT UND AUSBLICK ......................................................................................................... 111

LITERATURVERZEICHNIS .............................................................................................................. V

ANHANG ........................................................................................................................................ X

ANHANG A: STEINBÜHLTUNNEL ........................................................................................................... X

ANHANG B: TUNNEL OBERMAISELSTEIN ............................................................................................ XXVI

ANHANG C: PETERSBERGTUNNEL ..................................................................................................... XLIV

ANHANG D: RAMMARBEITEN- VERGLEICH DER PROGNOSEMODELLE ....................................................... XLVII

ANHANG E: OBER- UND UNTERGRENZEN ...........................................................................................LVIII

ANHANG F – VERGLEICH PROGNOSEMODELLE FUNDAMENTGESCHWINDIGKEITEN .......................................... LXII

ANHANG G – PROGNOSEMODELLE NAH- UND FERNFELD ....................................................................... LXIV

| IV

ABBILDUNGSVERZEICHNIS

Abbildung 1: Wellenausbreitung von der Quelle zum Empfänger [1] ........................................... 3

Abbildung 2: Ausbreitungsrichtung der Raum- und Oberflächenwellen [90] ............................... 4

Abbildung 3: Darstellung einer Kompressionswelle [1] .................................................................. 4

Abbildung 4: Darstellung einer Scherwelle [1] ................................................................................. 6

Abbildung 5: Rayleigh-Welle [1] ......................................................................................................... 7

Abbildung 6: Wellenreflexion an Schichtgrenzen [73] .................................................................... 8

Abbildung 7: Ausbreitungsverhalten Love-Welle [60] ..................................................................... 8

Abbildung 8: Wellenausbreitung am Kreisfundament (Punktquelle) [31] ..................................... 9

Abbildung 9: Ermittlung der Taktmaximal KBFTi ............................................................................. 15

Abbildung 10:Beurteilung der Erschütterungsimmissionen mod. nach [25] .............................. 17

Abbildung 11: Nah- und Fernfeld [58] ............................................................................................. 25

Abbildung 12: Geometrische Abnahme der Schwingungsamplitude mit der Entfernung [24] 27

Abbildung 13: Wellenentstehung infolge eines Schildvortriebes erweitert nach [44] ............... 30

Abbildung 14: Typisches Erschütterungs-Spektrum EPB-Schild im Lockergestein [71] ......... 32

Abbildung 15: Typische Schwinggeschwindigkeitskurve eines EPB-Schildes [71].................. 32

Abbildung 16: Prognostizierte Schwinggeschwindigkeiten nach Godio et. al. [43] .................. 33

Abbildung 17: Schwinggeschwindigkeiten infolge Tunnelvortriebsarbeiten, erweitert nach [43]

............................................................................................................................................................... 34

Abbildung 18: gemessene Schwinggeschwindigkeiten der Messstelle CST01 [39] ................ 35

Abbildung 19: Wellenausbreitung infolge Sprengung erweitert nach [80] ................................. 39

Abbildung 20: Vergleich der empirischen Modelle für 5 kg Lademenge .................................... 42

Abbildung 21: Vergleich der empirischen Modelle zwischen 100 m und 300 m Entfernung .. 43

Abbildung 22: Vergleich der empirischen Modelle für 20 kg Lademenge ................................. 44

Abbildung 23: Bestimmung der maximal anzusetzenden Lademenge je Zündzeitstufe ......... 46

Abbildung 24: Geologie beim Boßler- und Steinbühltunnel [21] ................................................. 47

Abbildung 25: Untersuchte Immissionsorte [29] ............................................................................ 49

Abbildung 26: Erschütterungsprognose für 12 kg Lademenge je Zündzeitstufe ...................... 51

Abbildung 27: Auszug Bauablaufplan erweitert nach [17] ............................................................ 52

Abbildung 28: Vergleich Prognose mit gemessenen Fundament-Schwinggeschwindigkeiten

............................................................................................................................................................... 54

| V

Abbildung 29: Prognose infolge veränderter k-Werte ................................................................... 56

Abbildung 30: Beurteilung gemäß DIN 4150-3 [26] ...................................................................... 57


Abbildung 32: Immissionsorte Obermaiselstein [29] ..................................................................... 61

Abbildung 33: Erschütterungsprognose für 2,5 kg Lademenge- Strosse .................................. 62

Abbildung 34: Erschütterungsprognose für 1,67 kg Lademenge- Kalotte ................................. 63

Abbildung 35: Erschütterungsprognose II für 2,5 kg Lademenge- Strosse ............................... 65

Abbildung 36: Erschütterungsprognose II für 1,67 kg Lademenge- Kalotte .............................. 66

Abbildung 37: Vergleich Prognose mit gemessenen Schwinggeschwindigkeiten- Kalotte ..... 68

Abbildung 38: Vergleich der Prognose- und gemessenen Erschütterungs-Werte ................... 69


Abbildung 40: Örtliche Situation Petersbergtunnel [61] ................................................................ 73

Abbildung 41: Vergleich der Erschütterungsprognosen ............................................................... 75

Abbildung 42: Zoom Abbildung 58 zwischen 0 und 60 m Entfernung ........................................ 75

Abbildung 43: Erschütterungsprognose Petersbergtunne ........................................................... 76

Abbildung 44: Messstellen für die Erschütterungsüberwachung Petersbergtunnel [61] ......... 78

Abbildung 45: Positionen der Messstellen Petersbergtunnel ...................................................... 79

Abbildung 46: Erschütterungsprognose Freifeld nach Koch für 300 g Lademenge ................. 80

Abbildung 47: Wellenausbreitung infolge Rammarbeiten erweitert nach [10] .......................... 83

Abbildung 48: Messdaten Schnellschlagbär SB 270 .................................................................... 91

Abbildung 49: Messdaten Schnellschlagbär VR 40 ...................................................................... 91

Abbildung 50: Messdaten halbautomatischer Rammbär MRB 270 ............................................ 91

Abbildung 51: Messdaten Dieselbär D22........................................................................................ 91

Abbildung 52: Messdaten Cordes-Hydraulik Rammbär ............................................................... 91

Abbildung 53: Messdaten Vibrationsgerät MVB 44-30 ................................................................. 91

Abbildung 54: Messdaten Vibrationsgerät MS 26D ...................................................................... 92

Abbildung 55: Köln-Eigelstein: MSB 270 ........................................................................................ 93

Abbildung 56: Köln- Eigelstein: D 12 ............................................................................................... 93

Abbildung 57: Messdaten Köln- Eigelstein: Dieselbär Delmag D 22 .......................................... 93

Abbildung 58: Messdaten Köln-Eigelstein: Cordes Hydraulikbär ................................................ 93

Abbildung 59: Exemplarischer Vergleich der Prognosegleichungen .......................................... 95

Abbildung 60: Neu Isenburg- Empirisch ermittelte Ober- und Untergrenze Menck SB 270 ... 96

Abbildung 61: Frankfurt am Main- Messdaten Fundamentschwinggeschwindigkeiten ......... 100

Abbildung 62: Beurteilung der Messwerte gemäß DIN 4150-2 und 4150-3 ............................ 102

Abbildung 63: MRB 270- Vergleich Prognosegleichungen mit Messdaten ............................. 103

Abbildung 64: D22 - Vergleich Prognosegleichungen mit Messdaten ..................................... 103

| VI

Abbildung 65: MVB 44-30 - Vergleich Prognosegleichungen mit Messdaten ......................... 104

Abbildung 66: Schwinggeschwindigkeiten am Gebäude infolge Rammarbeiten [83] ............ 106

Abbildung 67: Vergleich kalibrierte Prognosewerte mit den Messungen bei 8 m Rammtiefe

............................................................................................................................................................. 110

| VII

TABELLENVERZEICHNIS

Tabelle 1: Typische Werte der Scherwellengeschwindigkeit [81] ................................................. 7

Tabelle 2: Zusammenstellung der Abstrahlungsdämpfungen mod. nach [20] ............................ 9

Tabelle 3: Ausstattung eines Schwingungsmessers mod. nach [27] ......................................... 12

Tabelle 4: Vertrauensgrenzen der gerätebedingten Messabweichung mod.nach [28] ........... 12

Tabelle 5: Wahrnehmungsstärken des Menschen auf Erschütterungen mod. nach [20] ........ 14

Tabelle 6: Anhaltswerte Beurteilung Erschütterungen in Wohnungen modifiziert nach [25] .. 18

Tabelle 7: Anhaltswerte bei Baumaßnahmen (außer Sprengungen) modifiziert nach [25] .... 18

Tabelle 8: Erfahrungswerte cF für Erschütterungseinwirkungen modifiziert nach [25]............ 20

Tabelle 9: Anhaltswerte zur Beurteilung kurzzeitiger Erschütterungen auf Gebäude nach [26]

............................................................................................................................................................... 22

Tabelle 10: Anhaltswerte Beurteilung massiver Bauteile und unterirdischer Bauwerke [26] .. 22

Tabelle 11: Anhaltswerte zur Beurteilung von erdverlegten Rohrleitungen mod. nach [26] ... 23

Tabelle 12: Anhaltswerte Beurteilung Dauererschütterungen auf Gebäude mod. nach [26] . 23

Tabelle 13: Sprengtechnisch ermittelte Parameter mod. nach [80] ............................................ 41

Tabelle 14: Messergebnisse IO 09 und IO 10 ................................................................................ 52

Tabelle 15: Gemessene Vektorsummen der Immissionsorte 09 und 10 ................................... 53

Tabelle 16: Beurteilung der Erschütterungseinwirkungen der Immissionsorte 09 und 10 ...... 57

Tabelle 17: Beurteilung der Erschütterungseinwirkungen aller Immissionsorte ....................... 59

Tabelle 18: Randbedingungen zur Ermittlung der Lademenge je Zündzeitstufe ..................... 61

Tabelle 19: Erschütterungsmessungen infolge Probesprengungen [67] ................................... 63

Tabelle 20: k-Wert infolge Probesprengungen .............................................................................. 63

Tabelle 21: Gemessene Schwinggeschwindigkeiten [66] ............................................................ 67

Tabelle 22: Vergleich Prognosen mit gemessenen Vektorsummen ........................................... 68

Tabelle 23: Beurteilung der prognostizierten Schwinggeschwindigkeiten ................................. 70

Tabelle 24: Beurteilung der Erschütterungseinwirkungen infolge Erschütterungsprognosen 77

Tabelle 25: Empirisch ermittelte Abklingkoeffizienten [59] ........................................................... 84

Tabelle 26: Aus Praxisversuchen kalibrierter k-Wert Quelle ....................................................... 85

Tabelle 27: Übersicht über die verwendeten Geräte [69] ............................................................. 89

Tabelle 28: Bodenparameter Neu Isenburg ................................................................................... 90

Tabelle 29: Bodenparameter Köln-Eigelstein ................................................................................. 92

| VIII

Tabelle 30: Unter- und Obergrenzen für den empirischen Parameter k (Formel 7.3) ............. 97

Tabelle 31: Empfehlungen für den empirischen Beiwert k ........................................................... 99

Tabelle 32: Prognosegleichungen für Fundamentgeschwindigkeiten [2] .................................. 99

Tabelle 33: Parameter für die Beurteilung gemäß DIN 4150-2 [25] ......................................... 101

Tabelle 34: Kalibrierte k-Werte für Fundamentgeschwindigkeiten ........................................... 104

Tabelle 35: Empfehlungen für den empirischen Beiwert k für Fundamentgeschwindigkeiten

............................................................................................................................................................. 105

Tabelle 36: Kalibrierte Kennwerte .................................................................................................. 110

Abkürzungen und Formelzeichen

| IX

ABKÜRZUNGEN UND FORMELZEICHEN

α Abklingkoeffizient für Absorption

bzgl. Bezüglich

bzw. beziehungsweise

c Wellengeschwindigkeit [m/s]

ca. circa

cs, cT Scher- bzw. Transversalwellengeschwindigkeit [m/s]

cp, cK Primär- bzw. Kompressionswellengeschwindigkeit [m/s]

mm Millimeter

d. h. das heißt

D Durchmesser [cm]

DIN Deutsches Institut für Normungen

E Elastizitätsmodul [kN/m2]

G Schubmodul [kN/m2]

g Erdbeschleunigung [cm/s2]

i.d.R. in der Regel

kg Kilogramm

m Meter

min Minute

s Sekunde

u.a. unter anderem

vgl. vergleiche

z.B. zum Beispiel

ρ Dichte [g/cm3]

𝜆 Wellenlänge

Ao oberer Anhaltswert für KBFmax

Au unterer Anhalswert für KBFmax

Ar Anhaltswert für KBFTr

c Wellenausbreitungsgeschwindigkeit

D Dämpfungsgrad

f Frequenz

fmg maßgebende Frequenz

KBF bewertete Schwingstärke

KBFmax maximale bewertete Schwingstärke

KBFTi Taktmaximalwert des i.-ten Taktes

KBFTm Taktmaximal-Effektivwert

KBFTr Beurteilungs-Schwingstärke

M statisches Moment Vibrationsgerät [Nm]

n Exponent der geometrischen Dämpfung; Anzahl der Stockwerke

n Drehzahl Vibrationsgerät [1/min]

N Anzahl der Abtastwerte; Anzahl der Takte

P Antriebsleistung Vibrationsramme [kW]

Abkürzungen und Formelzeichen

| X

R Abstand von der Erschütterungsquelle

R1 Bezugsabstand, legt den Übergang zwischen Nah- und Fernfeld fest

τ Zeitkonstante

t0,i Startzeit des i.-ten Taktes

t0,m Startzeit der Mittelung

t0,M Startzeit der Messung

T Periodendauer, Taktdauer

Te Einwirkungszeit

Tm Mittelungsdauer

TM Messdauer

Tr Beurteilungszeit

ξ Integrationsvariable

v Geschwindigkeit, Wellengeschwindigkeit

vL Ausbreitungsgeschwindigkeit der Longitudinalwellen

vP Ausbreitungsgeschwindigkeit der P-Wellen

vR Ausbreitungsgeschwindigkeit der R-Wellen

vS Ausbreitungsgeschwindigkeit der S-Wellen

v(t) unbewertetes Signal, Schnellesignal, Schwinggeschwindigkeit

x,y horizontale Richtungen

z vertikale Richtung

z.B. zum Beispiel

| 1

1 EINLEITUNG

1.1 Ausgangssituation

Erschütterungen aus Baubetrieb können Einwirkungen auf Menschen in Gebäuden sowie auf

bauliche Anlagen zur Folge haben. Bei dauerhaft wachsender Infrastruktur wird das Augen-

merk vermehrt darauf gelegt, die physiologische Belastung des Menschen zu verringern und

den Lebensraum weniger zu strapazieren. Je nach Einwirkungsort und -stärke können Gebäu-

deschäden aufkommen und technische Geräte beeinflusst werden. Aufgrund der wirtschaftli-

chen Vorgaben fallen die Zeitfenster der Bauausführung immer kleiner aus. Die Folge ist, dass

mehr Geräte eingesetzt werden, die größer und schwerer sind sowie eine größere Nennleis-

tung besitzen. Zusammen mit Erschütterungen aus Verkehr und Lärm stellt dies häufig einen

kritischen Aspekt im Rahmen von Genehmigungsverfahren großer, innerstädtischer Infrastruk-

turprojekte dar.

Eine Vermeidung von Erschütterungen beim Baubetrieb ist nicht realisierbar. Daher ist sowohl

die Prognose als auch die Beurteilung dieser Erschütterungen von Relevanz. Die Beurteilung

der Erschütterungen erfolgt nach DIN 4150-2 und DIN 4150-3. Für die Prognose von Erschüt-

terungen existieren bereits einige Ansätze auf Grundlage der DIN 4150-1. Viele empirische

Modelle basieren auf Annahmen und empirischen Ansätzen und erlauben somit eine grobe

Abschätzung der Auswirkungen. Aus diesem Grund ist es essentiell, die Prognosemodelle

anhand von Auswertungen der Dokumentationen in der Praxis weiterzuentwickeln. Eine reali-

tätsnahe Aussage über die zu erwartenden Erschütterungen kann bereits in der Vorplanung

den Planungsprozess verbessern sowie den Kosten- und Zeitfaktor optimieren.

1.2 Zielsetzung

Ziel dieser Masterarbeit ist die Erstellung von Erschütterungsprognosen für zukünftige Bau-

projekte. Anhand von Erschütterungsmessdaten aus der Literatur und aus vorliegenden, pro-

jektspezifischen Erfahrungen sollen bereits existierende Ansätze kalibriert und ausgewertet

werden, um darauf aufbauend eine Klassifizierung nach speziellen Randbedingungen zu er-

stellen. Für vorhandene Prognosemodelle erfolgt die Untersuchung der Herleitung aus den

Grundlagen der Wellenausbreitung. Die Schwerpunkte werden auf den Sprengvortrieb, den

maschinellen Tunnelvortrieb sowie auf Rammarbeiten gelegt. Weitergehend werden anhand

dieser Erarbeitungen Empfehlungen für zukünftige Projekte gegeben.

1.3 Vorgehensweise und Aufbau der Arbeit

Zu Beginn dieser Ausarbeitung werden die Grundlagen der Wellenausbreitung im elastischen

Halbraum und die unterschiedlichen Dämpfungsarten im Boden beschrieben.

1 Einleitung

| 2

Anschließend wird die Methode von Erschütterungsmessungen erklärt. Die Einwirkungen auf

Menschen in Gebäuden werden gemäß DIN 4150-2 dargestellt. Dabei wird das Beurteilungs-

verfahren, nach dem die eintretenden Erschütterungen kategorisiert und eingeteilt werden,

aufgeführt und das „Näherungsverfahren zur Ermittlung der Beurteilungsgröße“ beschrieben.

Auf Grundlage der DIN 4150-3 werden die Erschütterungseinwirkungen auf bauliche Anlagen

sowie das zugehörige Beurteilungsverfahren erläutert. Im Weiteren werden Prognosemodelle

nach DIN 4150-1 analysiert.

Hinsichtlich der resultierenden Erschütterungen aus dem Schildvortrieb wird ein Überblick über

vorhandenen Prognosemodelle gegeben. Auf Grundlage eines Tunnelvortrieb-Projektes wer-

den Erschütterungsausbreitungen im Boden untersucht und die Erschütterungseinwirkungen

infolge des Bauverfahrens ausgewertet.

Die Erschütterungsuntersuchung infolge Sprengvortrieb erfolgt auf Grundlage von Prognose-

modellen, die anhand von realen Projekten auf ihre Wirksamkeit hin untersucht und dessen

empirische Beiwerte kalibriert werden. Darüber hinaus wird die Einhaltung der DIN-Normen

geprüft. Abschließend erfolgt eine Beurteilung der Prognosesicherheit von Erschütterungen

und der Anwendungsrelevanz der Prognosemodelle.

Die Prognosemodelle der Rammarbeiten sowie die Erschütterungsausbreitungen werden mit-

tels realer Projekte, aus denen Messdaten hervorgehen, untersucht. Daraufhin werden Emp-

fehlungen für Klassifizierungen gegeben.

Im Rahmen dieser Masterarbeit werden in der Schlussbetrachtung die wesentlichen Erkennt-

nisse zusammengefasst und ein Ausblick für weitergehende Betrachtungen und Weiterent-

wicklungen der Prognoseverfahren gegeben.

| 3

2 WELLENAUSBREITUNG

Bei Erschütterungen breitet sich die von der Erschütterungsquelle in den Untergrund eingelei-

tete Schwingungsenergie im Boden aus. Dies erfolgt durch verschiedene Wellenformen als

Freifeldschwingung. Da durch Wellenausbreitungen Gebäude zu Resonanzschwingungen an-

geregt werden können, sind Erschütterungen auch in größeren Entfernungen noch wahrnehm-

bar. Es können Raumwellen, wie Kompressions- und Scherwellen sowie Oberflächenwellen,

in Form von Rayleigh-Wellen und Love-Wellen, auftreten. Je nach Quellenart und Energieein-

leitung werden die Wellen unterschiedlich stark angeregt. Des Weiteren ist davon auszugehen,

dass oberflächennahe Quellen vorwiegend Oberflächenwellen erzeugen und unterirdische,

tiefliegende Quellen hauptsächlich Raumwellen hervorrufen.[73]

2.1 WELLENAUSBREITUNG IM ELASTISCHEN HALBRAUM

Bei der Definition der Wellenausbreitung wird das Gesamtsystem, bestehend aus Erschütte-

rungsquelle, Übertragungsweg und betroffenem Objekt, beurteilt. Die einzelnen Unterteilun-

gen werden auch Emission, Transmission und Immission genannt. Die Emission beschreibt

die Feder bzw. den Dämpfer an der Quelle. Die Transmission wird als Übertragungsstrecke

von der Quelle zum Empfänger definiert, die Immission ist die Feder bzw. der Dämpfer am

Empfänger [1]. Abbildung 1 stellt schematisch die Wellenausbreitung von der Quelle zum

Empfänger dar.

Abbildung 1: Wellenausbreitung von der Quelle zum Empfänger [1]

Erschütterungen breiten sich durch unterschiedliche Medien und in verschiedenen Richtungen

aus. Die Wellenausbreitung wird sowohl durch den Boden und das Wasser (mechanische

Wellen), als auch durch die Luft (elektromagnetische Wellen) übertragen.

Die benötigten Beurteilungsgrößen der Wellenausbreitung sind die Ausbreitungsgeschwindig-

keit, auch Schwinggeschwindigkeit genannt, und die Dämpfung, welche je nach Bodenart und

Grundwasser unterschiedliche Werte annehmen.

2 Wellenausbreitung

| 4

Bei einer Anregung an der Oberfläche wird die Wellenausbreitung im Boden durch zwei Arten

von Wellen verursacht. Zum einen können Raumwellen, welche sich halbkugelförmig über die

Breite und Tiefe ausbreiten, zum anderen können Oberflächenwellen auftreten. Das Merkmal

der Oberflächenwellen ist die Ausbreitung in horizontaler Richtung mit beschränkter Tiefenwir-

kung. [90]

Abbildung 2: Ausbreitungsrichtung der Raum- und Oberflächenwellen [90]

Im Folgenden werden die vorhandenen Wellenarten mit zugehöriger Dämpfung näher erläu-

tert. Dabei wird Bezug auf die Raumwellen sowie die Oberflächenwellen genommen und auf

die entsprechenden Gleichungen eingegangen.

2.2 KOMPRESSIONSWELLE

Bei dem Durchgang einer Kompressionswelle, auch Longitudinalwelle oder P-Welle genannt,

durch ein Medium, werden Volumenelemente komprimiert und gedehnt. Die Partikel schwin-

gen während dieses Vorgangs in Ausbreitungsrichtung (vgl. Abbildung 3) [1].

Abbildung 3: Darstellung einer Kompressionswelle [1]

Für die Herleitung der Ausbreitungsgeschwindigkeit einer Welle werden zunächst die Span-

nungs- und Verformungsgleichungen in einem elastischen Medium eines dreidimensionalen

Elements benötigt. Diese werden wie folgt definiert [90]:

𝜌

𝜕2𝑢𝑥

𝜕𝑡2= (𝜆 + 𝐺)

𝜕𝜀

𝜕𝑥+ 𝐺∇2𝑢𝑥 (2.1)

𝜌

𝜕2𝑢𝑦

𝜕𝑡2= (𝜆 + 𝐺)

𝜕𝜀

𝜕𝑦+ 𝐺∇2𝑢𝑦 (2.2)

𝜌

𝜕2𝑢𝑧

𝜕𝑡2= (𝜆 + 𝐺)

𝜕𝜀

𝜕𝑧+ 𝐺∇2𝑢𝑧 (2.3)

2 Wellenausbreitung

| 5

mit

𝜀 = 𝜀𝑥 + 𝜀𝑦 + 𝜀𝑧 (2.4)

Werden die Gleichungen (2.1), (2.2), und (2.3) nach der jeweiligen Richtungskomponente ab-

geleitet, ergeben sich folgende Terme:

𝜌

𝜕2

𝜕𝑡2(

𝜕𝑢𝑥

𝜕𝑥) = (𝜆 + 𝐺)

𝜕2𝜀

𝜕𝑥2+ 𝐺∇2 (

𝜕𝑢𝑥

𝜕𝑥) (2.5)

𝜌

𝜕2

𝜕𝑡2 (𝜕𝑢𝑦

𝜕𝑦) = (𝜆 + 𝐺)

𝜕2𝜀

𝜕𝑦2

+ 𝐺∇2 (𝜕𝑢𝑦

𝜕𝑦)

(2.6)

𝜌

𝜕2

𝜕𝑡2(

𝜕𝑢𝑧

𝜕𝑧) = (𝜆 + 𝐺)

𝜕2𝜀

𝜕𝑧2+ 𝐺∇2 (

𝜕𝑢𝑧

𝜕𝑧) (2.7)

Die anschließende Aufsummierung der Ableitungsterme führt zu folgender Gleichung:

𝜌

𝜕2

𝜕𝑡2 (𝜕𝑢𝑥

𝜕𝑥+

𝜕𝑢𝑦

𝜕𝑦+

𝜕𝑢𝑧

𝜕𝑧) = (𝜆 + 𝐺) (

𝜕2𝜀

𝜕𝑥2+

𝜕2𝜀

𝜕𝑦2+

𝜕2𝜀

𝜕𝑧2) + 𝐺∇2 (𝜕𝑢𝑥

𝜕𝑥+

𝜕𝑢𝑦

𝜕𝑦+

𝜕𝑢𝑧

𝜕𝑧) (2.8)

Durch Ersetzen von Operatoren durch den Laplace-Operator und die Dehnungsbeziehungen

wird folgender Ausdruck erhalten:

𝜌

𝜕2𝜀

𝜕𝑡2= (𝜆 + 𝐺)∇2𝜀 + 𝐺∇2𝜀 = (𝜆 + 2𝐺)∇2𝜀 (2.9)

𝜌

𝜕2𝜀

𝜕𝑡2=

(𝜆 + 𝐺)

𝜌∇2𝜀 = 𝑐𝑝

2∇2𝜀 (2.10)

Die Ausbreitungsgeschwindigkeit der Welle wird mittels Gleichung (2.11) berechnet:

𝑐𝑝 = 𝑣𝑝 = √(𝜆 + 2𝐺)

𝜌= √

𝐸

𝜌 (2.11)

Dabei ist

𝜆 Wellenlänge [m]

E Elastizitätsmodul [kN/m2]

𝜌 Dichte des Bodens inklusive Porenwasser

G Schubmodul mit: G=E/2(1+ν).

2.3 SCHERWELLE

Die Scherwelle ist eine Raumwelle, bei der die Schwingung senkrecht zur Ausbreitungsrich-

tung entsteht (vgl. Abbildung 4).

2 Wellenausbreitung

| 6

Abbildung 4: Darstellung einer Scherwelle [1]

Werden die Gleichungen (2.2) und (2.3) nach der zugehörigen Scherrichtung abgeleitet, erge-

ben sich folgende Ausdrücke:

𝜌

𝜕2

𝜕𝑡2 (𝜕𝑢𝑦

𝜕𝑧) = (𝜆 + 𝐺)

𝜕2𝜀

(𝜕𝑦)(𝜕𝑧)+ 𝐺∇2 (

𝜕𝑢𝑦

𝜕𝑧) (2.12)

𝜌

𝜕2

𝜕𝑡2(

𝜕𝑢𝑧

𝜕𝑦) = (𝜆 + 𝐺)

𝜕2𝜀

(𝜕𝑦)(𝜕𝑧)+ 𝐺∇2 (

𝜕𝑢𝑧

𝜕𝑦) (2.13)

𝜌

𝜕2

𝜕𝑡2 (𝜕𝑢𝑧

𝜕𝑦−

𝜕𝑢𝑦

𝜕𝑧) = 𝐺∇2 (

𝜕𝑢𝑧

𝜕𝑦−

𝜕𝑢𝑦

𝜕𝑧) (2.14)

Da bei der Scherwelle die Rotation um die x-Achse zum Einsatz kommt, wird folgende Glei-

chung benötigt:

𝜔𝑥 =

1

2(

𝜕𝑢𝑧

𝜕𝑦−

𝜕𝑢𝑦

𝜕𝑧) (2.15)

Mit Hilfe von Gleichung (2.15) wird Gleichung (2.14) umgeformt:

𝜌

𝜕2𝜔𝑥

𝜕𝑡2= 𝐺∇2𝜔𝑥 (2.16)

𝜕2𝜔𝑥

𝜕𝑡2=

𝐺

𝜌∇2𝜔𝑥 = 𝑐𝑠

2∇2𝜔𝑥 (2.17)

Die Scherwellengeschwindigkeit lautet:

𝑐𝑆 = √𝐺

𝜌 (2.18)

Simultan zu der Rotation um die x-Achse, werden die Gleichungen in den Abhängigkeiten von

den Rotationen um die y- und z-Achse hergeleitet.

Tabelle 1 gibt Scherwellengeschwindigkeiten für kleine Scheramplituden (γ0 ≤ 10 -5) in Abhän-

gigkeit des Materials an.

2 Wellenausbreitung

| 7

Tabelle 1: Typische Werte der Scherwellengeschwindigkeit [81]

Material cs [m/s]

Weicher Ton, lockerer Sand ≤150

Mittelsteifer Ton 250

Steifer Ton, dichter Sand 350

Harter Ton, sehr dichter Sand 450

Weicher Fels 600

Verwitterter Fels 1000

Fels >1500

2.4 RAYLEIGH-WELLE

Rayleigh-Wellen, auch R-Welle genannt, beschreiben Oberflächenwellen. Diese weisen keine

Spannungen auf der Halbraumoberfläche auf, d.h., dass die Normal- und Schubspannungen

gleich Null sind. Des Weiteren besitzen die R-Wellen in vertikaler Richtung eine größere

Amplitudenverschiebung als in horizontaler. Abbildung 5 stellt die Rayleigh-Welle und den Ver-

schiebungspfad der Partikel dar. [48]

Abbildung 5: Rayleigh-Welle [1]

Bei Oberflächenwellen nimmt der Einfluss mit der Tiefe rapide ab. Das bedeutet, dass sich der

Hauptbetrag der Energie ca. auf die Tiefe von einer Wellenlänge 𝜆R beschränkt. Beim Errei-

chen dieser Tiefe beträgt der Amplitudenwert 1/5 der Oberflächenamplitude.

Für die Ausbreitungsgeschwindigkeit von Lockergestein wird vR=0,97vs angenommen. Dies

wird wie folgt abgeleitet [81]:

𝑐𝑅 ≈ 𝑐𝑆

0,862 + 1,14 𝜈

1 + 𝜈 (2.19)

Dabei ist:

cS Ausbreitungsgeschwindigkeit der Scherwelle

ν Poissonszahl

Der Hauptanteil der eingeleiteten Energie wird von der Rayleighwelle an der Oberfläche wei-

tergeleitet. Des Weiteren entwickelt die R-Welle mit wachsender Entfernung die geringste

Amplitudenabnahme, weshalb die Oberflächenwellen gegenüber den Raumwellen bei größe-

ren Entfernungen dominieren [31].

2 Wellenausbreitung

| 8

2.5 LOVE-WELLE

Handelt es sich bei dem Baugrund um einen geschichteten elastischen Halbraum, so treten,

wie in Abbildung 6 dargestellt, Reflexionen und Refraktionen an den Schichtgrenzen auf.

Abbildung 6: Wellenreflexion an Schichtgrenzen [73]

Gelangt eine Welle an die Oberfläche, d.h. an den Übergang von Boden zur Luft, wird diese

vollständig reflektiert. Bei einer vermehrten Wiederholung resultieren Love- Wellen. Die Love-

Welle wird durch eine Oberflächenwelle charakterisiert und entsteht, wenn die oberste Schicht

eine kleinere Scherwellengeschwindigkeit als die darunterliegende Schicht aufweist. Der Wert

der Ausbreitungsgeschwindigkeit wird durch den Bereich der ersten beiden oberen Schichten

definiert. Die einzelnen Partikel der Welle werden überwiegend horizontal verschoben (Abbil-

dung 7) [60].

Abbildung 7: Ausbreitungsverhalten Love-Welle [60]

Nach [3] führen geringe Schichtungen im Boden, d.h. ähnliche Steifigkeiten des Bodens, er-

fahrungsgemäß zu geringen Amplitudenvergrößerungen. Aus diesem Grund werden die Re-

flexions- und Refraktionsbetrachtung näherungsweise vernachlässigt.

2.6 DÄMPFUNGSARTEN

Abbildung 8 stellt die Wellenausbreitung an einem Kreisfundament einschließlich Übertra-

gungsverlusten dar. Die Kompressionswelle (P-Welle) und Scherwelle (S-Welle) strahlen in

den unter dem Kreisfundament liegendem Halbraum ab und durchlaufen immer größere Ku-

gelflächen. Die Rayleighwelle emittiert in den Boden mit beschränkter Tiefe und durchläuft

eine zylinderförmige Fläche. Abbildung 8 bildet die Amplitude in der Entfernung r und die damit

2 Wellenausbreitung

| 9

zusammenhängende geometrische Dämpfung ab. Der Vorgang der geometrischen Dämpfung

beschreibt die Verteilung der in den Boden eingeleiteten Energie auf eine, in Abhängigkeit von

der Entfernung, größer werdende Fläche. Die geometrische Dämpfung der Raumwellen im

Vollraum wird bei Punktquellen mit r--1 und die der Rayleighwellen mit r-0,5 vorausgesetzt. Da

die emittierte Energie einer Welle proportional zum Quadrat der Amplitude ist. Das Verhältnis

vom Umfang zur Fläche des Kreises bzw. der Halbkugel dividiert durch die Entfernung der

Amplitude, stellt den Wert der geometrischen Dämpfung dar. An der Oberfläche des Hal-

braums beträgt die Amplitudenabnahme der Raumwelle r--2. Im Vergleich zum Vollraum wer-

den die Kompressions- und Schwerwellen an der Oberfläche stärker gedämpft. Bei der Ra-

yleighwelle beträgt der Wert der geometrischen Dämpfung r-0,5 und ist kleiner im Vergleich zur

Raumwelle. [31]

Abbildung 8: Wellenausbreitung am Kreisfundament (Punktquelle) [31]

Tabelle 2 listet die geometrischen Abstrahlungsdämpfungen in Abhängigkeit von der Erregung

und Quellenart auf. Für impulsartige Erregung wird der Exponent n um 0,5 erhöht. Bei einer

Linienquelle ist eine Reduktion des gleichen Wertes zu erkennen.

Tabelle 2: Zusammenstellung der Abstrahlungsdämpfungen mod. nach [20]

Anregung

Wellentyp

Vollraum Oberfläche Halbraum

P-, S-Welle P-, S-Welle R-Welle

Harmonische Erregung

Punktquelle 1,0 2,0 0,5

Linienquelle 0,5 1,5 0

Impulsartige Erregung

Punktquelle 1,5 2,5 1,0

Linienquelle 1,0 2,0 0,5

Die zweite Art der Dämpfung ist die materielle Dämpfung. Diese beschreibt den Energieverlust

infolge innerer Reibung zwischen den Kornpartikeln.

Ausgehend von einer frei gedämpften Schwingung eines Ein-Massen-Schwingers, spezifiziert

der folgende Term die Dämpfung [72]:

2 Wellenausbreitung

| 10

𝑣 = 𝑣0𝑠𝑖𝑛2𝜋𝑓𝑡 ∗ 𝑒−2𝜋𝑓𝐷𝑡 (2.20)

Nach Umwandlung der viskosen Dämpfung, wird für die Abminderung im idealen Halbraum

mit Betrachtung der Materialdämpfung folgender Ansatz herangezogen:

𝑣 = 𝑣0 (

𝑟0

𝑟)

𝑛(𝑓)

𝑒(−

2𝜋𝑓𝐷𝑣𝐵

)(𝑟−𝑟0) (2.21)

Der Exponent r-n(f) definiert die geometrische Dämpfung und der zweite Term die Material-

dämpfung. Aufgrund der Frequenzabhängigkeit der Materialdämpfung steigt diese mit zuneh-

mender Frequenz. Daraus resultierend klingen hohe Frequenzen schneller ab und tiefe Fre-

quenzen werden noch in größeren Entfernungen wahrgenommen.

Eine weitere Amplitudenminderung findet beim Übergang vom Übertragungsmedium zum

Empfänger (Boden auf Bauwerk) statt. Die Übertragung ist in diesem Bereich ebenfalls stark

frequenzabhängig.

| 11

3 MESSUNG UND BEURTEILUNG VON ERSCHÜTTERUNGEN

In Kapitel 3 werden die Messgeräte für die Erschütterungsaufzeichnung sowie die Messorte

vorgestellt. Anschließend werden die Beurteilungen von Erschütterungseinwirkungen behan-

delt. Dabei wird auf die Erschütterungseinwirkungen auf Menschen in Gebäuden gemäß DIN

4150-2 sowie auf die Einwirkungen auf bauliche Anlagen nach DIN 4150-3 eingegangen.

3.1 Messgeräte

Messgeräte für Erschütterungen sind nach DIN 45669-1 [27] und DIN 45669-2 [28] genormt.

Zur Ermittlung von Schwinggeschwindigkeiten wird ein Schwingungsmesser verwendet, der je

nach Anwendungsziel über zusätzliche Registrier- und Speichergeräte verfügt. Schwingungs-

messer messen „mechanische Schwingungen (Erschütterungen, Vibrationen), die auf Ge-

bäude und / oder Menschen in Gebäuden einwirken“. Die Messgröße für mechanische

Schwingungen ist die Schwingbeschleunigung in mm/s2. Durch Integration der Schwingbe-

schleunigung berechnet das Messgerät die Schwinggeschwindigkeit in mm/s oder durch Dop-

pelintegration den Schwingweg in mm. Die Schwingbeschleunigung ist demnach die Rate, mit

der sich die Schwinggeschwindigkeit pro Zeiteinheit ändert und die Schwinggeschwindigkeit

ist die Geschwindigkeit, mit der ein Medium in Bezug auf seine Ruhelage bewegt wird. Die

Messung kann an der Quelle selbst (Emissionsort), beim Ausbreitungsweg sowie beim Emp-

fänger (Immissionsort) durchgeführt werden. Das Messgerät gibt den zeitlichen Verlauf der

Schwinggeschwindigkeit v (t) in vertikaler sowie in beiden horizontalen Richtungen aus. Die

Messorte werden je nach Messzweck unterteilt. Wenn beispielsweise eine Beurteilung der

Einwirkung auf Gebäude notwendig ist, kann am Gebäudefundament, an tragenden Bauteilen

im Obergeschoss und ggf. an gefährdeten Bauwerksteilen gemessen werden. Bei der Erschüt-

terungsbeurteilung von Menschen in Gebäuden wird i.d.R. an verschiedenen Geschossde-

cken gemessen. Des Weiteren kann eine Einwirkungsprognose auf noch zu errichtende Ge-

bäude erfolgen. In diesem Fall werden als Messorte das Freifeld oder Fundamente von be-

nachbarten Gebäuden gewählt. [27] [28]

Das Messgerät beinhaltet Sensoren, die entweder als linearisierte Geophone oder zur Be-

schleunigungsaufnahme dienen. Tabelle 11 listet die Ausgabegrößen eines Schwingungs-

messers sowie die verschiedenen Ausstattungsvarianten auf.

3 Messung und Beurteilung von Erschütterungen

| 12

Tabelle 3: Ausstattung eines Schwingungsmessers mod. nach [27]

Ausstattung

Ausgabe-größe

A Für die Einwirkungen von

Schwingungen auf Gebäude und auf Menschen in Gebäuden

B Nur für Einwirkung von

Schwingungen auf Men-schen in Gebäuden

C Nur für Einwirkung von Schwingungen

auf Gebäude

v(t) an Signalausgängen an Signalausgängen an Signalausgän-

gen

|v|max im Anzeigeteil - im Anzeigeteil

|vB|max im Anzeigeteil - im Anzeigeteil

KBF(t) im Anzeigeteil im Anzeigeteil -

KBFmax im Anzeigeteil im Anzeigeteil -

KBFTm im Anzeigeteil im Anzeigeteil -

Tm im Anzeigeteil im Anzeigeteil -

TM im Anzeigeteil - im Anzeigeteil

Gerätebedingte Messabweichungen können bei einzelnen Anzeigegrößen gemäß Tabelle 4

erwartet werden.

Tabelle 4: Vertrauensgrenzen der gerätebedingten Messabweichung mod.nach [28]

Messwerte Vertrauensgrenze

Klasse 1 [%] Klasse 2 [%]

Effektivwertbasierte Messwerte 15 25

Spitzenwerte 20 35

3.2 Messorte

Die in der Beurteilung ins Gewicht fallenden Messorte sind die, bei denen kritische Schwin-

gungen auftreten können. Bei Erschütterungseinwirkungen auf Gebäude sind i.d.R. Gebäu-

defundamente sowie Außenmauern ausschlaggebend. Im Gegensatz dazu wird bei empfind-

lichen Anlagen auf dem Fußboden in unmittelbarer Nähe zu der Anlage gemessen. Für die

Beurteilung von Menschen in Gebäuden ist die Fußboden-Mitte im Obergeschoss ausschlag-

gebend, da in diesem Bereich die stärksten Schwingungen auf den Menschen einwirken. [41]

Messung am Gebäudefundament

Bei einer Messung am Gebäudefundament sollte der Schwingungsmesser nicht höher als

0,5 m über der Erdreichoberkante liegen und am Außenfundament angebracht werden, da in

diesem Bereich die kürzeste Entfernung zur Schwingungsquelle vorliegt. [28]

Messung in den Gebäudegeschossen

Bei der Messung in den Gebäudegeschossen sollte an der Stelle mit den am stärksten zu

erwartenden Schwingungen gemessen werden. Die größten horizontalen Deckenschwingun-

gen treten in Deckenfeldmitte auf. Ein geeigneter Messort für die Bestimmung der horizontalen

Schwingungen ist eine obere Ebene des Gebäudes. Bevorzugt in der Nähe der tragenden

Wände, Türdurchgänge oder in Fensternischen. [28]


| 13

Messung am Erdreich

Die Messung am Erdreich erfolgt in der Nähe der Erschütterungsquelle bzw. auf dem Ausbrei-

tungsweg und sollte einen vorab festgelegten Abstand aufweisen. Es ist zu beachten, dass

vorhandene Störkörper oder Bodenschichtungen mit unterschiedlichen dynamischen Boden-

eigenschaften einen erheblichen Einfluss auf die Bodenschwingungen ausüben können. [28]

Messung an Rohrleitungen

Messungen an Rohrleitungen sind in der Regel mit einem hohen Aufwand verbunden, da erd-

verlegte Rohrleitungen freigelegt werden müssen. Aus diesem Grund wird empfohlen, die

Messung ersatzweise an der Erdoberfläche über der Rohrleitung zu vollziehen. Erfahrungsge-

mäß sind die gemessenen Schwingungen an der Oberfläche größer und dienen als guter Re-

ferenzwert. Befindet sich die Erschütterungsquelle dicht neben den Rohrleitungen, ist eine

Messung im freigelegten Bereich essentiell. Für die Auswertung werden die Schwingge-

schwindigkeiten in den drei Richtungskomponenten x, y und z gemessen, wobei eine der ho-

rizontalen Messrichtungen parallel zur Rohrachse ausgerichtet sein soll. [24]

3.3 Einwirkungen auf Menschen in Gebäuden

Gemäß des Bundes-Immissionsschutzgesetzes (BImSchG) [14] sollten Menschen so wenig

wahrnehmbaren Erschütterungen wie möglich ausgesetzt sein. Primär sind die Wirkungen auf

Menschen Belästigungen. Eine vollkommene Vermeidung von Erschütterungen während des

Baubetriebs ist nur selten zu realisieren. Bei kurzen Bauzeiten ist die Toleranzgrenze des

Menschen höher, wohingegen bei längeren Bauzeiten Immissionen kleinstmöglich gehalten

werden sollten. [25]

Die Wahrnehmung der Erschütterung des Menschen wird in zwei Kategorien unterteilt. Dem

Ausmaß der Erschütterungsbelastung und den individuellen Wahrnehmungen des Menschen

[25].

Zur ersten Kategorie zählen folgende Faktoren:

die Größe (Stärke) der auftretenden Erschütterungen;

die Frequenz;

die Einwirkungsdauer;

die Häufigkeit sowie Tageszeit des Auftretens und die Auffälligkeit (Überraschungsef-

fekt);

die Art und die Betriebsweise der Erschütterungsquelle.

Zur individuellen Wahrnehmung des Menschen gehören folgende Punkte:

der Gesundheitszustand (physisch, psychisch),

die Tätigkeit während der Erschütterungsbelastung

der Grad der Gewöhnung;

die Einstellung zum Erschütterungserzeuger;

die Erwartungshaltung in Bezug auf ungestörtes Wohnen, die unter Umständen von

der Art des Wohngebietes (Wohnumfeld) abhängig ist;


| 14

die Sekundäreffekte.

Grundsätzlich wird die Empfindungsstärke des Menschen anhand der Schwinggeschwindig-

keit abgeleitet. Tabelle 5 stellt den unterschiedlichen Empfindungsstärken die zugehörigen

Schwinggeschwindigkeiten gegenüber.

Tabelle 5: Wahrnehmungsstärken des Menschen auf Erschütterungen mod. nach [20]

Empfindungsstärke Schwinggeschwindigkeit [mm/s]

Spürbar 0,2 – 0,5

Bemerkbar 0,5 – 1,0

Unangenehm 1,0 – 2,0

Störend 2,0 – 3,0

Ggf. beanstandbar 3,0 – 5,0

Die Wahrnehmungen nach Tabelle 5 dienen im folgenden Kapitel als Beurteilungsgrundlage

von Erschütterungsimmissionen.

3.3.1 Beurteilung der Erschütterungsimmissionen auf Menschen

Die Beurteilung von Erschütterungseinwirkungen auf Menschen in Gebäuden erfolgt gemäß

DIN 4150-2. Unterschieden werden eine maximal bewertete Schwingstärke KBFmax als Maxi-

malwertkriterium und eine Beurteilungs-Schwingstärke KBFTr als Mittelwertkriterium. Bei der

Beurteilung von Erschütterungseinwirkungen sind Belästigungen überwiegend auszuschlie-

ßen, wenn eine Einhaltung der Richtwerte gemäß DIN 4150-2 stattfindet. Für die Wahl der

Anhaltswerte wird eine Differenzierung in die folgenden Gruppierungen vorgenommen [25]:

Einwirkungsorte

Baumaßnahmen

Tageszeiten.

Die maximal bewertete Schwingstärke für die drei Richtungskomponenten x, y und z wird

messtechnisch ermittelt und der größte Zahlenwert identifiziert. Anschließend wird dieser für

die Beurteilung verwendet. In der Regel erfährt ein Bauwerk die maximale Schwingungsein-

wirkung in der Mitte einer Gebäudedecke (horizontal). Bei der vertikalen Komponente der Ge-

bäudedecke treten die höchsten Schwingungen auch an anderen Stellen auf.

DIN 4150-2 [25] umfasst Erschütterungseinwirkungen im Frequenzbereich von 1 Hz bis 80 Hz.

Frequenzen oberhalb von 80 Hz liefern keinen nennenswerten Beitrag zur Wahrnehmung der

Erschütterungen und werden nicht weiter betrachtet. Bei niedrigen Frequenzen (< 10 Hz) wird

die KB-Bewertung verwendet, die näherungsweise durch eine Filterfunktion beschrieben wird.

|𝐻𝐾𝐵(𝑓)| =

1

√1 + (𝑓0𝑓

)2

(3.1)


| 15

Dabei ist:

f0 5,6 Hz (Grenzfrequenz des Hochpasses)

f Frequenz in Hz.

Mit Hilfe der gemessenen Schwinggeschwindigkeit v(t) wird das frequenzbewertete Erschüt-

terungssignal KB(t) berechnet:

𝐾𝐵(𝑡) = 𝑣(𝑡) ∗ |𝐻𝐾𝐵| (3.2)

Ableitend von dem frequenzbewerteten Erschütterungssignal (Gleichung 3.2), wird der glei-

tende Effektivwert des frequenzbewerteten Erschütterungssignals KBF(t) bestimmt:

𝐾𝐵𝐹(𝑡) = √1

𝜏 ∫ 𝑒−

𝑡−𝜉𝜏

𝑡

𝜉=0

∗ 𝐾𝐵2(𝜉)𝑑𝜉 (3.3)

𝜉 ist die Integrationsvariable und τ = 0,125 s eine Zeitkonstante. Gleichung (3.3) beschreibt zu

jedem Zeitpunkt t die zurückliegenden Signalanteile mit zeitlich exponentiell abklingendem

Gewicht. Die maximal bewertete Schwingstärke KBFmax ist der Maximalwert von KBF(t), der

während der Beurteilungszeit erreicht wird.

Die zweite Beurteilungsgröße KBFTr ist die Beurteilungs-Schwingstärke. Diese bezieht sich auf

Einwirkungen von täglich kurzer Dauer und differenziert zwischen Einwirkungen innerhalb so-

wie außerhalb der Ruhezeiten. Für die Ermittlung von KBFTr wird zunächst der Taktmaximal-

Effektivwert KBFTm ermittelt:

𝐾𝐵𝐹𝑇𝑚 = √1

𝑁∑ 𝐾𝐵𝐹𝑇𝑖

2

𝑁

𝑖=1

(3.4)

mit:

N Anzahl der Takte

KBFTi Taktmaximalwerte

Zur Ermittlung der Taktmaximalwerte werden die Zeiten während der Erschütterungen in Teil-

abschnitte von 30 s unterteilt (vgl. Abbildung 9). KBFTm ist der quadratische Mittelwert aus den

jeweiligen maximalen KBFi-Werten der Teilabschnitte KBFTi. Taktmaximalwerte

KB FTi < 0,1 werden auf 0 gesetzt, da die Erschütterungen in diesem Bereich kaum wahrnehm-

bar sind.

Abbildung 9: Ermittlung der Taktmaximal KBFTi


| 16

Die Beurteilungs-Schwinggröße (außerhalb von Ruhezeiten) wird mit Gleichung (3.5) ermittelt:

𝐾𝐵𝐹𝑇𝑟 = 𝐾𝐵𝐹𝑇𝑚√𝑇𝑒

𝑇𝑟 (3.5)

mit

Te tatsächliche Einwirkungszeit

Tr Beurteilungszeit mit tagsüber Tr=16 h und nachts Tr= 8 h

Bei einer Kombination von Erschütterungen innerhalb und außerhalb der Ruhezeiten, wird

Gleichung (3.6) verwendet:

𝐾𝐵𝐹𝑇𝑟 = √1

𝑇𝑟(𝑇𝑒1 ∗ 𝐾𝐵𝐹𝑇𝑚1

2 + 2 ∗ 𝑇𝑒2 ∗ 𝐾𝐵𝐹𝑇𝑚22 (3.6)

dabei ist

Tr Beurteilungszeit;

Te1 Einwirkungszeit außerhalb von Ruhezeiten;

Te2 Einwirkungszeit während der Ruhezeiten;

KBFTm1 Taktmaximal-Effektivwert außerhalb der Ruhezeiten;

KBFTm2 Taktmaximal-Effektivwert während der Ruhezeiten.

Während der Ruhezeit werden die Zeiten mit dem Faktor zwei gewichtet, da in diesem Zeit-

raum Erschütterungen als störend empfunden werden.

Die Erschütterungseinwirkung auf den Menschen in Gebäuden wird in Abbildung 10 detaillier-

ter erläutert.

Die Beurteilungsgrößen werden in Beziehung zu den Anhaltswerten Au, Ao und Ar gesetzt. Die

Anhaltswerte sind abhängig von dem Einwirkungsort, der Zeit und den Erfahrungen. Ist die

maximal bewertete Schwingstärke kleiner oder gleich dem unteren Anhaltswert Au, werden die

Anforderungen der Norm eingehalten. Im Falle einer Überschreitung von Au, wird die maximal

bewertete Schwingstärke dem oberen Anhaltswert Ao gegenüber gestellt. Ist der Wert von

KBFmax größer als Ao, werden die Anforderungen der Norm nicht eingehalten. Ist KBFmax kleiner

oder gleich Ao, wird folglich geprüft ob das Szenario seltene Einwirkungen greift. Bei einer

seltenen Einwirkung werden die Anforderungen der Norm eingehalten. Handelt es sich um

häufige Einwirkungen, findet eine Begutachtung von KBFTr statt. Ist KBFTr kleiner oder gleich

Ar, so werden die Anforderungen der Norm erfüllt. Bei einer Überschreitung des Wertes ist die

Norm nicht eingehalten.


| 17

Abbildung 10:Beurteilung der Erschütterungsimmissionen mod. nach [25]

Tabelle 6 stellt die Anhaltswerte Au, Ao und Ar in Abhängigkeit vom Einwirkungsort und der

Einwirkungszeit dar.

Beurteilungsgrößen:

KBFmax, KBFTr

Anhaltswerte:

Au, Ao, Ar

KBFmax≤Au?

KBFmax ≤Ao?

seltene Einwirkungen?

KBFTr≤Ar?

KBFTr ermitteln!

Anforderungen der Norm sind nicht

eingehalten?

Anforderungen der Norm sind

eingehalten!

Ja

Ja

Ja

Ja

Nein

Nein

Nein

Nein


| 18

Tabelle 6: Anhaltswerte Beurteilung Erschütterungen in Wohnungen modifiziert nach [25]

Zeile Einwirkungsort Tags Nachts

Au Ao Ar Au Ao Ar

1 Einwirkungsorte, in deren Umgebung nur ge-werbliche Anlagen und ggf. ausnahmsweise Wohnungen für Inhaber und Leiter der Betriebe sowie für Aufsichts- und Bereitschaftspersonen untergebracht sind (vgl. Industriegebiete BauNVO, § 9).

0,4 6 0,2 0,3 0,6 0,1

5

2 Einwirkungsorte, in deren Umgebung vorwie-gend gewerbliche Anlagen untergebracht sind (vgl. Gewerbegebiete BauNVO, § 8).

0,3 0,6 0,15 0,2 0,4 0,1

3 Einwirkungsorte, in deren Umgebung weder vor-wiegend gewerbliche Anlagen noch vorwiegend Wohnungen untergebracht sind (vgl. Kernge-biete BauNVO, § 7, Mischgebiete BauNVO, § 6, Dorfgebiete BauNVO, § 5).

0,2 5 0,1 0,15 0,3 0,0

7

4 Einwirkungsorte, in deren Umgebung vorwie-gend oder ausschließlich Wohnungen unterge-bracht sind (vgl. reines Wohngebiet BauNVO, § 3, allgemeine Wohngebiete BauNVO, § 4, Klein-siedlungsgebiete BauNVO, § 2).

0,15 3 0,07 0,1 0,2 0,0

5

5 Besonders schutzbedürftige Einwirkungsorte, z.B. in Krankenhäusern, Kurkliniken, soweit sie in dafür angewiesenen Sondergebieten liegen.

0,1 3 0,05 0,1 0,15 0,0

5

Bei Erschütterungen durch Baumaßnahmen erfolgt die Beurteilung gemäß Abbildung 10. An-

stelle der Richtwerte aus Tabelle 6, werden die Baumaßnahmen (tagsüber) nach dem Beläs-

tigungsgrad eingestuft und mit den Werten gemäß Tabelle 7 verglichen. Die Tabelle gibt An-

gaben über einen Zeitraum von 78 Tagen. Bei einem Zeitraum > 78 Tage wird die Periode

individuell beurteilt. Für auftretende Erschütterungen in der Nacht gelten die Werte aus Tabelle

6. Eine Sonderregelung gibt es dabei bei den selten auftretenden, kurzzeitigen Erschütterun-

gen, wie z.B. Baustellensprengungen. Als Bewertungskriterium wird nur der Vergleich von

KBFmax und A0 aus Tabelle 6 herangezogen. Eine Sonderregelung wird durch Erschütterungs-

einwirkungen infolge Sprengungen definiert, da Werte bis A0 = 8 zugelassen sind. Geringere

Anhaltswerte sind anzustreben.

Tabelle 7: Anhaltswerte bei Baumaßnahmen (außer Sprengungen) modifiziert nach [25]

Dauer D ≤ 1 Tag 6 Tage < D ≤ 26 Tage 26 Tage < D ≤ 78 Tage

Spalte 1 2 3 4 5 6 7 8 9

Anhaltswerte Au A0 Ar Au A0 Ar Au A0 Ar

Stufe I 0,8 5 0,4 0,4 5 0,3 0,3 5 0,2

Stufe II 1,2 5 0,8 0,8 5 0,6 0,6 5 0,4

Stufe III 1,6 5 1,2 1,5 5 1,0 0,8 5 0,6

Für Gewerbe- und Industriegebiete gilt Ao=6

Grundlage für die Einstufung sind Prognose- oder Erfahrungswerte. Die einzelnen Stufen wer-

den wie folgt definiert [25]:

Stufe I: „bei einer Unterschreitung ist nicht mit erheblichen Belästigungen zu rechnen“


| 19

Stufe II: „bei einer Unterschreitung ist nicht mit erheblichen Belästigungen zu rechnen,

falls Maßnahmen zur Minderung erheblicher Belästigungen veranlasst wurden. Bei zu-

nehmender Überschreitung steigt auch das Risiko von wachsenden Belästigungen.

Werden Anhaltswerte erwartet, die oberhalb der Anhaltswerte von Stufe II liegen, muss

überprüft werden, ob erschütterungsärmere Verfahren angewendet werden können“.

Stufe III: „bei einer Überschreitung der Anhaltswerte, sind die Belästigungen unzumut-

bar. In diesem Fall sind besondere Maßnahmen notwendig“.

3.3.2 Näherungsverfahren zur Ermittlung der Beurteilungsgrößen

Bei der Registrierung des unbewerteten Signals v(t) werden näherungsweise die Beurteilungs-

größen KBFmax und KBFTr bestimmt. Die Ermittlung der Werte mittels Näherung kann erfolgen,

wenn [25]:

Fall 1: der Frequenzbereich von unter 2 Hz bis über 80 Hz liegt

Fall 2: bei einer höheren unteren Grenzfrequenz im Signal keine Anteile der gegebe-

nen unteren Grenzfrequenz enthalten sind. Die Grenzfrequenz bildet sich dabei

aus Dämpfung und Eigenfrequenz.

Für die Ermittlung des KB-bewerteten Signals, müssen der Maximalwert von v(t) sowie die

Frequenz f aus den Aufzeichnungen gegeben sein. In diesem Fall werden mit Gleichung (3.7):

𝐾𝐵 =

1

√2∗

𝑣𝑚𝑎𝑥

√1 + (𝑓𝑜𝑓

)2

(3.7)

das bewertete Signal und folglich der Schätzwert für den gleitenden Effektivwert KB*Fmax mit

Gleichung (3.8):

𝐾𝐵𝐹𝑚𝑎𝑥

∗ = 𝐾𝐵 ∗ 𝑐𝐹 (3.8)

ermittelt. cF besitzt für unterschiedliche Einwirkungsarten einen mittleren Erfahrungswert, bei

dem Abweichungen von etwa ± 15 % auftreten können (Tabelle 8).


| 20

Tabelle 8: Erfahrungswerte cF für Erschütterungseinwirkungen modifiziert nach [25]

Zeile Kurzbeschreibung der Einwirkungsart cF

1 Harmonische Schwingungen mit geringen Verzerrungen (z.B. Sägewerke in großer Entfernung oder bei wesentlicher Resonanzbeteiligung)

0,9

2 Wie Zeile 1, jedoch stärker verzerrt- mehr als etwa 20 % Verzerrungen (z.B. Sägewerke in enger Nachbarschaft, wenn noch mehrere Oberschwingungen vorhanden sind)

0,8

3 Stochastische Schwingungen und periodische Vorgänge mit Schwebungen

a) Resonanzbeteiligung (z.B. Webereien, Rammen, gemessen auf mit-schwingenden Wohnungsfußböden);

b) Ohne Resonanzbeteiligung (z.B. auf nicht unterkellerten Wohnungs-fußböden)

0,8

0,7

4 Einzelereignisse kurzer Dauer a) Mit Resonanzbeteiligung b) Ohne Resonanzbeteiligung

0,8 0,6

- Die Einordnung einer Messung in eine dieser Klassen sollte nach dem Bild der Schwin-gungsaufzeichnung erfolgen. Die genannten Beispiele sollten nur eine Orientierung geben, in welchen Situationen die einzelnen Klassen der Erschütterungseinwirkung häufig anzu-treffen sind.

- Die Werte für cF sind mittlere Erfahrungswerte. Abweichungen von etwa ± 15 % können auftreten.

Bei Erschütterungsprognosen, die im Vorfeld einer Bauausführung durchgeführt werden, kann

das Näherungsverfahren herangezogen werden. Mit Hilfe der Formeln (3.7) und (3.8) wird die

maximal zulässige Schwinggeschwindigkeit rückgerechnet. Für die Berechnung wird die am

ungünstigsten wirkende Frequenz von 30 Hz verwendet, die i.d.R. der Deckeneigenfrequenz

eines ein- bis zwei-geschossigen Gebäudes entspricht. [62]

3.4 Einwirkungen auf bauliche Anlagen

Im Vergleich zu den Erschütterungseinwirkungen auf Menschen ist die Reaktion auf Bauwerke

in der Regel unempfindlich. Dennoch auftretende Schäden sind oftmals sehr teuer oder sogar

irreparabel. Durch dynamische Einflüsse auf den Baugrund, werden Erschütterungen auf be-

nachbarte bauliche Anlagen übertragen, welche wiederrum Schäden an Bauwerken auslösen.

So können z.B. Schäden wie Risse im Putz oder Brüche von Fensterscheiben auftreten. Mit

Schäden, die die Tragstruktur beeinträchtigen, ist nur bei sehr starken Erschütterungen zu

rechnen. [84]

Eine Beschädigung von Gebäuden hängt von zwei Faktoren ab. Zum einen ist die Auswirkung

von der Erschütterung selbst und zum anderen vom Gebäude abhängig. Bei den Erschütte-

rungen müssen u.a. die Intensität, die Erschütterungsart und der Frequenzinhalt betrachtet

werden, wohingegen bei einem Gebäude, der Bautyp und die Baumaterialien im Vordergrund

stehen. Falls ein Tragwerk einen Spannungszustand nahe der Bruchspannung besitzt, können

bereits bei sehr geringen Erschütterungen Risse entstehen [1]. Allerdings können diese im

Laufe der Jahre ohnehin auftreten. Ebenfalls können vorhandene und wenig wahrnehmbare

Haarrisse durch Erschütterungseinwirkungen vergrößert und dadurch sichtbar werden. Aus

diesen Gründen werden Schäden an Bauwerken, die mit einer Einhaltung der Normen einher-

gehen, individuell beurteilt. [26]


| 21

3.4.1 Beurteilung der Erschütterungsimmissionen auf bauliche Anlagen

Für die Beurteilung der Erschütterungseinwirkungen auf bauliche Anlagen ist die DIN 4150-3

[26] heranzuzuziehen. Bei Einhaltung der in der Norm angegebenen Richtwerte sind mögliche

Schäden an Bauwerken auszuschließen. Die Richtwerte sind in verschiedene Bauanlagen

gruppiert. So werden Industriegebäude, Wohngebäude und besonders empfindliche und unter

Denkmalschutz stehende Gebäude unterschieden und mit der Beurteilungsgröße „maximale

Schwinggeschwindigkeit eines Bauteils“ verglichen. Weiter differenziert die DIN 4150 -3 zwei

Szenarien, kurzzeitige Erschütterungseinwirkungen und Dauererschütterungen. Kurzzeitige

Erschütterungen beschreiben eine Erschütterungshäufigkeit, die nicht ausreicht, um Material-

ermüdungserscheinungen am Gebäude hervorzurufen. Ebenfalls treten keine wesentlichen

Vergrößerungen der Schwingungen durch Resonanzerscheinungen auf. Dauererschütterun-

gen rufen Ermüdungserscheinungen und eine Vergrößerung der Schwingungen in der be-

troffenen Struktur hervor.

Bei der Beurteilung von Erschütterungen an Gebäuden werden Messungen durchgeführt. Zum

einen die Messung der horizontalen Schwinggeschwindigkeit in der obersten Deckenebene,

wobei der größere Wert der beiden horizontalen Messwerte maßgebend ist. Bei diesem Mess-

vorgang wird das Bauwerk im Fundamentbereich angeregt und die maximale horizontale

Schwinggeschwindigkeit aufgenommen. Der Anhaltswert der Decken in z-Richtung wird bei

allen Frequenzen mit 20 mm/s angesetzt. Zum anderen kann bei kurzzeitigen Erschütterungen

eine Messung am Gebäudefundament erfolgen. Es wird die maximale Schwinggeschwindig-

keit in allen drei Raumrichtungen gemessen und der größte Wert für die Beurteilung verwen-

det. Die gemessenen Werte werden anschließend mit Tabelle 9 verglichen. Es werden Richt-

werte in Abhängigkeit von der Gebäudeart und den jeweiligen Frequenzen angegeben. [26]

Mit Einhaltung der Richtwerte nach DIN 4150-3 [26], ist erfahrungsgemäß davon auszugehen,

dass keine schädlichen Umwelteinwirkungen im Sinne des BImSchG [14] vorliegen. Werden

dennoch Schäden am Bauwerk gesichtet, sind diese auf andere Ursachen zurückzuführen.

Weitere Untersuchungen sind lediglich bei einer deutlichen Überschreitung der Anhaltswerte

notwendig. Bei den Gebäudearten nach Tabelle 9 ist eine Verminderung des Gebrauchswer-

tes auch bei leichten Schäden, z.B. bei Rissen, gegeben. [26]


| 22

Tabelle 9: Anhaltswerte zur Beurteilung kurzzeitiger Erschütterungen auf Gebäude nach [26]

Gebäudeart

Anhaltswerte für vi,max in mm/s

Fundament, alle Rich-tungen, i= x, y, z

Frequenzen

Oberste De-ckenebene, horizontal,

i= x, y

Decken, vertikal,

i= z

1 Hz bis

10 Hz

10 Hz bis

50 Hz

50 Hz bis

100 Hz

Alle Frequenzen

Alle Frequen-

zen

Spalte Zeile

1 2 3 4 5 6

1

Gewerblich genutzte Bau-ten, Industriebauten und ähnlich strukturierte Bau-ten

20 20 bis

40 40 bis

50 40 20

2

Wohngebäude und in ih-rer Konstruktion und/ oder Nutzung gleichartige Bau-ten

5 5 bis 15

15 bis 20

15 20

3

Bauten, die wegen ihrer besonderen Erschütte-rungsempfindlichkeit nicht denen nach Zeile 1 und Zeile 2 entsprechen und besonders erhaltenswert (z.B. unter Denkmal-schutz stehend) sind

3 3 bis 8 8 bis 10

8 20

Anmerkung: - Auch bei Einhaltung der Anhaltswerte nach Zeile 1, Spalten 2 bis 5 können leichte Schäden

nicht ausgeschlossen werden. - Bei Frequenzen über 100 Hz dürfen mindestens die Anhaltswerte für 100 Hz angesetzt wer-

den

Beurteilung von massiven Bauteilen und unterirdischen Bauwerken

Sind die Auskleidungen in einem Zustand nach heutigem Stand der Technik, können Anhalts-

werte gemäß Tabelle 10 herangezogen werden. Dabei handelt es sich um die Beurteilung von

kurzzeitigen Erschütterungen auf die Auskleidung von unterirdischen Hohlräumen. Somit

ergibt sich z.B. für ein Ingenieurbauwerk aus Mauerwerk ein Anhaltswert von 40 mm/s.

Tabelle 10: Anhaltswerte Beurteilung massiver Bauteile und unterirdischer Bauwerke [26]

Zeile Baustoffe der Auskleidung Anhaltswerte für vi,max in mm/s rechtwinklig zur Auskleidungsfläche

1 Stahl- und Spritzbeton, Tübbing 80

2 Beton, Naturstein 60

3 Mauerwerk 40


| 23

Beurteilung von erdverlegten Rohrleitungen

Bei erdverlegten Rohrleitungen erfolgt die Beurteilung der Erschütterungseinwirkungen ge-

mäß Tabelle 11.

Tabelle 11: Anhaltswerte zur Beurteilung von erdverlegten Rohrleitungen mod. nach [26]

Zeile Leitungsbaustoffe Anhaltswerte für vi,max in mm/s auf der Rohrleitung

1 Stahl, geschweißt 100

2 Steinzeug, Beton, Stahlbeton, Spannbe-ton, Metall mit oder ohne Flansche

80

3 Mauerwerk, Kunststoff, Drainagerohre 50

Liegen Leitungen vor, die nach heutigem Stand der Technik hergestellt und verlegt wurden,

können die Anhaltswerte der Tabelle 11 herangezogen werden. In einem anderen Fall sind

gesonderte Überlegungen notwendig. Befinden sich Hausanschlussleitungen in einem Ab-

stand von 2 m zu dem zugehörigen Bauwerk, können die Anhaltswerte für das Fundament des

Bauwerks verwendet werden. [26]

Bei Dauererschütterungen wird ebenfalls in der obersten Deckenebene gemessen. Für die

Beurteilung ist der größere Wert der beiden maximalen horizontalen Schwinggeschwindigkei-

ten maßgebend. Je nach Gebäudeart und Messstelle wird der gemessene Wert mit den Richt-

werten von Tabelle 12 verglichen:

Tabelle 12: Anhaltswerte Beurteilung Dauererschütterungen auf Gebäude mod. nach [26]

Gebäudeart Anhaltswerte für vi,max in mm/s

Oberste Decken-ebene, horizontal, alle Frequenzen

Decken, vertikal, alle Frequenzen

Spalte Zeile 1 2 3

1 Gewerblich genutzte Bauten, Industrie-bauten und ähnlich strukturierte Bauten

10 10

2 Wohngebäude und in ihrer Konstruktion und/ oder Nutzung gleichartige Bauten

5 10

3 Bauten, die wegen ihrer besonderen Er-schütterungsempfindlichkeit nicht denen nach Zeile 1 und 2 entsprechen und be-sonders erhaltenswert (z.B. unter Denk-malschutz stehend) sind

2,5 10

Anmerkung: Auch bei Einhaltung der Anhaltswerte nach Zeile 1, Spalte 2 können leichte Schäden nicht ausgeschlossen werden.

Bei erdverlegten Rohrleitungen, die infolge Dauererschütterungen angeregt werden, kann Ta-

belle 11 für kurzzeitige Erschütterungen herangezogen und auf 50 % abgemindert werden.

| 24

4 ERSCHÜTTERUNGEN AUS DEM ALLGEMEINEN BAUBETRIEB

Gemäß DIN 4150-1 [24] werden Erschütterungen als „mechanische Schwingungen fester Kör-

per mit potentiell schädigender oder belästigender Wirkung“ definiert. Erschütterungen können

aufgrund verschiedener Ursachen auftreten. Darunter fallen zum Beispiel Erschütterungen

durch technische Anlagen, schwere Lastkraftwagen, ober- oder unterirdischen Schienen- und

Straßenverkehr sowie Bautätigkeiten. Folgen von Erschütterungen können schädliche Um-

welteinwirkungen, Bauschäden, Belästigungswirkungen des Menschen und Einflüsse auf

technische Geräte sein.

Für die weitere Ausarbeitung werden unterschiedliche Einwirkungszeiten von Erschütterungen

aus Baubetrieben betrachtet [83]:

Kurzzeitige, einmalige Erschütterungen (z.B. Einzelimpulse wie Sprengarbeiten und

Rammarbeiten),

Länger andauernde Erschütterungen (z.B. Schildvortrieb und Vibrationsrammung),

Ständig auftretende Erschütterungen (z.B. Produktionsmaschinen),

Erschütterungen infolge Straßen- und Schienenverkehr.

Die untersuchten Baubetriebe beschränken sich in dieser Ausarbeitung auf die Erschütte-

rungswirkung des Schildvortriebes, des Sprengvortriebes sowie der Rammarbeiten. Dadurch

werden kurzzeitige, einmalige Erschütterungen und länger andauernde Erschütterungen ge-

prüft.

Kapitel 4 führt die Prognosegleichungen auf Grundlage der DIN 4150-1 [24] auf. Weitere The-

orien aus der Literatur werden im speziellen in den Kapiteln 5.2, 6.2 und 7.2 in Verbindung mit

den einzelnen Baubetrieben diskutiert.

4.1 Rechnerische Charakterisierung der Erschütterungen

Für die Ermittlung der Schwinggeschwindigkeiten werden nach DIN 4150-1 [24] empirische

Gleichungen und Gesetzmäßigkeiten betrachtet, die auf theoretischen Grundlagen und expe-

rimentellen Daten beruhen. Zwar besteht für eine Erschütterungsprognose auch die Möglich-

keit eine Ausbreitungsberechnung mittels Finite-Elemente-Programm zu erstellen, diese wird

wegen der teilweise fehlenden Kenndaten sowie des größeren Kostenaufwandes nicht in Be-

tracht gezogen. [82]

Für die rechnerische Ermittlung der Schwinggeschwindigkeit, ist eine Charakterisierung der

Erschütterungsquelle nötig. Im Quellenbereich wird die eingeleitete Energie in Abhängigkeit

von der Quelle und dem unmittelbar angrenzenden Übertragungsmedium bestimmt. Folgende

Informationen werden benötigt [24]:

4 Erschütterungen aus dem allgemeinen Baubetrieb

| 25

„Quellentyp geometrisch

Quellentyp zeitlich (vorübergehend oder dauernd)

Häufigkeit der Emission

Frequenzverteilung

Einwirkungsbereich (räumlich)

Zeitliche Beeinflussbarkeit“.

Mittels dieser Faktoren wird analysiert, wie viel Energie ausgehend von der Quelle in das Über-

tragungsmedium abgegeben wird, welche Auswirkungen die Materialdämpfung auf die me-

chanische Energie hat und wie die Verteilung der abgestrahlten Energie auf die einzelnen

Wellenarten ist.

Die Schwinggeschwindigkeit ermöglicht eine Prognose der Erschütterungen und sowohl die

Beurteilung der Einwirkungen auf Menschen in Gebäuden [25], als auch die Beurteilung der

Einwirkungen auf bauliche Anlagen [vgl. Kapitel 3][26]. Für die Anwendung der Prognosemo-

delle wird zunächst ein Bezugsabstand R1 benötigt, welcher den Übergang vom Nahfeld zum

Fernfeld definiert (vgl. Abbildung 11). Das Nahfeld wird als Vorgang im Boden in unmittelbarer

Nähe der Erschütterungsquelle definiert, wohingegen das Fernfeld den Bereich der Wellen-

ausbreitung umfasst.

Gleichung (4.1) ermöglich die Berechnung eines Bezugsabstandes infolge einer Oberflä-

chenanregung [24].

𝑅1 =

𝑎

2+ 𝜆 (4.1)

Dabei ist:

a Abmessung der Erschütterungsquelle parallel zur Ausbreitungsrichtung, in m;

𝜆R Wellenlänge der Oberflächenwelle, in m (𝜆=c/f).

Abbildung 11: Nah- und Fernfeld [58]

Bei einer Erregung im Vollraum ist die Grenze zwischen Nah- und Fernfeld etwa vom 0,5- bis

1,0-fachen der Wellenlänge der S-Welle.

Da die Bestimmung der Grenzen zwischen Nah- und Fernfeld aufgrund vieler Schätzwerte

schwierig ist, wird in der Literatur [4] [65] bei einigen Baubetrieben ein fester Wert für diesen

Übergang gesetzt. Ein Beispiel ist der Übergang vom Nah- zum Fernbereich infolge Spreng-

arbeiten. Eine Entfernung von 100 m wird als Festwert angenommen. Die Autoren Cenek und


| 26

Sutherland [56] definieren den Übergang vom Nah- zum Fernfeld infolge einer Oberflächenan-

regung durch Rammarbeiten zwischen 6 m und 12 m, wohingegen Attewell und Farmer ([4],

S. 26-29) eine Entfernung von 10 m festlegten.

Zur Erläuterung der Wellenausbreitung im Fernbereich wird das von Mintrop [54] ermittelte

Abnahmegesetz für die flächenhafte Ausbreitung der Schwinggeschwindigkeiten in einem ho-

mogenen, elastischen Halbraum verwendet. Grundlage der Gleichung (4.2) ist die Betrachtung

einer freien gedämpften Schwingung eines Ein-Massen-Schwingers [vgl. Kapitel 2.6]. Die in

den Boden weitergeleiteten Schwingungen nehmen mit zunehmender Entfernung von der

Quelle ab. Die Amplitudenabnahme ist durch die geometrische Dämpfung und die Material-

dämpfung des Bodens charakterisiert [13]. Zur Vereinfachung wird von der Betrachtung der

Oberflächenwelle ausgegangen, da die Energie der Kompressions- und Scherwellen aufgrund

der Ausbreitungsform stark vermindert wird. Näherungsweise wird im Fernbereich die Ab-

nahme der Amplitude der Schwinggeschwindigkeit mit zunehmendem Abstand von der Quelle

wie folgt festgelegt [54]:

𝜈 = 𝜈1 (

𝑅

𝑅1)

−𝑛

e−α(R−R1) (4.2)

mit:

𝜈 Amplitude der Schwinggeschwindigkeit, in mm/s;

𝜈1 Amplitude der Schwinggeschwindigkeit, in mm/s in der Entfernung R1;

R1 Bezugsabstand, in m;

R Entfernung von der Quelle, in m;

n Exponent der geometrischen Dämpfung;

α Abklingkoeffizient, in m-1, α≈2πD/𝜆 oder auch α=ρπf;

D Dämpfungsgrad;

𝜆 maßgebende Wellenlänge, in m, 𝜆=c/f;

c Ausbreitungsgeschwindigkeit der Welle, in m/s;

f Frequenz der Wellenerschütterung, in Hz.

Der Term exp[-α(R-R1)] beschreibt die Amplitudenreduzierung durch die Materialdämpfung.

Die Materialdämpfung ist abhängig vom, im α enthaltenen Dämpfungsgrad D, der die „Struktur

des Bodens“, den „statischen Druckzustand des Bodens“, sowie der „dynamischen Verfor-

mungsamplitude“ und somit die Frequenz beinhaltet. [24]

Mit dem Term R-n wird die geometrische Dämpfung definiert. Der Exponent n ist abhängig von

drei Faktoren, dem geometrischen Quellentyp, dem zeitlichen Quellentyp und der Wellenart.

Der geometrische Quellentyp besteht entweder aus einer Punktquelle (PQ) oder einer Linien-

quelle (LQ). Beim zeitlichen Quellentyp wird zwischen harmonisch / stationär (HS) oder im-

pulsförmig (I) differenziert. Für die Wellenart wird zwischen Raumwelle (R) und Oberflächen-

welle (O) unterschieden. Der Wert des Exponenten n kann aus Tabelle 2 abgelesen werden

[20].

In Abhängigkeit dieser Faktoren kann folglich die normierte Schwinggeschwindigkeit in Abhän-

gigkeit von der Entfernung in Abbildung 12 abgelesen werden.


| 27

Abbildung 12: Geometrische Abnahme der Schwingungsamplitude mit der Entfernung [24]

Ist der Boden stark geschichtet, sind Bebauungen oder Geländesprünge vorhanden, oder wir-

ken mehrere Erschütterungsquellen zusammen, dann ist lokal mit Abweichungen vom Expo-

nenten n zu rechnen. In diesen Fällen dienen die Werte nur als Anhaltspunkt und können nicht

ohne weitere Festlegungen verwendet werden. [24]

Gemäß DIN 4150-1 [24] gelten die „angegebenen Näherungsbeziehungen“ für das Nahfeld-

nicht. Aus diesem Grund sind für Erschütterungsprognosen „besondere rechnerische oder ex-

perimentelle Untersuchungen erforderlich“. Weitere Erläuterungen zum Thema „Schwingge-

schwindigkeiten im Nahfeld infolge eines Bauverfahrens“ werden in den Kapiteln 6.2 und 7.2

aufgeführt.

Wellenanregungen aus Einzelereignissen (vgl. S. 22) können durch Sprengungen sowie fal-

lende Massen beschrieben werden. Diese werden dadurch definiert, dass die Einzelereignisse

zeitlich so voneinander getrennt sind, dass „die Wirkungen zweier aufeinander folgender Er-

eignisse nicht mehr zusammentreffen können oder an dem betrachtenden Ort nur einmal auf-

treten“.

Gemäß DIN 4150-1 [24] wird die Prognosegleichung für Sprengerschütterungen im Fernfeld

beschrieben durch:

𝜈𝑚𝑎𝑥 = 𝑘 (

𝐿

𝐿0)

𝑏

(𝑅

𝑅0)

−𝑚

(4.3)

mit:

𝜈max Maximalwert der Schwinggeschwindigkeit im Freifeld, in mm/s;

L Lademenge des Sprengstoffs, in kg je Zündzeitstufe;

L0 (Bezugsgröße), 1 kg;

R Entfernung zur Sprengstelle, in m;

R0 (Bezugsgröße), 1 m;

k ein Beiwert, in mm/s, empirisch ermittelt (z.B. durch Probesprengungen);


| 28

b, m empirisch ermittelte Kennzahlen, (mit m: geometrischer Dämpfungsexponent; b: mate-

rieller Dämpfungsexponent).

Eine ausführliche Analyse dieses Prognosemodells erfolgt in Kapitel 6.2.

Für fallende Massen, die z.B. zur Baugrundverbesserung benötigt werden oder durch fallende

Massen infolge Abbrucharbeiten entstehen, kann die Schwinggeschwindigkeit durch Glei-

chung (4.4) nachgewiesen werden [24]:


𝐸

𝐸0)

0,5

(𝑅

𝑅0)

−𝑚

(4.4)

Dabei ist:


E die Fallenergie (E=Gh), in kJ;

E0 (Bezugsgröße), 1 kJ;



k ein Beiwert, in mm/s, empirisch ermittelt;

m empirisch ermittelte Kennzahlen, (mit m: geometrischer Dämpfungsexponent; b: mate-


Die Gleichung (4.4) kann nach Achmus [2] verwendet werden, wenn für Gleichung (4.2) kein

Referenzwert 𝜈1 vorliegt. Die von der Erschütterungsquelle eingeleitete Energie kann als Be-

zugswert verwendet werden, da diese dem Quadrat der Geschwindigkeitsamplitude proporti-

onal ist (E≈ v2).

Sowohl die Gleichung zur Prognose der Sprengerschütterungen (4.3), als auch die Gleichung

zur Berechnung der Schwinggeschwindigkeiten durch fallende Massen (4.4), kann durch die

allgemeine Gleichung der Amplitudenabnahme (4.2) beschrieben werden. Alle drei Gleichun-

gen implizieren mit dem Term R-n bzw. R-m die geometrische Dämpfung. Die materielle Dämp-

fung wird in der Gleichung (4.2) durch exp[-α(R-R1)] demonstriert, wohingegen bei der Glei-

chung (4.3) diese durch Lb definiert ist. Zuzüglich wird der empirische Geschwindigkeits-Bei-

wert k verwendet. In Gleichung (4.2) wird dies bereits durch den Messwert v1 berücksichtigt.

| 29

5 ERSCHÜTTERUNGEN AUS SCHILDVORTRIEB

In Kapitel 5 wird der Fokus auf Erschütterungen infolge Schildvortrieb, auf Grundlage einer

internationalen Literaturrecherche, gelegt. Bislang existieren kaum Studien mit dieser Thema-

tik. Allerdings gewinnen Erschütterungsprognosen, insbesondere im innerstädtischen Raum,

immer mehr an Bedeutung. Besonders Belästigungen der Menschen sowie Beschädigungen

von Gebäuden und Auswirkungen auf schwingungsempfindliche Geräte sollen vermieden

bzw. reduziert werden. Aus diesen Gründen ist eine Vorhersage von Schwinggeschwindigkei-

ten nicht nur wünschenswert, sondern auch oft eine Voraussetzung für innerstädtische Tun-

nelbauprojekte.

Im Folgenden wird unter dem Aspekt „Schildvortrieb“ die resultierende Wellenausbreitung im

Baugrund vorgestellt. Anschließend werden die vorhandenen Prognosegleichungen erläutert,

analysiert und die aufgetretenen Erschütterungen eines Tunnelbauprojektes in Karlsruhe de-

monstriert.

5.1 WELLENAUSBREITUNG IM BAUGRUND

Das Bauverfahren „Schildvortrieb“ löst Wellen im Baugrund aus. Der Schildvortrieb erzeugt

eine harmonische Erregung, die durch eine Punktquelle resultiert. Je nach Gegebenheit des

rotierenden Schneidkopfes und der Überdeckung, kann die induzierte Wellenausbreitung do-

minierend durch Raumwellen beschrieben werden. Die Oberflächenwellen sind während des

Schildvortriebes vernachlässigbar. Lediglich im Freifeld können Oberflächenwellen berück-

sichtigt werden. Die Erläuterung wird in Abbildung 13 gegeben. Die Raumwellen breiten sich

ausgehend vom Schneidkopf aus. Mit zunehmender Entfernung wird die Schwinggeschwin-

digkeit geometrisch sowie materiell gedämpft. Die Erregung eines Gebäudefundamentes er-

folgt direkt aus dem darunter liegenden Baugrund und wird somit durch die Raumwellen er-

zeugt. Die Schwinggeschwindigkeiten, die aus der harmonischen Erregung an der Oberfläche

ankommen, sind sehr gering zu erwarten, da diese im Vorfeld gedämpft werden. [12]

5 Erschütterungen aus Schildvortrieb

| 30

Abbildung 13: Wellenentstehung infolge eines Schildvortriebes erweitert nach [44]

5.2 PROGNOSEMODELLE FÜR DEN SCHILDVORTRIEB

Erschütterungen, die während des Tunnelbaus entstehen, resultieren entweder aus der Vor-

triebsmethode oder aus den zugehörigen Bautätigkeiten wie dem Bohren (z.B. für Sprengboh-

rungen), dem Baustellenbetrieb sowie bei der Herstellung von Tunnelauskleidungen, wie dem

Einbau von Tübbingen. [12]

Die Erschütterungsausbreitung, die von einer Schildmaschine im Boden ausgeht, kann mittels

Finite Elemente bzw. vereinfachten empirischen Modellen vorhergesagt werden. Die genauen

Schwingungsemissionen der TVM sind aufgrund fehlender Angaben zu empirischen Kennwer-

ten erschwert prognostizierbar, müssen häufig gemessen und darauf aufbauend kalibriert wer-

den.

In der Literatur [43] [71] sind zwei Prognosemodelle für die zu erwartenden Erschütterungen

vorhanden. Zum einen die Prognosegleichung nach Speakman und Lyons [71] und zum an-

deren die im TRL Report 429 [43] zitierte Gleichung nach Godio et al.

Speakman und Lyons [71] demonstrieren folgende Gleichung (5.1) zur Ermittlung der

Schwinggeschwindigkeit:

𝑃𝑃𝑉 =

𝐾

𝑑𝑒−𝛼𝑑

(5.1)

Dabei ist:

PPV Schwinggeschwindigkeit, in mm/s;

K Orts- und maschinenspezifischer Parameter, in mm/s;

d Abstand von der Quelle (1/d: geometrische Ausbreitung der Wellen);


| 31

α Dämpfungsfaktor, in m-1.

Die Gleichung (5.1) bezieht sich auf die dominante Vibrationsfrequenz für eine gegebene Tun-

nelvortriebsmaschine, die in der Herleitung des Dämpfungsfaktors α, durch α=𝜌πf, enthalten

ist. Es werden sowohl die Auswirkungen der geometrischen (d-1) als auch der materiellen

Dämpfung (e-αd) berücksichtigt. Demnach basiert das Prognosemodell (5.1) auf der Gleichung

der Amplitudenminderung nach DIN 4150-1 (vgl. Kapitel 4.1, Formel (4.2)).

Der Faktor 1 der geometrischen Dämpfung (d-1) wird aus dem Exponenten n hergeleitet, was

der geometrischen Dämpfung von Raumwellen im Vollraum und einer harmonisch erregenden

Punktquelle gemäß Tabelle 2 entspricht. Die geometrische Amplitudenabnahme wird durch

die Verminderung der Energiedichte mit wachsender Entfernung von der Erschütterungsquelle

hervorgerufen. Wohingegen die materielle Dämpfung den Energieverlust infolge innerer Rei-

bung zwischen den Kornpartikeln beschreibt.

Die Schwingungsausbreitung wird auf Basis von bereits gemessenen Schwinggeschwindig-

keiten ermittelt. Werden Schwinggeschwindigkeiten an mindestens zwei Stellen mit unter-

schiedlichen Abständen gemessen, können die ortsspezifischen Operatoren α und K wie folgt

bestimmt werden [71]:

𝛼 =−ln (

𝑣2𝑑2𝑣1𝑑1

)

(𝑑2 − 𝑑1)

(5.2)

mit m-1 und

𝐾 =

𝑣1𝑑1

𝑒−𝛼𝑑1

(5.3)

mit mm/s. Dabei sind v1 und v2 gemessene Schwinggeschwindigkeiten an der Oberfläche im

Abstand von d1 und d2.

Einen anderen Ansatz verfolgten Hiller und Crabb im Jahr 2000 [43] zur Erstellung einer Prog-

nose, zu durch Schildmaschinen ausgelösten Erschütterungen. Die zitierte Gleichung (5.4)

nach Godio et al. (1992) beschreibt die maximal reduzierte Schwinggeschwindigkeit zwischen

einem Abstand von 10 m und 100 m.

𝑣𝑟𝑒𝑠 ≤

180

𝑟1,3

(5.4)

Der Parameter r ist der kürzeste Abstand von der Erschütterungsquelle zum Messort [m] und

vres beinhaltet die resultierende Schwinggeschwindigkeit in mm/s. Die Herleitung der zitierten

Gleichung (5.4) ist aufgrund von fehlender Literatur unbekannt. Es lässt sich vermuten, dass

mit dem Term r-1,3 die geometrische Dämpfung enthalten ist und der Wert 180 als empirischer

Anhaltswert definiert wurde.

5.2.1 Analyse der Prognosemodelle

Speakman und Lyons [71] beschreiben, dass mit jedem Bewegungszyklus der TVM eine ge-

ringe Energiemenge der erzeugten Bodenwelle erforderlich ist, um Reibung und andere ent-

gegengesetzte Kräfte zu überwinden. Dieser Vorgang heißt Materialdämpfung. Die Dämpfung


| 32

der Energie wird durch eine Funktion des Verlustes pro Zyklus beschrieben. Diese ist von der

dominanten Frequenz abhängig, die mit zunehmender Entfernung von der Quelle abklingt. Die

dominante Frequenz variiert mir der Art der Maschine und dem vorhandenen Baugrund. Aus

diesem Grund ist eine geotechnische Prüfung vor Ort essentiell, damit die Bodenschwingge-

schwindigkeiten im weiteren Verlauf prognostizierbar sind. Abbildung 14 stellt ein typisch ver-

tikales Erschütterungs-Spektrum eines EPB-Schildes mit dem Durchmesser von 12,4 m im

Lockergestein dar. Da die Schwinggeschwindigkeiten von einer externen Firma gemessen

wurden, können die PPV-Werte nicht eingesehen werden.

Abbildung 14: Typisches Erschütterungs-Spektrum EPB-Schild im Lockergestein [71]

Darüber hinaus wird in der Veröffentlichung von Speakman und Lyons [71] eine typische

Schwinggeschwindigkeitskurve in Abhängigkeit von der Entfernung abgebildet (vgl. Abbildung

15). Der Kurvenverlauf wurde ausgehend von den Gleichungen (5.1) bis (5.3) und an der

Oberfläche gemessenen Schwinggeschwindigkeiten ermittelt.

Abbildung 15: Typische Schwinggeschwindigkeitskurve eines EPB-Schildes [71]

Das Prognosemodell nach Speakman und Lyons [71] erlaubt keine Vorprognose der zu er-

wartenden Schwinggeschwindigkeiten infolge eines Schildvortriebes. Eine Kalibrierung der

Schwinggeschwindigkeiten ist lediglich auf Grundlage von Erschütterungsmessungen mölich.

Aus diesem Grund kann das Modell nach Speakman und Lyons nur parallel zum Schildvortrieb

verwendet werden und gibt im Vorfeld keine Auskunft über die zu erwartenden Erschütterun-

gen.


| 33

Die von Hiller und Crabb [43] zitierte Gleichung (5.4) ist von einer Auswertung mit wenigen

Versuchsauswertungen, d.h. einem begrenzten Materialbereich, abgeleitet worden. Die Auto-

ren [43] zeigten, dass sich Erschütterungen infolge Schildvortrieb vor allem durch die Bau-

grundverhältnisse unterscheiden (vgl. Abbildung 17). Aus diesem Grund ist die Gleichung (5.4)

nicht auf alle Schildmaschinen und Bodengegebenheiten anwendbar.

Zur Bestätigung dieser Aussage wird in Abbildung 16 die Schwinggeschwindigkeitskurve ge-

mäß Gleichung (5.4) dargestellt. Die y-Achse bildet die Schwinggeschwindigkeit in mm/s ab,

wohingegen auf die x-Achse die Entfernung in Metern reproduziert wird.

Abbildung 16: Prognostizierte Schwinggeschwindigkeiten nach Godio et. al. [43]

Abbildung 16 ist zu entnehmen, dass mit zunehmender Entfernung zur Erschütterungsquelle

eine kontinuierliche Reduzierung der Schwinggeschwindigkeit vorliegt. Bei 1 m Entfernung ist

die maximal zu erwartende Schwinggeschwindigkeit mit 180 mm/s zu verzeichnen. Die als

störend empfindende Stärke des Menschen (vgl. Tabelle 5) wird ab einer Entfernung von 32 m

erreicht. Zwischen 93 m und 188 m sind die Werte der Schwinggeschwindigkeiten zwischen

0,2 mm/s und 0,5 mm/s, d.h. gemäß Tabelle 5 sind die Erschütterungen für den Menschen

nicht mehr wahrnehmbar. Der Vergleich mit der kalibrierten Prognose aus Abbildung 15 zeigt,

dass die Schwinggeschwindigkeiten nach Speakman und Lyons [71] wesentlich geringer sind.

Als Beispiel dient die Schwinggeschwindigkeit bei 20 m Entfernung. Nach Abbildung 15 liegt

bei dieser Entfernung eine Schwinggeschwindigkeit von ungefähr 0,27 mm/s vor, wohingegen

der Wert bei Abbildung 16 3,7 mm/s ist. Dieser Vergleich verdeutlicht, dass die zitierte Prog-

nosegleichung (5.4) nach Godio et.al. [43] für einen EPB-Vortrieb auf der sicheren Seite liegt.

Dennoch definiert Godio et.al. die Ergebnisse der Gleichung (5.4) als Obergrenze. Unter-

schiedliche Baugrundverhältnisse sowie Schildmaschinen werden nicht unterschieden. Aus

diesem Grund sollte das Prognosemodell (5.4) höchstens als grobe Näherung verwendet wer-

den.

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Sc

hw

ing

ge

sch

win

dig

ke

it [

mm

/s]

Entfernung [m]

Prognosemodell nach Godio et. al.

Prognose


| 34

Des Weiteren stellen Hiller und Crabb [43] im TRL Report 429 eine Abbildung der maximalen

Schwinggeschwindigkeit infolge Tunnelvortriebsarbeiten vor (vgl. Abbildung 17). Ausgehend

von bisherigen Studien wurden verschiedene Baugrundverhältnisse untersucht und bewertet.

Abbildung 17: Schwinggeschwindigkeiten infolge Tunnelvortriebsarbeiten, erweitert nach [43]

Die Vortriebsarbeiten mittels Schildvortrieb weisen maximale Schwinggeschwindigkeiten un-

terhalb der in den DIN 4150-3 empfohlenen minimalen Grenzen auf. Bei erschütterungsemp-

findlichen Gebäuden beträgt der Anhaltswert 3 mm/s und bei Wohngebäuden 5 mm/s (vgl.

Tabelle 9). Darüber hinaus liegt eine Korrelation zwischen dem Baugrund und dem Erschütte-

rungsniveau vor. Tunnelvortriebe in Ton bzw. Sand und Ton erzeugen die geringsten Schwing-

geschwindigkeiten, wohingegen bei Fels die höchsten Erschütterungswerte zu verzeichnen

sind. [43]

5.3 ERSCHÜTTERUNGEN IM VORTRIEBSPROJEKT KARLSRUHE

Grund et. al. [39] untersuchten in dem Bericht „Ground motion relations while TBM drilling in

unconsolidated sediments“ die von einem Hydroschild ausgelösten Erschütterungen. Ausge-

hend von der Erstellung eines Stadttunnels in Karlsruhe, welcher einen Durchmesser von

9,30 m umfasst, wurden die Schwinggeschwindigkeiten gemessen. Die Erschütterungsüber-

wachung, bestehend aus sieben seismologischen Systemen (CST01- CST07: sechs Stand-

orte in Kellereien, eine Freifeldstation), wurde im Zeitraum von Oktober 2014 bis Februar 2015

vollzogen. Der U-Bahn-Tunnel hat eine Länge von 3 km, die Überdeckungen betragen zwi-

Anhaltswert DIN 4150-3, Zeile 3

Anhaltswert DIN 4150-3, Zeile 2


| 35

schen 6 m und 20 m. Der Baugrund des Projektes besteht aus kiesigen- und sandigen Sedi-

menten. Während des Schildvortriebes fand der Verkehr an der Oberfläche regulär statt. Auf-

grund von nahegelegenen historischen Gebäuden wurde die Überwachung der TVM-induzier-

ten Erschütterungen angeordnet.

Der Vortrieb mittels Hydroschild zeichnet sich durch zwei sich wiederholende Phasen aus [5].

In der ersten Phase erfolgt der eigentliche Vortrieb des Tunnels mittels Schneidrad. Bei ca. 2

m Fortschritt (in Karlsruhe ca. 30 min) wird Phase 1 gestoppt. In Phase 2 werden die Tüb-

bingsegmente eingebaut (20-30 min), auch als Ringbau bezeichnet.

Grund et.al. [39] dokumentieren, dass die während des Tunnelvortriebs gemessenen Signale

nicht eindeutig einzustufen sind. Beispielsweise können die vorbeifahrenden Straßenbahnen

nicht von der Schildmaschine unterschieden werden. Dies untermauert Abbildung 18 des

7- Tage Zeitfensters mit kontinuierlicher Bodenbewegungsaufzeichnung. Die Darstellung zeigt

die Schwinggeschwindigkeitswerte in mm/s in Abhängigkeit von der Zeit der Station CST 01

der vertikalen Komponente z. Der Startzeitpunkt des Tunnelvortriebs ist der Punkt A.

Abbildung 18: gemessene Schwinggeschwindigkeiten der Messstelle CST01 [39]

In Abbildung 18 ist die Häufigkeit der Ausschläge am Tag im Vergleich zur Nacht deutlich

größer. Mit dem Start der TVM am 5. Messtag überschritten die Schwinggeschwindigkeiten

für einen kurzen Zeitraum die permanenten Hintergrunderschütterungen. Nach dem Start des

Schildvortriebes sind in Bezug auf die Amplituden keine großen Veränderungen mehr sichtbar.

Es findet eine Überlagerung der TVM erzeugten Signale und Störsignale statt. D.h., dass die

größten Amplitudenwerte eher durch das Passieren von Zügen, Straßenbahnen oder Perso-

nenverkehr zustande kommen. Die größten aufgenommenen Schwinggeschwindigkeiten wur-

den an der Messstelle CST01 mit 0,8 mm/s dokumentiert.

Aufgrund der Messungen an Station CST07 konnten die erzeugten Frequenzen des Hydro-

schildes ausgewertet werden. Vor dem Start der Schildmaschine werden Frequenzen zwi-

schen 1 Hz und 80 Hz induziert. Diese werden hauptsächlich durch das Einschalten verschie-

dener Motoren und Maschinen für den Vortriebsprozess verursacht. In der Einschaltphase

werden im Frequenzbereich von 5 und 25 Hz größere Schwinggeschwindigkeiten als bei hö-

heren Frequenzen bis 80 Hz erzeugt. Es wurden höhere Schwinggeschwindigkeiten im Zu-

sammenhang mit tieferen Frequenzen gemessen. [39]

Die Auswertung ergibt, dass höhere Amplitudenwerte beispielsweise durch Straßenbahnen

oder Eisenbahnverkehr erzeugt wurden als beim Durchfahren der TVM. Die im Zeitraum ge-

messenen Schwinggeschwindigkeits-Werte liegen unterhalb der Anhaltswerte der


| 36

DIN 4150- 3. Aus diesem Grund sind keine Schäden an Gebäuden infolge eines Schildvortrie-

bes zu erwarten. Speziell im Projekt Karlsruhe zeigte die Untersuchung, dass der innerstädti-

sche Vortrieb in Karlsruhe mittels Hydroschild nicht zu Störungen der Infrastruktur, Schädigun-

gen der Gebäude und Belästigungen der Menschen führte. [39]

5.4 ZUSAMMENFASSUNG ERSCHÜTTERUNGEN AUS SCHILDVORTRIEB

Die Auswertung des Kapitels 5 konnte zeigen, dass eine Realisierung von Erschütterungs-

prognosen nur als grobe Näherung möglich ist. Mittels der in [43] zitierten Gleichung (5.4) nach

Godio et. al. kann eine Obergrenze für alle Schildvortriebe unabhängig von der Geologie be-

stimmt werden. Durch den Vergleich der erzeugten Erschütterungen eines EPB-Schildes (Ka-

pitel 5.2.1) sowie eines Hydroschildes (Kapitel 5.3) stellten sich bereits in geringen Entfernun-

gen keine für den Menschen belästigenden Schwinggeschwindigkeiten heraus. Aus diesem

Grund erwies sich die Erschütterungsprognose mittels Gleichung (5.4) als auf der sicheren

Seite liegend.

Eine genauere Erschütterungsprognose kann auf Grundlage von Speakman und Lyons [71]

und zum Vortrieb zeitgleichen Schwinggeschwindigkeitsmessungen erfolgen. Liegen mindes-

tens zwei Probemessungen in unterschiedlichen Entfernungen vor, können die weiter zu er-

wartenden Schwinggeschwindigkeiten mittels Gleichung (5.1) berechnet werden. Eine Vor-

abeinschätzung der Erschütterungen infolge eines Schildvortriebes ist auf Basis dieses Prog-

nosemodells nicht möglich. Im Vorfeld getroffene Aussagen über die zu erwartenden Schwing-

geschwindigkeiten können demnach nur auf Grundlage von Erfahrungswerten aus in der Ver-

gangenheit durchgeführten Projekten realisiert werden.

Zusammenfassend ergibt die Auswertung nach Kapitel 5, dass der Schildvortrieb ein erschüt-

terungsarmes Bauverfahren ist. Eine Verminderung der bestimmungsgemäßen Nutzbarkeit

der Gebäude und Belästigungen der Menschen sind nicht zu erwarten. Spürbare Schwingge-

schwindigkeiten können lediglich beim Anfahren der Schildmaschine auftreten. Des Weiteren

werden mit den geringsten Erschütterungen in Tonböden und sandig- tönigen Böden gerech-

net. Bei der Durchfahrt durch Kalkstein werden mittelmäßige Erschütterungen hervorgerufen,

wohingegen bei Fels (harten Gesteinen) die größten Erschütterungswerte auftreten.

Besonders bei einem Schildvortrieb im innerstädtischen Bereich ist zu empfehlen die zu er-

wartende Erschütterungssituation im Vorfeld abzuschätzen. Liegen beispielsweise nur geringe

Überdeckungen der TVM vor, ist es sinnvoll erschütterungsmindernde Maßnahmen zu ergrei-

fen. Demnach ist es ratsam die Wartungsschicht in der Nacht durchzuführen, da die empfoh-

lenen Anhaltswerte der DIN 4150-2 [25] (vgl. Tabelle 6) wesentlich geringer sind als am Tag.

Darüber hinaus ist eine Reduzierung des Anpressdrucks im Bohrkopf möglich. Da aus dieser

Maßnahme ein vermindertes Vortriebstempo resultiert, wird die Lösung nur selten in Betracht

gezogen.

Die Erschütterungen aus Schildvortrieb obliegen einem weiteren Forschungsbedarf. Mittels

der Dokumentation von Erschütterungsmessdaten realer Projekte kann das Prognosemodell

nach Speakman und Lyons [71] weiter ausgearbeitet werden. Es empfiehlt sich empirische


| 37

Beiwerte für die Parameter K und α zu ermitteln. Eine Klassifizierung in Geologie, Vortriebs-

maschine, Maschinendurchmesser und Überdeckung ist ratsam.

| 38

6 ERSCHÜTTERUNGEN AUS SPRENGVORTRIEB

Sprengvortriebe werden vor allem bei Felsgesteinen mit mittlerer bis hoher Festigkeit einge-

setzt. Form und Größe der Querschnitte sind individuell wählbar und im Vergleich zu Teil-

schnitt- oder Tunnelbohrmaschinen kann die Wahl des Sprengens bei bestimmten Geologien

wirtschaftlicher sein. Eine weitere Baumaßnahme, die häufig mittels Sprengverfahren realisiert

wird, ist das Sprengen zur Querschnittsaufweitung. Viele Tunnel entsprechen heutzutage im

Querschnitt nicht mehr den Anforderungen des modernen Bahnbetriebs. Die hohen Geschwin-

digkeiten der Züge sowie die erhöhten Sicherheitsstandards erfordern eine Sanierung der Tun-

nel, welche häufig durch Sprengarbeiten ermöglicht werden.

Bei Sprengungen Über- oder Untertage sind Erschütterungen unvermeidbar. I.d.R. dauern die

Erschütterungen nur wenige Sekunden an und resultieren aus punktförmigen, impulsartigen

Quellen. Bestehen Sprengungen aus mehreren räumlich und zeitlich getrennten Zündzeitstu-

fen, finden Überlagerungen der Erschütterungen der Einzelladungen statt. Somit werden die

Emissionsstärke und der Einwirkungsbereich vor allem durch die Größe der Lademenge und

die Art der Sprengung bestimmt. Die ausschlaggebende Größe zur Bestimmung der Erschüt-

terungen ist die Lademenge. Die Abschlagslängen, die Bohrlochanzahl und die Ladungsmen-

gen werden in Abhängigkeit von der Querschnittsgröße und Gebirgsbeschaffenheit ermittelt.

Bei Baumaßnahmen, die infolge Sprengungen realisiert werden, sind die Erschütterungen bei

Entfernungen > 400 m häufig vernachlässigbar. [24]

Im Folgenden wird auf die Wellenausbreitung im Baugrund infolge des Sprengvortriebes ein-

gegangen. Anschließend werden Prognosegleichungen der Schwinggeschwindigkeiten vor-

gestellt und anhand von Messdaten realer Projekte validiert. Eine Beurteilung über die Ver-

trauenswürdigkeit und Reproduzierbarkeit der Prognosemodelle erfolgt einhergehend mit dem

Vergleich der Anhaltswerte der DIN Normen.


Das Bauverfahren Sprengvortrieb impliziert Erschütterungen, die aus einer impulsartig erreg-

ten Punktquelle resultieren. Die Wellenausbreitung wird zum einen durch die Raumwellen (P-

und S-Wellen) und zum anderen durch die Oberflächenwellen (R-Wellen) bestimmt (vgl. Ab-

bildung 19). Dabei werden die Ausbreitung und der Frequenzinhalt durch die örtlichen geolo-

gischen Verhältnisse beeinflusst. Im Nahbereich der Sprengung dominieren im Baugrund sehr

hoch frequentierte Raumwellen mit großen Amplitudenwerten. Im Fernfeld lassen sich höher

frequentierte Raumwellen und niederfrequente Oberflächenwellen erkennen [24]. Das heißt,

dass mit zunehmender Entfernung von der Emissionsquelle die Raumwellen aufgrund der ma-

teriellen Dämpfung eine Reduzierung der Frequenzen mit einer einhergehenden Minderung

der Schwinggeschwindigkeiten erfahren. Da Oberflächenwellen im Vergleich zu den Raum-

wellen schwächer gedämpft werden, sind diese in größeren Entfernungen maßgebend.

6 Erschütterungen aus Sprengvortrieb

| 39

Abbildung 19: Wellenausbreitung infolge Sprengung erweitert nach [80]

Des Weiteren wird gemäß DIN 4150-1 [24] definiert, dass je größer die Anregungsfrequenzen

auf ein Bauwerk sind, desto unschädlicher sind hohe Schwinggeschwindigkeiten für dieses.

Wenn die Anregungsfrequenz den gleichen Wert wie die Eigenfrequenz des Gebäudes hat,

kann dies eine Amplitudenvergrößerung zur Folge haben. Im Mittel liegen die Gebäude(eigen)-

Frequenzen bei < 10 Hz. Bei einem ein- bis zweigeschossigen Bauwerk beträgt die Eigenfre-

quenz ca. 15 Hz. Ein zehnstöckiges Gebäude hat etwa eine Eigenfrequenz von 1 Hz, wohin-

gegen bei einem dreißig stöckigen Gebäude im Mittel 0,3 Hz zu erwarten sind. [26]

6.2 PROGNOSEMODELLE SPRENGERSCHÜTTERUNGEN

Erschütterungen aus Sprengvortrieb werden durch Anregungen aus Einzelereignissen hervor-

gerufen. Die Einzelereignisse werden in der Regel nach wenigen Sekunden aufgezeichnet und

sind zeitlich voneinander getrennt. Eine organisatorische Beeinflussung, wie beispielsweise

die Einhaltung von Sprengzeiten, kann ebenfalls stattfinden.

Für die Erschütterungen aus Sprengvortrieb existieren empirische Modelle, die im Vorfeld eine

Einschätzung der zu erwartenden Erschütterungen geben sollen. Im Folgenden werden die

Prognosegleichungen vorgestellt, die als Unterscheidungsmerkmal abweichende Entfer-

nungsbereiche besitzen. Der Übergang vom Nahfeld zum Fernfeld wird bei Sprengungen mit

einem Wert von 100 m festgelegt [64].

Die Koch´sche Formel wird für den Nahbereich definiert [22]:

𝜈 = 𝐾𝐿0,5𝑅−1 (6.1)


| 40

mit:

v Schwinggeschwindigkeit [mm/s];

K empirischer Beiwert, in mm/s, durch Probesprengungen (Anhaltswert K=100);

L Lademenge je Zündzeitstufe [kg];


Gleichung (6.1) beschreibt das Zusammenwirken von geometrischer und materieller Dämp-

fung, was zur Amplitudenabnahme führt. Die geometrische Amplitudenabnahme wird durch

den Term R-1 konkretisiert, welcher sich von den Angaben einer impulsartig erregten Punkt-

quelle ableitet (vgl. Tabelle 2). Im Vergleich wird der Energieverlust infolge innerer Reibung

(materielle Dämpfung) durch den Term L0,5 determiniert.

Der Parameter K präzisiert einen Übertragungsfaktor (empirischer Beiwert in mm/s), welcher

durch die folgenden Gegebenheiten beeinflusst wird [24]:

Ausbildung und Schichtung, Kluftscharen, Störungen des Gebirges;

Festigkeit und Dichte des Gesteins;

Wechsel der Geologie;

Wassergehalt des Gebirges;

Gründung der Gebäude.

Gemäß Schmücker [61] weist die Koch´sche Formel (Gl. 6.1) für den Nahbereich (< 100 m)

eine gute Prognosesicherheit auf. Als empirischer Beiwert wird 100 angenommen, sofern

keine Messwerte des Gebirges vorliegen.

Die zweite Gleichung (6.2) prognostiziert Sprengerschütterungen im Fernfeld (> 100 m). Als

maßgebliche Wellenart wirkt die Oberflächenwelle. Bereits in Kapitel 4.1 wurde Bezug auf die

in der DIN 4150-1 [24] vorgestellte empirische Gleichung (4.3) genommen. Mittels der Abhän-

gigkeit der Lademenge und den Entfernungen, wird Gleichung (6.2) definiert:


𝐿

𝐿0)

𝑏

(𝑅

𝑅0)

−𝑚

(6.2)

mit:


L Lademenge des Sprengstoffs, in kg je Zündzeitstufe;

L0 (Bezugsgröße), 1 kg


R0 (Bezugsgröße), 1 m

k ein Beiwert, in mm/s, empirisch ermittelt (z.B. durch Probesprengungen);

b, m empirisch ermittelte Kennzahlen, (mit m: geometrischer Dämpfungsexponent, b: mate-


Eine vereinfachte Schreibweise ist folgende:

𝜈𝑚𝑎𝑥 = 𝑘𝐿𝑏𝑅−𝑚 (6.3)


| 41

Die Bundesanstalt für Geowissenschaften und Rohstoffe (BGR) [11] empfiehlt zwei Progno-

segleichungen auf Grundlage der Autoren Dr. Lüdeling und Dr. Hinzen. Ausgehend von Glei-

chung (6.2) wurden empirische Parameter für Schichtgesteine/ Sedimentgesteine (Glei-

chung 6.4) und kristalline Hartgesteine (Gleichung 6.5) ermittelt.

𝜈 = 969𝐿0,59𝑅−1,52 (6.4)

Unter Sedimentgesteinen wird die Entwicklung der Gesteine infolge Ablagerungen verstan-

den. Diese werden in klastische, chemische und biogene Sedimente unterteilt. Zu den klasti-

schen Sedimentgesteinen zählen beispielsweise Tonsteine, Schluffsteine sowie Sandsteine,

zu den chemischen und biogenen Sedimenten u.a. Kalksteine, Kalkmergel sowie Dolomite

[50].

𝜈 = 206𝐿0,8𝑅−1,3 (6.5)

Kristalline Hartgesteine, z.B. Granit, besitzen eine hohe Dichte und Tragfähigkeit, die durch

die Kristallisation einer Schmelze entsteht. Zu den kristallinen Hartgesteinen zählen magmati-

sche, wie plutonische und vulkanische Gesteine sowie metamorphe Gesteine [34].

Gemäß Gleichung (6.3) können sowohl die Parameter nach Koch, als auch nach Lüdeling

durch die Variablen m, b und k beschrieben werden.

Diese empirischen Parameter werden in Abhängigkeit von verschiedenen Felsarten für Glei-

chung (6.2) (Fernfeld) in Tabelle 13 aufgelistet.

Tabelle 13: Sprengtechnisch ermittelte Parameter mod. nach [80]

Fels k [mm/s] b [-] m [-] Quelle

Granit 2133 0,4 2,2 Wittke und Kiehl (1999)

Dolomit 1740 0,45 2,0 Wittke und Kiehl (1999)

Molasse 1497 0,6 (geschätzt) 1,72 WBI

Schiefer 2500 0,65 1,7 Gattermann (2005)

Muschelkalk 676 1,14 1,63 WBI

Kalkstein 840 0,6 (geschätzt) 1,57 WBI

Sedimentgesteine 969 0,59 1,52 Lüdeling und Hinzen (1986)

Kristalline Hartge-steine

206 0,8 1,3 Lüdeling und Hinzen (1986)

Die Parameter k, b und m werden anhand von Probesprengungen empirisch ermittelt oder mit

Erfahrungswerten abgestimmt. Der Exponent m gibt die geometrische Dämpfung im Boden

an. Wird für den Parameter m ein Wert größer 1,5 angesetzt, wird eine stärkere Verminderung

der Energiedichte mit wachsender Entfernung von der Erschütterungsquelle hervorgerufen,

was zu einer Minimierung der Schwinggeschwindigkeiten führt. Gemäß der Grundlagen der

Wellenausbreitung (vgl. Kapitel 2) wird die geometrische Dämpfung einer Raumwelle an der

Oberfläche infolge einer impulsartig erregten Punktquelle mit dem Wert 2,5 definiert. Bei den

empirischen Beiwerten gemäß Tabelle 13 wird ein kleinerer Beiwert m (zwischen 1,3 und 2,2)


| 42

angegeben, was einer schwächeren geometrischen Dämpfung entlang der Oberfläche ent-

spricht.

Die Kennzahl b beschreibt den Energieverlust infolge innerer Reibung zwischen den Kornpar-

tikeln (materielle Dämpfung). Je höher die Kennzahl b, desto geringer ist die materielle Dämp-

fung. Gemäß Tabelle 13 ist der Wert der materiellen Dämpfung im Mittel 0,65. Resultierend

werden im Vergleich zu Lockergestein (vgl. Kapitel 7) größere materielle Dämpfungen erhalten

(=1). D.h. dass Festgestein die Schwingungsausbreitung mit zunehmender Entfernung schnel-

ler dämpft, als Lockergestein.

Bei dem empirisch ermittelten Geschwindigkeitsbeiwert k resultieren größere Schwingge-

schwindigkeiten aus einem größer angesetzten k-Wert. In der Literatur [80] (vgl. Tabelle 13)

werden Erfahrungswerte für b zwischen 0,4 und 1,14 und für m zwischen 1,3 und 2,2 definiert.

Ausgehend von Gleichung (6.1) wird der kleinste Wert der geometrischen Dämpfung mit m=1

zusammengefasst.

In Anbindung an die sprengtechnisch ermittelten Parameter werden in Abbildung 20 die er-

rechneten Schwinggeschwindigkeiten gegenüber der Entfernung zum Sprengort für 5 kg La-

demenge je Zündzeitstufe aufgezeigt.

Abbildung 20: Vergleich der empirischen Modelle für 5 kg Lademenge

Die Schwinggeschwindigkeiten im Fernfeld unterscheiden sich gering voneinander. Gesteins-

arten wie Granit und Dolomit weisen die geringsten Amplitudenwerte auf, Muschelkalk sowie

kristalline Hartgesteine und Schiefer die höchsten. Im Nahfeld ist die Variation der Amplituden

vergleichsweise höher. Mit Schwinggeschwindigkeiten zwischen 747 mm/s und 7117 mm/s,

bei einem Meter Entfernung, sind die Amplitudenwerte für 5 kg Lademenge überdimensioniert.

Im Gegensatz dazu wird durch die Koch´sche Formel (6.1) eine Schwinggeschwindigkeit von

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000

Sch

win

gg

esch

win

dig

keit

[m

m/s

]

Entfernung [m]

Prognostizierte Schwinggeschwindigkeiten für 5 kg Lademenge

Koch Nahbereich

Sedimentgesteine (Lüdeling)

krist. Hartgesteine (Lüdeling)

Granit (Wittke)

Dolomit (Wittke)

Molasse (WBI)

Schiefer (Gattermann)

Muschelkalk (WBI)

Kalkstein (WBI)


| 43

224 mm/s bei einem Meter Entfernung prognostiziert, was einem realistischen Schwingge-

schwindigkeitswert entspricht. Da alle empirischen Werte, mit Ausnahme von Koch, für den

Fernbereich definiert sind (vgl. Gl. (6.2)) wird in Abbildung 21 der Bereich zwischen 100 m und

300 m ausgehend von Abbildung 20 näher untersucht.

Abbildung 21: Vergleich der empirischen Modelle zwischen 100 m und 300 m Entfernung

Es ist zu erkennen, dass sich die Schwinggeschwindigkeitskurven für Dolomit mit 0,36 mm/s

und Granit mit 0,16 mm/s bei 100 m Entfernung von den anderen Schwingkurven (zwischen

1,43 mm/s und 2,83 mm/s) unterscheiden. Somit erfahren die Felsarten Granit und Dolomit

die größte materielle Dämpfung im Boden, Schiefer die geringste.

Je größer die anzusetzende Lademenge, desto größer sind die Abweichungen der einzelnen

Schwinggeschwindigkeitswerte. Bei einer Lademenge von 20 kg je Zündzeitstufe, ab einer

Entfernung von 101 m, werden beispielsweise maximale Abweichungen von ± 10 mm/s regis-

triert (vgl. Abbildung 22).

0

1

2

3

4

5

100 120 140 160 180 200 220 240 260 280 300

Sch

win

gg

esch

win

dig

keit

[m

m/s

]

Entfernung [m]

Vergleich der Literatur

Koch NahbereichSedimentgesteine (Lüdeling)krist. Hartgesteine (Lüdeling)Granit (Wittke)Dolomit (Wittke)Molasse (WBI)Schiefer (Gattermann)Muschelkalk (WBI)Kalkstein (WBI)


| 44

Abbildung 22: Vergleich der empirischen Modelle für 20 kg Lademenge

Zusammenfassend kann gefolgert werden, dass die sprengtechnisch ermittelten Parameter

im Fernfeld bei einem gebirgsschonenden Sprengverfahren, mit Ausnahme der empirischen

Beiwerte für Granit und Dolomit, minimal variieren. Bei Lademengen bis ca. 20 kg ist die Dif-

ferenz zwischen den Amplituden geringer als bei Lademengen > 20 kg.

Beim Vollausbruch eines Querschnitts infolge des Tunnelvortriebs wird oft ein gebirgsscho-

nendes Sprengverfahren verwendet. I.d.R. werden Lademengen < 20 kg je Zündzeitstufe an-

gesetzt (vgl. Kapitel 6.4). Die Querschnittsaufweitung bei Tunnelsanierungen wird häufig mit

kleineren Lademengen < 5 kg durchgeführt (vgl. Kapitel 6.5. und 6.7). Aus diesen Gründen

wird im weiteren Verlauf dieser Auswertung eine Unterteilung der einzelnen Gesteinsarten

vernachlässigt. Damit eine auf der sicheren Seite liegende Erschütterungsprognose ausgear-

beitet werden kann, wird sich in dieser Ausarbeitung für den empirischen Datensatz der Sedi-

mentgesteine entschieden. Durch die Geologie der Sedimentgesteine können mehrere Ge-

steinsarten, z.B. Kalkstein, Dolomit, zusammen definiert werden. Des Weiteren erfolgt eine

Erschütterungsprognose, die bei allen untersuchten Projekten (vgl. Kapitel 6.4 ff.) durch die

Geologie der Sedimentgesteine beschrieben werden kann.

Eine Klassifizierung in Nah- und Fernfeld ist zu empfehlen. Dabei scheint im Nahbereich die

Koch´sche Formel (6.1) zielführend. Für das Fernfeld und einer kleinen Lademenge (< 20 kg)

kann die Gleichung (6.4) nach Lüdeling für Sedimentgesteine angesetzt werden. Ab einer La-

demenge > 20 kg erscheint eine Unterteilung in Sedimentgesteine und kristalline Hartgesteine

ausreichend. Darüber hinaus wird mittels Koch´scher Formel (6.1) und Gleichung (6.4) die

materielle Dämpfung im Festgestein gut zusammengefasst. Da Festgestein die Erschütterun-

gen mit zunehmender Entfernung schneller dämpft als Lockergestein erscheint für die materi-

elle Dämpfung der Wert von 0,5 (Gl. 6.1) und 0,59 (6.4) realistisch. Im Nahfeld wird die

Schwinggeschwindigkeit durch den kleineren Wert b schneller gedämpft, da mit großer Wahr-

scheinlichkeit überwiegend festeres Gestein vorhanden ist. Entlang des Ausbreitungsweges

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0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000

Sch

win

gg

esch

win

dig

keit

[m

m/s

]

Entfernung [m]

Prognostizierte Schwinggeschwindigkeiten für 20 kg Lademenge

Koch NahbereichSedimentgesteine (Lüdeling)krist. Hartgesteine (Lüdeling)Granit (Wittke)Dolomit (Wittke)Molasse (WBI)Schiefer (Gattermann)Muschelkalk (WBI)Kalkstein (WBI)


| 45

sind Veränderungen der Festigkeiten sehr wahrscheinlich. In den oberen Schichten bzw. mit

zunehmender Entfernung zur Sprengstelle liegen überwiegend Böden geringerer Festigkeiten

vor. Bezüglich der geometrischen Dämpfung im Nahfeld ist ein Dämpfungsexponent m=1 zu

wählen, da dies der gewählten geometrischen Dämpfung gemäß Tabelle 2 entspricht. Für das

Fernfeld werden entgegen der Grundlagen der Wellenausbreitung kleinere Dämpfungsexpo-

nenten angenommen. Anstatt einem Wert von 2,5 (Dämpfung der Raumwelle an der Oberflä-

che) wird gemäß Tabelle 13 im Mittel 1,7 angesetzt. Somit ist die materielle Dämpfung von

1,52 der Sedimentgesteine ebenfalls auf der sicheren Seite liegend.

6.3 METHODIK ZUR PROGNOSEDURCHFÜHRUNG

In den folgenden Kapiteln werden drei Tunnelbrauprojekte aufgeführt. Zum einen der Stein-

bühltunnel und zum anderen der Tunnel Obermaiselstein sowie Petersbergtunnel. Der Stein-

bühltunnel wird durch ein Vollausbruch mittels Sprengverfahren realisiert. Beim Tunnel Ober-

maiselstein sowie Petersbergtunnel erfolgt bei den vorhandenen Tunneln eine Querschnitts-

aufweitung infolge Sprengvortrieb.

Bevor eine Untersuchung der Prognosen durchgeführt werden kann, wird die maximal anzu-

setzende Lademenge je Zündzeitstufe auf Grundlage des Näherungsverfahrens zur Erschüt-

terungsbeurteilung (vgl. Kapitel 3.3.2) und einer erstellten Lademengen-Abstandstabelle er-

mittelt.

Beim Heranziehen der Lademengen-Abstands-Tabelle werden vier Randbedingungen (Über-

höhungsfaktor; k-Wert; nächstgelegenes Gebäude) benötigt. Auf Basis der vorhandenen Ge-

ologie wird das jeweilige Prognosemodell gewählt. Dabei werden die k-Werte nach Koch und

Lüdeling empfohlen. Gegebenenfalls ist eine Beaufschlagung von 20 % Sicherheit anzuneh-

men, um die Schwankungsbreite der Werte abzudecken. Die Sicherheit wird bei einer Vorab-

Prognose eingeplant, wenn, wie im Projekt Steinbühltunnel, eine hohe Lademenge je Zünd-

zeitstufe verwendet wird. Aus der Tabelle kann die maximal zulässige Lademenge je Zünd-

zeitstufe in jeder Entfernung am Tag und in der Nacht abgelesen werden (vgl. Abbildung 23).


| 46

Abbildung 23: Bestimmung der maximal anzusetzenden Lademenge je Zündzeitstufe

Nach der Ermittlung der maximal zulässigen Lademengen je Zündzeitstufen werden diese mit

den sprengtechnischen Gutachten aller Projekte verglichen. Es erfolgt eine Prognose der zu

erwartenden Schwinggeschwindigkeiten mit den in den Projekten gewählten Lademengen.

Im Anschluss werden die prognostizierten Schwinggeschwindigkeiten mit den Messwerten

verglichen und kalibriert. Durch die Kalibrierung wird gleichzeitig die Wellenausbreitung im Bo-

den sowie der Übertragungsfaktor Freifeld-Fundament berücksichtigt. Somit werden Verände-

rungen der Frequenzen z.B. infolge eines Wechsels der Geologie berücksichtigt. Erfolgen Pro-

bemessungen am Gebäudefundament und in Deckenmitte des Obergeschosses, kann der

Überhöhungsfaktor Ü bestimmt werden. Des Weiteren können Aussagen darüber getroffen

werden, welche dominierenden Frequenzen am Immissionsort eintreffen.

Lademengen- Abstandstabelle (auf Grundlage DIN 4150-2)

𝐾𝐵𝐹𝑚𝑎𝑥∗ = 𝐾𝐵 ∗ 𝑐𝐹 ⬚

auflösen nach KB

KB*Fmax = 8 (Tag)

KB*Fmax = 0,3 (Nacht)

für Baustellensprengungen unabhängig von der Sprenganzahl

cF= 0,6 für Einzelereignisse kurzer Dauer ohne Resonanzbeteiligung (cF= 0,8 mit Resonanzbeteiligung)

𝐾𝐵 =1

2∗

𝑣𝑚𝑎𝑥

1 +𝑓0𝑓

2

auflösen nach vmax

(vmax,zul,OG)

f0= 5,6 Hz Betriebsfrequenz des Hochpasses

f= 30 Hz typische Deckenfrequenz, stellt den Höchstwert von Messungen in der Praxis dar

vmax, zul,Fundament= vmax,zul,OG / Ü

Ü = Überhöhungsfaktor ca. 3-5

- Ü=3: vmax,zul,Fundament = 6,4 (Tag)

vmax,zul,Fundament = 0,24 (Nacht)





Nahfeld (Koch):

𝑣𝑚𝑎𝑥 = 𝑘 ∗𝐿

𝑅

Fernfeld:

(Lüdeling)

𝑣𝑚𝑎𝑥 = 𝑘 ∗ 𝐿𝑏

∗ 𝑅−𝑚

Einsetzen der minimalen Entfernung des am nächsten gelegenen Gebäu-des, bei dem Menschen betroffen sind. Auflösen nach L Ergebnis= max. zul. Lademenge je Zünd-zeitstufe

I. II. III..

IV.


| 47

Anschließend wird geprüft, ob die Richtwerte der DIN 4150-2 und 4150-3 an den jeweiligen

Entfernungen der Gebäude eingehalten werden. Falls eine Unterschreitung der Richtwerte

vorliegt, ist nicht mit Belästigungen der Menschen sowie Bauwerksschäden zu rechnen. Im

Falle einer Überschreitung der Richtwerte, sollten Maßnahmen ergriffen werden. Maßnahmen

können eine Reduzierung der Lademenge, Erhöhung der Bohrlochanzahl, Veränderung der

Sprengtechnik oder ähnliches sein. Zur Vorbeugung der Richtlinienüberschreitung können

Orte für eine Erschütterungsüberwachung festgelegt und ein Informationskonzept für Anwoh-

ner in der näheren Umgebung ausgearbeitet werden. Bei der Beurteilung der Erschütterungs-

einwirkungen infolge einer Vorabprognose wird vom worst-case-Szenario ausgegangen. Es

werden Anhaltswerte nach DIN 4150-2 und DIN 4150-3 für eine Immissionsfrequenz < 10 Hz

für das Gebäudefundament ausgewählt. Im Falle des Obergeschosses wird eine Frequenz

von ungefähr 30 Hz angenommen, was in etwa der Deckeneigenfrequenz des Gebäudes ent-

spricht.

6.4 PROJEKT STEINBÜHLTUNNEL

Der Steinbühltunnel gehört zum Projektabschnitt „Albaufstieg“ der Neubaustrecke Wendlin-

gen-Ulm und umfasst zwei eingleisige Röhren. Mit einer Länge von 4.847 m liegt der Tunnel

südöstlich des Filstals. [88]

Die Geologie des Albaufstiegs ist der Abbildung 24 zu entnehmen. Neben dem Steinbühltunnel

(rechter Tunnelabschnitt) ist das Filstal sowie der Boßlertunnel (linker Tunnelabschnitt) zu er-

kennen.

Abbildung 24: Geologie beim Boßler- und Steinbühltunnel [21]

Die signifikanten Geologien, die den Steinbühltunnel umgeben, sind das Braunjura sowie

Weißjura, welches sich oberhalb des Braunjuras befindet. Die dominierenden Gesteinsarten

sind Kalksteine, eine geschichtete Folge aus mergeligen und kalkigen Gesteinen sowie be-

reichsweise Dolomite. Es ist mit Verkarstungen zu rechnen. Die Gesteine des Weißjura fallen

in die Kategorie der Sedimentgesteine.


| 48

6.4.1 Messkonzept Steinbühltunnel

Entlang der Vortriebsstrecke sind Abschnitte vorhanden, bei denen die Sprengerschütterun-

gen Auswirkungen auf bauliche Anlagen und Menschen in Gebäuden haben können. In der

Abbildung 25 sind, neben dem Tunnelverlauf, alle zu untersuchenden Immissionsorte gekenn-

zeichnet. Ausgehend vom spreng- und immissionstechnischen Gutachten Teil 2 des Spreng-

ingenieurs Dipl.-Ing. Guido Schmücker sowie des TBU Ingenieurbüros [63], werden in dieser

Ausarbeitung 11 Orte gewählt, die Entfernungen von bis zu ca. 525 m aufweisen. Bei jedem

Immissionsort wird jeweils die minimale (räumliche) Entfernung zum Steinbühltunnel unter-

sucht. Die Immissionsortbezeichnung wird aus dem Gutachten Steinbühltunnel, Teil 2 [63]

übernommen und mit der „Lehnbrücke“ als einen weiteren Immissionsort ergänzt.

Die Immissionsorte und Entfernungen werden wie folgt bestimmt:

IO 06: Wohnhaus am Ortsausgang Hohenstadt horizontal ca. 330 m

räumlich ca. 345 m

IO 07: Campingplatz Waldpark Hohenstadt horizontal ca. 280 m

räumlich ca. 297 m

IO 08: Ortsrandlage Oberdrackenstein horizontal ca. 370 m

räumlich ca. 383 m

IO 09: Steinbruch Staudenmaier (direkte Unterf.) vertikal ca. 45 m

horizontal ca. 160 m

IO 10: Wohnhaus, (Wiesensteigerstraße 80) horizontal ca. 520 m

räumlich ca. 525 m

IO 12: Kölleshof, Wohnhaus horizontal ca. 280 m

räumlich ca. 307 m

IO 13: Gehöft mit Wohnhaus; westl. der Eselhöfe horizontal ca. 290 m

räumlich ca. 181 m

IO 14: Direkte Unterfahrung Eselhöfe vertikal ca. 85 m

IO 15: Todsburger Höhle, bei km 48,90 horizontal ca. 140 m

räumlich ca. 172 m

IO 16: Todsburger Schacht, bei km 48,75 horizontal ca. 270 m

räumlich ca. 288 m

IO 19: Lehnbrücke räumlich ca. 39 m.


| 49

Die geographische Position der einzelnen Immissionsorte wird in Abbildung 25 mittels Google

Earth zusammengefasst.

Abbildung 25: Untersuchte Immissionsorte [29]

Ergänzend zu den aufgeführten Immissionsorten ist es laut der 3. SprengV § 1 Abs. 1 [11]

essentiell, besonders schutzwürdige Gebäude und Anlagen, wie Krankenhäuser und Kinder-

gärten, im Umkreis von 1.000 m zu untersuchen. Folgende Anlagen sind zu erwähnen [63]:

IO 20: Kindergarten/ Schule Ortschaft Mühlhausen ca. 930 m

IO 21: Volkshochschule oberes Filstal ca. 840 m

IO 22: Kindertagespflege Kinderstüble Mühlhausen ca. 815 m

IO 23: Sportanlage Ortschaft Wiesensteig ca. 580 m.

Aufgrund der großen Entfernungen (> 400 m) ist davon auszugehen, dass die Fühlbarkeits-

schwelle bei den schutzwürdigen Anlagen nicht erreicht wird, dennoch ist die Untersuchung

dieser schutzwürdigen Gebäude obligatorisch.

Im weiteren Verlauf der Erschütterungsauswertung des Steinbühltunnels (Kapitel 6.4) wird zu-

nächst überprüft, welche maximale Lademenge angesetzt werden darf und welche maximale

Lademenge je Zündzeitstufe gemäß des Spreng- und immissionstechnischen Gutachtens [63]

empfohlen wird. Im Weiteren wird auf Grundlage der maximal zulässigen Lademenge je Zünd-

zeitstufe eine Erschütterungsprognose erstellt. Die prognostizierten Schwinggeschwindigkei-

ten werden daraufhin mit den Messwerten des IOs 09 und IOs 10 verglichen und ausgewertet.

Anschließend erfolgt auf Grundlage der Erkenntnisse der beiden Immissionsorte IO 09 und 10

eine Beurteilung der im Messkonzept aufgelisteten Immissionsorte (vgl. Kapitel 6.4.1) gemäß

DIN 4150-2 und DIN 4150-3.


| 50

6.4.2 Erschütterungsprognose Steinbühltunnel

In diesem Kapitel wird überprüft, welche maximale Lademenge je Zündzeitstufe angesetzt

werden darf. Ausgehend von der Erschütterungsrichtlinie DIN 4150-2 [25] und der Einhaltung

des Anhaltswertes von A0= 8 bei Baustellensprengungen, wird eine maximal zulässige

Schwinggeschwindigkeit für angrenzende Gebäudefundamente ermittelt. In der Nacht muss

der Anhaltswert von A0= 0,3 eingehalten werden. Als Grundlage dient eine typische Decken(ei-

gen)Frequenz von 30 Hz, die den Höchstwert von Messungen in der Praxis darstellt. Diese

liegt nahe der Eigenfrequenz von herkömmlichen Betondecken [26]. Die zulässige Schwing-

geschwindigkeit wird gemäß Gleichung (3.7) und (3.8) ermittelt. Mittels der Konstanten cF von

0,6 (Einzelereignisse kurzer Dauer ohne Resonanzbeteiligung) und einem Überhöhungsfaktor

von 3 wird eine maximal zulässige Schwinggeschwindigkeit von 6,4 mm/s für das Fundament

berechnet. In Deckenebene beträgt die maximal zulässige Schwinggeschwindigkeit

19,2 mm/s. Nachts ist am Gebäudefundament eine Schwinggeschwindigkeit von 0,24 mm/s

und in Deckenmitte von 0,72 mm/s zulässig. Der Überhöhungsfaktor von 3 ergibt für Wohnge-

bäude mit ein bis zwei Geschosshöhen in stabiler Bauweise einen erfahrungsgemäß üblichen

Wert. Die maximal zulässige Lademenge wird ausgehend von den zulässigen Schwingge-

schwindigkeiten und dem Immissionsort in nächster Entfernung zu den Sprengungen gewählt.

Laut Lademengen-Abstandstabelle (vgl. Anhang A) und der Entfernung von 85 m des Immis-

sionsortes 14 ist am Tag eine maximale Lademenge je Zündzeitstufe von 29,54 kg zulässig.

In der Nacht ist in der Entfernung von 85 m eine Lademenge von 0,04 kg genehmigt, was in

diesem Abschnitt zu einem Nachtsprengverbot führt. Da der Tunnel eine Länge von 4.847 m

aufweist und alle Gebäude nicht in unmittelbarer Nähe zueinander liegen, kann speziell in der

Nacht je nach Vortriebslage eine unterschiedliche Lademenge angesetzt werden.

Gemäß des Spreng- und immissionstechnischen Gutachtens [63] wird eine zusätzliche Sicher-

heit von 20 % berücksichtigt, die die Schwankungsbreite der Werte abdeckt. Unter Berück-

sichtigung der Sicherheit wird in der Entfernung von 85 m die maximal zulässige Lademenge

je Zündzeitstufe auf 20,51 kg reduziert. Da im Projekt Steinbühltunnel gebirgsschonend ge-

sprengt werden soll, wird seitens Engineering Service Schmücker [63] tagsüber eine Lade-

menge je Zündzeitstufe von max. 12 kg empfohlen. In der Nacht werden in der Nähe der ein-

zelnen Ortschaften wesentlich kleinere Lademengen angesetzt. Diese variieren zwischen 0

und 4,17 kg max. Lademenge je Zündzeitstufe und gehen an der Stelle IO 14 mit einem Nacht-

sprengverbot einher (vgl. Anhang A). Die maximal anzusetzenden Lademengen wurden auf

Grundlage der DIN 4150-2 [25] und einer maximal zulässigen Schwinggeschwindigkeit von

0,24 mm/s am Gebäudefundament und 0,72 mm/s in Deckenmitte des OG hergeleitet und in

Anhang A aufgelistet.

Auf Grundlage der empfohlenen 12 kg Lademenge am Tag werden in Abbildung 26 prognos-

tizierte Schwinggeschwindigkeiten in Abhängigkeit von der Entfernung aufgezeigt. Dabei wer-

den die Schwinggeschwindigkeiten im Nahbereich mittels Koch´scher Formel (6.1) und einem

k-Wert von 120 (20 % Sicherheit) berechnet. Im Fernfeld erfolgt die Prognose mit Hilfe von

Gleichung (6.4) nach Lüdeling für Sedimentgesteine und einem k-Wert von 1.162,8 (20 % Si-

cherheit). Darüber hinaus bildet Abbildung 26 die maximal zulässigen Schwinggeschwindig-

keiten gemäß DIN 4150-2 [25] ab.


| 51

Abbildung 26: Erschütterungsprognose für 12 kg Lademenge je Zündzeitstufe

Der Wert der prognostizierten Schwinggeschwindigkeit sinkt mit zunehmender Entfernung. In

unmittelbarer Nähe der Sprengung, d.h. bei 1 m, beträgt der Amplitudenwert 416 mm/s. Mit

vergrößerter Entfernung nimmt die Schwinggeschwindigkeit rapide ab und beträgt bei 5 m

Entfernung nur noch 83 mm/s. Beim Übergang vom Nahfeld zum Fernfeld, ist die Schwingge-

schwindigkeit 4 mm/s. Anhand der maximal zulässigen Schwinggeschwindigkeiten kann ent-

nommen werden, dass Menschen in Wohngebäuden ab einer Entfernung von 70 m nicht von

den Sprengerschütterungen belästigt werden. Da vor der definierten 70 m Entfernung nur Im-

missionsorte vorhanden sind (IO 09 und IO 19) bei denen Menschen nicht direkt betroffen sind

und somit keine Beurteilung gemäß DIN 4150-2 [25] notwendig ist, ist die Anhaltung Norm

gegeben.

Die einzelnen prognostizierten Schwinggeschwindigkeiten für die Nacht werden in dieser Aus-

arbeitung nicht aufgezeigt. Für 26 verschiedene Tunnelstationen sind unterschiedliche max.

Lademengen anzusetzen. Aus diesem Grund ist eine Darstellung der Schwinggeschwindig-

keiten mit zunehmender Entfernung nicht zielführend. Darüber hinaus liegen keine Messwerte

im Nachtzeitraum vor, die zur weiteren Begutachtung verwendet werden können. Da die ma-

ximalen Lademengen auf Grundlage der DIN 4150-2 [25] hergeleitet wurden, ist eine Einhal-

tung der Anhaltswerte gewährleistet. Demnach finden im Folgenden der Prognosen- Vergleich

mit den Messwerten sowie die Beurteilung der Erschütterungseinwirkungen am Tag statt.

6.4.3 Vergleich Prognose mit gemessenen Schwinggeschwindigkeiten

Als Auftraggeber delegierte die ARGE Tunnel Albaufstieg (ATA) eine erschütterungstechni-

sche Beweissicherung an die IFB Eigenschenk GmbH, Degendorf. Anhand der durchgeführ-

ten Erschütterungsmessungen sollen die Erschütterungseinwirkungen auf Gebäude und Men-

schen in Gebäuden beurteilt und ggf. Maßnahmen gezogen werden. [61]

0

3

6

9

12

15

18

21

24

27

30

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500 550

Sc

hw

ing

ge

sch

win

dig

ke

it [

mm

/s]

Entfernung [m]

Erschütterungsprognose für 12 kg Lademenge

Koch FundamentLüdeling FundamentKoch OGLüdeling OG

IO 19 IO 06IO 14 IO 07 IO 08

IO 18 IO 16IO 15

IO 10

IO 12IO 09

IO 13

vmax,zul,Fundament

(60 m / 6,4 mm/s)

(70 m / 19,2 mm/s)

vmax,zul,OG


| 52

Aus den Aufzeichnungen können Messdaten an den Immissionsorten 09 „Steinbruch“ und 10

„Wiesensteigerstraße 80“, aus drei verschiedenen Zeiträumen entnommen werden. Insgesamt

werden Erschütterungsmessdaten für die km 51.0 bis 50.0, für den Zeitraum von Anfang Sep-

tember 2014 bis Ende Januar 2015, zusammengetragen. Der Immissionsort 09 verläuft ent-

lang km 50.8 bis 50.6. Laut Bauablaufplan (vgl. Abbildung 27) wurde der Steinbruch ab Mitte

Oktober unterfahren. Die kürzeste Entfernung der Messstelle „Wiesensteigerstraße 80“ ist bei

der Kilometrierung 50.5, welche Mitte Dezember erreicht wurde. Es ist davon auszugehen,

dass die höchsten Erschütterungen zwischen km 50.8 und km 50.6 sowie km 50.5 aufgenom-

men wurden.

Im Projekt Steinbühltunnel erfolgten nur Messungen an den beiden Immissionsorten 09 und

10. Da der Immissionsort 09 den geringsten und IO 10 den größten Abstand zur Emissions-

quelle hat, können Rückschlüsse auf die anderen Immissionsorte gezogen werden.

Abbildung 27: Auszug Bauablaufplan erweitert nach [17]

Die Messergebnisse beziehen sich auf die maximale Geschwindigkeit vi [mm/s] inklusive der

maßgebenden Frequenz f [Hz] der Immissionsorte 09 und 10. Beim Immissionsort „Stein-

bruch“ wurde im Freifeld gemessen, wohingegen das Geophon am Immissionsort „Wiesen-

steigerstraße 80“ am Gebäudefundament im Keller platziert war. Tabelle 14 stellt die maximal

gemessenen Schwinggeschwindigkeiten in Abhängigkeit von der Messrichtung in den jeweili-

gen Zeiträumen dar.

Tabelle 14: Messergebnisse IO 09 und IO 10

Immi-ssonsort

Datum Uhr-zeit

vimax. [mm/s]

Frequenz [Hz]

Messrich-tung

IO 09 19.09.2014 14:17 1,30 nicht datiert x

IO 09 05.09.2014 14:03 1,26 nicht datiert y


| 53

IO 09 05.09.2014 14:03 2,04 nicht datiert z

IO 10 21.09.2014 18:37 1,504 25 x

IO 10 06.08.2014 9:52 1,896 17,97 y

IO 10 21.09.2014 18:37 1,855 25 z

IO 09 13.10.2014 11:01 12,728 22,6 x

IO 09 13.10.2014 11:01 8,073 0 y

IO 09 13.10.2014 10:59 6,932 106,74 z

IO 10 11.12.2014 19:43 3,621 64,06 x

IO 10 11.12.2014 19:43 3,512 64,06 y

IO 10 22.12.2014 17:49 1,530 36,33 z

IO 10 23.01.2015 13:10 2,296 110,16 x

IO 10 20.01.2015 09:30 1,226 17,97 y

IO 10 20.01.2015 09:30 1,245 17,97 z

Die aufgeführte Vermutung, dass die größten Schwinggeschwindigkeiten im Oktober bzw. De-

zember zu erwarten sind, wird anhand der Messergebnisse bestätigt. Für die Beurteilung der

Erschütterungseinwirkungen gemäß DIN 4150-2 und DIN 4150-3 [25] [26] wird jeweils die ma-

ximal aufgenommene, richtungsbezogene Schwinggeschwindigkeit herangezogen (vgl. Kapi-

tel 6.4.4).

Damit die Übereinstimmung der prognostizierten Schwinggeschwindigkeiten mit den tatsäch-

lichen Erschütterungen ausgewertet werden kann, wird der räumliche Vektor der Schwingge-

schwindigkeit benötigt. Dieser wird bei den Erschütterungsmessungen vom Messgerät aufge-

zeichnet. Der räumliche Vektor wird auch Vektorsumme genannt und als „Wurzel aus der

Quadratsumme der drei Richtungskomponenten berechnet“. Tabelle 15 basiert auf den Er-

schütterungsaufzeichnungen der Immissionsorte 09 im Oktober 2014 und IO 10 im Dezember

2014 und gibt jeweils den Maximal- und Mittelwert an.

Tabelle 15: Gemessene Vektorsummen der Immissionsorte 09 und 10

Immissionsort 09- Steinbruch

vsum

Maximalwert 13,604

Mittelwert 5,852

Immissionsort 10- Wiesensteigerstraße 80

Maximalwert 4,793

Mittelwert 0,707

Auf Grundlage der Vektorsummen werden in Abbildung 28 die Messergebnisse den prognos-

tizierten Schwinggeschwindigkeiten gegenübergestellt. Ausgehend von dem maximal aufge-

nommenen, räumlichen Amplitudenwert sowie dem Mittelwert der Messergebnisse, kann der

Vergleich mit der Prognose im Freifeld bzw. am Gebäudefundament aufgestellt werden. Ein

prozentualer Fehlerindikator der Spitzenwerte von ± 20 % wird eingeplant.


| 54

Abbildung 28: Vergleich Prognose mit gemessenen Fundament-Schwinggeschwindigkeiten

Der Vergleich der Prognose mit den gemessenen Amplituden zeigt, dass die maximal gemes-

senen Schwinggeschwindigkeiten höher als die prognostizierten Werte sind. Mit ca. 4,5 mm/s

Differenz wird in beiden Fällen die maximale Schwinggeschwindigkeit unterschätzt. Die Mittel-

werte der Prognose sind vergleichbar zu den gemessenen Werten. Lediglich beim Immission-

sort 10 liegt der gemessene Wert mit 0,337 mm/s über dem prognostizierten Amplitudenwert.

Es gibt einige Erklärungen dafür, warum die maximal gemessenen Schwinggeschwindigkeiten

nicht mit einer einhergehenden Prognosebetrachtung abgedeckt werden konnten. Einige

Gründe dafür sind:

Ausreißer (infolge Messfehler, Messungenauigkeit, ...);

Witterungsbedingt (Wind; gefrorener Boden, etc. Beeinflussung der Messung);

Veränderung der Geologie (unterschiedliche Dämpfungen, Hohlräume ….);

Andere Eigenfrequenz des Gebäudes bzw. ankommende Frequenz;

Gebäudefundament „anders“: Übertragungsfaktor Freifeld - Fundament höher (≠ 1).

Zum einen kann es sich bei der Maximalwertbetrachtung um einen Ausreißer handeln. Bei der

näheren Betrachtung der gemessenen Schwinggeschwindigkeiten des IO 09 fällt auf, dass

von 33 Messungen 2 Messungen über einem Wert von 9,24 mm/s liegen, was dem Progno-

sewert entspricht. Da der maximal gemessene Wert kein Einzelfall ist und mit einer prozentu-

alen Abweichung von 32,1% der nächst kleinere Messwert dokumentiert wurde, ist beim Im-

missionsort 09 nicht von einem Ausreißer auszugehen. Darüber hinaus ist eine Schwingge-

schwindigkeit von 14 mm/s mit einer geringen Entfernung von 45 m realistisch. Unter Berück-

sichtigung des Fehlerindikators (- 20%) kann sogar von einer realitätsnahen Prognose gespro-

chen werden. Beim Immissionsort 10 ist davon auszugehen, dass es sich bei einer Schwing-

geschwindigkeit von 5 mm/s um einen Ausreißer handelt. Von 158 Messdaten ist die räumliche

Schwinggeschwindigkeit von 5 mm/s mit großer Abweichung der größte Wert. Vier gemessene

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500 550

Sc

hw

ing

ge

sch

win

dig

ke

it [

mm

/s]

Entfernung [m]


Koch

Lüdeling

Max

MW

IO 19 IO 06IO 14 IO 07 IO 08

IO 18 IO 16IO 15

IO 10

IO 12

IO 13

IO 09


| 55

Schwinggeschwindigkeiten liegen zwischen 2,5 und 2,0 mm/s und alle anderen Messwerte

sind mit < 2,0 mm/s aufgenommen worden.

Des Weiteren sind Unterschiede bei den Frequenzen zu erkennen. Beim Immissionsort IO 09

sind im Mittel Frequenzen von 76 Hz aufgetreten. Beim Immissionsort IO 10 werden im Mittel

Frequenzen von 20 Hz aufgezeichnet. Zum Erstellen der Prognose wird der schlechteste Fre-

quenzwert < 10 Hz ausgewählt. Für die Bestimmung der max. Lademenge je Zündzeitstufe

wird das worst-case-Szenario von ≤ 10 Hz am Fundament bzw. ≈ 30 Hz für die Deckenmitte

im obersten Geschoss betrachtet. Die auf der sicheren Seite anzusetzenden Frequenzen ent-

sprechen ungefähr der Eigenfrequenz des Gebäudefundamentes bzw. der Deckenebene. So-

mit wird bei der Erstellung der Prognose die im schlimmsten Fall auftretenden Frequenzen

berücksichtigt. Diese können dann mit den kleinsten Anhaltswerten beurteilt werden. Die Mes-

sergebnisse zeigen jedoch höhere Frequenzen, die wiederrum mit höheren Anhaltswerten ver-

glichen werden können.

Weitere Veränderungen der Schwinggeschwindigkeiten können durch unterschiedliche Witte-

rungsverhältnisse oder einer Veränderung der Geologie beschrieben werden. Für die Erstel-

lung der Prognose wird vereinfacht die Geologie Sedimentgestein angenommen. Schichtun-

gen, Wasserverhältnisse und ein Wechsel der Geologie werden vernachlässigt. Im nahen Um-

feld der Sprengung trifft dies auch mit sehr hoher Wahrscheinlichkeit zu. Bei größeren Entfer-

nungen, wie z.B. bei 525 m, ist davon auszugehen, dass sich die Geologie und die einzelnen

Schichtungen unterscheiden. Diese Veränderung hat einen Einfluss auf die Materialdämpfung.

Somit wird die Wellenausbreitung zu Beginn im felsigen Boden stark gedämpft. Durch einen

Wechsel der Geologie zum weicheren Boden werden Erschütterungen wieder weiter und bes-

ser transportiert. Da die größten Werte der Schwingungsmessungen im Zeitraum von Oktober

bis Dezember auftraten, wird vermutet, dass höhere Schwinggeschwindigkeiten auch infolge

eines höheren Windaufkommens resultieren.

Die Prognose in Abbildung 29 wird im Folgenden auf Grundlage des maximalen Messwertes

(IO 09) und des Mittelwertes (IO 10) angepasst. Dabei werden die Messungen als „Probe-

sprengungen“ angesehen und ein neuer k-Wert kalibriert. Für die Betrachtung des Nahfeldes

wird ausgehend vom IO 09 ein k= 177 mittels Koch´scher Formel (Gl. 7.1) konfiguriert. Für den

Fernbereich wird auf Grundlage der Gleichung (7.2) nach Lüdeling für Sedimentgesteine ein

k= 2.225 ermittelt.


| 56

Abbildung 29: Prognose infolge veränderter k-Werte

Die neue Prognose kann für die Bewertung der anderen Immissionsorte (vgl. Kapitel 6.4.1)

herangezogen werden, da die Entfernung des Immissionsortes 09 den geringsten Abstand

des Messkonzeptes repräsentiert und IO 10 den größten Abstand aufweist. Somit sind alle

Abstände der Immissionsorte 06 bis 16 abgedeckt (IO 06 bis IO 16).

6.4.4 Beurteilung der Erschütterungseinwirkungen gemäß DIN 4150-2 / -3

In dem Kapitel 6.4.4 erfolgt eine Beurteilung der Erschütterungseinwirkungen auf Menschen

in Gebäuden und baulichen Anlagen. Dabei werden zum einen die maximalen richtungsbezo-

genen Messwerte der Immissionsorte 09 und 10 mit den Anhaltswerten der DIN 4150-2 und

4150-3 verglichen und beurteilt. Zum anderen werden die Richtwerte der Norm mit den im

Kapitel 6.4.3 neu prognostizierten Schwinggeschwindigkeiten an den Immissionsorten 06, 07,

08, 12 – 23 beurteilt.

Tabelle 16 führt die Kenndaten der beiden Immissionsorte „Steinbruch“ und „Wiesensteiger-

straße 80“ auf. Der Steinbruch liegt in einem gewerblich genutzten Gebiet, bei dem nicht von

einer Beeinträchtigung der Menschen auszugehen ist. Das Wohngebäude in der Wiesenstei-

gerstraße 80 ist gemäß DIN 4150-3 [26] in Zeile 2 einzuordnen. In diesem Wohngebäude kann

eine Belästigung der Menschen infolge Erschütterungen auftreten. In Tabelle 16 wird die ma-

ximal zulässige Schwinggeschwindigkeit von 6,4 mm/s für den schlechtesten Fall von < 10 Hz

aufgelistet.

0

3

6

9

12

15

18

21

24

27

30

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500 550

Sc

hw

ing

ge

sch

win

dig

ke

it [

mm

/s]

Entfernung [m]


KochLüdelingKoch OGLüdeling OGMaxMW

IO 19 IO 06IO 14 IO 07 IO 08

IO 18 IO 16IO 15

IO 10

IO 12

IO 13

IO 09


| 57

Tabelle 16: Beurteilung der Erschütterungseinwirkungen der Immissionsorte 09 und 10

IO Bezeichnung Messort Einordnung in Zeile 4150-3

Anhaltswert nach DIN

4150-3 [mm/s]


4150-2 [mm/s]

Gemessenes max. v

[mm/s]

IO 09 Steinbruch Freifeld 1 20 – 40 (fx= 22,6 Hz)

- 12,728 (x)

IO 10 Wiesenstei-ger-straße 80

Fundament 2 15 – 20 (fz= 64,06

Hz)

6,4 3,621 (z)

Aus Tabelle 16 geht hervor, dass bei den hier betrachteten Immissionsorten die Anhaltswerte

am Tag eingehalten werden. Bei Immissionsort 10 ist bei der gemessenen Frequenz von

64,04 Hz eine maximale Schwinggeschwindigkeit von 18,9 mm/s am Tag zulässig (vgl. An-

hang A). Nach dem aktuellen Stand ist nicht mit einer Verminderung der bestimmungsgemä-

ßen Nutzbarkeit der Gebäude zu rechnen und Belästigungen der Menschen sind nicht zu er-

warten.

Unterstützend werden in Abbildung 30 alle gemessenen Schwinggeschwindigkeiten des IO 09

im Zeitraum vom 01.10.2014 bis zum 31.12.2014 mit den Anhaltswerten der DIN 4150-3 ge-

genübergestellt.

Abbildung 30: Beurteilung gemäß DIN 4150-3 [26]

Äquivalent dazu stellt Abbildung 31 die Messwerte im Zeitraum vom 01.10.2014 bis zum

31.12.2014 für den Immissionsort 10 dar.

Gemäß Tabelle 9 und der Einordnung der Anhaltswerte in Zeile 1 bzw. 2, kann eine sichere

Einhaltung der DIN 4150-3 bestätigt werden. Somit werden im gesamten Zeitraum die Anhalts-

werte der DIN eingehalten und mit Schäden an Gebäuden (IO 10) oder des Steinbruchs (IO

09) ist nicht zu rechnen.

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

55

60

0 20 40 60 80 100 120 140 160

Sch

win

gg

esch

win

dig

keit

[m

m/s

]

Frequenz [Hz]

Messwerte IO 09: 01.10.14 - 31.12.14

Peak-1

Peak- 2

Peak-3

Anhaltswerte Zeile 1


| 58


Tabelle 17 wird zur Analyse der Anhaltswerte am Tag an unterschiedlichen Immissionsorten

verwendet. Darauf basierend erfolgt eine Beurteilung der prognostizierten Schwinggeschwin-

digkeiten der Immissionsorte 06 bis 23.

Im ersten Schritt werden die Immissionsorte der Gebäudeklassifizierung gemäß Tabelle 9 zu-

geteilt. Immissionsorte, die in Wohngebäuden, Ortschaften oder Campingplätzen liegen, wer-

den der Kategorie „Zeile 2“ der Tabelle 9 zugeordnet. Der Immissionsort Lehnbrücke fällt in

die Klassifizierung eines Massivbauwerkes (Tabelle 10, Zeile 3). In der dritten Spalte der Ta-

belle 17 sind die Anhaltswerte der Schwinggeschwindigkeiten von Gebäudefundamenten des

worst-case-Szenarios für Frequenzen < 10 Hz aufgelistet. In der vierten Spalte werden die

Schwinggeschwindigkeiten im Obergeschoss der Deckenmitte aufgeführt. Hier wird davon

ausgegangen, dass die signifikanten Schwinggeschwindigkeiten in horizontaler Richtung auf-

treten, weshalb die entsprechenden Anhaltswerte gewählt werden. Spalten 5 und 6 beurteilen

die Anhaltswerte der Schwinggeschwindigkeiten nach DIN 4150-2. Die Bestimmung der zu-

lässigen Schwinggeschwindigkeiten wird detaillierter in Kapitel 6.4.2 erläutert. Die auf Basis

der DIN Normen [25] [26] gewählten Anhaltswerte werden mit den prognostizierten räumlichen

Schwinggeschwindigkeiten verglichen. Die aufgeführten Prognosewerte werden der neuen

Prognose mit den überhöhten k-Werten aus Abbildung 29 entnommen. Unterschreiten die

prognostizierten Werte die Anhaltswerte der Normen, sind die Felder der Tabelle grün hinter-

legt. Bei einer Überschreitung sind die Felder rot markiert.

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

22

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180

Sch

win

gg

esch

win

dig

keit

[m

m/s

]

Frequenz [Hz]

Messwerte IO 10: 01.10.14 - 31.12.14

Peak-1

Peak- 2

Peak-3



| 59

Tabelle 17: Beurteilung der Erschütterungseinwirkungen aller Immissionsorte

IO Bezeichnung Anhaltswert DIN 4150-3

Fund.(<10Hz) [mm/s]

Anhaltswert DIN 4150-3 OG (i=x,y)

[mm/s]

Anhaltswert DIN 4150-2

Fund. [mm/s]


4150-2 OG [mm/s]

Progn. v

Fund. [mm/s]

Progn. v

OG [mm/s]

IO 06

Wohnhaus Ho-henstadt

Tab.9 Zeile 2

5 15 6,4 19,2 1,34 4,01

IO 07

Campingplatz Hohenstadt

Tab. 9 Zeile 2

5 - 6,4 - 1,68 -

IO 08

Ortsrandlage Oberdracken-stein

Tab. 9 Zeile 2

5 15 6,4 19,2 1,14 1,43

IO 12

Wohnhaus Köl-leshof

Tab. 9 Zeile 2

5 15 6,4 19,2 1,60 4,79

IO 13

Wohnhaus Esel-höfe

Tab. 9 Zeile 2

5 15 6,4 19,2 3,57 10,70

IO 14

Ortschaft Eselhöfe

Tab. 9 Zeile 2

5 15 6,4 19,2 7,21 21,64

IO 15

Todsburger Höhle

Tab. 9 Zeile 1

20 - - - 3,86 -

IO 16

Todsburger Schacht

Tab. 9 Zeile 1

20 - - - 1,76 -

IO 19

Lehnbrücke Tab. 10 Zeile 3

40 - - - 15,72 -

IO 20

Kindergarten Mühlhausen

Tab. 9 Zeile 3

3 8 6,4 19,2 0,30 0,89

IO 21

Volkshoch-schule Filstal

Tab. 9 Zeile 3

3 8 6,4 19,2 0,35 1,04

IO 22

Kindertages-pflege Mühlhau-sen

Tab. 9 Zeile 3

3 8 6,4 19,2 0,36 1,09

IO 23

Sportanlage Wiesensteig

Tab. 9 Zeile 3

3 8 6,4 19,2 0,61 1,82

Fast alle in Tabelle 17 aufgelisteten Anhaltswerte der DIN 4150-2 und DIN 4150-3 werden

eingehalten. Lediglich die Unterfahrung der Ortschaft Eselhöfe (IO 14) erscheint grenzwertig.

Da jedoch die Dokumentation der Messdaten des Immissionsortes 09 zeigten, dass im Mittel

eine Frequenz von 76 Hz bei einer Entfernung von 45 m gemessen wurde, wird in dieser Aus-

arbeitung angenommen, dass beim IO 14 in der Entfernung von 85 m die Frequenz mindes-

tens > 10 Hz ist. Unter Berücksichtigung der Messwerte wird für die Frequenz ein Wert von

20 Hz gewählt. Für die Beurteilung des IO 14 nach DIN 4150-3 können folglich die Anhalts-

werte gemäß Zeile 2 der Tabelle 9 herangezogen werden. Mit Anhaltswerten von 5 bis

15 mm/s liegt die prognostizierte Schwinggeschwindigkeit dann im Wertebereich der Richt-

werte am Fundament. Da der Anhaltswert für das Obergeschoss gemäß DIN 4150-3 gilt und

dieser überschritten wird, wird in dieser Ausarbeitung zunächst empfohlen Probesprengungen

mit einer kleineren Lademenge anzusetzen oder sogar die Lademenge bei Sprengungen im

Bereich des IO 14 durchgehend zu reduzieren.

Um eine vertrauenswürdige Prognose im Falle des Immissionsortes 14 zu tätigen, müssen

zusätzliche Aspekte berücksichtigt werden. Die Prognose wurde ausgehend von einem maxi-

mal gemessenen Wert und einem ca. 1 km entfernten Immissionsort kalibriert. Infolgedessen

wird zunächst eine Probesprengung empfohlen. Die Probesprengung kann mit einer maxima-

len Lademenge je Zündzeitstufe von 5,7 kg erfolgen, da dies eine prognostizierte Schwingge-

schwindigkeit von 4,97 mm/s zur Folge hat (vgl. Lademengen-Abstandstabelle Anhang A).


| 60

Weitere Möglichkeiten zur Reduzierung der Schwinggeschwindigkeiten sind die Änderung der

Zündtechnik oder Vergrößerung der Bohrlochanzahl. Auf Grundlage der Probesprengung

kann die Wellenausbreitung in der Umgebung des Immissionsortes besser beurteilt und, falls

nötig, eine Veränderung der Lademenge oder Zündtechnik angesetzt werden. Des Weiteren

sollten die Umgebungsfaktoren des IO 14 detaillierter analysiert werden. In diesem Zusam-

menhang wird überprüft, ob Gebäude direkt unterfahren werden und ob die angegebene Ent-

fernung exakt genug ist. In vielen Fällen reicht eine ausführliche Aufklärung der betroffenen

Menschen mit einem einhergehenden Nachtsprengverbot aus, um trotz nicht erfüllter oder

grenzwertiger Richtwerte ein solches Vorhaben realisieren zu können.

Die Immissionsorte 15 und 16 halten zwar die Anhaltswerte der Normen ein, ungeachtet des-

sen sind begrenzte Schwinggeschwindigkeiten planfestgestellt worden. Die begrenzte Lade-

menge je Zündzeitstufe beträgt im Sommer 10 kg und im Winter 6,8 kg. Zusätzlich werden als

Vorsichtsmaßnahme der Todsburger Schacht sowie die Todsburger Höhle während der Vor-

triebssprengungen für Besucher geschlossen. [63]

6.5 PROJEKT OBERMAISELSTEIN

Die Ausbaumaßnahmen der Kreisstraße OA 9 sind in 21 Bauabschnitte gegliedert. Im Bauab-

schnitt VIII erfolgt eine Aufweitung des Lichtraumprofils des Tunnels Obermaiselstein. Der

Tunnel ist ca. 65 m lang und gehört zur Kategorie Querschnittsaufweitung infolge Sprengung.

Durch eine Verbreiterung des Querschnittes soll der Gegenverkehr ermöglicht werden. Da die

Fahrbahnbreite ca. 4,6 m, die Tunnelbreite ca. 5,7 m und die Höhe 3,8 m sind, sind Kraftfahr-

zeuge nur mit begrenzter Größe und Masse zulässig. Die Durchfahrt von hohen LKWs ist

dementsprechend nicht gestattet. [62]

Die Querschnittsaufweitung erfolgt mittels gebirgsschonenden und profilgenauen Sprengens

sowie einer Unterteilung in Kalotte (Abschlagslängen 1,0 - 1,5 m) und Strosse (Abschlagslän-

gen 2,0 - 3,0 m). Die vorhandene Gesteinsart wird in die Kategorie der Sedimentgesteine ein-

gestuft, da vorwiegend Dolomitgesteine mit einer hohen Festigkeit vorliegen. [67]

6.5.1 Messkonzept Tunnel Obermaiselstein

Insgesamt werden vier Immissionsorte in der näheren Umgebung des Tunnels untersucht [67]:

IO 01: Achweg 4, Geschäftsgebäude (Garten- und Ziermöbel) ca. 81 m

IO 02: Wohn- und Geschäftshaus Burgschrofenweg 26 ca. 67 m

IO 03: Wohnhaus Burgschrofenweg 27 ca. 55 m

IO 04: Brücke über die Schönberger Ach ca. 22 m.

Abbildung 32 stellt die Einwirkungsorte in unmittelbarer Nähe zum Tunnel Obermaiselstein

dar.


| 61

Abbildung 32: Immissionsorte Obermaiselstein [29]

Besonders schutzbedürftige Gebäude und Anlagen, die sich in einem Umkreis bis zu 1.000 m

befinden, werden im Projekt Obermaiselstein nicht berücksichtigt. Dies ist aufgrund eines ge-

birgsschonenden Sprengverfahrens nicht notwendig, da davon auszugehen ist, dass die Fühl-

barkeitsschwelle nur in einem geringen Radius von ca. 400 m liegt [24].

6.5.2 Erschütterungsprognose Tunnel Obermaiselstein

Zunächst wird überprüft, welche maximale Lademenge je Zündzeitstufe für das Projekt Ober-

maiselstein angewendet werden darf. Als Basis dient das Verfahren der Abbildung 23, welches

mit dem am nächsten gelegenen Gebäude durchgeführt wird. Aufgrund eines Nachtspreng-

verbots im Projekt entfällt die Betrachtung der Sprengerschütterungen in der Nacht. Unter Ver-

wendung der folgenden Randbedingungen (vgl. Tabelle 18) beträgt die maximal anzusetzende

Lademenge gemäß Lademengen-Abstandstabelle 6,96 kg (vgl. Anhang B).

Tabelle 18: Randbedingungen zur Ermittlung der Lademenge je Zündzeitstufe

Parameter Wert

KB*Fmax 8 (Tag) f0 5,6 Hz f 30 Hz cF 0,6 Überhöhungsfaktor Ü 4

vmax,zul,OG 19,2 mm / s vmax,zul,Fundament 4,8 mm / s

Koch´sche Formel: k 100

Formel nach Lüdeling für Sedimentgesteine:

k 969 m 1,52 b 0,59


| 62

Das Gutachten von Engineering Service Schmücker [67], ausgestellt am 04. Mai 2016, emp-

fiehlt die Durchführung der Sprengung mit einer maximal anzusetzenden Lademenge von zu-

nächst 2,5 kg für die Strosse sowie 1,67 kg für die Kalotte.

Die Prognoseerstellung erfolgt im Rahmen dieser Masterarbeit auf Grundlage dieser Empfeh-

lung. Die zu erwartenden Schwinggeschwindigkeiten am Gebäudefundament sowie im Ober-

geschoss der Deckenmitte werden in Abbildung 33 für die Strosse dargestellt. Des Weiteren

werden die maximal zulässigen Geschwindigkeiten am Gebäudefundament und im Oberge-

schoss gemäß DIN 4150-2 [25] gekennzeichnet.

Abbildung 33: Erschütterungsprognose für 2,5 kg Lademenge- Strosse

Es ist zu erkennen, dass bei Gebäuden ab einer Entfernung von 43 m die Anforderungen der

DIN 4150-2 [25] eingehalten werden.

In Ergänzung bildet Abbildung 34 die prognostizierten Schwinggeschwindigkeiten ausgehend

von der Sprengung der Kalotte und 1,67 kg Lademenge ab. Mit einer Lademenge von 1,67 kg

je Zündzeitstufe befinden sich Gebäude ab einer Entfernung von 40 m im Anforderungsbereich

der DIN 4150-2 [25].

0

5

10

15

20

25

30

35

40

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280 300

Sc

hw

ing

ge

sch

win

dig

ke

it [

mm

/s]

Entfernung [m]

Erschütterungsprognose I für 2,5 kg Lademenge - Strosse

Koch Fundament

Lüdeling Fundament

Koch OG

Lüdeling OG

IO 02

IO 03

IO 04

IO 01

vmax,zul,OG

vmax,zul,Fundament

(35 m / 19,2 mm/s)

(43 m / 4,8 mm/s)


| 63

Abbildung 34: Erschütterungsprognose für 1,67 kg Lademenge- Kalotte

Das Projekt Tunnel Obermaiselstein basiert auf einer durch Probesprengungen ausgewählten

Sprengtechnik. Aus diesem Grund fließen im weiteren Verlauf die Ergebnisse der Probespren-

gungen in die Prognoseerstellung ein.

Für die Probesprengungen, die in unmittelbarer Nähe zum Tunnel Obermaiselstein durchge-

führt wurden, ist eine maximale Lademenge je Zündzeitstufe von 1,20 kg und eine Bohrlochan-

zahl von 20 Stück festgelegt worden. Des Weiteren sind elektrische Kurzzeitzünder mit Zeit-

stufen von 1 bis 20 ausgewählt worden. Während der Probesprengung sind Erschütterungs-

messungen an den Immissionsorten 02 und 03 an den Gebäudefundamenten aufgenommen

worden [67]. Die folgende Tabelle 19 stellt die maximal gemessenen Schwinggeschwindigkei-

ten in Abhängigkeit von der Frequenz dar.

Tabelle 19: Erschütterungsmessungen infolge Probesprengungen [67]

Immissionsorte Max-Wert [mm/s] Frequenz [Hz] Entfernung [m]

IO 02, Burgschrofenweg 26 2,5 27,4 67,0

IO 03, Burgschrofenweg 27 2,5 26,0 55,0

Anhand der Messergebnisse kann mittels Koch´scher Formel (Formel (6.1)) der Parameter k

hergeleitet werden (vgl. Tabelle 20).

Tabelle 20: k-Wert infolge Probesprengungen

IO k (Koch)

IO 02 153

IO 03 126

0

5

10

15

20

25

30

35

40

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280 300

Sc

hw

ing

ge

sch

win

dig

ke

it [

mm

/s]

Entfernung [m]

Erschütterungsprognose I für 1,67 kg Lademenge- Kalotte

Koch Fundament

Lüdeling Fundament

Koch OG

Lüdeling OG

IO 02

IO 03

IO 04

IO 01

(38 m / 19,2 mm/s)

(40 m / 4,8 mm/s)

vmax,zul, OG

vmax,zul, Fundament


| 64

Ausgehend von den kalibrierten k-Werten wird erneut die maximale Lademenge je Zünd-

zeitstufe ermittelt. Dafür wird zunächst gemäß DIN 4150-3 [26] die Schwinggeschwindigkeit

vmax,zul,Fundament mit einem Überhöhungsfaktor von 4 (Deckenebene- Fundament) hergeleitet

(siehe Kapitel 6.2). Das Ergebnis wird aus der Lademengen- Abstandstabelle an der jeweiligen

Entfernung abgelesen (vgl. Anhang B). Somit resultiert am IO 02 eine maximale Lademenge

von 4,41 kg und am Immissionsort 03 von 4,38 kg. Eine maximale Lademenge je Zündzeitstufe

< 4,38 kg ist demnach zu empfehlen.

Gemäß der gutachterlichen Stellungnahme von Engineering Service Schmücker [67] wird eine

maximale Lademenge von Lmax= 4,76 kg ermittelt. Unter anderem ist diese Abweichung auf

die noch damals angenommene, fehlerhafte Entfernung des IO 02 von 55 m zurückzuführen.

In der Stellungnahme wird dennoch empfohlen, die maximale Lademenge auf 2,5 kg zu redu-

zieren. Die maximale Lademenge wird wie folgt begründet:

„Zur Beurteilung stand nur eine Sprengung mit nur zwei Erschütterungsmessergebnis-

sen zur Verfügung.

Es wurden nur Messergebnisse am Gebäudefundament und nicht im Obergeschoss

der Gebäude ermittelt, so dass der Bezug nur rechnerisch und nicht anhand von Mess-

werten (auch gemäß DIN 4150 Teil 2) hergestellt werden konnte.

Alle drei Immissionsobjekte (IO 01 – IO 03) und das Gebäude in der Passstr. 5 liegen

innerhalb des bereits deutlich von 300 m (Regelsprengbereich) auf 100 m verkürzten

Sprengbereichs. Je größer die Bohrlochladung ist, desto mehr Zusatzmaßnahmen

müssen zur Steinflugvermeidung getroffen werden, die unter anderem auch eine Ver-

größerung des Endbesatzbereichs betreffen.“

Im Zuge des profilgenauen und gebirgsschonenden Sprengverfahrens erfolgen die Auswei-

tungsarbeiten mit insgesamt 65 Sprengungen und einer Unterteilung des Gesamtquerschnit-

tes in Kalotte und Strosse. Die sprengtechnische Planung impliziert für die Kalotte ca. 78 Bohr-

löcher mit einer maximalen Lademenge von Lmax Kalotte= 1,67 kg, und für die Strosse ca. 45

Bohrlöcher mit Lmax Strosse= 2,50 kg. Des Weiteren wird ein nichtelektrisches Zündsystem mit

Zeitstufen 0 bis 90 und dem Sprengstoff „Emelux 2 Plus“ unter Verwendung einer

Sprengschnur ausgewählt. [67]

Aus diesem Grund wird zur Erstellung der Erschütterungsprognose von einer maximalen La-

demenge je Zündzeitstufe von 2,5 kg für die Strosse ausgegangen. Abbildung 35 stellt die

prognostizierten Schwinggeschwindigkeiten dar. Im Nahbereich (≤ 100 m) wird die Koch´sche

Formel, mit dem durch Probesprengungen kalibrierten Parameter k = 126 mm/s (+ 26 %), ver-

wendet. Im Fernbereich gilt Gleichung (6.4) nach Lüdeling für Sedimentgesteine und einem

kalibrierten Parameter k = 1221 mm/s (+ 26%). Es ist anzumerken, dass in der Gutachterlichen

Stellungnahme von Engineering Service Schmücker [67] ein k-Wert von 914 mm/s kalibriert

wurde. Da diese Herleitung nicht nachvollziehbar ist, wird in der weiteren Untersuchung der

kalibrierte Wert von 1221 mm/s angesetzt.


| 65

Abbildung 35: Erschütterungsprognose II für 2,5 kg Lademenge- Strosse

Bei der Betrachtung des Kurvenverlaufs ist eine kontinuierliche Abnahme der Schwingge-

schwindigkeiten zu erkennen. Bei einem Meter beträgt der Amplitudenwert am Gebäudefun-

dament 199 mm/s. Nach 100 m Entfernung fällt dieser um den Faktor 100 auf 2 mm/s. Des

Weiteren bildet die Abbildung 36 die zu untersuchenden Immissionsorte in unmittelbarer Nähe

zum Tunnel Obermaiselstein ab. Nach einer Entfernung von 22 m (IO 04) ist eine Schwingge-

schwindigkeit von 9 mm/s am Fundament verzeichnet. Im weiteren Verlauf fällt der Amplitu-

denwert bei 81 m (IO 01) auf 2,5 mm/s. Bei einer Entfernung von 374 m beträgt der Wert der

Schwinggeschwindigkeit 0,20 mm/s, d.h. er liegt unter der Spürbarkeitsgrenze des Menschen

(vgl. Tabelle 5). Im Vergleich zu den vorherigen Erschütterungsprognosen (vgl. Abbildung 33

und Abbildung 34), unterscheiden sich die Werte der Schwinggeschwindigkeiten nur minimal.

In Abbildung 35 sind auf Grundlage von DIN 4150-2 [25] ab einer Entfernung der Gebäude

von 42 m, die Anhaltswerte der Normen eingehalten. Da der Immissionsort 04 eine Massiv-

brücke beschreibt und Menschen nicht direkt betroffen sind, muss an dieser Stelle keine Be-

urteilung gemäß DIN 4150-2 [25] erfolgen.

Abbildung 36 stellt den prognostizierten Kurvenverlauf der Schwinggeschwindigkeiten der Ka-

lotte für eine Lademenge von 1,67 kg dar. Ab einer Entfernung der Gebäude von 34 m sind

die Anforderungen der DIN 4150-2 [25] eingehalten.

0

5

10

15

20

25

30

35

40

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280 300

Sc

hw

ing

ge

sch

win

dig

ke

it [

mm

/s]

Entfernung [m]

Erschütterungsprognose II für 2,5 kg Lademenge- Strosse

Koch Fundament

Lüdeling Fundament

Koch OG

Lüdeling OG

IO 02

IO 03

IO 04

IO 01

vmax, zul, OG

vmax, zul,Fundament

( 42 m / 19,2 mm/s)

(42 m / 4,8 mm/s)


| 66

Abbildung 36: Erschütterungsprognose II für 1,67 kg Lademenge- Kalotte

6.5.3 Vergleich Prognose mit gemessenen Schwinggeschwindigkeiten

Während der Sprengarbeiten sind an den Immissionsorten IO 01, IO 02 und IO 03 Erschütte-

rungsimmissionen gemessen worden. Da der Immissionsort 04 ein Massivbauwerk beschreibt,

der nur die Erfüllung von hohen Anhaltswerten gemäß DIN 4150-3 [26] einhalten muss, wur-

den an diesem IO keine Messungen durchgeführt.

Die gemessenen Schwinggeschwindigkeiten werden richtungsbezogen und unter Angabe des

Maximalwertes sowie des Mittelwertes und der zugehörigen Frequenz in Tabelle 21 aufgelis-

tet. Durch die Einstellung des Trigger Level-Aufnahmemodus wurden alle ankommenden

Schwinggeschwindigkeiten < 0,50 mm/s nicht dokumentiert. Die Schwinggeschwindigkeiten

< 0,50 mm/s am Gebäudefundament können infolgedessen nicht in die Auswertung aufge-

nommen werden. Im Bereich des Obergeschosses ist der Wert des Trigger-Levels 2,0 mm/s.

Für die weitere Betrachtung werden die in Tabelle 21 aufgeführten Schwinggeschwindigkeiten

verwendet.

0

5

10

15

20

25

30

35

40

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280 300

Sc

hw

ing

ge

sch

win

dig

ke

it [

mm

/s]

Entfernung [m]

Erschütterungsprognose für II 1,67 kg Lademenge- Kalotte

Koch Fundament

Lüdeling Fundament

Koch OG

Lüdeling OG

IO 02

IO 03

IO 04

IO 01

vmax,zul,OG

vmax,zul,Fundament

(34 m / 19,2 mm/s)

(34 m / 4,8 mm/s)


| 67

Tabelle 21: Gemessene Schwinggeschwindigkeiten [66]

IO 01: Aichweg 4 Fundament (81 m)

Kalotte vx

[mm/s] fx

[Hz] vy

[mm/s] fy

[Hz] vz

[mm/s] fz

[Hz]

Maximalwert 0,785 9,1 0,804 180,1 1,249 62,1

Mittelwert 0,595 18,7 0,361 21,5 0,434 23,2

Strosse

Maximalwert 1,486 11 0,851 8,9 0,972 29

Mittelwert 0,832 10,5 0,528 11,0 0,660 25,0

IO 02: Burgschroffenweg 26 Fundament (67 m)

Kalotte

Maximalwert 0,602 16,6 0,592 9,2 0,855 14,6

Mittelwert 0,438 19,3 0,439 20,1 0,673 20,9

Strosse

Maximalwert 1,434 16,7 1,266 10,6 2,056 15,1

Mittelwert 0,851 11,9 0,761 12,0 1,188 21,3

IO 03: Burgschrofenweg 27 Fundament (55 m)

Kalotte

Maximalwert 2,064 22,1 2,195 49,6 2,383 18,2

Mittelwert 1,064 16,5 0,897 30,0 1,303 20,4

Strosse

Maximalwert 3,565 24,7 2,999 13,8 5,435 21,2

Mittelwert 1,910 20,6 1,884 24,2 2,517 28,5

IO 03: Burgschrofenweg 27 OG (55 m)

Kalotte

Maximalwert 5,15 22,2 3,905 50,3 4,679 21,7

Mittelwert 2,613 28,9 2,570 45,2 3,181 35,6

Strosse

Maximalwert 11,330 22,3 9,073 27,6 12,241 49,3

Mittelwert 5,341 28,592 5,578 38,368 6,592 37,352

Da die Prognose in Abhängigkeit von der minimalen, räumlichen Entfernung erfolgt, muss zu-

nächst die Vektorsumme der gemessenen Schwinggeschwindigkeiten bestimmt werden. In

der Tabelle 22 werden die prognostizierten Werte den Vektorsummen gegenübergestellt.


| 68

Tabelle 22: Vergleich Prognosen mit gemessenen Vektorsummen

IO 01: Aichweg 4 Fundament (81 m)

Kalotte Strosse

vsum vprog vsum vprog

Maximalwert 1,553 2,01

1,790 2,46

Mittelwert 0,847 1,210

IO 02: Burgschroffenweg 26 Fundament (67 m)


2,563 2,97


IO 03: Burgschrofenweg 27 Fundament (55 m)


7,118 3,62


IO 03: Burgschrofenweg 27 OG (55 m)


17,905 14,49


Abbildung 37 und Abbildung 38 stellen die Prognosen den Messwerten gegenüber. Der dun-

kelblaue Kurvenverlauf bildet die prognostizierten Schwinggeschwindigkeiten am Fundament

im Nahbereich mittels Koch´scher Formel, der hellblaue Kurvenverlauf die prognostizierten

Werte für die Geschossdecke ab. Die Verläufe unterscheiden sich durch einen Überhöhungs-

faktor von 4, ausgehend vom Fundament. Die maximal gemessenen Schwinggeschwindigkei-

ten sowie der Mittelwert der Immissionsorte IO 01 bis IO 03 werden in den jeweiligen Entfer-

nungen abgebildet. Die hellorangenen Messpunkte definieren die maximal gemessenen

Schwinggeschwindigkeiten in Deckenmitte des Obergeschosses und die dunklen die im Ge-

bäudefundament. Die grünen Messpunkte beschreiben die jeweiligen Mittelwerte im Oberge-

schoss (hellgrün) und am Gebäudefundament (dunkelgrün).

Abbildung 37: Vergleich Prognose mit gemessenen Schwinggeschwindigkeiten- Kalotte

0

5

10

15

20

25

30

35

40

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Sc

hw

ing

ge

sch

win

dig

ke

it [

mm

/s]

Entfernung [m]

Erschütterungsprognose II für 1,67kg Lademenge- Kalotte

Koch Fundament

Koch OG

Max Fundament

MW Fundament

Max OG

MW OG

IO 02

IO 03

IO 04

IO 01


| 69

Abbildung 38: Vergleich der Prognose- und gemessenen Erschütterungs-Werte

Der Vergleich zeigt, dass die maximal gemessenen Schwinggeschwindigkeiten der Immissi-

onsorte 01 und 02 gering von den prognostizierten Werten abweichen. Lediglich die maximal

gemessenen Schwinggeschwindigkeiten (Fundament und OG) am Immissionsort 03 über-

schreiten den Prognosewert. Alle ermittelten Mittelwerte liegen unterhalb bzw. im Bereich der

prognostizierten Werte. Aufgrund der eingesetzten Messtechnik wird eine Messtoleranz von

+/- 20 % um die dargestellten Spitzenwerte angenommen. Unter Berücksichtigung dieses Si-

cherheitsfaktors liegt der Immissionsort 03 ebenfalls im prognostizierten Schwinggeschwindig-

keitsbereich der Strosse (Prozentuale Abweichung Maximum Fundament: 36,8 %; OG: 4,7%).

Die maximal gemessenen Schwinggeschwindigkeiten sind Extremwerte, die aus nur einer

Messung stammen und kein reproduzierbares Ergebnis darstellen. Infolgedessen wird eine

Auswertung auf Basis der Mittelwerte durchgeführt. Der Vollständigkeitshalber werden mögli-

che Ursachen für die Ausreißer am Immissionsort 03 aufgeführt.

Innerhalb des Messzeitraumes von 5 Wochen lagen unterschiedliche Witterungsver-

hältnisse vor. Diese können die Ausbreitungsbedingungen für die Erschütterungen im

Erdreich beeinflussen.

Die tatsächlich durchgeführten Sprengungen erfolgten mit einer max. Lademenge von

2,0 kg. Im Vergleich wird bei den Probesprengungen mit 1,2 kg Lademenge eine Fre-

quenz von 26 Hz gemessen. Mit einer Erhöhung der Lademenge werden höhere Fre-

quenzen sowie Schwinggeschwindigkeiten gemessen.

Veränderungen der Geologie sind nicht möglich, da die Probesprengungen und -mes-

sungen im IO 03 erfolgten.

Anhand der Messwerte konnte nachgewiesen werden, dass der Überhöhungsfaktor von 4 zu

hoch angesetzt worden ist. Für die weitere Beurteilung wird für die Überhöhung der Faktor 3

0

5

10

15

20

25

30

35

40

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Sc

hw

ing

ge

sch

win

dig

ke

it [

mm

/s]

Entfernung [m]

Erschütterungsprognose II für 2,5 kg Lademenge - Strosse

Koch FundamentKoch OGMax FundamentMW FundamentMax OGMW OG

IO 02

IO 03

IO 04IO 01


| 70

verwendet. Die Reduzierung des Überhöhungsfaktors auf den Faktor 3 hat folgende Auswir-

kungen auf die Prognose:

Erhöhung der maximal zulässigen Lademenge von zuvor 4,38 kg auf 7,79 kg (irrele-

vant, da auf 2,5 kg begrenzt)

Gemäß DIN 4150-2 max. zul. v von 4,8 mm/s auf 6,4 mm/s erhöht

Reduzierung der prognostizierten Schwinggeschwindigkeiten im Obergeschoss um

1/3.

6.5.4 Beurteilung der Erschütterungseinwirkungen gemäß DIN 4150-2/ -3

Tabelle 23 stellt die jeweiligen Messorte dar. Gemäß DIN 4150-3 [26] werden die gewählten

Anhaltswerte aufgeführt und mit den Messungen verglichen. In Bezug auf DIN 4150-2 [25]

erfolgt die Gegenüberstellung mit den max. zulässigen Schwinggeschwindigkeiten für den

schlechtesten Fall von < 10 Hz. Eine Ausnahme bildet der Immissionsort IO 04 ab. In diesem

Fall handelt es sich um ein Brückenbauwerk, bei dem der Bezug auf Menschen in Gebäuden

nicht notwendig ist. Des Weiteren entfällt die Betrachtung der Richtwerte in der Nacht, da im

Projekt Tunnel Obermaiselstein nur am Tag gesprengt wurde. Die Beurteilung der Erschütte-

rungseinwirkungen wird hier nur in Bezug auf die Strosse durchgeführt. Die von der Kalotte

ausgelösten Schwinggeschwindigkeiten werden durch diesen Vergleich aufgrund der kleine-

ren Lademenge mit abgedeckt.

Tabelle 23: Beurteilung der prognostizierten Schwinggeschwindigkeiten

IO Bezeichnung Messort Einord-

nung in

DIN 4150-3

(Zeile)

Anhaltswert

nach DIN

4150-3

[mm/s]

Anhalts-

wert nach

DIN 4150-2

[mm/s]

Gemes-

senes

max. v

[mm/s]

IO 01 Achweg 4 Fundament Tab.7

Zeile 1

20 – 40

(fx= 11,0 Hz)

6,4 1,486

(x)

IO 02 Burgschrofenweg

26

Fundament Tab.7

Zeile 2

5 – 15

(fz= 15,1 Hz)

6,4 2,056

(z)


26

OG, Mitte Tab.7

Zeile 2

20

(alle Freq.)

19,2 -


27

Fundament Tab.7

Zeile 2

5 – 15

(fz= 21,2 Hz)

6,4 5,435

(z)


27

OG, Mitte Tab.7

Zeile2

15

(alle Freq.)

19,2 12,241

(z)

IO 04 Brückenbauwerk Fundament Tab. 10

Zeile 3

40 - -

Die Auswertung der Tabelle 23 zeigt, dass die Anhaltswerte nach DIN 4150-2 [25] und 4150-

3 [26] sicher eingehalten werden (grüne Felder).

Exemplarisch werden in Abbildung 39 die Messwerte des Obergeschosses des IO 03 abge-

bildet und mit den Anhaltswerten der DIN 4150-3 verglichen. Weitere Gegenüberstellungen

sind im Anhang B vorzufinden.


| 71


Abbildung 39 bestätigt die Aussage, dass die Anhaltswerte der DIN 4150-3 [26] eingehalten

werden.

6.6 VERGLEICH STEINBÜHLTUNNEL UND TUNNEL OBERMAISELSTEIN

Die Projekte des Steinbühltunnels und Tunnels Obermaiselstein unterscheiden sich in der Art

des Sprengausbruchs. Der Vortrieb des Steinbühltunnels wird durch einen Vollausbruch mit-

tels Sprengverfahren realisiert. Beim bereits vorhandenen Tunnel Obermaiselstein erfolgt eine

durch Sprengung angesetzte Querschnittsaufweitung.

Die Prognose des Tunnels Obermaiselstein stimmt mit den gemessenen Schwinggeschwin-

digkeiten gut überein. Bei der Prognose des Steinbühltunnels sind die Abweichungen höher.

Grund dafür ist, dass die Prognose des Tunnels Obermaiselstein auf Basis von Probespren-

gungen erfolgte, anhand derer der empirische Parameter k kalibriert werden konnte. Des Wei-

teren ist das Projekt Obermaiselstein im Zuge einer Querschnittsaufweitung realisiert worden.

Dies hat zur Folge, dass mit 2,5 kg Lademenge je Zündzeitstufe ein sehr gebirgsschonendes

Sprengverfahren verwendet wurde, was vergleichsweise geringe Erschütterungen auslöst. Bei

kleineren Lademengen treten zwischen Prognose und Messung kleinere Abweichungen auf.

Ein weiterer Grund für die unterschiedlich guten Prognosen kann die Betrachtung der geomet-

rischen Dämpfung sein. Die Wellenausbreitung beim Vollausbruch erfährt im Vergleich zur

Querschnittsaufweitung eine andere geometrische Dämpfung. Da für beide Projekte die glei-

chen empirischen Datensätze angesetzt wurden, konnte eine Variation des geometrischen

Dämpfungsfaktors nicht erfolgen.

Auch die Anpassung des Parameters k, der den Übergang des Freifeldes zum Fundament

darstellt, sowie die Frequenzverteilung berücksichtigt, können Gründe für die realistische

Prognose sein. Beim Steinbühltunnel erfolgt eine Prognose mittels empirischer Werte. Dies

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

22

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Sch

win

gg

esch

win

dig

keit

[m

m/s

]

Frequenz [Hz]

Messwerte IO 03 Strosse: OG

vxvyvz

Anhaltswerte Zeile 2 für vz

Anhaltswerte Zeile 2 für vx und vy


| 72

bedeutet, dass für den Übergang vom Freifeld zum Gebäudefundament der Übertragungsfak-

tor gleich 1 gesetzt wird, da dadurch ein worst-case-Szenario berücksichtigt wird.

Auch die Veränderung der Frequenz beim Tunnel Obermaiselstein wird durch die Probespren-

gung einkalkuliert. Beim Steinbühltunnel werden in der Prognose ankommende Frequenzen

< 10 Hz angenommen, was in der Theorie einer sicheren Beurteilung entspricht. Den Mess-

werten ist jedoch zu entnehmen, dass dominierend Frequenzen > 10 Hz auftreten. Somit kön-

nen auf Grundlage der Messung, größere Anhaltswerte für die Beurteilung herangezogen wer-

den.

Ein weiterer Unterschied ist, dass beim Tunnel Obermaiselstein die nächstgelegenen bauli-

chen Anlagen im Nahbereich (< 100 m) liegen. D.h., dass die Wellenausbreitung vereinfa-

chungshalber durch Raumwellen beschrieben wird. In unmittelbarer Nähe zur Sprengung sind

große Frequenzen vorzufinden, d.h. dass im Nahbereich der Sprengung diese mit mindestens

> 10 Hz anzusetzen sind. Im Vergleich dazu werden beim Steinbühltunnel auch die Oberflä-

chenwellen näherungsweise betrachtet, da sich die meisten baulichen Anlagen im Fernfeld

befinden. Im Fernfeld ist es sehr wahrscheinlich, dass andere Geologien vorzufinden sind,

welche ebenfalls Einflüsse auf die Materialdämpfung haben.

Beide Projekte unterscheiden sich ebenfalls in der Vortriebslänge. Mit einer Vortriebslänge

von ca. 4,85 km ist der Steinbühltunnel im Vergleich zu der Obermaiselstein-Tunnellänge von

65 m viel länger. Dies hat zur Folge, dass beim Steinbühltunnel Veränderungen der Geologien,

Wasserstände, Schichtungen u.v.m. entlang der Tunnelstrecke sehr wahrscheinlich sind.

Demnach kann sich die Wellenausbreitung infolge Erschütterungen oft verändern. Auch der

Wechsel der Witterungen beeinflusst die Schwinggeschwindigkeiten. Da beim Steinbühltunnel

der Sprengvortrieb während eines längeren Zeitraumes von 19 Monaten realisiert worden ist,

sind veränderte Witterungsverhältnisse, beispielsweise gefrorener Boden oder Wind, nicht

auszuschließen. Auch diese können zu veränderten Ergebnissen führen. Diese aufgeführten

Unsicherheitsfaktoren werden bei der Prognose infolge der Vereinfachung nicht weiter berück-

sichtigt.

6.7 PROJEKT PETERSBERGTUNNEL

Das Projekt „Petersbergtunnel“ dient, neben dem Tunnel Obermaiselstein, ebenfalls als Bei-

spiel der Querschnittsaufweitung durch Sprengungen. Der Tunnel ist 368 m lang und liegt in

der Gemeinde Neef im Bereich der Moselmulde in Deutschland. Aufgrund von Tunnelbeschä-

digungen, die sich infolge Mauerwerksausbrüchen, Ablösungen und Rissen im Spritzbeton

sowie Feuchtstellen in der Auskleidung und einer defekten Entwässerung bemerkbar machen,

muss der Tunnel saniert werden. Während der Querschnittsaufweitung bleibt die Bahntrasse

mit Hilfe einer Einhausung in Betrieb. [61]

Der Petersbergtunnel besteht aus zwei Gleisen. In Tunnelmitte liegen die Überdeckungshöhen

bei ca. 95 m und die Querschnittsfläche beträgt ca. 52 m2, wobei die lichte Breite zwischen

7 m und 8,5 m variiert und eine Höhe von 6,5 m über SO vorhanden ist. Die Geologie im

umliegenden Gebiet zeichnet sich durch eine mächtige Schichtenfolge von Sand-, Schluff- und

Tonsteinen aus. Diese zählen zu der Kategorie der Sedimentgesteine. [61]


| 73

Im Folgenden wird detaillierter auf die Umgebung des Petersbergtunnels eingegangen und

durch die Kennzeichnung der wesentlichen Immissionsorte Schwinggeschwindigkeiten prog-

nostiziert. Auf dieser Grundlage werden die Erschütterungseinwirkungen auf den Menschen

in Gebäuden sowie baulichen Anlagen beurteilt. Die Überprüfung der gemessenen Schwing-

geschwindigkeiten ist nicht Gegenstand dieser Masterarbeit, da die Sprengarbeiten erst nach

Beendigung dieser Ausarbeitung geplant sind (voraussichtlich Ende Dezember 2017).

6.7.1 Messkonzept Petersbergtunnel

Im Zuge der Erschütterungsuntersuchung werden 6 Immissionsorte mit den geringsten Ent-

fernungen zum Tunnelportal vorgestellt [61]:

IO 01: Campingplatz räumlich ca. 80 m

IO 02: Petersbergkapelle vertikal ca. 95 m

IO 03: Stützmauern variabel, min. ca. 5 m

IO 04: Trockenmauern variabel, min ca. 5 m

IO 05: Ortschaft Neef räumlich ca. 300 m

IO 06: Ortschaft Eller räumlich ca. 300 m.

Die nachfolgende Abbildung 40 stellt das Nord- sowie Südportal des Petersbergtunnels inklu-

sive der untersuchten Orte dar. Der IO 1 ist am Campingplatz in der Nähe des Südportals und

weist eine Entfernung von ca. 80 m auf. Am weitesten entfernt sind die Ortschaften Neef und

Eller mit ca. 300 m. Die Lagen der Stütz- und Trockenmauern (IO 3, IO 4) können dem Lage-

plan im Anhang entnommen werden. Ein weiterer Untersuchungsort ist die Petersbergkapelle

mit einer Entfernung von ca. 95 m.

Abbildung 40: Örtliche Situation Petersbergtunnel [61]

6.7.2 Erschütterungsprognose Petersbergtunnel

Für die Ermittlung der maximal anzusetzenden Lademenge wird der nächst gelegene Immis-

sionsort bestimmt, an dem Menschen betroffen sein können. Im Falle des Projektes Peters-

bergtunnel ist dies der Immissionsort 01, an dem ebenfalls Wohngebäude vorhanden sind.


| 74

Der Campingplatz ist ca. 80 m vom Südportal entfernt. Ausgehend von dem maximal anzuset-

zenden Grenzwert von A0= 8 für Sprengungen, und den bereits definierten Gleichungen (3.7)

und (3.8) wird die Lademenge bei einer maximal zulässigen Schwinggeschwindigkeit am Fun-

dament von 6,4 mm/s und im OG der Deckenmitte von 19,2 mm/s hergeleitet. Die maximale

Lademenge je Zündzeitstufe beträgt 26,16 kg (siehe Anhang C: Lademengen-Abstandstabelle

Petersbergtunnel).

Unter Beachtung der DIN 4150-3 und der Einhaltung der Anhaltswerte, wird zur Bestimmung

der maximalen Lademenge je Zündzeitstufe zusätzlich der Immissionsort 02 „Petersbergka-

pelle“ berücksichtigt. Da die Kapelle in die Kategorie „Bauten, mit besonderer Erschütterungs-

empfindlichkeit“ fällt, ist der Anhaltswert vmax= 3 mm/s zu berücksichtigen. Bei einer maximalen

Lademenge von 8,1 kg beträgt der Wert der Schwinggeschwindigkeit 3,0 mm/s, was die Ein-

haltung der Norm garantiert. Somit muss für das Projekt Petersbergtunnel, bei Vernachlässi-

gung der Trockenmauern, die maximale Lademenge je Zündzeitstufe auf 8,1 kg reduziert wer-

den.

Für die Querschnittsaufweitung des Petersbergtunnels sind weitere Überlegungen nötig. Ein

kritischer Faktor ist, dass in unmittelbarer Nähe zu den Sprengungen Trockenmauern liegen.

Diese befinden sich in unterschiedlichen Entfernungen auf dem Hang des Petersberges und

erfordern eine Minimierung der Lademenge mit einer einhergehenden Hangsicherungsmaß-

nahme. Laut des geotechnischen Gutachtens der gbm Gesellschaft [61] befinden sich die 60

dokumentierten Trockenmauern in einem mäßigen bis schlechten Zustand, der sich durch

Ausbrüche, lose Steine und Fehlstellen bemerkbar macht. Die gbm Gesellschaft empfiehlt ei-

nen Grenz-Richtwert von 1 mm/s. Dieser Richtwert wird für erschütterungsempfindliche Bau-

werke der Tabelle nach Slavik bzw. Bonde u. Rundquist entnommen [61]. Diese Literatur emp-

fiehlt „Grenz-Richtwerte bei Schwingungen infolge Verkehrswirkungen“. Basierend auf dem

Grenz-Richtwert wählt das geotechnische Gutachten der gbm Gesellschaft eine Reduzierung

der Lademenge je Zündzeitstufe auf 300 g. Des Weiteren sollen alle Trockenmauern, die bei

den Sprengungen Schwinggeschwindigkeiten ≥ 2 mm/s erfahren können, konstruktiv gesichert

werden. Trockenmauern, bei denen Schwingungsamplituden zwischen 1 mm/s und 2 mm/s zu

erwarten sind, sollen messtechnisch überwacht werden. Laut des Gutachtens sollen Trocken-

mauern bis zu einer Entfernung von 40 m (v ≥ 1 mm/s) konstruktiv gesichert und zwischen 40

m und 60 m (v ≥ 2 mm/s) überwacht werden. [61]

Darauf aufbauend werden in Abbildung 41 Erschütterungsprognosen verglichen. Zum einen

werden mittels Koch´scher Formel (6.1) und zum anderen mit Hilfe der Formel (6.4) nach Lü-

deling Prognosen dargestellt. Wegen der Beschaffenheit der Geologie wird die Formel für Se-

dimentgesteine angewendet. Die empfohlenen Parameter nach WBI werden in Tabelle 13 auf-

geführt und im Projekt Petersbergtunnel für die Geologie der Kalksteine verwendet (vgl. Ta-

belle 13) [80]. Des Weiteren stellt Abbildung 41 die Ergebnisse des geotechnischen Gutach-

tens der gbm Gesellschaft vor. Der vollständigkeitshalber werden die fehlenden Schwingge-

schwindigkeiten im Bereich > 70 m ergänzt. Die Abbildung stellt die signifikanten Orte in der

Umgebung des Petersbergtunnels dar. Neben den Trockenmauern, die sich überwiegend zwi-

schen 5 m und 60 m Entfernung zu den Sprengstellen befinden, sind der Campingplatz, die

Petersbergkapelle sowie die Ortschaften Neef und Eller aufgeführt.


| 75

Abbildung 41: Vergleich der Erschütterungsprognosen

Zur genaueren Abgrenzung der unterschiedlichen Prognoseverläufe stellt Abbildung 42 den

Ausschnitt zwischen 0 m und 60 m Entfernung dar.

Abbildung 42: Zoom Abbildung 58 zwischen 0 und 60 m Entfernung

Der Vergleich aller vier Erschütterungsprognosen zeigt, dass sich die Kurvenverläufe lediglich

im Nahbereich (< 60 m) unterscheiden. Besonders bei den Ergebnissen der Koch´schen For-

mel ist eine Abweichung der Schwinggeschwindigkeitskurve zu erkennen. Die Kurvenverläufe

auf Grundlage von Lüdeling, WBI und dem Gutachten der gbm Gesellschaft divergieren mini-

mal. Lüdeling, WBI und gbm Gesellschaft basieren auf der in der DIN 4150-1 [24] aufgeführten

Gleichung (6.2) und unterscheiden sich nur in den empirisch angesetzten Parametern. Die

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2

4

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10

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0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280 300 320

Sc

hw

ing

ge

sch

win

dig

ke

ite

n [

mm

/s]

Entfernungen [m]

Vergleich Erschütterungsprognosen für 300 g Lademenge

Koch

Lüdeling

WBI

gbm

IO 02

IO 01

IO 03 / 04 IO 05 / 06

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

55

60

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60

Sc

hw

ing

ge

sch

win

dig

ke

ite

n [

mm

/s]

Entfernungen [m]

Vergleich Erschütterungsprognosen für 300 g Lademenge- Zoom

Koch

Lüdeling

WBI

gbm


| 76

DIN 4150-1 weist jedoch darauf hin, dass die Prognosegleichung für das Fernfeld (> 100 m)

gute Ergebnisse liefert und im Nahfeld überdimensioniert ist. Im geotechnischen Gutachten

der gbm [61] werden diese Ergebnisse allerdings für das Nahfeld (< 70 m) angesetzt. Für eine

gute Erschütterungsprognose wird daher empfohlen, für den Nahbereich (< 100 m) die Ergeb-

nisse gemäß der Koch´schen Formel (6.1) zu verwenden. Im Fernbereich erzielt die Herleitung

nach Lüdeling realistische Prognosewerte. Aus diesem Grund stellt die Abbildung 43 eine Er-

schütterungsprognose für den Petersbergtunnel ausgehend von der Koch´schen Formel und

der Herleitung nach Lüdeling dar. Des Weiteren werden mittels eines Überhöhungsfaktors von

3 die Schwinggeschwindigkeiten in der Deckenmitte des Obergeschosses prognostiziert und

die maximal zulässige Grenze gemäß DIN 4150-2 [25] aufgezeigt.

Abbildung 43: Erschütterungsprognose Petersbergtunne

Es ist zu entnehmen, dass ab einer Entfernung von 9 m von Menchen in Gebäuden nicht mit

einer Belästigung gemäß DIN 4150-2 [25] zu rechnen ist.


Bei dem Projekt Petersbergtunnel sind die signifikanten Stellen bei denen die Sprengerschüt-

terungen Einwirkungen auf Menschen in Gebäuden haben zum einen der Campingplatz und

zum anderen die Ortschaften Neef und Eller.

Unter Berücksichtigung der Erschütterungseinwirkungen auf bauliche Anlagen, ist die Peters-

bergkapelle in die Kategorie erschütterungsempfindlich einzustufen (Tabelle 7; Zeile 3 [26]),

wohingegen der Campingplatz und die Ortschaften Neef und Eller die Kategorie Wohnge-

bäude repräsentieren (Tabelle 7, Zeile 2 [26]).

Auf Grundlage dieser Einordnungen werden in der folgenden Tabelle die Anhaltswerte der DIN

Normen mit den prognostizierten Schwinggeschwindigkeiten gegenübergestellt. Die grün hin-

terlegten Felder halten die Anforderungen der Normen ein. Da im Projekt Petersbergtunnel die

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

22

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280 300 320

Sch

win

gg

esch

win

dig

keit

en

[m

m/s

]

Entfernungen [m]

Erschütterungsprognose für 300 g Lademenge

Koch

Lüdeling

Koch OG

Lüdeling OG

IO 02

IO 01IO 03 / 04

IO 05 / 06

vmax,zul,Fundament

vmax,zul,OG

(9 m / 6,4 mm/s)

(9 m / 19,2 mm/s)


| 77

Sprengplanung nur für den Tag erfolgt und Sprengungen somit in der Nacht nicht realisiert

werden, sind die Anhaltswerte für die Nacht nicht weiter zu berücksichtigen. Die ausschlagge-

benden Schwinggeschwindigkeiten sind im Obergeschoss in horizontaler Richtung zu erwar-

ten. Aus diesem Grund erfolgt an dieser Stelle der Vergleich mit dem Anhaltswert „Decken

horizontal“. Die maximal zulässigen Anhaltswerte der DIN 4150-2 wurden bereits im Kapitel

6.7.2 ausgehend von einem A0 = 8 berechnet. Da die Prognose nicht auf Grundlage von Pro-

besprengungen basiert, sind exakte Aussagen über die Wellenausbreitung im Boden mit der

dazugehörigen Frequenz nicht realistisch zu prognostizieren. Aus diesem Grund erfolgt die

Beurteilung mit einer Frequenz < 10 Hz.

Tabelle 24: Beurteilung der Erschütterungseinwirkungen infolge Erschütterungsprognosen

IO Bezeichnung Ort Einordnung

DIN 4150-3

(Zeile)

Anhaltswert

DIN 4150-3

< 10Hz

[mm/s]

Anhaltswert

nach DIN

4150-2

[mm/s]

Progn. v

[mm/s]

IO 01 Campingplatz Freifeld 2 5 6,8 0,68

IO 02 Petersberg-ka-

pelle

Fundament 3 3 - 0,58

OG 3 8 - 1,41

IO 03 Stützmauern

(5 – 60 m) Freifeld 1 20 -

10,95–

0,91

IO 04 Trockenmau-

ern (5 – 60 m) Freifeld

Gesonderte

Überlegung 2 - 10,95-0,91*

IO 05 Ortschaft Neef Fundament 2 5 6,8 0,08

OG 2 15 19,2 0,25

IO 06 Ortschaft Eller Fundament 2 5 6,8 0,08

OG 2 15 19,2 0,25

* Sicherung der Trockenmauern.

Tabelle 24 zeigt, dass alle Anhaltswerte der DIN deutlich eingehalten werden. Somit sind keine

Beschädigungen an Gebäuden sowie Belästigungen der Menschen zu erwarten. Eine kon-

struktive Sicherung der erschütterungsempfindlichen Trockenmauern muss bis mindestens

28 m erfolgen.

Unter Verwendung der Tabelle 5 und den prognostizierten Schwinggeschwindigkeiten fallen

bei den Ortschaften Neef und Eller die Empfindungsstärke der Erschütterungen in Decken-

mitte unter „spürbar“ (0,2 – 0,5 mm/s). Mit einer prognostizierten Schwinggeschwindigkeit von

0,68 mm/s in der Entfernung des Campingplatzes, ist die Empfindungsstärke in die Kategorie

„bemerkbar“ (0,5 – 1,0 mm/s) einzuordnen. Da die Beurteilungsgröße weit unter dem erlaubten

Anhaltswert liegt, sind bei den Sprengarbeiten keine weiteren Vorsichtmaßnahmen notwendig.

Eine Aufklärung des Campingplatzbesitzers ist ausreichend, um einen Überraschungseffekt

der Anlieger zu vermeiden.


| 78

6.7.4 Erschütterungsüberwachung Petersbergtunnel

Nach Analyse der im Messkonzept aufgeführten Immissionsorte (vgl. Kapitel 6.7.1) werden im

Zuge der Sprengarbeiten seitens des geotechnischen Gutachtens der gbm Gesellschaft [61]

eine zusätzliche Erschütterungsüberwachung empfohlen. Dabei werden fünf Messstellen in

unmittelbarer Umgebung des Südportals vorgeschlagen. Weitere Messstellen an den im Ka-

pitel 6.7.1 erwähnten Immissionsorten sind aufgrund der geringen Prognosewerte nicht not-

wendig. Die folgende Abbildung 44 stellt die fünf Messorte, die mittels Geophonen einzurichten

sind, dar:

Abbildung 44: Messstellen für die Erschütterungsüberwachung Petersbergtunnel [61]

Die Messstelle 1 liegt auf einer Felsböschung oder einer Trockenmauer oberhalb des Tunnels.

Die Geophone der Messstellen 2 und 3 sind in unmittelbarer Nähe der Stützmauern zu plat-

zieren. Messstelle 2 wird an der Stützmauer oberhalb des Tunnelportals und Messstelle 3 am

Fuß der Stützmauer am Wirtschaftsweg oberhalb des Portals eingerichtet. Messstelle 4 liegt

an einer Trockenmauer unterhalb des Tunnels und Messstelle 5 an einer Trockenmauer im

Abstand von 30 m vor dem Tunnel.

Da keine näheren Angaben über die exakte Position der Geophone gemacht wurden, wird in

Abbildung 45, ausgehend vom Übersichtsplan „Sicherungsmaßnahmen Trockenmauern und

Felsvorsprünge“, die minimale Entfernung der einzelnen Messstellen bestimmt. Zu sehen sind

zum einen das Südportal an der km-Stelle 54.3+79 mit der in 20 m Entfernung vorhandenen

Anschlagwand des Sprengvortriebes. Zum anderen sind die Entfernungen 10 m, 20 m und

30 m anhand der blauen Linien zu erkennen. Dabei beschreibt die Farbe Dunkelblau den 10 m

Abstand zur Abschlagwand, wohingegen der hellste Blauton die 30 m Entfernung darstellt.

Des Weiteren fassen die grünen Kreise die einzelnen Messstellen zusammen.


| 79

Abbildung 45: Positionen der Messstellen Petersbergtunnel

Auf Basis des Übersichtsplans werden näherungsweise die folgenden minimalen Entfernun-

gen bestimmt:

Messstelle 1: ca. 10 m





Die exakten minimalen Entfernungen sind bei der tatsächlichen Positionierung der einzelnen

Geophone zu bestimmen.

Abbildung 46 stellt nochmals die zu erwartenden Schwinggeschwindigkeiten bis zu einer Ent-

fernung von 40 m dar. Die fünf Messstellen sowie die prognostizierten Schwinggeschwindig-

keiten werden an den jeweiligen Entfernungen gekennzeichnet.

Die Prognose stellt dar, dass die Sicherungsempfehlung seitens gbm Gesellschaft auf der

sicheren Seite liegt. Resultierend aus den Prognosewerten mittels Koch´scher Formel reicht

die konstruktive Sicherung der Trockenmauern bis zu einer Entfernung von 28 m aus. Mit einer

Schwinggeschwindigkeit von 1,96 mm/s wird der Grenz-Richtwert von 2 mm/s an dieser Stelle

unterschritten. Die Überwachung der Trockenmauern während der Sprengungen sollte nur bis

55 m Entfernung erfolgen. Hier ist die prognostizierte Schwinggeschwindigkeit gleich dem

empfohlenen Grenz-Richtwert von 1 mm/s.


| 80

Abbildung 46: Erschütterungsprognose Freifeld nach Koch für 300 g Lademenge

6.8 ZUSAMMENFASSUNG ERSCHÜTTERUNGEN AUS SPRENGVORTRIEB

Die Ausarbeitungen im sechsten Kapitel zeigten, dass aus dem Bauverfahren „Sprengvortrieb“

große Erschütterungen resultieren. Im Nahbereich wird die Wellenausbreitung dominierend

durch Raumwellen beschrieben. Im Gegensatz dazu wird die Wellenausbreitung im Fernfeld

primär durch Oberflächenwellen definiert. Ein Bezug zu den Grundlagen der Wellenausbrei-

tung gemäß Kapitel 2 konnte ausgearbeitet werden.

Es wurde festgestellt, dass die empirischen Prognosemodelle gute Näherungen liefern, wenn

für das Nahfeld die Koch´sche Gleichung (6.1), und für das Fernfeld Gleichung (6.4) nach

Lüdeling angesetzt werden. Vor allem beim Beispiel des Tunnels Obermaiselstein, bei dem

eine Querschnittsaufweitung realisiert wurde, konnten Prognosen mit geringen Abweichungen

zu den Messwerten erzielt werden. Die Prognosen des Vollausbruches des Steinbühltunnels

konnten nur die gemessenen Mittelwerte abdecken. Auf dieser Grundlage ergab sich ein An-

satz, der unterschiedliche geometrische Dämpfungen beim Vollausbruch im Gegensatz zur

Querschnittsaufweitung zugrunde legt. Anlässlich der geringen Projektanzahl konnte für die-

sen Ansatz keine Verallgemeinerung hergeleitet werden.

Zusammenfassend kann gefolgert werden, dass Erschütterungsprognosen im Vorfeld einer

Tunnelvortriebssprengung realitätsnahe Näherungen der zu erwartenden Erschütterungen ge-

ben. Dennoch sollten Erschütterungsprognosen nicht als alleinige Bewertung der zu erwarten-

den Erschütterungen dienen. Besonders wenn in der näheren Umgebung der Sprengungen,

vor allem im Bereich < 400 m, Gebäude vorhanden sind, sollte eine vorherige Beurteilung der

Umgebungssituation erfolgen und ggf. Erschütterungsmessungen durchgeführt werden. Ge-

nerell wird bei einer Vorprognose empfohlen eine Sicherheit von ± 20% einzukalkulieren, um

die Schwankungsbreite der Erschütterungen abzudecken.

0

3

6

9

12

15

18

21

24

27

30

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55

Sc

hw

ing

ge

sch

win

dig

ke

ite

n [

mm

/s]

Entfernungen [m]

Erschütterungsprognose im für 300 g Lademenge

Prognose

Messstelle 1 Messstelle 2

Messstelle 4

Messstelle 3 Messstelle 5

5,48 mm/s

3,22 mm/s

2,74 mm/s

2,19 mm/s

1,83 mm/s


| 81

Gegebenheiten wie ein Wechsel der Geologie und Witterungen können den Wert der Ausbrei-

tungsfrequenz beeinflussen, was wiederrum den Wert der Schwinggeschwindigkeit enorm ver-

ändern kann. Des Weiteren ist eine Veränderung der Bohrlochanzahl und Lademenge wäh-

rend des Vortriebes sehr wahrscheinlich, wodurch ebenfalls ungenauere Prognosen entstehen

können.

Dennoch stellt eine Prognose im Vorfeld eine sinnvolle Näherung für die zu erwarteten Er-

schütterungen dar. Im Vorfeld kann z.B. ein Urteil darüber gefällt werden, welche maximale

Lademenge je Zündzeitstufe anzusetzen ist, damit die Anhaltswerte der DIN Normen einge-

halten werden. Steht die Lademenge fest, können die zu erwartenden Schwinggeschwindig-

keiten in Abhängigkeit von der Entfernung prognostiziert werden.

Ein wichtiger Forschungsbedarf zeigt sich in der Unterscheidung zwischen Sprengungen bei

einem Vollausbruch im Vergleich zu einer Querschnittsaufweitung. Damit für den Vollausbruch

in Zukunft bessere Prognosen erstellt werden können, ist die Dokumentation von Erschütte-

rungsmessungen in Zukunft essentiell. Auf dieser Grundlage kann die vorhandene geometri-

sche Dämpfung bei einem Vollausbruch kalibriert und realistische Folgerungen hergeleitet

werden.

| 82

7 ERSCHÜTTERUNGEN AUS RAMMARBEITEN

Rammarbeiten erfolgen häufig beim Eintreiben von Pfählen in den Baugrund. Diese werden

z.B. bei der Errichtung von Baugrubenwänden, bei der Verbreiterung oder Vertiefung von Ka-

nälen und bei der Absicherung von Erdkörpern und Gräben gegen Einsturz gerammt. Im All-

gemeinen wird zwischen zwei Arten von Rammen unterschieden. Zum einen Schlagrammge-

räte, bei denen die in den Boden einzubringenden Pfähle mit wiederholenden Schlägen eines

Schlagbären in den Baugrund getrieben werden. Zum anderen eine Vibrationsramme, bei der

das Rammgut in den Boden vibriert wird.

Da sich Anwohner besonders im innerstädtischen Bereich belästigt fühlen, sollten Erschütte-

rungen durch Rammarbeiten bei der Planung und Durchführung der Baumaßnahmen berück-

sichtigt und bei einer Überschreitung der Richtwerte Maßnahmen, wie die Wahl eines anderen

Rammgerätes, ergriffen werden. Auf größeren Baustellen werden häufig Proberammungen

und Messungen durchgeführt, um die erzeugten Erschütterungen einzuschätzen. Da diese

Vormaßnahmen mit einem erheblichen Kosten- und Zeitfaktor verbunden sind, ist es von Vor-

teil, die Erschütterungen vorher zu prognostizieren. Für die Erschütterungsprognose von

Rammarbeiten existieren unterschiedliche Berechnungsansätze, deren empirische Beiwerte

auf Feldversuchen und Erfahrungswerten basieren.

Im Verlauf dieses Kapitels wird die Wellenausbreitung im Baugrund infolge Rammarbeiten er-

klärt. Anschließend werden die verwendeten Prognoseformeln näher erläutert sowie mittels

realen Messdaten kalibriert und bewertet. Dabei werden zum einen Messdaten aus dem Frei-

feld durch Einsatz von Ramm- und Vibrationsgeräten und zum anderen am Fundament ge-

messene Werte ausgewertet.


Das Einrammen von Pfählen durch Schlagrammgeräte wird durch eine impulsartige Erregung

einer Punktquelle beschrieben. Schlagrammgeräte verursachen i.d.R. kaum Resonanz-

schwingungen, da die Schwingung abklingt, bevor der nächste Schlag erfolgt. Im Vergleich

dazu erzeugen Vibrationsrammen eine harmonische Erregung, die von einer Punktquelle aus-

geht. Folgen einer Vibrationsramme können Resonanzschwingungen bei Nachbarbauten sein

[3].

Da die Pfähle von der Oberfläche aus eingerammt werden, wird die Wellenausbreitung im

Baugrund hauptsächlich durch Oberflächenwellen beschrieben. Die stärksten Schwingungen

werden am Pfahlfuß erzeugt, wodurch sich eine Abhängigkeit zur Rammtiefe ergibt. In unmit-

telbarer Nähe zur Rammstelle aktivieren geringe Rammtiefen die größten Schwinggeschwin-

digkeitswerte. Mit zunehmender Entfernung werden diese aufgrund der geometrischen sowie

materiellen Dämpfung minimiert. Je tiefer der Pfahl, desto mehr wird im Vollraum erregt. Aus

7 Erschütterungen aus Rammarbeiten

| 83

diesem Grund sind die Schwinggeschwindigkeiten in unmittelbarer Nähe geringer als bei

kleineren Rammtiefen. Mit zunehmender Entfernung wird die Oberflächenwelle bei größeren

Rammtiefen durch das spätere Eintreffen der Kompressionswelle und anschließend der

Scherwelle an der Oberfläche verstärkt. Abbildung 47 stellt die Wellenausbreitung infolge

Rammarbeiten dar.

Abbildung 47: Wellenausbreitung infolge Rammarbeiten erweitert nach [10]

7.2 PROGNOSEMODELLE FÜR RAMMERSCHÜTTERUNGEN IM FREIFELD

Zunächst werden Schwinggeschwindigkeiten im Freifeld betrachtet. Es wird ein Ausbreitungs-

vorgang beschrieben, der nicht von Gebäuden oder anderen Bauwerken gestört und beein-

flusst wird [24].

Speziell für Rammerschütterungen wird Gleichung (7.1) zur Ermittlung von Schwinggeschwin-

digkeiten aufgeführt [24].

𝜈 = 𝜈1 (

𝑅

𝑅1

)−𝑛

𝑒−𝛼(𝑅−𝑅1) (7.1)

mit:

𝜈: Amplitude der Schwinggeschwindigkeit, in mm/s;

𝜈1: Amplitude der Schwinggeschwindigkeit, in mm/s in der Entfernung R1;

R: horizontale Entfernung von Quelle, in m;

n: Exponent, gemäß Tabelle 5;

α: Abklingkoeffizient, in m-1; α≈2πD/𝜆 oder auch α=ρπf.


| 84

Gleichung (7.1) basiert auf der DIN 4150-1 [24] und wird im Kapitel 4.1 näher erläutert. Die

Gleichung (7.1) erstellt eine Prognose für das Fernfeld und beruht auf der Herleitung einer

harmonischen Schwingung im elastisch homogenen Halbraum. In der Realität besteht der

Baugrund aus mehreren Bodenschichten und ist somit inhomogen. Wie in Kapitel 2 beschrie-

ben, kommt es an Schichtgrenzen zu Wellenreflexionen und –refraktionen, was wiederum zu

einer Amplitudenvergrößerung führen kann. Erfahrungsgemäß führen geringe Schichtungen

im Boden, d.h. ähnliche Steifigkeiten des Bodens, zu geringen Amplitudenvergrößerungen.

Aus diesem Grund werden die Reflexions- und Refraktionsbetrachtung näherungsweise ver-

nachlässigt [89]. Des Weiteren wird die geometrische Dämpfung mit der materiellen Dämpfung

verknüpft. Für eine Prognose nach DIN 4150-1 [24] wird ein Richtwert 𝜈1 benötigt, welcher sich

mittels Proberammungen bestimmen lässt.

Für den Abklingkoeffizienten α gibt es in der Literatur bereits zahlreiche empirisch ermittelte

Kennwerte. Auf Grundlage von [59] werden in Tabelle 25 Werte für den Abklingkoeffizienten

α in Abhängigkeit von der Geologie gegeben.

Tabelle 25: Empirisch ermittelte Abklingkoeffizienten [59]

Soil type Attenuation coefficient α (m-1)

Moist clay 0.025 - 0.25

Clayey soil 0.025 - 0.25

Silty clay 0.019 - 0.43

Wet clay 0.31 - 0.5

Loess at natural moisture 0.04 - 0.13

Dry sand 0.007 - 0.070

Dense sand & gravel 0.015 - 0.045

Gravel + sand & silt 0.023 - 0.053

Fine grained sand, water saturated 0.09 - 0,30

Fine grained sand, water saturated & frozen 0.05 - 0,17

Unter Verwendung der empirischen Empfehlungen gemäß [59] für den Abklingkoeffizienten α

lassen sich Aussagen über den Wertebereich der materiellen Dämpfung infolge Gleichung

(7.1) treffen. Mittels Verrechnung von α im Wertebereich 0,007 (kleinster Wert) bis 0,5 (größter

Wert) wird eine materielle Dämpfung < 1,0 erhalten. Wird der Term der materiellen Dämpfung

durch den Wert 1 beschrieben, kann demnach eine auf der sicheren Seite liegende materielle

Dämpfung beschrieben werden.

Für den Fall, dass kein Richtwert für die Amplitude der Schwinggeschwindigkeit in der Entfer-

nung R1 vorliegt, wird die eingeleitete Erschütterungsenergie E (kNm) als Bezugswert verwen-

det. Nach M. Achmus und J. Kaiser [2] wird Formel (7.2) definiert.

𝑣(𝑟) = 𝑘 √𝐸 𝑟−𝑛𝑒−𝛼𝑅𝑟 (7.2)

Der Faktor k beschreibt einen empirischen Wert, der abhängig von Systembedingungen, wie

der Bodenart, dem Gerätetyp und dem Rammgut, ist. Dieser kann entweder durch Erfahrungs-

werte bestimmt oder durch Proberammungen beim Baubetrieb ermittelt werden. Konkrete em-

pirische Werte für den Parameter k sind nach Achmus in der Literatur nicht angegeben. Der

Parameter E definiert eine eingeleitete Erschütterungsenergie, die z.B. infolge eines Schlag-

rammgerätes auftritt. Die Gegenüberstellung der Gleichungen (7.1) und (7.2) zeigt, dass der

Richtwert 𝜈1 (Gl. 7.1) durch den Term k√𝐸 ersetzt wurde. Des Weiteren wird in Gleichung (7.2)


| 85

durch den Term r-n die geometrische Dämpfung und mit 𝑒−𝛼𝑅𝑟 die materielle Dämpfung der

Oberflächenwelle zusammengefasst.

Ein weiteres Prognosemodell wurde im Jahr 1973 von Attewell und Farmer [4] definiert. Für

die Ermittlung der Bodenschwinggeschwindigkeiten wurde Prognosegleichung (7.3) verwen-

det.

ν = 𝐾

√𝐸𝛼

𝑟𝛽 (7.3)

Wie bei Gleichung (7.2) ersetzt der Term k√𝐸 den Richtwert 𝜈1 der Gleichung (7.1). Gemäß

Attewell und Farmer [4] wird die materielle Dämpfung durch den Exponenten α und die geo-

metrische Dämpfung mit rβ beschrieben. Für eine Prognose auf der sicheren Seite setzten

Attewell und Farmer α = β = 1,0. Nach [32] und [33] wird für die Dämpfungsexponenten eben-

falls α = β = 1,0 empfohlen.

Auf Grundlage der Formel (7.3) sind in der Literatur [2] [4] [32] [33] [45] empirische Daten

vorhanden, die für k, α und β aus Praxisversuchen ermittelt wurden (Nr. 3a – 3f). Die kalibrier-

ten k-Werte werden in der folgenden Tabelle 26 in Zusammenhang mit den Klassifizierungen

aufgelistet.

Tabelle 26: Aus Praxisversuchen kalibrierter k-Wert Quelle

Nr. Quelle k-Wert [mm/s] Art

3a Attewell & Farmer

[4]

K= 47,7

α = β = 1,0

Schlagrammung (Abschätzung auf der sicheren

Seite liegend)

3b Funk & Gerasch

[33]

K= 15

α = β = 1,0

Für Schlag- und Vibrationsrammung bei Beton-

pfählen

K= 22

α = β = 1,0 Für Spundbohlen und Stahlträger

3c Eurocode 3 [32] K= 23,7

α = β = 1,0 Vibrationsrammung

Schlagrammung:

K= 15,8

α = β = 1,0 - bei weichem bzw. lockerem Untergrund

K= 23,8

α = β = 1,0

- bei steifen kohäsiven Böden, mitteldicht gela-

gerten körnigen Böden, dichter Auffüllung

K= 31,6

α = β = 1,0 - bei sehr steifem bzw. dichtem Untergrund

3d Whyley & Sarsby [2] 7,9 ≤ K ≥ 47,7

α = β = 1,0

gleicher Ansatz wie bei Eurocode 3, jedoch nach

Steifigkeit (bindige Böden)

3e Heckmann [2] K≤ 47,4

α = β = 1,0

oberer Grenzwert für Schlagrammung; abhängig

von Pfahlimpedanz

3f Ko et. Al. [45] K= 20,6

α = β = 1,0 für Betonpfahlrammung mit Dieselhammer

Werden die empirisch ermittelten Werte für den Parameter k betrachtet, variieren die Werte

für Formel (7.3) zwischen 7,9 und 47,7. Die Variation hängt von Gegebenheiten wie dem

Rammgerät, dem Baugrund und dem Rammgut ab. Bei einem sehr steifen bzw. dichten Boden


| 86

wird ein größerer Wert angenommen als bei einem locker gelagerten Baugrund. Auch die Wahl

der Pfähle hat einen Einfluss. Bei Betonpfählen kann im Vergleich zu Stahlträgern ein kleinerer

Wert gewählt werden.

Für die Prognoseerstellung von Rammarbeiten wird Achmus [2] zufolge vielfach folgende „ver-

einfachte Gleichung für die Auswertung von Messungen oder Erschütterungsprognosen ver-

wendet“ (Gl. 7.4).

𝑣 = 𝐾

√𝐸

𝑟𝑛∗ (7.4)

Anstatt des Richtwerts 𝜈1 der Gleichung 7.1 wird als Bezugswert die eingeleitete Energie mit

dem empirischen Beiwert k angesetzt. Anstatt der Verwendung von zwei Termen für die Be-

schreibung der Dämpfungen, wird mit n* die gemeinsame Wirkung von geometrischer und

materieller Dämpfung zusammengefasst. Nach Achmus [2] wird der Kennwert n* gleich 1 ge-

setzt.

Im Jahr 2000 legten Hiller und Crabb [43] zwei weitere, etwas abgeänderte Prognosegleichun-

gen fest. Zum einen definierten sie Gleichung (7.5):

𝜈 = 𝑘𝑠𝑟

√𝐸

𝑟𝐹1,3 (7.5)

für Schlagrammung.

Dabei ist:

ksr 31,6 mm/s für weiche bzw. lockere Böden;

47,4 mm/s für feste bindige bzw. mitteldichte Böden;

158 mm/s bei Rammung auf Widerstand oder im Fels;

rF minimale Entfernung Pfahlfuß bis Messstelle, in m.

Die Gleichung (7.5) entspricht der Gleichung (7.4) mit einem geometrischen Dämpfungs-Kenn-

wert n*= 1,3. Im Gegensatz zu den Gleichungen (7.1) bis (7.4), bei denen die radiale Entfer-

nung an der Oberfläche essentiell ist, empfehlen Hiller und Crabb [43] die Berücksichtigung

der Rammtiefe mittels minimaler räumlicher Entfernung.

Für Vibrationsrammung wird Gleichung (7.6):

𝜈 =

𝑘𝑣

𝑟𝛽 (7.6)

gemäß Hiller und Crabb [43] mit folgenden Parametern angesetzt:

kv 60 für 50% Überschreitungswahrscheinlichkeit;

266 für 5 % Überschreitungswahrscheinlichkeit;

β 1,4 für Normalbetrieb des Vibrators;

1,2 für (transiente) Durchlaufen tieferer Frequenzen beim Anfahren des Gerätes.

Es fällt auf, dass in Gleichung (7.6) kein Energieanteil √𝐸 mehr enthalten ist.

Die DIN 4150-1 [24] definiert für den Baubetrieb „Fallende Massen“ Gleichung (7.7).


| 87


𝐸

𝐸0)

0,5

(𝑅

𝑅0)

−𝑚

(7.7)

Dabei ist:


E die Fallenergie, in kJ;

E0 (Bezugsgröße), 1 kJ;

R Entfernung zur Emissionsstelle, in m;


k ein Beiwert, in mm/s, empirisch ermittelt;

m empirisch ermittelte Kennzahlen, (mit m: geometrischer Dämpfungsexponent).

Der Vergleich von Gleichung (7.7) mit den Gleichungen (7.1) bis (7.6) zeigt, dass in Gleichung

(7.7) zwar die geometrische Dämpfung mit dem Term (𝑅

𝑅0)

−𝑚enthalten ist, die Materialdämp-

fung jedoch vernachlässigt wurde.

In der DIN 4150-1 [24] werden in Bezug auf den Baubetrieb Rammarbeiten keine Angaben für

eine Prognosegleichung gemacht. Im Anhang der DIN 4150-1 [24] wird lediglich ein Beispiel

von Messungen infolge Rammarbeiten aufgeführt. Die weitere Auswertung in diesem Beispiel

erfolgt auf Grundlage der Gleichung (7.1). Demnach wird in dieser Ausarbeitung vermutet,

dass Gleichung (7.7) nicht für den Baubetrieb Rammarbeiten angesetzt werden kann. Darüber

hinaus wird in Gleichung (7.7) kein Materialdämpfungsterm aufgeführt, was ebenfalls nicht auf

eine Verwendung der Gleichung (7.7) infolge Rammarbeiten schließen lässt.

Zusammenfassend lässt sich sagen, dass die aufgeführten Prognosemodelle (7.1) bis (7.6)

die gemeinsame Wirkung von geometrischer und materieller Dämpfung im Baugrund berück-

sichtigen. Ausgehend von den Grundlagen der Bodendynamik (Ein-Massen-Schwinger, Kapi-

tel 2) wird in den Formeln nach DIN 4150-1 [24] (7.1) und Achmus [2] (7.2) die geometrische

Dämpfung mit dem Faktor r-n beschrieben und die materielle Dämpfung mit e-αr. Die Gleichung

(7.3) impliziert die geometrische Dämpfung mit dem Ausdruck r-β und die materielle Dämpfung

wird durch den Abklingkoeffizienten α zusammengefasst. Mittels der Gleichungen (7.4) bis

(7.6) wird die gemeinsame Wirkung von geometrischer und materieller Dämpfung mit der

Kennzahl n* ausgedrückt.

Mit Ausnahme von Hiller und Crabb [43] (Formel (7.5)) wird in der Literatur [4] [32] [45] emp-

fohlen, für die Entfernung R (oder r), den horizontalen Abstand von der Erschütterungsquelle

zum Empfänger anzuwenden. D.h., dass die Tiefe des eingerammten Pfahls nicht betrachtet

wird und somit der radiale Abstand von der Oberfläche der Erschütterungsquelle in die Be-

rechnung eingeht.

Die verwendeten Prognoseformeln (Gl. 7.1 bis 7.6) und empirischen Beiwerte (Tabelle 26)

basieren, mit Ausnahme von Funk und Gerasch [33], auf einer Näherung der Schwingge-

schwindigkeit im Fernfeld. Im Fernfeld können approximativ die Rayleigh-Wellen betrachtet

werden, da die geometrische Dämpfung der Oberflächenwelle durch die oberflächennahe Aus-

breitung geringer ist als die Dämpfung der Raumwellen. Im Nahfeld ist eine Näherung der


| 88

Erschütterungen schwieriger zu erfassen, da in diesem Bereich alle drei Wellenformen zusam-

men wirken. D.h. die Schwinggeschwindigkeit ist eine Kombination aus der Kompressions-,

Scher- und Rayleighwelle.

Die Gleichungen (7.2) bis (7.5) beinhalten die eingeleitete Erschütterungsenergie des Bauge-

rätes, da Erschütterungen aus Rammarbeiten in Abhängigkeit vom statischen Moment und

der gesamten schwingenden Masse, dem Rammgut, bestimmt werden. Die kinetische Energie

infolge Schlagrammen entspricht gemäß Herstellerangaben der Rammenergie pro Ramm-

schlag. Bei einfachen Freifallhämmern wird die Rammenergie mit Formel (7.8) ermittelt.

𝐸 =

𝑚𝑔ℎ

1000 (7.8)

Dabei ist:

m Masse der frei fallenden Ramme in kg

g Gravitationskraft in m/s2

h Fallhöhe in m.

Beim Vibrationsrammen entspricht die kinetische Energie gemäß Herstellerangaben der Ener-

gie pro Umdrehung. Hier wird der Quotient der Leistung W mit der Betriebsfrequenz f gebildet

(E=W/f) [3].

7.3 PROJEKTBESCHREIBUNG

Zur Beurteilung von Rammarbeiten werden Messdaten aus „Vergleichenden Untersuchungen

über Geräusche und Erschütterungen beim Einsatz schwerer Ramm- und Rüttelgeräte“ her-

angezogen [70]. Dabei handelt es sich um Versuchsdurchführungen, die für den Arbeits- und

Sozialminister des Landes Nordrhein-Westfalen durch die Firma Ph. Holzmann AG im Jahr

1966 vollzogen wurden. Das Untersuchungsprojekt beinhaltet die Orte Neu Isenburg, Köln-

Eigelstein und Frankfurt am Main/ Ratsweg, an denen vergleichende Untersuchungen über

die Geräusche, Boden- sowie Gebäudeerschütterungen mit ausgewählten Ramm- und Vibra-

tionsgeräten in unterschiedlichen Bodenverhältnissen gemacht wurden. [70]

Das Projekt inkludiert eine Variation der Rammgüter. Es wurden folgende Profile eingesetzt:

IPB 300

I 400

Larssen III neu

Larssen UP 104

De Wendel Prof. 6

Die verwendeten Geräte werden in der folgenden Tabelle 27 gelistet.


| 89

Tabelle 27: Übersicht über die verwendeten Geräte [69]

Gerät Art Energie

[kNm]

Schlagzahl

Menck MSB 270 Schnellschlagbär 13,82 130 [1/min]

Demag VR 40 Schnellschlagbär 14,41 125 [1/min]

Menck MRB 270 Halbautomatischer Rammbär 36,76 50 [1/min]

Delmag D22 Dieselbär 53,92 42-60 [1/min]

Delmag D12 Dieselbär 30,59 42-60 [1/min]

Cordes Hydraulik Rammbär 9,81 0-110 [1/min]

Menck MVB 44-30 Vibrationsgerät 1,48 50 [1/sek]

Müller MS 26 D Vibrationsgerät 4,32 25 [1/sek]

7.3.1 Beschreibung der Ramm- und Vibrationsgeräte

Schnellschlagbär

Bei den Schnellschlagbären wird das Rammgut mit wiederholenden Schlägen in den Boden

gerammt. Die dafür notwendige Schlagenergie wird durch die herabfallende Masse des

Schlagbären und die damit verbundene Beschleunigung erzeugt. Das Fallgewicht wird durch

die Kraft des Schnellschlagbären angehoben und im Anschluss auf das Rammgut fallen ge-

lassen. Speziell bei Schnellschlagbären erfolgt eine zweiseitige Beaufschlagung des Schlag-

bären mit dem Energieträger. Durch diese Vorgehensweise wird die hohe Schlagzahl erhalten.

[69]

Halbautomatischer Rammbär

Der halbautomatische Rammbär wird auch als Dampfbär bezeichnet [4]. Ein Zylinder dient als

Schlagkörper, wohingegen der Kolben und die Kolbenstange starr sind. Der Rammbär ist halb-

automatisch, da der steigende Zylinder den Steuerkolben umsteuert, sodass der Dampf, der

zuvor den Zylinder gehoben hat, entspannt und entweicht. Daraufhin fällt der Zylinder und der

Bedienungsmann muss den Steuerkolben betätigen, um den Dampf in den Kolbenraum zu

befördern, sodass der Vorgang erneut beginnen kann. [69]

Dieselbär

Das Hauptmerkmal des Dieselbärs ist die Explosion eines Kraftstoff-Luft-Gemisches, wodurch

der Kolben nach oben befördert wird. Die Explosion entsteht durch den Fall des Kolbens auf

die Schlagplatte. Beim Fall wird das Dieselöl eingespritzt, wohingegen es beim Aufschlag di-

rekt explodiert. [18]


| 90

Hydraulik Rammbär

Ein Hydraulik Rammbär wird ölhydraulisch angetrieben. Der Hohlzylinder wird durch einen

Ölstrom angehoben und anschließend nach unten beschleunigt. Dabei wird der Rammbär mit-

tels Zangen am Rammgut festgehalten und kurz vor dem Aufschlag gelöst. [69]

Vibrationsgeräte

Vibrationsgeräte rütteln das Rammgut mit Hilfe von vertikalen Schwingungen, die durch einen

Vibrator erzeugt werden, in den Boden ein [7]. Die Geräte bestehen aus der Erregerzelle mit

den Antriebsmotoren, einer hydraulischen Spannzange und der Schwingungsdämpfung. Die

hydraulischen Antriebe können je nach Bodenbeschaffenheit angepasst werden. [69]

Ältere Modelle von Vibrationsgeräten zeichnen sich dadurch aus, dass sie den gesamten Fre-

quenzbereich von 0 bis 40 Hz durchlaufen und bei ca. 25 Hz starke Resonanzschwingungen

mit hohen Schwinggeschwindigkeiten hervorrufen. Heutzutage schalten sich die neueren Vib-

rationsgeräte erst nach Erreichen der Arbeitsfrequenz ein und vermeiden somit die maximalen

Erschütterungen. In der Regel sind hohe Arbeitsfrequenzen (f > 35 Hz) günstiger als tiefe.

Grund dafür ist, dass der Resonanzbereich von Geschossdecken in Gebäuden im Allgemei-

nen nicht erreicht wird und dadurch die Schwingamplituden geringere Werte aufweisen [72].

7.3.2 Messdaten Neu Isenburg und Köln-Eigelstein

Bei dem Projekt in Neu- Isenburg sind Erschütterungen im Freifeld gemessen worden, die

beim Einsatz schwerer Ramm- und Rüttelgeräte und bei der Benutzung verschiedener Ramm-

güter auftreten (vgl. S.90-91). Das untersuchte Feld besitzt eine Fläche von 4000 m2 und ist

von Lagerhallen und einem Waldgelände umgeben [70].

Der Baugrund besteht aus einem sehr dicht gelagerten, teilweise steinigen Kiessand. Zur wei-

teren Auswertung werden folgende Bodenparameter (vgl. Tabelle 28) angenommen:

Tabelle 28: Bodenparameter Neu Isenburg

Bodenparameter Wert

Feinkornanteil cU

Innerer Reibungswinkel 𝜑´

Lagerungsdichte

Korngröße

Dichte 𝜌

Wichte γ

Poissonszahl ν

Schubmodul G

Abklingkoeffizient α

<6

45°-50°

D > 0,8

0-32 mm

1,90 t/m3

22 kN/m3

0,30

300 MN/m2

0,045 m-1

Im Folgenden werden die Messdaten des Projektes Neu Isenburg dargestellt. Die Daten wer-

den zwischen 3 und 26 Metern Entfernung zur Erschütterungsquelle, im Abstand von einem

Meter, gemessen. Die y-Achse beschreibt die Schwinggeschwindigkeit in mm/s und die x-

Achse gibt die Entfernung zur Erschütterungsquelle an. Alle Abbildungen beinhalten Verläufe

unterschiedlicher Tiefen [70].


| 91

Abbildung 48: Messdaten Schnellschlagbär SB 270

Abbildung 49: Messdaten Schnellschlagbär VR 40

Abbildung 50: Messdaten halbautomatischer Ramm-bär MRB 270

Abbildung 51: Messdaten Dieselbär D22

Abbildung 52: Messdaten Cordes-Hydraulik Rammbär

Abbildung 53: Messdaten Vibrationsgerät MVB 44-30

0

10

20

30

40

50

0 4 8 12 16 20 24 28

Sch

win

gg

esch

win

dig

keit

[mm

/s]

Entfernung [m]

Messdaten Menck MSB 270

3 m

8 m

13 m

0

10

20

30

40

50

0 4 8 12 16 20 24 28

Sch

win

gg

esch

win

dig

keit

[m

m/s

]

Entfernung [m]

Messdaten Demag VR 40

3m8 m13 m

0

10

20

30

40

50

0 4 8 12 16 20 24 28

Sch

win

gg

esch

win

dig

keit

[m

m/s

]

Entfernung [m]

Messdaten Menck MRB 270

3m

8 m

13 m

0

10

20

30

40

50

0 4 8 12 16 20 24 28

Sch

win

gg

esch

win

dig

keit

[m

m/s

]

Entfernung [m]

Messdaten Delmag D 22

3m8 m

13 m

0

10

20

30

40

50

0 4 8 12 16 20 24 28

Sch

win

gg

esch

win

dig

keit

[m

m/s

]

Entfernung [m]

Messdaten Cordes

3m8 m13 m

0

10

20

30

40

50

0 4 8 12 16 20 24 28

Sch

win

gg

esch

win

dig

keit

[m

m/s

]

Entfernung [m]l

Messdaten Menck MVB 44-30

3m8 m13 m


| 92

Der Vergleich der Messdaten zeigt, dass es je nach Rammtiefe Unterschiede in den

Schwinggeschwindigkeiten gibt. Mit Ausnahme des Cordes Hydraulikbären sind die Werte der

Schwinggeschwindigkeiten zu Beginn der Messung (3 m Entfernung) bei 3 m Rammtiefe am

größten. Bis zu einer Entfernung von ca. 8 m fällt der Schwinggeschwindigkeitsverlauf rapide

ab und verläuft im Weiteren mit einer weniger starken Neigung. Ähnliche Verläufe mit zu

Beginn niedrigeren Schwinggeschwindigkeitswerten sind bei den Rammtiefen 8 m und 13 m

zu erkennen. Zwischen 4 m und 16 m schneiden die Schwinggeschwindigkeitskurven den

Kurvenverlauf der 3 m tiefen Rammung und weisen im Weiteren im Vergleich zur 3 m tiefen

Erschütterungskurve größere Schwinggeschwindigkeitswerte auf. Beim Menck MSB 270,

Demag VR 40. Menck MRB 270 und Delmag D 22 und einer Rammtiefe von 13 m sind mit

größerer Entfernung (ab ca. 6 m) die im Vergleich zu den anderen Rammtiefen größten

Schwinggeschwindigkeiten abzulesen.

Der Baugrund des Versuchsortes Köln-Eigelstein besteht aus einem mitteldichten Kiessand.

In der Umgebung des Versuchsortes steht Bebauung an und, wie in Neu Isenburg, wurde im

Freifeld gemessen. Aus der folgenden Tabelle 29 können die angenommenen Bodenparame-

ter entnommen werden:

Tabelle 29: Bodenparameter Köln-Eigelstein

Bodenparameter Wert

Feinkornanteil cU

Innerer Reibungswinkel 𝜑´

Lagerungsdichte

Korngröße

Dichte 𝜌

Poissonszahl ν

Schubmodul G

Abklingkoeffizient α

<6

35°-40°

0,3 ≤ D ≤ 0,5

0-32 mm

1,90 t/m3

0,30

200 MN/m2

0,030 m-1

Die folgenden Abbildungen stellen die gemessenen Schwinggeschwindigkeiten im Freifeld

über die Entfernung dar [70].

Abbildung 54: Messdaten Vibrationsgerät MS 26D

0

10

20

30

40

50

0 4 8 12 16 20 24 28

Sch

win

gg

esch

win

dig

keit

[m

m/s

]

Entfernung [m]

Messdaten Müller MS 26D

3m

8 m


| 93

Die Messwerte des Versuchsortes Köln-Eigelstein zeichnen sich in den Abbildungen 55 bis 58

durch je nach Rammtiefe abweichende Schwinggeschwindigkeiten aus. Im Gegensatz zum

Versuchsort Neu Isenburg sind ab einer Entfernung von 3 m die Schwinggeschwindigkeiten

bei 8 m Rammtiefe am größten. Ab einer Entfernung von 15 m ist bei allen

Erschütterungskurven eine Annäherung der drei Kurvenverläufe erkennbar. Mit geringen

Abweichungen verlaufen diese im Weiteren mit ähnlich schwacher Neigung.

Der Vergleich der Messungen des sehr dicht gelagerten Kiessandes in Neu-Isenburg zeigt bei

einer Entfernung von 3 m höhere Schwinggeschwindigkeitswerte, von 50 mm/s bis 11 mm/s,

als beim mitteldicht gelagerten Kiessand in Köln-Eigelstein (34 mm/s bis 10 mm/s). Bei der

Betrachtung der Schwinggeschwindigkeiten in zunehmender Entfernung nähern sich die

Wertebereiche beider Projekte an. Es sind nur geringe Unterschiede zwischen beiden

Untersuchungsorten zu erkennen. Eine Annäherung der Schwinggeschwindigkeitswerte der

unterschiedlichen Rammtiefen ist vorwiegend ab einer Entfernung von 12 m bis 16 m

abzulesen. Des Weiteren liegt der Amplitudenwert bei allen Rammversuchen bei Entfernungen

von 22 m bis 26 m, gemäß Tabelle 5, unter der „störend“ Empfindungsstärke des Menschen.

Dies bedeutet, dass die Schwinggeschwindigkeit ≤ 2 mm/s ist.

Abbildung 55: Köln-Eigelstein: MSB 270

Abbildung 56: Köln- Eigelstein: D 12

Abbildung 57: Messdaten Köln- Eigelstein: Dieselbär

Delmag D 22

Abbildung 58: Messdaten Köln-Eigelstein: Cordes Hyd-

raulikbär

0

10

20

30

40

50

0 5 10 15 20 25 30 35 40

Sch

win

gg

esch

win

dig

keit

[m

m/s

]

Entfernung [m]

Messdaten MSB 270

3m8 m11 m

0

10

20

30

40

50

0 5 10 15 20 25 30

Sch

win

gg

esch

win

dig

keit

[m

m/s

]

Entfernung [m]


3m

8 m

11 m

0

10

20

30

40

50

0 5 10 15 20 25 30

Sch

win

gg

esch

win

dig

keit

[m

m/s

]

Entfernung [m]


3m8 m11 m

0

10

20

30

40

50

0 5 10 15 20 25 30

Sch

win

gg

esch

win

dig

keit

[m

m/s

]

Entfernung [m]

Messdaten Cordes

3m8 m11 m


| 94

Anhand der Interpretation der gemessenen Schwinggeschwindigkeiten können folgende Er-

kenntnisse gezogen werden:

Je kleiner die Schlagzahl (Frequenz) und je höher die emittierte Energie, desto größer

ist die Schwinggeschwindigkeit;

Je höher die Schlagzahl (Frequenz) und je kleiner die emittierte Energie, desto kleiner

ist die Schwinggeschwindigkeit:

Die Verwendung von Rammgeräten mit großen Schlagzahlen weisen mit zunehmen-

der Entfernung kleinere Schwinggeschwindigkeiten als bei kleinen Schlagzahlen auf;

i.d.R erzeugen dichtere Böden im Nahbereich größere Schwinggeschwindigkeiten,

klingen aber mit zunehmender Entfernung schneller ab;

i.d.R. klingen weichere Böden langsamer ab.

7.3.3 Vergleich der Prognosemodelle mit den Messwerten

Ausgehend von den Prognosemodellen (Kapitel 7.2) werden für den Auswertungsteil die em-

pirischen Werte und Prognosemodelle gewählt, die für das Projekt Neu Isenburg und Köln-

Eigelstein passend sind. Im Anschluss werden die Gleichungen, inkl. der empirischen Para-

meter, bewertet, mit den Messdaten verglichen und ggf. für das Projekt angepasst. Auf Grund-

lage dieser Gegenüberstellung können einzelne Aussagen über eine Erschütterungsprognose

getroffen werden, die im besten Falle eine Klassifizierung von Boden, Rammgerät, Rammtiefe

und Stahlprofil gewährleistet.

Exemplarisch wird in Abbildung 59 die Auswertung für den Schnellschlagbären Menck SB 270

dargestellt. Auf der y-Achse sind die Werte der Schwinggeschwindigkeiten in mm/s abgebildet,

die x-Achse zeigt die Entfernung zur Erschütterungsquelle in Metern. Der rote Kurvenverlauf

beschreibt die gemessenen Schwinggeschwindigkeiten bei Rammung in einer Tiefe von 8 m.

Im Vergleich dazu geben die anderen Kurvenverläufe die prognostizierten Werte gemäß der

für dieses Projekt ausgewählten Prognosegleichungen wieder.

Für die Prognosegleichung (7.1) nach DIN 4150-1 [24] wird ein Richtwert aus den gemessenen

Messdaten in der Entfernung von 10 m gewählt. Die weiteren Werte werden anschließend

mittels der Gleichung (7.1) berechnet. Der Abklingkoeffizient α wird aus Tabelle 25 in Abhän-

gigkeit vom Baugrund gewählt. Da für die Gleichung (7.2) nach Achmus [2] keine empirischen

Werte für den Parameter k vorliegen, wird dieser in der Auswertung auf Grundlage der Mess-

daten kalibriert. Die empirischen Parameter für Formel (7.3) können aus Tabelle 26 entnom-

men werden. Je nach Rammgerät, Pfahl oder Bodenbeschaffenheit kann der für dieses Projekt

passende Parameter gewählt werden.


| 95

Abbildung 59: Exemplarischer Vergleich der Prognosegleichungen

Bei der Betrachtung der Kurvenverläufe fällt auf, dass alle Gleichungen, die gemessenen

Messdaten mehr oder minder validieren können. Die Kurvenverläufe der unterschiedlichen

Rammgeräte, der Tiefen und des Untersuchungsortes Köln-Eigelstein ergeben ein vergleich-

bares Bild (vgl. Anhang D). Bei dem Vergleich der Standardabweichungen der einzelnen Kur-

ven zu den Messdaten ist zu entnehmen, dass die Gleichungen nach DIN 4150-1 (7.1) und

Achmus (7.2) die geringsten Abweichungen darstellen. Die Kurvenverläufe wurden auf Grund-

lage der gemessenen Daten kalibriert und ergeben daher gute Prognosewerte.

Im weiteren Verlauf der Auswertung wird ausgehend von Gleichung (7.3) eine Ober- und Un-

tergrenze für die einzelnen Messdaten definiert. Grund dafür ist, dass die in der Literatur ge-

fundenen Autoren ebenfalls mittels Gleichung (7.3) Prognosen vollziehen. Darüber hinaus ist

Gleichung (7.3) nur von einem empirischen Parameter abhängig, wohingegen nach DIN 4150-

1 (Gleichung (7.1)) und Achmus (Gleichung (7.2)) zwei empirische Werte benötigt werden,

bzw. gebunden an einen vorher gemessenen Anhaltwert sind. Die Prognosegleichungen (7.5)

und (7.6) nach Hiller und Crabb [43] können zwar ebenfalls als Grundlage dienen, jedoch

konnten mittels Gleichung (7.3) Ergebnisse mit geringerer Abweichung erzielt werden. Da sich

der empirische Beiwert k bei allen aufgeführten Autoren unterscheidet und immer unterschied-

liche empirische Parameter die Messkurve besser beschreiben, kann kein Autor für die „beste“

Prognose herangezogen werden. Aus diesem Grund werden für jedes eingesetzte Gerät

Ober- und Untergrenzen bestimmt, die die Messergebnisse aller Rammtiefen einfassen. Für

die Koeffizienten α und β wird gemäß der Literatur [4] und um eine Prognose auf der sicheren

Seite zu erlangen der Wert 1 angenommen.

Gleichung (7.3) basiert auf der Herleitung der Schwinggeschwindigkeit im Fernfeld. Da jedoch

der Übergang vom Nahfeld zum Fernfeld im Rahmen der zur Verfügung stehenden Daten

nicht bestimmt werden kann, werden zur Kalibrierung der Ober- und Untergrenzen die

Schwinggeschwindigkeiten des Nahfeldes (ab 3 m) in die Bewertung mit aufgenommen. Ein

0

10

20

30

40

50

60

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28

Sc

hw

ing

ge

sch

win

dig

ke

it [

mm

/s]

Entfernung zur Erschütterungsquelle [m]

Neu Isenburg: Menck SB 270 - 8 m Tiefe

Formel 7.1Formel 7.2Formel 7.3 AttewellFormel 7.3 FunkFormel 7.3 EurocodeFormel 7.3 HeckmannFormel 7.5Messdaten


| 96

Grund für die fehlende Herleitung der Wellenlänge, die das Ende des Nahfeldes definiert, ist,

dass zur Ermittlung der Wellenlänge die Wellen- Schwinggeschwindigkeit im Boden sowie die

Frequenz benötigt wird, die bei einem einzigen Schlag in den Boden eingeleitet wird. In Bezug

auf die Frequenz des Gerätes sind nur Angaben über die Arbeitsfrequenz, d.h. die maximale

Schlagzahl, vorhanden. Die tatsächlich im Boden vorhandene Frequenz ist demnach schwie-

rig zu ermitteln. Aufgrund der unterschiedlichen Arbeitsfrequenzen der Geräte ist anzuneh-

men, dass sich der Übergang vom Nahfeld zum Fernfeld bei allen Versuchen unterscheidet.

Gemäß einiger Autoren [4] [56] könnte der Übergang vom Nahfeld zum Fernfeld zwischen 6 m

und 12 m vermutet werden.

Die Ober- und Untergrenzen der Abbildung 60 resultieren aus der Betrachtung aller drei Tie-

fen. Es werden die Grenzen ermittelt, die die gemessenen Messdaten einfassen. Die entspre-

chenden empirischen Werte für die Ober- und Untergrenzen können in Tabelle 30 nachgele-

sen werden. Exemplarisch werden in Abbildung 60 die Messdaten mit den kalibrierten Ober-

und Untergrenzen des Schnellschlagbären Menck SB 270 abgebildet. Die ermittelten Kurven-

verläufe aller untersuchten Versuchsgeräte werden im Anhang E dargestellt.

Abbildung 60: Neu Isenburg- Empirisch ermittelte Ober- und Untergrenze Menck SB 270

Die Tabelle 30 stellt auf Grundlage der Abbildungen eine Klassifizierung der eingesetzten Ge-

räte dar. In Abhängigkeit von dem Rammgerät konnten Unter- und Obergrenzen für den em-

pirischen Parameter k ermittelt werden.

0

10

20

30

40

50

60

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28

Sc

hw

ing

ge

sch

win

dig

ke

it [

mm

/s]


Neu Isenburg: Menck SB 270 - Ober- und Untergrenzen

Formel 7.3 Untergrenze

Formel 7.3 Obergrenze

Messdaten 3 m Tiefe

Messdaten 8m Tiefe

Messdaten 13m Tiefe


| 97

Tabelle 30: Unter- und Obergrenzen für den empirischen Parameter k (Formel 7.3)

Art Energie Schlagzahl Neu Isenburg Köln-Eigelstein

Schlaggeräte

kNm 1/min 1/sek Unter-grenze

k

Ober-grenze

k

Unter- Grenze

k

Ober- Grenze k

Menck SB 270 Schnellschlagbär 13,82 130 2,17 7,9 45,2 2,3 27,0

Demag VR 40 Schnellschlagbär 14,41 125 2,08 6,1 45,0 - -

Menck MRB 270

Halbautom. Schnellschlagbär

36,76 50 0,83 8,5 29,0 - -

Delmag D22 Dieselbär 53,92 42-60 0,7-1,0 4,5 24,0 6,1 33,0

Cordes Hydraulikbär 9,81 0-110 0-1,8 4,5 25,0 8,7 31,0

Delmag D12

Dieselbär 30,59 42-60 0,7-1,0 -

- 8,0 44,0

Vibrationsgeräte

Menck MVB 44-30 1,48 3000 50 19,0 127,0 - -

Müller MS 26 D (unv. Daten) 4,32 1500 25 25,0 63,0 - -

Der Vergleich der kalibrierten Ober- und Untergrenzen aus Tabelle 30 verdeutlicht, dass je

nach Geologie und Schlagzahl unterschiedliche Grenzwerte abzulesen sind. Große Abwei-

chungen lassen sich beim Einsatz von Schlaggeräten im Gegensatz zu den Vibrationsgeräten

erkennen. Beim sehr dichten Kiessand in Neu Isenburg werden die größten kalibrierten Gren-

zen mittels der Vibrationsgeräte erzeugt. Für den Kennwert k können Grenzen im Wertebe-

reich zwischen 19,0 bis 127,0 angesetzt werden. Mittels der Schnellschlagbären Menck MSB

270 und Demag VR 40 wurden die größten Unter- und Obergrenzen von 6,1 und 45,2 definiert,

wohingegen beim mitteldichten Kiessand in Köln-Eigelstein die kleinsten Grenzen von 2,3 und

27,0 erhalten wurden.

7.3.4 Auswertung Prognose Freifeld

Die Empfehlungen einiger Autoren [33] [45] etc. (vgl. Tabelle 26) bezüglich des empirisch an-

zusetzenden Beiwertes k konnten mit den kalibrierten Ober- und Untergrenzen gemäß Tabelle

30 abgedeckt werden. Vor allem die Definition der Obergrenze für Schlagrammung wurde

durch die Auswertung bestätigt. Nach einigen Autoren [2] [4] wurde die maximale Obergrenze

mit 47,7 herausgearbeitet. Auf Grundlage von Tabelle 30 erhält die maximal kalibrierte Ober-

grenze den Wert 45,2. Somit wird diese Empfehlung bestätigt. Einige Theorien aus der Litera-

tur [32] [33] konnten jedoch nicht bestätigt werden bzw. benötigen eine exaktere Klassifizie-

rung.

Zunächst zeigen die empirischen Beiwerte der Literatur [32], dass zwischen der Geologie un-

terschieden werden muss. Nach Eurocode 3 [32] wird z.B. für einen sehr dichten Boden der

größte Beiwert k von 31,6 verwendet, wohingegen bei einem mitteldichten Boden ein Wert von

23,8 angesetzt wird. Beim Heranziehen von Tabelle 30 kann dies nur unter Verwendung des


| 98

Schnellschlagbären Menck SB 270 bestätigt werden. Unter Verwendung der Rammgeräte Del-

mag D 22 und Cordes werden die größeren kalibrierten k-Werte bei dem mitteldichten

Kiessand ermittelt. Diese Erkenntnis lässt sich vor allem im Zusammenhang mit der Schlag-

zahl und der Rammenergie begründen. Zunächst ist zu erwähnen, dass gemäß Herstelleran-

gaben immer die maximal mögliche Schlagenergie eines Gerätes angegeben wird (vgl. Ta-

belle 30). Je nach Geologie und Rammgut wird jedoch nicht die maximale Energie benötigt.

Zum Beispiel muss bei einem locker gelagerten Boden weniger Energie aufgebracht werden,

um den Pfahl in den Boden zu rammen, als bei einem sehr dicht gelagerten Baugrund. Darüber

hinaus variiert die benötigte Energie je nach Schlagzahl. D.h. je größer die Schlagzahl, desto

geringer ist die benötigte Energie.

Als Beispiel für diese Begründung eignen sich die Dieselbären D 22 und D 12 beim Untersu-

chungsort Köln-Eigelstein. Die Dieselbären zeichnen sich jeweils durch eine andere maximale

Schlagenergie aus. Der Dieselbär D 22 kann eine maximale Schlagenergie von 53,92 kNm

aufbringen, wohingegen Delmag D 12 eine maximale Schlagenergie von 30,59 kNm besitzt.

Trotz der unterschiedlichen Energien, ist die Schlagzahl (Frequenz) der Dieselbären identisch,

was sich wiederrum in dem Schwinggeschwindigkeits-Bereich wiederspiegelt. Es ist demnach

davon auszugehen, dass die tatsächlich emittierte Energie bei den Dieselbären D 22 und D

12 gleich ist. Der Vergleich der beiden Schnellschlagbären Menck MSB 270 und Demag VR

40 stellt ebenfalls den gleichen Schwinggeschwindigkeits-Wertebereich bei ähnlicher Energie

und Schlagzahl dar. Folglich wird vermutet, dass bei gleichbleibender Schlagzahl der Geräte

im gleichen Boden auch die gleiche kinetische Energie eingeleitet wird.

Darüber hinaus zeigen die Mess- sowie Prognosewerte, dass i.d.R. der Wertebereich der

Schwinggeschwindigkeiten bei mitteldichtem Kiessand und größeren Entfernungen höher an-

zusetzen ist als bei einem sehr dicht gelagerten Kiessand. Bei einem dichteren Boden werden

höhere Frequenzen erzeugt, was wiederrum dazu führt, dass mit wachsender Entfernung stär-

kere Dämpfungen vorliegen. Demnach besitzen dichtere Böden zwar zu Beginn eine höhere

Schwinggeschwindigkeit als locker gelagerte Böden, allerdings klingen diese auch schneller

ab. Somit dominieren in größerer Entfernung eher die Schwinggeschwindigkeiten des locker

gelagerten Bodens. Aus diesem Grund lassen sich die größeren Wertebereiche bei den

Rammgeräten Delmag D 22, Cordes und Delmag D 12 herleiten.

Tabelle 31 listet auf Basis dieser Erkenntnisse eine Empfehlung für empirische k-Werte im

Zusammenhang mit dem Baubetrieb Rammarbeiten auf. Es erfolgt eine Klassifizierung in Ge-

ologie, Rammgeräten und Vibrationsgeräten.


| 99

Tabelle 31: Empfehlungen für den empirischen Beiwert k

Art Schlagzahl Mitteldichter Boden Sehr dichter Boden

Schlaggeräte

Schnellschlagbären Menck SB 270, Demag VR 40

≥125 [1/min]

2,3 – 27,0 6,1 – 45,2

Menck MRB 270 (halbautom. Schnellschlagbär) Delmag D12, Del-mag D 22 (Dieselbären), Cordes (Hydraulikbär)

40 – 60 [1/min]

6,1 – 44,0 4,5 – 25,0

Vibrationsgeräte

Menck MVB 44-30, Müller MS 26 D ≥1500 [1/s]

- 19,0 – 127,0

7.4 PROGNOSEMODELLE RAMMERSCHÜTTERUNGEN FUNDAMENT

Für die Ermittlung der Erschütterungseinwirkungen auf ein Gebäudefundament definieren ei-

nige Autoren [2] [86] empirisch ermittelte Prognosegleichungen. Die empirischen Gleichungen

(7.7) bis (7.9) sind in Tabelle 32 angegeben und unterscheiden die Schlagrammung und Vib-

rationsrammung.

Tabelle 32: Prognosegleichungen für Fundamentgeschwindigkeiten [2]

Quelle Formel Parameter

Achmus (für Schlagrammung

mittels Dieselbär) (Achmus &

Kaiser, Prognose von

Bauwerkserschütterungen

infolge Ramm- und

Vibrationsverdichtungsarbeiten,

2005)

ν(r) = 𝑘𝐹

√𝐸

𝑅

(7.7)

für max. Komponente der Fundamentschwinggeschwin-

digkeit

kF=2,45 mit 50% Überschreitungswahrscheinlichkeit;

kF=3,82 mit 2,25% Überschreitungswahrscheinlichkeit

Wieck (für Schlagrammung

Freifallbär) (Wieck, 2003) 𝜈 = 11,07√𝐸

𝑟1,3

(7.8)

Wieck (für Vibrationsrammung)

(Wieck, 2003) ν(r) = 𝑘𝐹

√𝐸

𝑅

(7.9)

kF=7,9 mittlerer Erfahrungswert 50% Überschreitungs-

wahrscheinlichkeit;

kF=18,52 oberer Erwartungswert 2,25% Überschrei-

tungswahrscheinlichkeit

Die in Tabelle 32 aufgeführten Prognosegleichungen sind äquivalent zu den Prognoseglei-

chungen (7.4) und (7.5). Der Term k√𝐸 dient als Bezugswert, der den Richtwert 𝜈1 (Gl. 7.1)

zusammenfassen soll. Der Term R-1 bzw. r-1,3 beschreibt die gemeinsame Wirkung von geometri-

scher und materieller Dämpfung. Des Weiteren wird durch den Parameter k die Wechselwirkung

von Boden auf das Fundament berücksichtigt. Aus diesem Grund ist der empirische Wert k

nicht vergleichbar mit den Empfehlungen für das Freifeld.


| 100

7.4.1 Messdaten Frankfurt am Main/ Ratsweg

Bei dem dritten Untersuchungsort wurden Erschütterungen am Gebäudefundament im Rats-

weg 6 in Frankfurt am Main gemessen [70]. Der Baugrund besteht aus einem sehr steifen

Frankfurter Ton, der mit zunehmender Tiefe fester wird. Ab einer Tiefe von 8 m ist der Bau-

grund bereits halbfest. Der Anteil von Schluff und Ton ist etwa gleich groß. Lediglich bis 5 m

Tiefe befindet sich ein dicht bis sehr dicht gelagerter Kiessand und die oberen 0,6 m sind von

einer starken Auffüllung geprägt. Das unbewohnte Gebäude umfasst 5 Etagen und ist zum

Abbruch vorgesehen, sodass problemlos in unmittelbarer Nähe gerammt werden konnte.

Abbildung 61 stellt die Messergebnisse der einzelnen Rammgeräte dar. Die y-Achse reprä-

sentiert die gemessene Schwinggeschwindigkeit in mm/s, die x-Achse beschreibt die Entfer-

nung von der Rammstelle zum Gebäudefundament in m. Wie im Projekt Neu Isenburg kom-

men die zwei Schnellschlagbären Menck MSB 270 und Demag VR 40 sowie ein halbautoma-

tischer Schnellschlagbär MRB 270, ein Dieselbär D 22 und ein Hydraulikbär Cordes zum Ein-

satz. Als Vibrationsgerät ist der Menck MVB 44-30 vertreten.

Abbildung 61: Frankfurt am Main- Messdaten Fundamentschwinggeschwindigkeiten

Es ist zu erkennen, dass der halbautomatische Rammbär Menck MRB 270 und der Dieselbär

Delmag D 22 die größten Schwinggeschwindigkeitswerte besitzen. Beide Rammgeräte haben

im Vergleich mit 36,76 kNm und 53,92 kNm die höchsten Rammenergien. Im Vergleich sind

die Schwinggeschwindigkeiten infolge des Demag VR 40, MSB 270 und des Hydraulikbären

Cordes mit ca. 50 % kleineren Werten definiert. Gemäß Tabelle 27 weisen die Rammgeräte

eine hohe hohe Schlagzahl und eine relativ kleine maximale Schlagenergie auf. Die kleinsten

Erschütterungen werden somit bei dem Vibrationsgerät MVB 44-30 gemessen.

Die Untersuchung der Messwerte zeigt, dass die Erschütterung am Fundament je nach

Rammgerät und Entfernung zur Erschütterungsquelle variieren. Wie im Freifeld, erzeugen

0

2

4

6

8

10

12

14

16

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20

Sc

hw

ing

ge

sch

win

dig

ke

it [

mm

/s]


Fankfurt am Main: Messdaten

MRB 270

Delmag D 22

Demag VR 40

MSB 270

Cordes

MVB 44-30


| 101

Rammgeräte mit kleinen Frequenzen und einer hohen Schlagzahl die größten Schwingge-

schwindigkeiten, wohingegen größere Frequenzen mit kleineren Schlagenergien kleinere

Schwinggeschwindigkeits-Werte in zunehmenden Entfernungen nach sich ziehen.


Für die Beurteilung der Erschütterungseinwirkungen werden die DIN 4150-2 [25] und 4150-3

[26] herangezogen. Dafür werden die Messwerte mit den Anhaltswerten der Normen vergli-

chen. Da die dokumentierten Messdaten ohne Angaben der Ankommensfrequenzen erfolgten,

werden für die Beurteilung die kleinsten Anhaltswerte berücksichtigt. Diese gehen bei mögli-

chen Gebäudeschäden von einer Frequenz < 10 Hz aus. In Bezug auf die Belästigung der

Menschen, werden eine ankommende Deckenfrequenz von 30 Hz sowie ein Überhöhungs-

faktor von dem Fundament auf das Obergeschoss von 4 angesetzt. Da das untersuchte Ge-

bäude fünf Stockwerke besitzt, ist ein Überhöhungsfaktor von 4 als realistisch anzusehen.

Das untersuchte Gebäude wird gemäß DIN 4150-3 [26] in Tabelle 9, Zeile 2 eingeordnet. Es

fällt in die Kategorie „Wohngebäude“ und impliziert bei einer Frequenz < 10 Hz einen Schwing-

geschwindigkeit von 5 mm/s als Anhaltswert. Für die Herleitung der maximal zulässigen

Schwinggeschwindigkeit nach DIN 4150-2 wird das Näherungsverfahren gemäß Kapitel 3.3.2

verwendet. Unter Berücksichtigung von Tabelle 7 und der Einordnung der Baumaßnahmen

zwischen 26 und 78 Tage, ergeben sich folgende Parameter:

Tabelle 33: Parameter für die Beurteilung gemäß DIN 4150-2 [25]

Parameter Wert

KB*Fmax

cF

Überhöhungsfaktor Ü

KB

vmax,zul,OG

vmax,zul,Fundament

5

0,8 (Tabelle 6, Zeile 3a)

4

5 / 0,8 = 6,25

8,99 mm/s

8,99 / 4 = 2,25 mm/s

Auf dieser Grundlage werden in Abbildung 62 die Messdaten der Versuchsdurchführung in

Frankfurt am Main, mit den Anhaltswerten der Normen gegenübergestellt.


| 102

Abbildung 62: Beurteilung der Messwerte gemäß DIN 4150-2 und 4150-3

Die Gegenüberstellung zeigt, dass Schäden an den Gebäuden nicht zu erwarten sind, wenn

unter Einsatz des MRB 270 und Delmag D 22 ab einer Entfernung von ca. 11 m gerammt wird.

Unter Verwendung des Demag VR 40, MSB 270, Cordes sowie MVB 44-30 ist sogar ab 3 m

Entfernung mit keiner Einflussnahme auf das Gebäude zu rechnen. Mit einer maximal zuläs-

sigen Schwinggeschwindigkeit von 2,25 mm/s ist der Anhaltswert der DIN 4150-2 geringer. In

diesem Fall ist die Schwinggeschwindigkeit die ausschlaggebende Größe, die nicht überschrit-

ten werden sollte. Somit können die einzuhaltenden Abstände zu jedem Rammgerät abgele-

sen werden. Ein Abstand von 16 m zum nächstgelegenen Gebäude sollte unter Verwendung

des MRB 270 und Delmag D22 gewährleistet sein. Beim MSB 270 ist ein Abstand von 9,5 m

notwendig. Das Rammgerät Demag VR 40 sollte in einer Entfernung von 8 m in Betrieb ge-

nommen werden und beim Vibrationsgerät MVB 44-30 wird ein Abstand von mindestens 6 m

benötigt.

7.4.3 Vergleich Prognosemodelle und Messwerte

In der Auswertung werden die gemessenen Schwinggeschwindigkeiten mit den prognostizier-

ten Werten gegenübergestellt. Die einzelnen Prognosen ergeben sich aus den in Tabelle 32

aufgeführten Gleichungen (7.7) bis (7.9) und empirischen Werten. Die Werte gemäß Glei-

chung (7.7) nach Achmus [2] werden für den Dieselbären Delmag D22 eingesetzt, da Achmus

nur Rammarbeiten mittels Dieselhammer definiert. Die empirischen Empfehlung der Gleichung

(7.8) nach Wieck [86] wird mit den Messdaten des MRB 270, Demag VR 40, MSB 270 und

Cordes verglichen. Die Prognosegleichung (7.9) wird für die Messwerte des Vibrationsgerätes

MVB 44 – 30 angesetzt. Darüber hinaus werden auf Grundlage der Gleichung kF√𝐸

𝑅 eigene

empirische Werte für den Parameter k kalibriert. In den Ergebnissen (vgl. Abbildung 63 bis 64)

wird die kalibrierte Geschwindigkeitskurve mit der Bezeichnung „k kalibriert“ angegeben.

0

2

4

6

8

10

12

14

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20

Sc

hw

ing

ge

sch

win

dig

ke

it [

mm

/s]


Fankfurt am Main: Messdaten vs. Anhaltswerte

MRB 270Delmag D 22Demag VR 40MSB 270CordesMVB 44-30

Anhaltswerte DIN 4150-2

Anhaltswerte DIN 4150-3, Zeile 2


| 103

Exemplarisch stellen die Abbildungen 62 bis 64 die kalibrierten Kurvenverläufe im Vergleich

zu den Messwerten des Menck MRB 270, Delmag D 22 und MVB 44-30 dar. Weitere Ausar-

beitungen werden im Anhang F aufgeführt.

Abbildung 63: MRB 270- Vergleich Prognosegleichungen mit Messdaten

Abbildung 64: D22 - Vergleich Prognosegleichungen mit Messdaten

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Fankfurt: Menck MRB 270- Fundamentgeschwindigkeit

k kalibriert

Formel 7.8

Messdaten

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0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20

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Frankfurt: Delmag D22- Fundamentgeschwindigkeit

k kalibriert

Formel 7.7

Formel 7.8

Messdaten


| 104

Abbildung 65: MVB 44-30 - Vergleich Prognosegleichungen mit Messdaten

Auf Grundlage der kalibrierten k-Werte (vgl. Abbildung 63 bis Abbildung 65) werden in Tabelle

34 die Ergebnisse in Abhängigkeit des Rammgerätes zusammengetragen.

Tabelle 34: Kalibrierte k-Werte für Fundamentgeschwindigkeiten

Gerät Art Energie Schlagzahl

Schlaggeräte kNm 1/min 1/sek kF

Menck MSB 270 Schnellschlagbär 13,82 130 2,17 5,8

Demag VR 40 Schnellschlagbär 14,41 125 2,08 3,6

Menck MRB 270 Halbautom. Schnellschlagbär 36,76 50 0,83 8,2

Delmag D 22 Dieselbär 53,92 42-60 0,7-1,0 6,4

Cordes Hydraulikbär 9,81 0-110 0-1,8 6,9

Vibrationsgeräte

Menck MVB 44-30 Vibrationsgerät 1,48 3000 50 10,8

Es ist zu erkennen, dass für die untersuchten Schlaggeräte Menck MSB 270, Demag VR 40,

Menck MRB 270, Delmag D 22 und Cordes k-Werte zwischen 3,6 und 8,2 angesetzt werden

können. Für das Vibrationsgerät Menck MVB 44-30 wurde in dieser Ausarbeitung der Wert k=

10,8 kalibriert. Dieser Wert liegt zwischen dem mittleren Erfahrungswert von 7,9 und dem obe-

ren Erfahrungswert von 18,52.

Um ein Urteil über die Empfehlungen der Gleichung (7.8) zu fällen, wurde in Anbindung an

dieser Ausarbeitung, der k-Wert gemäß Gleichung (7.8) und den gemessenen Schwingge-

schwindigkeiten kalibriert. Es konnte ermittelt werden, dass bei einem empirischen Beiwert k=

20 alle Messwerte der Schlaggeräte abgedeckt werden. Im Vergleich wird gemäß Gleichung

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Frankfurt: MVB 44-30 - Fundamentgeschwindigkeit

k kalibriert

Formel 7.9

Messdaten


| 105

(7.8) ein Anhaltswert k= 11,07 empfohlen. Auf Grundlage von Gleichung (7.9), die für Vibrati-

onsgeräte definiert ist, wird der mittlere Erwartungswert mit k= 7,9 und der obere Erwartungs-

wert mit k= 18,52 angesetzt.

7.4.4 Auswertung Prognosegleichung Fundament

Der Vergleich der gemessenen Schwinggeschwindigkeiten im Projekt Frankfurt Ratsweg, bei

dem ein steifer bindiger Boden (Frankfurter Ton) vorlag, mit den Prognosemodellen zeigt, dass

mit der Gleichung (7.8) gute Näherungen zu den gemessenen Schwinggeschwindigkeiten der

Schlaggeräte erzielt werden konnten. Die Untersuchungen in einem bindigen Boden haben

bewiesen, dass mit einer Obergrenze von k= 20 alle Messwerte abgedeckt werden konnten.

Demnach ist zu empfehlen unter Verwendung von Gleichung (7.8) den empirischen Beiwert

von 11,07 auf 20 zu erhöhen.

Darüber hinaus bringt Gleichung (7.9) in Verbindung mit dem Vibrationsgerät Menck MVB 44-

30 realitätsnahe Prognosen. Somit konnte die empirische Empfehlung nach Gleichung (7.9)

und einem oberen k-Grenzwert von 18,52 bestätigt werden.

Im Zuge dieser Ausarbeitung wurden eigene empirische k-Werte auf Grundlage der Gleichung

kF√𝐸

𝑅 ermittelt. Es lassen sich die in Tabelle 35 aufgelisteten Beiwerte für einen bindigen Boden

empfehlen:

Tabelle 35: Empfehlungen für den empirischen Beiwert k für Fundamentgeschwindigkeiten

Schlaggeräte kF

Vibrationsgeräte kF

3,2 – 8,2 10,8

Zusammenfassend lässt sich sagen, dass die Prognosegleichungen (7.8) und (7.9) nach

Wieck (Wieck, 2003), mit den empfohlenen empirischen Parametern, gute Näherungen für

Fundamentgeschwindigkeiten liefern. Da die in dieser Ausarbeitung kalibrierten Werte nur mi-

nimale Änderungen zu den Prognosekurven nach Wieck (Gl. 7.8 und 7.9) liefern, reicht eine

Prognose nach Wieck (Gl. 7.8 und 7.9) aus. Mit einer mittleren Standardabweichung von 0,53

mm/s lassen sich gute Erschütterungsprognosen herleiten. In einigen Fällen sind die Progno-

sewerte unterdimensioniert, weshalb eine Beaufschlagung durch einen Sicherheitswert zu

empfehlen ist. Um auf der sicheren Seite zu liegen, kann für Rammgeräte anstatt 11,07 mm/s,

ein kF-Wert von 20 mm/s angesetzt werden. Für Vibrationsgeräte reicht der angesetzte Wert

von 18,52 mm/s aus. Des Weiteren ist der empirische Wert nach Achmus [2] gemäß Gleichung

(7.7) nicht empfehlenswert, da eine so genaue Klassifizierung nicht notwendig ist. Durch Glei-

chung (7.7) werden nur Prognosen für einen Dieselbären gegeben. Da aber in der Auswertung

gezeigt werden konnte, dass eine Klassifizierung nach Schlaggerät und Vibrationsgerät aus-

reicht, kann auf eine Klassifizierung der einzelnen Schlaggeräte verzichtet werden.


| 106

7.4.5 Übertragungsfaktor Fundament - Obergeschoss

Des Weiteren ist darauf hinzuweisen, dass die vorherigen Auswertungen in Bezug auf das

Freifeld und die Fundamente erfolgten. Allerdings sind innerhalb eines Gebäudes unterschied-

liche Schwinggeschwindigkeiten zu verzeichnen. Abbildung 66 stellt dies anhand eines Bei-

spiels dar. In der Nähe einer Bebauung werden Pfähle in den Baugrund gerammt und die

Schwinggeschwindigkeit an drei verschiedenen Stellen gemessen. Zum einen im Freifeld vor

dem Gebäude, zum anderen am Gebäudefundament und in der Mitte des Fußbodens einer

oberen Geschossebene [83].

Abbildung 66: Schwinggeschwindigkeiten am Gebäude infolge Rammarbeiten [83]

Es ist zu erkennen, dass die Erschütterungsübertragungen vom Boden auf das Gebäude über

die Gebäudegründung erfolgt. Im weiteren Verlauf übertragen sich die Schwingungen über die

Stützen und Wände bis auf die Stockwerksdecken, bei denen die Erschütterungen speziell

Auswirkungen auf den Menschen haben. In dem Beispiel der Abbildung 66 treten die größten

Schwinggeschwindigkeiten in der Mitte des Fußbodens auf, wohingegen die niedrigsten Werte

am Gebäudefundament gemessen werden. Bei der Beurteilung der Erschütterungseinwirkun-

gen auf Gebäude können beide Messorte herangezogen werden. Zum einen an einer oberen

Deckenebene horizontal sowie vertikal und zum anderen am Gebäudefundament. In diesem

Beispiel sind die Schwinggeschwindigkeiten am Fundament geringer als im Freifeld. Ein Grund

dafür ist, dass die ankommenden Oberflächenwellen höhere Frequenzen haben als die der

Eigenfrequenz des Gebäudes. Die Folge ist eine Verminderung der Erschütterungsamplitu-

den. Bei niedrigen Anregungsfrequenzen, die im Bereich der Eigenfrequenz des Gebäudes

liegen, wird ein gleichbleibender Überhöhungsfaktor 1 oder in seltenen Fällen eine Erhöhung

der Schwingungsamplitude angesetzt.

Diese Erkenntnis sollte bei Fundamentprognosen mit einhergehender Beurteilung gemäß der

DIN Normen berücksichtigt werden.


| 107

7.5 ZUSAMMENFASSUNG RAMMARBEITEN

Zusammenfassend konnte herausgearbeitet werden, dass je nach Rammtiefe, Geologie und

Rammgerät die Ergebnisse voneinander abweichen. I.d.R wurden zu Beginn der Messung bei

3 m Rammtiefe die größten Amplitudenwerte aufgezeichnet. Mit zunehmender Entfernung

klingen diese ab. Die Erschütterungen, die aus dem 8 m und 13 m bzw. 11 m tief gerammten

Pfahl ausgegangen sind, haben in nächster Entfernung zur Rammstelle überwiegend niedrige

Werte. Ab einer bestimmten Entfernung (hier zwischen 6 m und 15 m) fand eine

Überschneidung der Schwinggeschwindigkeitskurven statt und die Amplitudenwerte der tiefer

gerammten Pfähle waren im Vergleich zu den 3 m tief gerammten Pfählen größer. Des

Weiteren ist der Verlauf aller drei Messkurven ähnlich. Bis zu einer Entfernung (hier zwischen

6 m und 15 m) fallen die Kurven zunächst stark ab und werden mit zunehmender Entfernung

schwächer gedämpft. Dies konnte mit der materiellen Dämpfung begründet werden. Da infolge

des 3 m tief gerammten Pfahls zunächst größere Frequenzen resultierten, wurden diese mit

zunehmender Entfernung materiell stärker gedämpft. Durch die tiefer gerammten Pfähle

wurden am Pfahlfuß Raumwellen erzeugt, die erst in einer späteren Entfernung an die

Oberfläche gelangen und somit den Wert der Schwinggeschwindigkeit erhöhen (vgl. Abbildung

47). Des Weiteren wurden bei dem mitteldicht gelagerten Kiessand in Köln-Eigelstein in

größerer Entfernung größere Schwinggeschwindigkeitswerte gemessen als beim sehr dicht

gelagerten Kiessand in Neu Isenburg. Grund dafür ist, dass locker gelagerte Böden die einge-

leitete Energie besser und weiter transportieren. Zwar sind zu Beginn der Bauarbeiten höhere

Erschütterungen bei dichtem Baugrund zu erkennen, allerdings klingen diese auch viel schnel-

ler ab. Eine Ausnahme bildet in diesem Fall der Schnellschlagbär Menck MSB 270.

In Anbindung an die Prognosemodelle für das Freifeld und Gebäudefundamente (vgl.

Kapitel 7.2 und 7.4) wird erläutert, warum die Prognosegleichungen aus der Betrachtung des

Ein-Massen-Schwingers und der einhergehenden Amplitudenminderung (vgl. Kapitel 2)

resultieren. Die Auswertung zeigte, dass unter Verwendung der Prognosegleichung (7.1) und

einem gemessenen Anhaltswert 𝑣1̅̅ ̅ realitätsnahe Prognosen erstellt werden konnten. Falls bei

einem Bauprojekt keine Proberammung mit einhergehenden Probemessungen im Freifeld

möglich ist, wird empfohlen Gleichung (7.3) mit der Rammenergie des Schlaggerätes und eine

auf der sicheren Seite liegenden geometrischen und materiellen Dämpfung (α= β= 1)

anzusetzen. Dabei sind bei einer Erschütterungsprognose im Freifeld Klassifizierungen der

Randbedingungen erforderlich.

Es konnte gezeigt werden, dass folgende Randbedingungen Auswirkungen auf die Schwing-

geschwindigkeiten haben:

Bodenbeschaffenheit (z.B. sehr locker bis sehr dicht gelagert; Steifigkeit)

Schlagzahl / Frequenz des Gerätes

Schlagenergie

Rammtiefe

Nahfeld / Fernfeld


| 108

Kleinere Abweichungen werden bei folgenden Variationen erzielt:

Rammgut Unterschiedliche Stahlprofile (Vernachlässigung in diesem Projekt)

Schichtungen im Boden (Vernachlässigung in diesem Projekt).

Der Unterschied beim Einsatz von Betonpfählen und Stahlträgern konnte in diesem Projekt

nicht untersucht werden. Da unterschiedliche Stahlprofile minimale Abweichungen in den

Messdaten ergeben (vgl. Messwerte), ist ebenfalls davon auszugehen, dass der Einsatz von

Betonpfählen die Schwinggeschwindigkeiten verändern können. Diese Vermutung sollte an-

hand von weiteren Versuchsdurchführungen mittels Bohrpfählen überprüft werden.

Gemäß der Auswertungen von Kapitel 7.3 werden demnach die kalibrierten Werte nach Ta-

belle 31 empfohlen, die eine Klassifizierung in Schlaggeräte (hohe vs. mittlere Schlagzahl) und

Vibrationsgeräte zulassen. Des Weiteren wird zwischen einem mitteldichten Boden und einem

sehr dicht gelagerten Boden unterschieden. Obwohl die Rammung im locker gelagerten und

bindigen Böden im Rahmen dieser Ausarbeitung nicht untersucht werden konnte, wird

vermutet, dass für eine Prognose im Freifeld ebenfalls eine Variation des empirisch emittelten

Beiwertes k vorliegt.

Für Prognosen für am Gebäudefundament zu erwartende Schwinggeschwindigkeiten wurde

ausgearbeitet, dass die Prognosegleichung (7.8) nach Wieck [86] realitätsnahe

Erschütterungen prognostiziert. Im Rahmen der Auswertung des Projektes Frankfurt Ratsweg

(bindiger Boden) konnte gezeigt werden, dass eine Klassifizierung in Schlaggeräte und

Vibrationsgeräte ausreicht. Andere Geologien wurden in dieser Auswertung nicht untersucht.

Ferner werden in der Literatur, mit Ausnahme von Funk und Gerasch [33], Empfehlungen für

das Fernfeld gegeben. Die Auswertung der Messdaten hat gezeigt, dass das Nahfeld ebenfalls

mittels einer empirischen Obergrenze prognostiziert werden kann. Zwar liegen die Messdaten

erst ab einer Entfernung von 3 m vor, jedoch konnten mittels der Prognosegleichungen die

Wertebereiche des Nahfeldes abgedeckt werden. Aussagen zwischen 0 m und 3 m Entfer-

nung zur Erschütterungsquelle wurden in diesem Fall nicht getroffen.

Da alle Prognosegleichungen die radiale Entfernung der Erschütterungsquelle zur Immissi-

onsquelle an der Oberfläche beinhalten und die Rammtiefe somit nur durch Ober- und Unter-

grenzen berücksichtigt werden konnte, werden in Kapitel 7.6 weitere Überlegungen aufgeführt.

Dabei wird ein Vergleich der Prognosemodelle des Sprengvortriebes gezogen um präzisere

empirische Beiwerte mit kleineren Wertebereichen zu definieren.

7.6 PROGNOSEMODELLE FÜR DAS NAH- UND FERNFELD

In Kapitel 7.6 wird untersucht, ob die zu erwartenden Schwinggeschwindigkeiten mit einer

Prognosegleichung beschrieben werden können, die im Nahfeld eine andere Dämpfung als im

Fernfeld erfährt. Somit wird eine Gleichung definiert, die im Nahfeld unterschiedliche Parame-

tersätze aufweist als im Fernfeld. Der Grundgedanke ist, dass im Nahfeld der Rammung, auf-

grund der hohen Frequenzen, eine sehr hohe Dämpfung erfolgt. Mit zunehmender Entfernung

sind die Schwinggeschwindigkeiten zwar geringer, erfahren jedoch mit einhergehender Ab-

nahme der Frequenz eine langsamere Dämpfung. D.h., dass eine prognostizierte Schwingge-

schwindigkeit z.B. im Nahfeld gute Näherungen beschreibt, allerdings im Fernfeld die


| 109

Schwinggeschwindigkeiten mit den gleichen empirischen Werten überdimensioniert wäre. Im

Gegensatz dazu könnten die Schwinggeschwindigkeiten im Fernfeld gut prognostiziert wer-

den, im Nahfeld wären diese jedoch unterdimensioniert.

Der Vergleich der Prognosegleichungen der Erschütterungen infolge Sprengarbeiten zeigt,

dass beim Baubetrieb Sprengarbeiten das Nahfeld ebenfalls mit anderen empirischen Werten

beschrieben wird als das Fernfeld.

Aus diesem Grund wird vermutet, dass bei Rammarbeiten mittels Prognosegleichung (7.3)

das Nahfeld mit anderen empirischen Werten beschrieben werden kann, als das Fernfeld.

Im Folgenden wird überprüft, ob auf Basis der Messwerte, kalibrierte Näherungen für das Nah-

feld sowie den Fernbereich bestimmt werden können. Untersucht wird zum einen das Projekt

„Neu Isenburg“, bei dem ein sehr dichter, teilweise steiniger Kiessand den Baugrund bestimmt.

Zum anderen werden die Rammversuche aus dem Projekt „Köln-Eigelstein“ analysiert, bei

denen ein mitteldicht gelagerter Kiessand vorliegt. Ziel ist eine Kalibrierung der Kennwerte, die

alle Messergebnisse einfassen. Auf dieser Grundlage soll für zukünftige Projekte eine über-

schlägige Prognose für Rammarbeiten erstellt werden, die sowohl den Nahbereich als auch

den Fernbereich und im Vergleich zu der Ausarbeitung der Kapitel 7.3 und 7.4, empirische

Beiwerte in einem kleineren Wertebereich definieren. Die Untersuchung des Projektes in

Frankfurt Ratsweg wird aufgrund fehlender Angaben zur Rammtiefe und des geringen Mess-

spektrums vernachlässigt.

Es ist zu erwähnen, dass in der zuvor ausgearbeiteten Auswertung der radiale Abstand ent-

lang der Oberfläche von der Erregungsquelle bis zum Messpunkt verwendet wird. Da in Kapitel

6 Sprengarbeiten der minimalste, räumliche Abstand definiert ist, und die Projekte Neu Isen-

burg und Köln Eigelstein unterschiedliche Erschütterungen je nach Rammtiefe aufweisen, wird

in dieser Erarbeitung ebenfalls der minimale, räumliche Abstand verwendet. Es wird gehofft,

Schwinggeschwindigkeiten in Abhängigkeit von der Rammtiefe bestimmen zu können.

Problematisch ist der Übergang vom Nahfeld zum Fernfeld. Die Wellenlänge, die den Über-

gang beschreibt, kann aufgrund von fehlenden Geräteangaben nicht berechnet werden. Daher

wird für die Auswertung ein maximaler Übergangswert vom Nahbereich zum Fernbereich bei

15 m radialer Entfernung zur Emissionsquelle angenommen. Generell ist zu beachten, dass

die einzelnen Rammgeräte unterschiedliche Wellenlängen im Boden auslösen. Die Entschei-

dung fällt auf den Übergang bei 15 m, da spätestens in dieser Entfernung eine Veränderung

der Dämpfung erkennbar ist (vgl. Abbildungen 47 bis 58). In einigen Versuchsdurchführungen

ist dieser Übergang bereits eher, zwischen 6 m und 15 m, zu sehen (vgl. Anhang G). Im Nah-

bereich ist eine schnelle Reduzierung der Schwinggeschwindigkeiten zu entnehmen, wohin-

gegen im Fernfeld bei kleineren Schwinggeschwindigkeitswerten eine langsamere Dämpfung

von statten geht.

Für die beiden Projekte „Neu Isenburg“ und „Köln-Eigelstein“ werden folgende empirische

Werte kalibriert (vgl. Tabelle 36). Zwar werden an einigen Versuchsdurchführungen nicht alle

einzelnen Messwerte erreicht, jedoch kann die Mehrzahl der Messkurven durch diese kalib-

rierten Werte abgedeckt werden.


| 110

Tabelle 36: Kalibrierte Kennwerte

Feld Neu Isenburg Köln-Eigelstein

Nahfeld k= 70 α= 1,0 β= 1,0

k= 50 α= 1,0 β= 1,0

Fernfeld k= 100 α= 1,0 β= 1,3

k= 80 α= 1,0 β= 1,3

Exemplarisch wird in Abbildung 67 eine Messkurve mit den prognostizierten Werten im Nah-

bereich sowie Fernbereich dargestellt. Weitere Abbildungen sind im Anhang F einzusehen:

Abbildung 67: Vergleich kalibrierte Prognosewerte mit den Messungen bei 8 m Rammtiefe

Abbildung 67 zeigt, dass die Prognosekurven Nah- und Fernfeld die gemessenen Schwingge-

schwindigkeiten gut und mit geringerer Abweichung als nur ausgehend von einem Parameter-

satz beschreiben. Dementsprechend erscheint es sinnvoll für den Nah- und Fernbereich un-

terschiedliche Dämpfungen im Sinne von klassifizierten empirischen Kennwerten anzusetzen.

Abgesehen von einigen Auswertungskurven konnte die Prognose Fernfeld die gemessenen

Schwinggeschwindigkeiten gut beschreiben. Eine Optimierung der Prognose Fernfeld mit ei-

ner genaueren Definition des Überganges zwischen Nah- und Fernfeld wären denkbar.

Zur Bestätigung dieser Vermutung wird empfohlen, weitere Proberammungen durchzuführen

bzw. gemessene Schwinggeschwindigkeiten infolge Rammarbeiten auszuwerten. Dabei sollte

darauf geachtet werden, dass neben den Schwinggeschwindigkeiten, die zugehörigen Ankom-

mensfrequenzen gemessen werden. Darüber hinaus wären für genauere Klassifizierungen

Versuchsdurchführungen in verschiedenen Böden sinnvoll. Im Rahmen des Versuchsprojek-

tes wären Proberammungen mit Erschütterungsmessungen im Freifeld sowie im Gebäude

empfehlenswert. Eine exakte Definition der Entfernungen ist ratsam.

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Radiale Entfernung zur Emissionsquelle [m]

Menck SB 270: Vergleich Prognose mit Messung bei 8 m Rammtiefe

8 m Tiefe Messwerte Prognose Nahfeld Prognose Fernfeld

| 111

8 FAZIT UND AUSBLICK

Ziel dieser Masterarbeit war die Herleitung von Erschütterungsprognosen für zukünftige Bau-

projekte. Anhand von drei Bauverfahren sollten bereits existierende, empirische Ansätze kali-

briert, bewertet und klassifiziert werden.

Im zweiten Kapitel wurden zunächst die Grundlagen der Wellenausbreitung im Baugrund unter

Einfluss von zwei Dämpfungsarten erläutert. Die signifikante Gleichung beschreibt das Zusam-

menwirken der geometrischen und der materiellen Dämpfung. Dabei wird die geometrische

Amplitudenabnahme durch eine Verminderung der Energiedichte mit wachsender Entfernung

von der Erschütterungsquelle beschrieben. Die materielle Dämpfung wird als Energieverlust

infolge innerer Reibung zwischen den Kornpartikeln definiert.

In Kapitel drei wurde die Methodik zur Erschütterungsmessung vorgestellt und die Erschütte-

rungseinwirkungen gemäß DIN 4150-2 und DIN 4150-3 aufgeführt. Neben der Belästigung der

Menschen in Gebäuden, wurde der Fokus auf Erschütterungseinwirkungen auf bauliche Anla-

gen gelegt. Die frequenzabhängigen Anhaltswerte, die sich in Einwirkungsort, Einwirkungs-

dauer, Tageszeit und Baumaßnahme klassifizieren lassen, dienten als Grundlage für die in

Kapitel fünf bis sieben untersuchten Baubetriebe. Des Weiteren wurde ein Näherungsverfah-

ren vorgestellt, auf dessen Basis eine maximal zulässige Schwinggeschwindigkeit und Lade-

menge hergeleitet werden konnte, um Belästigungen der Menschen auszuschließen.

Kapitel vier beinhaltet die Untersuchung der Erschütterungen aus dem allgemeinen Baube-

trieb. Unter Verwendung der DIN 4150-1 wurden Prognosemodelle für das Fernfeld aufgeführt.

Unter dem Aspekt „Erschütterungen infolge Schildvortrieb“ wurde in Kapitel fünf die resultie-

rende Wellenausbreitung im Baugrund vorgestellt. Anschließend wurden zwei vorhandene

Prognosemodelle analysiert. Aufgrund von fehlenden empirischen Anhaltswerten ist lediglich

eine Vorprognose der zu erwartenden Erschütterungen nach Godio et. al. möglich, die auf der

sicheren Seite liegt. Werden parallel zum Schildvortrieb Probemessungen gemacht, können

realitätsnahe Schwinggeschwindigkeiten anhand eines Prognosemodells nach Speakman und

Lyons kalibriert werden. Die Untersuchung eines Tunnelbauprojektes in Karlsruhe ergab, dass

der Schildvortrieb ein erschütterungsarmes Bauverfahren ist, mit dessen Einsatz nicht von ei-

ner Verminderung der Gebrauchstauglichkeit von baulichen Anlagen zu rechnen ist. Des Wei-

teren konnte eine Belästigung der Menschen mittels Schildvortrieb ausgeschlossen werden.

Das Bauverfahren „Sprengvortrieb“ wurde in Kapitel fünf bearbeitet. Infolge des Sprengvortrie-

bes, sind im Gegensatz zu anderen Erschütterungsquellen die größten Schwinggeschwindig-

keitswerte und der weiteste Ausbreitungsradius zu verzeichnen. Anhand der Analyse der vor-

handenen Messdaten haben sich zwei Prognosemodelle für die Berechnung der Schwingge-

8 Fazit und Ausblick

| 112

schwindigkeiten bewährt. Zum einen die Koch´sche Formel für den Nahbereich und zum an-

deren die Gleichung nach Lüdeling für Sedimentgesteine im Fernfeld. Beide Prognosemodelle

basieren auf empirischen Kennwerten und können durch das Zusammenwirken von geomet-

rischer und materieller Dämpfung beschrieben werden. Der Vergleich der Messdaten aus zwei

Sprengvortriebs-Projekten verdeutlichte, dass mittels Prognosegleichungen, vor allem bei ei-

ner Querschnittsaufweitung, realitätsnahe Aussagen der auftretenden Erschütterungen ge-

macht werden können. Bei Sprengungen für einen Vollausbruch konnten nur die Mittelwerte

der gemessenen Schwinggeschwindigkeiten gut prognostiziert werden. Es stellte sich ein Un-

terschied zwischen den geometrischen Dämpfungen bei der Querschnittsaufweitung im Ver-

gleich zum Vollausbruch heraus. Unter zusätzlicher Betrachtung von Probesprengungen

konnten Schwinggeschwindigkeiten mit geringen Abweichungen zu den aufgetretenen Er-

schütterungen prognostiziert werden.

Kapitel sieben beinhaltete den Baubetrieb „Rammarbeiten“. Die Wellenausbreitung im Bau-

grund wurde aufgrund der Oberflächenanregung primär durch Oberflächenwellen beschrie-

ben. Zum einen wurde gemäß DIN 4150-1 eine Prognosegleichung vorgestellt, die Schwing-

geschwindigkeiten auf Grundlage von Messwerten kalibriert. Durch diese unterstützenden

Probemessungen waren realitätsnahe Prognosen der auftretenden Erschütterungen realisier-

bar. Zum anderen wurde in einigen Prognosemodellen ein empfohlener empirischer Beiwert

angegeben. Die empirischen Beiwerte stellen Erfahrungswerte dar, die sich je nach Geologie,

Rammgut oder Rammart für die Prognosegleichung unterscheiden. Der Vergleich mit den re-

alen Projektdokumentationen zeigte, dass nicht alle Prognosemodelle die gemessenen

Schwinggeschwindigkeiten bestätigen. Des Weiteren konnte für die Thematik Rammarbeiten

kein vergleichbares Prognosemodell aus der Literatur erschlossen werden. Demnach wurden

im Rahmen dieser Auswertung empirische Beiwerte kalibriert, die eine Klassifizierung in das

eingesetzte Rammgerät, der damit verbundenen emittierten Energie und Frequenz sowie der

Geologie erlaubten. Gleichzeitig wurde der Unterschied zwischen Nahfeld und Fernfeld dar-

gestellt. Aufgrund der verschiedenen Dämpfungen konnten die Schwinggeschwindigkeiten

durch ein Prognosemodell mit zwei empirischen Datensätzen definiert werden.

Die Ausarbeitung dieser Masterarbeit verdeutlicht, dass Erschütterungsprognose- Modelle

gute Ergebnisse liefern. Vorteile der empirischen Modelle sind ein geringer Rechenaufwand,

die Flexibilität der Rechenschritte durch Variierung der Parameter sowie ein geringer Kosten-

faktor. Dadurch sind Erschütterungsprognosen deutlich wirtschaftlicher als dauerhafte Er-

schütterungsmessungen.

Zusammenfassend wurden im Rahmen dieser Masterarbeit empirische Beiwerte für Erschüt-

terungsprognosen unterschiedlicher Baubetriebe hergeleitet und Empfehlungen für zukünftige

Bauprojekte gegeben.

Damit die empirischen Modelle in Zukunft noch präziser und realitätsnaher werden, ist die

Untersuchung und Dokumentation von weiteren Projekten essentiell. Auf dieser Grundlage

können Prognosemodelle zukünftig weiterentwickelt werden. Für die untersuchten Bauverfah-

ren ist folgender Forschungsbedarf notwendig.

8 Fazit und Ausblick

| 113

Für den Schildvortrieb sind Auswertungen von Erschütterungsmessdaten notwendig, um eine

Klassifizierung in vorhandene Geologien, der Art der Vortriebsmaschine, den Maschinen-

durchmesser sowie der Überdeckungen zu erlangen.

Das Bauverfahren des Sprengvortriebs bedarf weiteren Forschungen, die die geometrische

Dämpfung bei einem Vollausbruch im Vergleich zu einer Querschnittsaufweitung untersuchen.

Beim Bauverfahren Rammarbeiten sollten weitere Erschütterungsmessdaten dokumentiert

und analysiert werden, um die resultierenden Schwinggeschwindigkeiten im Nahfeld herzulei-

ten. Das Ansetzen unterschiedlicher Dämpfungen im Nahfeld und Fernfeld sowie eine Klassi-

fizierung in Rammtiefe werden empfohlen.

Abschließend sollten die kalibrierten empirischen Beiwerte sowie Empfehlungen dieser Aus-

arbeitung validiert werden.

| V

LITERATURVERZEICHNIS

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| X

ANHANG

ANHANG A: STEINBÜHLTUNNEL

Tabelle A- 1: Anzusetzende Lademengen im Nachtzeitraum

Tunnelstation km Lademenge je Zündzeitstufe

Beschreibung

51.00 – 50.90 ≤ 1,25 kg Umfahrung Oberdrackenstein






50.40 – 50.30 ≤ 2,50 kg Umfahrung IO 12 Kölleshöfe








49.80 – 49.75 ≤ 1,25 kg Umfahrung Eselhöfe



49.60 – 49.05 Nachtsprengverbot Unterfahrung Eselhöfe








48.60 – 48.5 + 89 ≤ 2,91 kg Umfahrung Eselhöfe

Tabelle A- 2: Messbericht IO 10 vom 01.07.2014 bis 30.09.2014

Messdaten Erschütterungen- Wiesensteigerstraße 80 (Keller)

Nr. Datum Zeit Dauer Peak-

1 Peak-

2 Peak-

3 V-Sum Freq-1

Freq-2

Freq-3

3 29.07.2014 08:55:39 2,00 0,190 0,236 0,116 0,316 0,78 54,69 63,28

4 29.07.2014 08:55:50 2,32 0,331 0,223 0,258 0,399 47,66 69,53 69,53

5 29.07.2014 08:55:53 3,52 0,453 0,951 0,363 1,090 0,39 69,14 68,36

6 29.07.2014 08:56:05 2,06 0,177 0,251 0,124 0,258 40,63 57,81 66,41

8 29.07.2014 08:56:41 2,01 0,199 0,382 0,094 0,440 40,63 3,91 64,06

9 29.07.2014 08:56:45 4,01 0,129 0,371 0,090 0,379 0,00 0,00 64,45

10 29.07.2014 08:56:50 2,00 0,010 0,188 0,100 0,188 3,13 59,38 60,94

Anhang

| XI

12 29.07.2014 08:58:52 2,05 0,362 0,520 0,329 0,633 42,19 58,59 64,06

13 29.07.2014 08:58:55 2,00 0,137 0,206 0,069 0,219 43,75 0,00 70,31

14 29.07.2014 08:58:59 2,10 0,158 0,384 0,204 0,408 46,88 59,38 61,72

15 29.07.2014 08:59:52 2,14 0,238 0,277 0,150 0,326 43,75 56,25 56,25

16 29.07.2014 08:59:56 4,00 0,059 0,270 0,218 0,288 0,00 0,00 61,72

17 29.07.2014 09:03:03 2,03 0,018 0,116 0,305 0,325 42,97 66,41 76,56

18 29.07.2014 09:04:20 2,01 0,087 0,387 0,101 0,390 40,63 0,00 62,50

20 29.07.2014 14:55:58 2,00 0,206 0,047 0,019 0,207 157,03 0,78 0,78

26 03.08.2014 17:15:49 2,00 0,203 0,260 0,251 0,415 21,09 21,09 21,09

27 03.08.2014 20:15:56 2,00 0,386 0,498 0,482 0,793 14,06 14,06 14,06

28 03.08.2014 22:03:22 2,00 0,502 0,636 0,617 1,018 17,97 17,97 17,97

31 06.08.2014 09:52:46 2,01 1,474 1,896 1,835 3,022 17,97 17,97 17,97

36 10.08.2014 15:05:16 2,00 0,216 0,276 0,268 0,441 14,84 10,94 10,94

38 10.08.2014 21:40:55 2,00 0,235 0,297 0,288 0,476 14,84 14,84 14,84

39 10.08.2014 21:57:23 2,00 0,488 0,631 0,613 1,006 14,06 17,97 17,97

41 12.08.2014 08:10:40 2,00 0,628 0,792 0,771 1,272 17,97 14,06 17,97

42 12.08.2014 08:16:10 2,00 0,200 0,254 0,247 0,407 17,97 17,97 14,06

45 14.08.2014 10:12:15 2,00 0,274 0,351 0,342 0,561 12,50 19,53 19,53

50 18.08.2014 11:50:41 2,01 0,919 1,158 1,142 1,868 14,06 14,06 14,06

52 19.08.2014 09:32:41 2,00 0,231 0,308 0,302 0,490 17,97 14,06 14,06

55 21.08.2014 12:33:21 2,03 0,223 0,116 0,108 0,244 4,69 5,47 4,69

60 25.08.2014 13:09:48 2,50 0,211 0,215 0,159 0,301 4,69 13,28 3,91

62 25.08.2014 20:16:40 2,00 0,216 0,277 0,280 0,449 7,03 50,00 14,06

63 25.08.2014 21:08:13 2,00 0,162 0,210 0,213 0,340 10,94 10,94 10,94

64 26.08.2014 07:20:28 2,00 0,624 0,792 0,800 1,287 10,94 10,94 10,94

66 27.08.2014 09:35:13 2,00 0,350 0,456 0,461 0,737 17,97 14,06 14,06

67 27.08.2014 11:14:09 2,00 0,180 0,235 0,240 0,381 14,06 14,06 14,06

73 01.09.2014 10:15:13 2,00 0,149 0,195 0,198 0,315 7,81 7,03 16,41

75 01.09.2014 21:18:00 2,00 0,474 0,612 0,620 0,992 49,22 35,94 50,00

77 03.09.2014 09:30:24 2,00 0,453 0,585 0,591 0,947 11,72 19,53 53,91

78 03.09.2014 13:06:49 2,00 0,246 0,327 0,331 0,526 10,94 10,94 10,94

79 03.09.2014 13:15:59 2,00 0,372 0,485 0,491 0,784 10,94 10,94 10,94

82 04.09.2014 16:52:59 2,00 0,250 0,325 0,328 0,524 12,50 16,41 16,41

86 08.09.2014 11:02:40 2,00 0,465 0,603 0,611 0,976 25,00 50,00 25,00

88 09.09.2014 10:27:17 2,00 0,158 0,203 0,206 0,330 25,00 25,00 50,00

90 10.09.2014 09:22:47 2,00 0,390 0,508 0,516 0,823 17,97 17,97 17,97

92 11.09.2014 09:26:41 2,00 0,275 0,364 0,369 0,587 10,94 10,94 10,94

97 15.09.2014 10:59:13 2,00 0,693 0,897 0,909 1,453 16,41 35,94 50,00

101 18.09.2014 10:52:39 2,00 0,274 0,357 0,362 0,578 10,94 14,84 14,84

102 18.09.2014 11:17:08 2,17 1,238 1,523 1,554 2,503 18,75 18,75 18,75

105 20.09.2014 13:58:56 3,11 0,454 0,557 0,572 0,919 85,55 17,97 20,70

108 21.09.2014 18:37:51 2,84 1,504 1,821 1,855 3,003 25,00 25,00 25,00

109 22.09.2014 10:48:20 2,00 0,704 0,905 0,916 1,467 10,94 10,94 10,94

111 22.09.2014 18:24:17 2,00 0,158 0,205 0,208 0,332 10,94 10,94 10,94

112 23.09.2014 09:57:51 2,37 0,261 0,133 0,103 0,288 4,69 3,91 3,91

Anhang

| XII

114 24.09.2014 09:15:20 2,00 0,210 0,274 0,278 0,443 14,06 14,06 14,06

116 25.09.2014 15:44:29 2,01 0,223 0,126 0,071 0,235 4,69 8,59 5,47

119 26.09.2014 20:59:03 2,00 0,481 0,609 0,616 0,991 17,97 17,97 17,97

123 29.09.2014 09:05:30 2,00 0,230 0,298 0,301 0,482 16,41 14,06 7,03

124 29.09.2014 11:05:13 2,00 0,255 0,328 0,332 0,532 10,94 10,94 10,94

126 30.09.2014 12:38:13 2,00 0,566 0,738 0,747 1,193 10,94 10,94 10,94

58 Messungen

s mm/s mm/s mm/s mm/s 1/s 1/s 1/s

Maximum 4,01 1,50 1,90 1,86 3,02 157,03 69,53 76,56

Mittelwert 2,16 0,36 0,47 0,43 0,73 21,66 22,22 28,66

Abbildung A- 1: Gemessene Schwinggeschwindigkeiten in Abhängigkeit von der Frequenz

0,00

0,20

0,40

0,60

0,80

1,00

1,20

1,40

1,60

1,80

2,00

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180

Sch

win

gg

esch

win

dig

keit

[m

m/s

]

Frequenz [Hz]

Messwerte IO 10: 01.07.14 - 30.09.14

Peak-1Peak- 2Peak-3

Anhang

| XIII

Abbildung A- 2: Beurteilung der Messwerte gemäß DIN 4150-3



Nr. Datum Zeit Dauer Peak-

1 Peak-2 Peak-3 V-Sum Freq-1 Freq-2 Freq-3

129 02.10.2014 12:40:19 2,00 0,199 0,260 0,264 0,420 21,09 21,09 21,09

134 06.10.2014 10:03:45 2,01 0,965 1,247 1,264 2,021 17,97 17,97 17,97

136 07.10.2014 11:15:46 2,00 0,152 0,193 0,195 0,314 14,06 14,06 14,06

137 07.10.2014 12:30:23 2,00 0,705 0,910 0,922 1,475 17,19 17,97 50,00

139 08.10.2014 09:51:06 2,00 0,179 0,227 0,230 0,370 14,06 17,97 17,97

140 08.10.2014 11:28:13 2,00 0,224 0,287 0,291 0,466 32,03 32,03 64,06

2 13.10.2014 10:05:43 2,00 0,145 0,193 0,195 0,310 17,97 10,94 17,97

4 13.10.2014 18:57:13 2,00 0,198 0,259 0,262 0,418 14,06 14,06 14,06

7 16.10.2014 09:30:44 2,00 0,179 0,232 0,235 0,376 21,09 10,94 10,94

8 16.10.2014 11:05:17 2,00 0,209 0,272 0,276 0,440 14,06 14,06 14,06

10 17.10.2014 09:40:26 2,00 0,410 0,545 0,553 0,878 14,06 14,06 14,06

11 17.10.2014 09:40:29 2,00 0,243 0,313 0,317 0,508 17,97 17,97 17,97

12 17.10.2014 11:50:04 2,01 0,606 0,788 0,798 1,275 14,06 14,06 14,06

16 20.10.2014 09:11:07 2,26 0,339 0,148 0,149 0,372 4,69 5,47 4,69

20 23.10.2014 12:15:38 2,00 0,339 0,434 0,441 0,705 57,03 16,41 53,91

22 24.10.2014 10:12:41 2,00 0,514 0,663 0,672 1,075 14,06 14,84 50,00

27 27.10.2014 09:30:57 2,00 0,161 0,210 0,212 0,340 21,09 17,97 50,00

28 27.10.2014 09:55:01 2,00 0,264 0,333 0,339 0,544 14,06 14,06 50,00

29 27.10.2014 22:04:33 2,00 0,205 0,268 0,271 0,433 17,97 17,97 17,97

31 28.10.2014 09:44:35 2,00 0,261 0,340 0,345 0,550 14,84 14,84 14,06

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

22

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180

Sch

win

gg

esch

win

dig

keit

[m

m/s

]

Frequenz [Hz]

Messwerte IO 10: 01.07.14 - 30.09.14

Peak-1

Peak- 2

Peak-3

Anhang

| XIV

33 29.10.2014 10:30:31 2,01 0,867 1,117 1,133 1,812 36,72 35,94 36,72

35 30.10.2014 13:15:04 2,33 0,254 0,138 0,106 0,276 7,03 5,47 6,25

37 31.10.2014 12:10:59 2,00 0,602 0,781 0,793 1,266 50,00 50,00 46,09

39 01.11.2014 15:44:11 2,00 0,231 0,293 0,297 0,477 10,94 10,94 10,94

41 03.11.2014 07:29:35 2,00 0,168 0,219 0,222 0,354 10,94 10,94 10,94

45 05.11.2014 10:03:05 2,01 0,792 1,019 1,034 1,653 16,41 13,28 35,94

47 07.11.2014 09:24:14 2,00 0,220 0,276 0,280 0,450 10,94 10,94 10,94

49 07.11.2014 12:09:45 2,00 0,420 0,543 0,551 0,881 14,84 14,84 14,84

53 10.11.2014 11:53:47 2,00 0,225 0,289 0,296 0,471 14,06 14,06 50,00

54 10.11.2014 14:13:07 2,01 0,879 1,120 1,137 1,822 21,09 17,97 21,09

55 10.11.2014 14:14:51 2,00 0,283 0,365 0,371 0,592 14,06 14,06 14,06

56 11.11.2014 08:32:03 2,00 0,210 0,266 0,270 0,434 14,06 14,06 14,06

57 11.11.2014 08:32:53 2,00 0,209 0,275 0,279 0,444 25,00 25,00 25,00

59 11.11.2014 10:58:46 2,00 0,438 0,553 0,560 0,901 17,97 17,97 17,97

62 13.11.2014 09:37:20 2,01 0,677 0,873 0,886 1,416 13,28 35,16 49,22

63 13.11.2014 12:00:46 2,00 0,362 0,464 0,472 0,754 17,97 17,97 21,09

65 14.11.2014 09:59:09 2,00 0,187 0,244 0,247 0,394 7,03 7,03 14,06

66 14.11.2014 13:18:15 2,01 0,466 0,320 0,058 0,565 148,44 0,78 0,78

71 18.11.2014 10:37:52 2,00 0,186 0,241 0,245 0,391 14,84 14,06 14,06

72 19.11.2014 09:29:43 2,00 0,280 0,371 0,377 0,599 17,97 17,97 17,97

74 19.11.2014 16:33:00 2,00 0,187 0,241 0,245 0,392 12,50 16,41 16,41

76 20.11.2014 09:54:25 2,00 0,249 0,335 0,340 0,539 17,97 17,97 17,97

77 20.11.2014 11:40:48 2,22 0,324 0,140 0,102 0,333 4,69 5,47 3,91

79 20.11.2014 19:57:37 3,97 0,032 0,085 0,011 0,091 0,39 0,00 0,00

80 21.11.2014 09:30:01 2,00 0,455 0,588 0,597 0,954 17,97 17,97 50,00

82 21.11.2014 13:17:12 2,02 0,261 0,689 0,025 0,737 128,91 127,34 0,78

86 24.11.2014 19:52:58 2,00 0,454 0,549 0,562 0,908 50,00 50,00 50,00

87 25.11.2014 09:39:43 2,00 0,151 0,196 0,199 0,318 7,03 7,03 7,03

93 29.11.2014 22:37:42 2,00 0,299 0,387 0,393 0,627 10,94 10,94 10,94

95 30.11.2014 15:58:50 2,00 0,255 0,336 0,341 0,543 21,09 21,09 21,09

97 01.12.2014 10:09:37 2,00 0,267 0,341 0,347 0,555 21,09 21,09 21,09

99 02.12.2014 12:04:13 2,02 0,241 0,145 0,124 0,275 4,69 4,69 4,69

101 03.12.2014 10:05:53 2,00 0,358 0,463 0,471 0,751 53,91 53,91 50,00

102 04.12.2014 09:49:24 2,00 0,180 0,231 0,233 0,374 14,84 10,94 10,94

104 05.12.2014 09:20:23 2,00 0,159 0,204 0,208 0,332 21,09 17,97 17,97

106 05.12.2014 17:08:37 2,04 0,183 0,255 0,078 0,266 153,91 142,19 146,88

107 06.12.2014 09:50:23 2,05 0,327 0,576 0,025 0,662 153,91 146,88 0,78

110 07.12.2014 17:42:42 2,00 0,257 0,331 0,335 0,537 17,97 17,97 17,97

112 08.12.2014 10:11:41 2,00 0,187 0,242 0,246 0,392 17,97 17,97 50,00

113 08.12.2014 11:56:37 2,00 0,304 0,391 0,397 0,635 14,06 17,97 17,97

114 09.12.2014 09:41:24 2,01 0,740 0,945 0,962 1,538 14,84 14,84 14,84

116 09.12.2014 11:26:00 2,00 0,348 0,440 0,448 0,718 17,97 17,97 50,00

118 10.12.2014 14:23:08 2,00 0,466 0,601 0,611 0,975 14,84 14,06 14,06

119 10.12.2014 16:09:33 2,00 0,357 0,458 0,464 0,743 25,00 21,09 25,00

121 11.12.2014 19:43:08 2,07 3,621 3,512 0,949 4,793 64,06 64,06 121,09

123 12.12.2014 11:39:40 2,00 0,206 0,265 0,269 0,430 17,97 17,97 50,00

Anhang

| XV

125 13.12.2014 14:57:40 2,00 0,159 0,197 0,012 0,254 147,66 147,66 0,78

128 15.12.2014 10:36:06 2,00 0,557 0,717 0,728 1,164 14,06 14,06 14,06

129 15.12.2014 11:14:10 2,00 0,547 0,698 0,709 1,135 17,97 17,97 17,97

130 15.12.2014 12:48:21 2,00 0,204 0,265 0,270 0,430 7,03 16,41 7,03

131 15.12.2014 19:40:02 2,47 1,213 1,476 1,508 2,434 10,94 10,94 10,94

133 16.12.2014 11:08:43 2,00 0,175 0,228 0,231 0,369 17,97 17,97 17,97

135 18.12.2014 08:34:20 2,00 0,239 0,309 0,313 0,501 14,06 14,06 14,06

136 18.12.2014 09:49:51 2,01 0,749 0,957 0,970 1,555 17,97 17,97 17,97

141 21.12.2014 20:51:48 2,17 1,164 1,431 1,464 2,355 11,72 11,72 11,72

142 21.12.2014 20:51:50 2,80 0,384 0,477 0,490 0,784 19,92 19,92 50,00

143 22.12.2014 09:27:43 2,00 0,387 0,484 0,490 0,790 10,94 10,94 10,94

145 22.12.2014 11:44:02 2,00 0,226 0,301 0,307 0,486 10,94 10,94 10,94

146 22.12.2014 11:44:28 2,00 0,177 0,224 0,228 0,365 32,03 50,00 32,03

147 22.12.2014 16:07:55 2,00 0,461 0,594 0,604 0,965 17,97 17,97 50,00

148 22.12.2014 17:20:22 2,00 0,032 0,015 0,231 0,234 144,53 25,00 30,47

149 22.12.2014 17:49:50 2,81 1,234 1,497 1,530 2,471 13,67 17,58 36,33

152 24.12.2014 10:26:39 2,06 0,263 0,502 0,033 0,508 125,00 120,31 0,78

153 24.12.2014 10:27:14 2,01 0,231 0,268 0,031 0,329 126,56 149,22 0,00

154 24.12.2014 10:27:17 2,86 0,541 0,276 0,007 0,548 1,56 1,56 50,00

155 24.12.2014 10:27:50 2,01 0,187 0,280 0,010 0,293 150,00 149,22 0,78

159 24.12.2014 10:36:23 2,01 0,217 0,111 0,041 0,245 0,78 0,78 0,78

160 24.12.2014 10:36:27 2,01 0,191 0,094 0,039 0,217 0,78 0,78 25,00

161 24.12.2014 10:36:29 3,03 0,499 0,295 0,106 0,546 0,00 0,00 0,00

162 24.12.2014 10:36:32 2,01 0,127 0,109 0,024 0,146 0,00 0,00 0,00

163 24.12.2014 10:36:34 2,92 0,203 0,106 0,043 0,233 0,00 0,00 0,00

164 24.12.2014 10:36:40 2,00 0,196 0,097 0,037 0,222 0,00 0,00 29,69

165 24.12.2014 10:36:58 3,50 0,596 0,404 0,144 0,694 0,00 0,00 0,00

166 24.12.2014 10:37:03 2,01 0,140 0,128 0,030 0,161 0,78 0,78 25,78

168 24.12.2014 10:37:49 3,42 0,226 0,170 0,056 0,255 0,00 0,00 0,00

169 24.12.2014 10:37:53 8,47 1,048 0,514 0,227 1,114 0,20 0,20 0,20

171 24.12.2014 10:40:31 3,94 0,050 0,022 0,007 0,054 0,00 0,00 0,39

173 24.12.2014 10:42:13 3,26 0,049 0,022 0,002 0,054 0,00 0,00 0,39

175 24.12.2014 10:47:01 4,30 0,050 0,021 0,002 0,054 0,00 0,00 0,00

178 24.12.2014 10:53:10 9,27 0,504 0,423 0,026 0,579 0,00 0,00 0,00

2 24.12.2014 15:20:43 2,00 0,202 0,252 0,252 0,409 87,50 87,50 36,72

5 26.12.2014 15:14:11 2,00 0,603 0,750 0,755 1,223 71,88 50,00 50,00

7 26.12.2014 18:08:05 3,97 0,663 0,623 0,043 0,811 0,00 0,00 142,19

8 26.12.2014 18:08:10 2,11 0,276 0,366 0,013 0,400 79,69 72,66 65,63

11 26.12.2014 18:08:37 8,36 0,469 0,216 0,252 0,546 0,00 0,00 0,00

12 26.12.2014 18:09:45 2,01 0,445 0,151 0,064 0,465 0,78 0,78 0,78

13 26.12.2014 18:09:45 2,01 0,445 0,151 0,064 0,465 0,78 0,78 0,78

14 26.12.2014 18:15:33 2,01 0,435 0,137 0,063 0,459 0,78 0,78 0,78

15 26.12.2014 18:19:02 3,26 0,310 0,131 0,054 0,328 0,00 0,00 0,00

16 26.12.2014 18:20:57 2,01 0,413 0,137 0,060 0,439 0,00 0,00 0,00

17 26.12.2014 18:22:07 4,05 1,112 0,485 0,230 1,191 0,00 0,00 0,00

Anhang

| XVI

18 26.12.2014 18:31:10 2,01 0,358 0,126 0,051 0,379 0,00 0,00 0,00

19 26.12.2014 18:47:01 4,61 0,438 0,247 0,052 0,499 0,00 0,00 0,00

20 26.12.2014 18:51:17 9,02 1,386 0,733 0,280 1,496 0,20 0,20 0,20

21 26.12.2014 18:51:27 2,00 0,146 0,045 0,020 0,148 0,78 0,78 25,00

22 26.12.2014 18:59:31 2,00 0,359 0,460 0,464 0,746 33,59 34,38 50,00

23 26.12.2014 19:05:55 2,03 0,387 0,148 0,060 0,413 0,78 0,78 0,78

24 26.12.2014 19:19:44 3,47 0,512 0,182 0,081 0,542 0,00 0,00 0,00

25 26.12.2014 19:29:23 3,27 0,696 0,241 0,108 0,735 0,00 0,00 0,00

26 26.12.2014 19:38:33 3,31 0,790 0,288 0,119 0,829 0,00 0,00 0,00

27 26.12.2014 19:42:16 4,55 0,819 0,296 0,160 0,854 0,00 0,00 0,00

29 26.12.2014 19:48:27 2,65 0,039 0,021 0,004 0,045 0,39 0,39 0,39

30 26.12.2014 20:36:46 2,03 0,667 0,238 0,099 0,710 0,78 0,78 25,78

31 26.12.2014 21:16:37 3,37 0,763 0,253 0,112 0,803 0,00 0,00 0,00

32 26.12.2014 21:55:57 3,36 0,757 0,270 0,113 0,796 0,00 0,00 0,00

34 26.12.2014 22:36:12 9,46 0,489 0,248 0,020 0,548 0,00 0,00 0,00

35 26.12.2014 23:42:30 8,66 1,194 0,559 0,204 1,318 0,20 0,20 0,20

36 27.12.2014 00:28:06 2,03 0,412 0,156 0,067 0,444 0,78 0,78 26,56

37 27.12.2014 01:58:11 2,03 0,528 0,202 0,083 0,566 0,78 0,78 27,34

38 27.12.2014 03:47:24 2,03 0,513 0,198 0,081 0,550 0,78 0,78 27,34

39 27.12.2014 04:27:16 9,09 1,199 0,552 0,193 1,320 0,20 0,20 0,20

40 27.12.2014 05:42:48 2,03 0,513 0,190 0,078 0,550 0,78 0,78 28,13

41 27.12.2014 08:12:45 2,03 0,489 0,181 0,076 0,524 0,78 0,78 28,91

42 27.12.2014 10:40:44 2,03 0,480 0,181 0,075 0,515 0,78 0,78 28,91

43 27.12.2014 10:54:17 2,00 0,659 0,837 0,847 1,361 14,06 14,06 14,06

45 27.12.2014 13:35:34 2,03 0,545 0,203 0,084 0,584 0,78 0,78 28,91

46 27.12.2014 15:36:45 2,03 0,537 0,201 0,082 0,574 0,78 0,78 28,91

47 27.12.2014 19:59:52 2,02 0,437 0,166 0,066 0,466 0,78 0,78 29,69

48 28.12.2014 00:17:23 2,02 0,456 0,174 0,069 0,486 0,78 0,78 29,69

49 28.12.2014 04:24:24 2,03 0,492 0,185 0,073 0,523 0,78 0,78 30,47

50 28.12.2014 07:49:57 2,02 0,444 0,170 0,067 0,474 0,78 0,78 30,47

51 28.12.2014 08:38:14 3,90 0,485 0,267 0,092 0,498 0,00 0,00 0,00

53 28.12.2014 13:50:51 2,00 0,572 0,726 0,733 1,180 10,94 50,00 10,94

54 28.12.2014 20:02:18 2,00 0,495 0,629 0,636 1,023 17,97 17,97 50,00

55 28.12.2014 21:35:44 2,00 0,380 0,479 0,487 0,782 14,06 14,06 50,00

56 29.12.2014 01:09:50 2,02 0,542 0,203 0,083 0,584 0,78 0,78 32,03

57 29.12.2014 09:10:35 3,09 0,497 0,200 0,081 0,540 0,00 0,00 32,81

59 29.12.2014 14:51:54 9,62 2,056 1,401 0,455 2,124 0,20 0,20 0,20

60 29.12.2014 19:46:07 2,00 0,515 0,651 0,657 1,059 50,00 50,00 14,06

61 29.12.2014 20:08:26 2,00 0,262 0,333 0,338 0,542 10,94 10,94 50,00

62 30.12.2014 00:24:22 2,02 0,477 0,185 0,067 0,503 0,78 0,78 32,03

64 30.12.2014 15:32:18 2,00 0,464 0,587 0,594 0,955 19,53 16,41 19,53

65 31.12.2014 01:21:17 2,02 0,474 0,185 0,068 0,500 0,78 0,78 32,03

66 31.12.2014 07:54:31 2,00 0,267 0,351 0,354 0,565 17,97 17,97 17,97

67 31.12.2014 08:21:37 2,00 0,169 0,216 0,217 0,349 50,00 50,00 14,06

68 31.12.2014 09:58:58 2,02 0,349 0,138 0,051 0,368 0,78 0,78 32,03

70 31.12.2014 14:45:58 2,01 0,973 1,206 1,219 1,971 16,41 21,09 16,41

Anhang

| XVII

71 31.12.2014 20:12:43 2,02 0,352 0,132 0,050 0,378 0,78 0,78 32,03

Anzahl

158 Max 9,62 3,621 3,512 1,53 4,793 153,91 149,22 146,88

Mittelwert 2,596 0,448 0,404 0,315 0,707 20,160 18,437 21,609

Abbildung A- 3: Gemessene Schwinggeschwindigkeit in Abhängigkeit von der Frequenz




0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

3,50

4,00

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180

Sch

win

gg

esch

win

dig

keit

[m

m/s

]

Frequenz [Hz]

Messwerte IO 10: 01.10.14 - 31.12.14

Peak-1Peak- 2Peak-3

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

22

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180

Sch

win

gg

esch

win

dig

keit

[m

m/s

]

Frequenz [Hz]

Messwerte IO 10: 01.10.14 - 31.12.14

Peak-1Peak- 2Peak-3


Anhang

| XVIII

Nr. Datum Zeit Dauer Peak-1 Peak-2 Peak-3 V-Sum Freq-1 Freq-2 Freq-

3

74 01.01.2015 16:08:13 2,03 0,499 0,196 0,071 0,525 0,78 0,78 32,03

77 03.01.2015 07:24:06 2,02 0,461 0,176 0,060 0,487 0,78 0,78 32,03

79 03.01.2015 17:31:01 2,00 0,485 0,619 0,624 1,004 17,97 17,97 17,97

81 04.01.2015 11:32:26 2,02 0,491 0,191 0,065 0,519 0,78 0,78 32,03

84 05.01.2015 14:12:25 2,02 0,365 0,143 0,047 0,384 0,78 0,78 32,03

88 07.01.2015 07:49:50 4,47 0,077 0,024 0,024 0,081 0,00 0,00 0,00

90 08.01.2015 07:52:06 2,03 0,478 0,222 0,016 0,503 60,94 117,19 7,03

94 10.01.2015 17:20:41 2,30 0,448 0,655 0,648 1,025 36,72 36,72 36,72

95 10.01.2015 17:21:32 2,16 0,367 0,251 0,021 0,375 74,22 102,34 0,00

97 11.01.2015 18:06:40 2,80 0,394 0,186 0,022 0,395 61,33 119,53 60,94

98 12.01.2015 08:02:27 2,00 0,231 0,286 0,288 0,467 50,00 50,00 28,91

99 12.01.2015 09:34:45 2,01 0,898 1,142 1,155 1,857 17,97 17,97 17,97

101 12.01.2015 17:45:36 2,22 1,700 0,937 0,068 1,790 56,25 51,56 0,00

102 13.01.2015 09:58:53 2,00 0,167 0,217 0,219 0,351 13,28 14,84 17,97

104 13.01.2015 11:37:20 2,00 0,509 0,634 0,639 1,034 14,06 14,06 14,06

105 14.01.2015 10:10:19 2,00 0,230 0,292 0,295 0,474 14,84 14,06 50,00

107 14.01.2015 12:15:38 2,00 0,280 0,356 0,359 0,578 50,00 50,00 14,06

109 15.01.2015 16:28:36 2,07 0,609 0,201 0,037 0,615 39,84 51,56 0,78

110 15.01.2015 16:36:07 2,97 0,517 0,158 0,018 0,518 36,33 84,77 0,00

111 16.01.2015 10:56:43 2,00 0,429 0,540 0,545 0,879 17,97 17,97 17,97

114 17.01.2015 11:53:45 2,00 0,244 0,305 0,308 0,497 50,00 50,00 10,94

115 17.01.2015 22:01:53 2,15 1,236 0,138 0,017 1,243 52,34 94,53 0,00

117 19.01.2015 10:14:59 2,00 0,685 0,863 0,871 1,405 50,00 50,00 33,59

119 19.01.2015 12:06:42 2,00 0,241 0,307 0,310 0,498 25,78 19,53 50,00

120 20.01.2015 09:30:29 2,00 0,971 1,226 1,245 1,999 12,50 17,97 17,97

121 20.01.2015 11:21:08 2,01 0,737 0,928 0,937 1,511 14,06 14,06 10,06

123 20.01.2015 18:20:30 3,27 1,045 0,211 0,037 1,057 52,34 78,52 29,69

125 21.01.2015 07:53:06 3,49 0,406 0,223 0,018 0,413 121,88 0,00 0,00

126 21.01.2015 08:20:38 2,04 0,351 0,207 0,119 0,412 4,69 5,47 4,69

127 21.01.2015 10:05:32 2,00 0,179 0,228 0,229 0,369 50,00 50,00 14,06

130 23.01.2015 09:31:38 2,01 0,693 0,875 0,882 1,422 50,00 17,97 17,97

131 23.01.2015 09:51:19 2,00 0,204 0,260 0,263 0,423 21,88 21,88 21,88

133 23.01.2015 13:10:13 2,21 2,296 1,066 0,056 2,532 110,16 94,53 0,00

134 23.01.2015 18:22:01 2,05 0,690 0,626 0,067 0,923 64,84 104,69 0,00

135 23.01.2015 18:22:12 2,00 0,219 0,076 0,019 0,219 113,28 123,44 14,84

138 25.01.2015 12:55:54 2,16 0,564 0,264 0,018 0,597 114,06 99,22 0,78

139 26.01.2015 07:55:31 2,02 0,259 0,261 0,015 0,366 112,50 116,41 3,13

141 26.01.2015 18:01:21 2,00 0,243 0,311 0,314 0,505 10,94 50,00 10,94

143 26.01.2015 19:04:17 6,32 0,140 0,024 0,003 0,141 0,00 0,00 10,74

144 27.01.2015 09:49:35 2,00 0,226 0,290 0,294 0,470 10,94 10,94 50,00

145 27.01.2015 11:27:03 2,00 0,273 0,347 0,352 0,565 10,94 10,94 10,94

Anhang

| XIX

58 Messungen s mm/s mm/s mm/s mm/s 1/s 1/s 1/s

Maximum 6,32 2,30 1,23 1,25 2,53 121,88 123,44 60,94

Mittelwert 2,31 0,53 0,40 0,28 0,77 39,46 43,75 17,68



Tabelle A- 5: Messdaten IO 10 vom 01.01.2015 (Nacht)


Nr. Datum Zeit Dauer Peak-1 Peak-2 Peak-

3 V-Sum Freq-1 Freq-2

Freq-3

0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180

Sch

win

gg

esch

win

dig

keit

[m

m/s

]

Frequenz [Hz]

Messwerte IO 10: 01.01.15 - 27.01.15

Peak-1

Peak- 2

Peak-3

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

22

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180

Sch

win

gg

esch

win

dig

keit

[m

m/s

]

Frequenz [Hz]

Messwerte IO 10: 01.01.15 - 27.01.15

Peak-1Peak- 2Peak-3


Anhang

| XX

72 01.01.2015 04:56:09 2,02 0,233 0,153 0,036 0,261 0,78 0,78 32,81

75 02.01.2015 05:26:27 2,02 0,454 0,172 0,062 0,483 0,78 0,78 32,03

82 05.01.2015 04:18:32 2,02 0,462 0,179 0,059 0,487 0,78 0,78 32,03

s mm/s mm/s mm/s mm/s 1/s 1/s 1/s

Maximum 2,02 0,46 0,18 0,06 0,49 0,78 0,78 32,81

Mittelwert 2,02 0,38 0,17 0,05 0,41 0,78 0,78 32,29


Abbildung A- 8: Beurteilung gemäß DIN 4150-3

0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0,25

0,30

0,35

0,40

0,45

0,50

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30 32 34 36 38 40

Sch

win

gg

esch

win

dig

keit

[m

m/s

]

Frequenz [Hz]

Messwerte IO 10: 01.01.15 - Nacht

Peak-1Peak- 2Peak-3

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

22

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30 32 34 36 38 40

Sch

win

gg

esch

win

dig

keit

[m

m/s

]

Frequenz [Hz]

Messwerte IO 10: 01.01.15 - Nacht

Peak-1Peak- 2Peak-3

Anhang

| XXI


Messdaten Erschütterungen- Steinbruch

Nr. Datum Zeit Dauer Peak-1 Peak-2 Peak-3 V-Sum Freq-1 Freq-2 Freq-3

86 13.10.2014 10:36:44 2,03 4,480 3,579 1,214 4,829 25,00 66,41 25,78

87 13.10.2014 10:36:59 2,00 4,557 2,884 1,043 4,974 25,00 78,13 25,00

88 13.10.2014 10:56:37 6,94 8,759 4,736 4,726 9,137 126,17 0,00 0,00

89 13.10.2014 10:57:01 6,78 5,483 3,165 1,196 5,993 109,38 109,38 87,50

90 13.10.2014 10:57:18 5,05 6,870 3,308 1,514 7,347 117,97 69,53 69,53

91 13.10.2014 10:57:26 2,66 5,398 2,798 2,253 5,528 105,86 105,86 99,61

92 13.10.2014 10:57:32 2,72 7,203 4,334 1,629 7,253 108,59 108,59 24,61

93 13.10.2014 10:57:46 5,50 3,626 5,536 2,195 5,707 59,57 82,03 111,72

94 13.10.2014 10:58:05 2,11 5,584 3,283 1,527 5,684 110,16 80,47 100,78

95 13.10.2014 10:59:14 10,47 7,528 7,625 6,932 9,018 0,10 0,10 106,74

96 13.10.2014 11:00:00 4,08 8,356 4,231 3,252 8,784 21,88 102,34 21,88

97 13.10.2014 11:01:13 3,26 10,478 8,073 5,611 12,272 21,88 0,00 149,22

98 13.10.2014 11:01:21 2,79 12,728 6,152 3,516 13,604 22,66 0,00 99,22

99 13.10.2014 13:38:18 2,00 2,336 2,136 4,072 4,171 114,06 103,91 103,91

102 14.10.2014 15:24:35 2,00 4,041 1,597 3,618 4,347 113,28 80,47 89,84

103 14.10.2014 19:11:45 2,00 4,022 1,057 2,229 4,125 113,28 78,91 93,75

104 14.10.2014 22:54:03 2,01 4,193 1,568 3,587 4,333 101,56 79,69 97,66

107 17.10.2014 07:02:40 2,01 3,663 1,561 4,562 4,641 100,78 105,47 91,41

108 17.10.2014 10:58:31 2,00 3,600 2,126 4,502 5,096 100,00 103,91 89,84

115 22.10.2014 20:07:01 2,00 4,589 2,062 2,448 4,939 104,69 82,81 73,44

116 23.10.2014 00:54:24 2,00 4,058 1,250 2,330 4,235 104,69 83,59 101,56

33 23.10.2014 17:20:34 2,00 4,508 1,089 2,542 4,511 107,81 125,78 60,94

34 23.10.2014 19:45:12 2,01 4,906 1,305 3,503 5,214 104,69 77,34 62,50

35 24.11.2014 02:26:23 3,05 4,768 1,134 3,136 4,849 110,94 80,86 86,72

36 24.11.2014 04:26:39 2,01 5,301 1,329 3,321 5,312 101,56 37,50 88,28

37 24.11.2014 07:04:11 2,01 4,521 0,688 1,781 4,527 107,03 121,09 89,06

39 24.11.2014 13:54:26 2,00 4,097 1,073 2,252 4,160 110,16 96,09 92,97

40 24.11.2014 16:28:35 3,07 5,378 1,332 2,577 5,421 107,81 102,73 85,55

41 24.11.2014 18:41:59 2,02 5,300 1,117 2,425 5,344 108,59 103,13 90,63

42 24.11.2014 21:11:25 2,80 4,708 1,249 1,874 4,757 104,30 104,30 90,63

45 27.11.2014 05:12:06 2,00 4,106 2,097 2,309 4,183 103,91 35,16 88,28

66 12.12.2014 14:43:56 2,01 4,159 1,113 0,358 4,254 1,56 0,00 0,00

72 17.12.2014 15:13:03 2,01 4,390 0,315 0,573 4,394 7,03 0,78 8,91

73 17.12.2014 15:18:18 2,02 5,981 1,612 0,077 6,013 6,25 6,25 0,00

Max 12,728 8,073 6,932 13,604 126,17 125,78 149,22

MW 5,402 2,603 2,667 5,852 82,006 70,959 73,749

Anhang

| XXII


Abbildung A- 10: Beurteilung gemäß DIN 4150-3

0,00

2,00

4,00

6,00

8,00

10,00

12,00

14,00

0 20 40 60 80 100 120 140 160

Sch

win

gg

esch

win

dig

keit

[m

m/s

]

Frequenz [Hz]

Messwerte IO 09: 01.10.14 - 31.12.14

Peak-1Peak- 2Peak-3

0

10

20

30

40

50

60

0 20 40 60 80 100 120 140 160

Sch

win

gg

esch

win

dig

keit

[m

m/s

]

Frequenz [Hz]

Messwerte IO 09: 01.10.14 - 31.12.14

Peak-1Peak- 2Peak-3


Anhang

| XXIII

Tabelle A- 7: Lademengen- Abstandstabelle Steinbühltunnel

f0 [Hz] 5,6

f [Hz] 30 typische Deckenfreq.

A0 8 DIN 4150-2 K. 6.5.4.2

cf 0,6 Erfahrungsgemäß für Sprengungen

KB*Fmax KB vmax,zul Ü vmax,zul Fundament

Tag 8 13,33333333 19,18188446 3 6,393961486

Nacht 0,3 0,5 0,719320667 3 0,239773556

Koch

Lüdeling Sedimentge-steine

vmax= k*Lb*R-m

k 120 k 1162,8

m 1,52

b 0,59

Entf. Tag Nacht Tag Nacht

L [kg] L [kg] L [kg] L [kg]

1 0,00 0,00 0,00 0,00

2 0,01 0,00 0,00 0,00

3 0,03 0,00 0,00 0,00

4 0,05 0,00 0,01 0,00

5 0,07 0,00 0,01 0,00

6 0,10 0,00 0,01 0,00

7 0,14 0,00 0,02 0,00

8 0,18 0,00 0,03 0,00

9 0,23 0,00 0,04 0,00

10 0,28 0,00 0,06 0,00

11 0,34 0,00 0,07 0,00

12 0,41 0,00 0,09 0,00

13 0,48 0,00 0,11 0,00

14 0,56 0,00 0,13 0,00

15 0,64 0,00 0,16 0,00

16 0,73 0,00 0,19 0,00

17 0,82 0,00 0,22 0,00

18 0,92 0,00 0,25 0,00

19 1,02 0,00 0,29 0,00

20 1,14 0,00 0,33 0,00

21 1,25 0,00 0,38 0,00

22 1,37 0,00 0,42 0,00

23 1,50 0,00 0,48 0,00

24 1,64 0,00 0,53 0,00

25 1,77 0,00 0,59 0,00

26 1,92 0,00 0,65 0,00

vmax=K*√𝐿/R

Anhang

| XXIV

27 2,07 0,00 0,72 0,00

28 2,23 0,00 0,79 0,00

29 2,39 0,00 0,87 0,00

30 2,56 0,00 0,94 0,00

31 2,73 0,00 1,03 0,00

32 2,91 0,00 1,12 0,00

33 3,09 0,00 1,21 0,00

34 3,28 0,00 1,30 0,00

35 3,48 0,00 1,41 0,01

36 3,68 0,01 1,51 0,01

37 3,89 0,01 1,62 0,01

38 4,10 0,01 1,74 0,01

39 4,32 0,01 1,86 0,01

40 4,54 0,01 1,98 0,01

41 4,77 0,01 2,11 0,01

42 5,01 0,01 2,25 0,01

43 5,25 0,01 2,39 0,01

44 5,50 0,01 2,53 0,01

45 5,75 0,01 2,69 0,01

46 6,01 0,01 2,84 0,01

47 6,27 0,01 3,00 0,01

48 6,54 0,01 3,17 0,01

49 6,82 0,01 3,34 0,01

50 7,10 0,01 3,52 0,01

51 7,38 0,01 3,71 0,01

52 7,68 0,01 3,90 0,01

53 7,97 0,01 4,09 0,02

54 8,28 0,01 4,30 0,02

55 8,59 0,01 4,50 0,02

56 8,90 0,01 4,72 0,02

57 9,22 0,01 4,94 0,02

58 9,55 0,01 5,16 0,02

59 9,88 0,01 5,40 0,02

60 10,22 0,01 5,64 0,02

61 10,56 0,01 5,88 0,02

62 10,91 0,02 6,13 0,02

63 11,27 0,02 6,39 0,02

64 11,63 0,02 6,66 0,03

65 12,00 0,02 6,93 0,03

66 12,37 0,02 7,20 0,03

67 12,74 0,02 7,49 0,03

68 13,13 0,02 7,78 0,03

69 13,52 0,02 8,08 0,03

70 13,91 0,02 8,38 0,03

71 14,31 0,02 8,70 0,03

72 14,72 0,02 9,01 0,03

Anhang

| XXV

73 15,13 0,02 9,34 0,04

74 15,55 0,02 9,67 0,04

75 15,97 0,02 10,01 0,04

76 16,40 0,02 10,36 0,04

77 16,83 0,02 10,72 0,04

78 17,27 0,02 11,08 0,04

79 17,72 0,02 11,45 0,04

80 18,17 0,03 11,83 0,05

81 18,63 0,03 12,21 0,05

82 19,09 0,03 12,60 0,05

83 19,56 0,03 13,00 0,05

84 20,03 0,03 13,41 0,05

85 20,51 0,03 13,82 0,05

86 21,00 0,03 14,25 0,05

87 21,49 0,03 14,68 0,06

88 21,99 0,03 15,12 0,06

89 22,49 0,03 15,56 0,06

90 23,00 0,03 16,02 0,06

91 23,51 0,03 16,48 0,06

92 24,03 0,03 16,95 0,06

93 24,56 0,03 17,43 0,07

94 25,09 0,04 17,92 0,07

95 25,62 0,04 18,41 0,07

96 26,16 0,04 18,92 0,07

97 26,71 0,04 19,43 0,07

98 27,27 0,04 19,95 0,08

99 27,83 0,04 20,48 0,08

100 28,39 0,04 21,01 0,08

101 28,96 0,04 21,56 0,08

Anhang

| XXVI

ANHANG B: TUNNEL OBERMAISELSTEIN

Tabelle B- 1: Messdaten IO 03 Fundament- Kalotte

Tunnel Obermaiselstein Erschütterungsimmissionsdaten

Kalotte Schwinggeschwindigkeit Frequenz

IO 03 Messstelle Nr. vx vy vz vsum x y z

IO 03 Fundament 1 0,752 0,428 0,412 0,958 16,60 14,70 22,00

IO 03 Fundament 2 1,049 0,477 0,443 1,235 15,40 15,40 21,80

IO 03 Fundament 3 0,807 0,456 0,383 1,003 15,50 12,40 21,80

IO 03 Fundament 4 0,733 0,667 0,366 1,056 16,00 10,20 22,80

IO 03 Fundament 5 1,314 0,906 0,765 1,770 16,60 12,70 21,00

IO 03 Fundament 6 1,140 0,869 1,229 1,888 14,60 9,00 21,70

IO 03 Fundament 7 0,941 1,024 0,986 1,705 15,60 17,70 19,70

IO 03 Fundament 8 1,357 1,045 0,914 1,941 15,30 50,20 21,30

IO 03 Fundament 9 0,935 0,885 0,770 1,500 15,20 49,20 21,30

IO 03 Fundament 10 1,109 1,200 0,941 1,886 14,80 116,70 21,80

IO 03 Fundament 11 1,084 1,015 1,072 1,832 15,20 54,20 18,40

IO 03 Fundament 12 1,784 1,406 1,407 2,672 15,80 16,70 20,50

IO 03 Fundament 13 1,007 0,923 0,914 1,644 14,30 186,80 19,20

IO 03 Fundament 14 1,065 0,915 0,965 1,704 14,90 14,90 22,30

IO 03 Fundament 15 1,020 0,966 1,030 1,742 14,90 14,80 22,00

IO 03 Fundament 16 1,328 0,900 1,240 2,028 15,20 14,50 22,20

IO 03 Fundament 17 1,694 1,101 2,268 3,037 15,30 10,60 18,20

IO 03 Fundament 18 0,718 0,688 0,498 1,112 16,00 187,40 18,70

IO 03 Fundament 19 1,440 1,446 2,383 3,137 14,60 10,60 18,20

IO 03 Fundament 20 1,198 1,076 1,847 2,450 14,30 10,60 19,40

IO 03 Fundament 21 1,439 1,230 2,003 2,756 22,10 10,40 22,10

IO 03 Fundament 22 0,692 0,787 1,344 1,704 26,40 10,50 19,40

IO 03 Fundament 23 0,841 0,886 1,414 1,869 24,70 10,60 20,70

IO 03 Fundament 24 1,117 0,916 1,679 2,215 14,30 10,60 22,20

IO 03 Fundament 25 0,596 0,571 1,263 1,509 24,40 10,40 21,40

IO 03 Fundament 26 0,723 0,676 1,581 1,865 14,40 10,40 18,60

IO 03 Fundament 27 0,671 0,686 1,578 1,847 13,90 10,40 22,00

IO 03 Fundament 28 0,891 0,619 1,832 2,129 14,20 10,30 19,50

IO 03 Fundament 29 0,753 0,921 1,861 2,209 12,80 22,00 22,00

IO 03 Fundament 30 2,064 2,195 2,255 3,763 22,10 49,60 21,80

IO 03 Fundament 31 0,815 0,880 1,561 1,969 14,80 17,60 20,90

IO 03 Fundament 32 1,101 0,862 1,822 2,297 14,80 23,80 19,30

IO 03 Fundament 33 1,108 0,873 1,537 2,086 12,90 21,40 20,60

IO 03 Fundament 34 0,869 0,726 1,260 1,694 13,60 23,60 18,40

IO 03 Fundament 35 1,462 0,927 1,473 2,273 13,90 20,90 19,10

IO 03 Fundament 36 1,717 0,896 1,995 2,780 21,40 21,20 19,00

IO 03 Fundament 37 0,847 0,798 1,472 1,876 15,60 21,90 18,80

IO 03 Fundament 38 1,233 0,824 1,372 2,020 15,00 21,30 17,80

Anhang

| XXVII

IO 03 Fundament 39 0,805 0,740 1,335 1,726 16,00 21,50 17,40

IO 03 Fundament 40 0,339 0,458 0,650 0,864 24,70 20,40 20,30

Max 2,064 2,195 2,383 3,763 22,10 49,60 18,20

MW 1,064 0,897 1,303 1,944 16,45 29,95 20,39

Abbildung B- 1: Gemessene Schwinggeschwindigkeiten in Abhängigkeit von der Frequenz

Abbildung B- 2: Beurteilung gemäß DIN 4150-3

0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200

Sch

win

gg

esch

win

dig

keit

[m

m/s

]

Frequenz [Hz]

Messwerte IO 03 Kalotte: Fundament

vxvyvz

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

22

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200

Sch

win

gg

esch

win

dig

keit

[m

m/s

]

Frequenz [Hz]


vx

vy

vz


Anhang

| XXVIII

Tabelle B- 2: Messdaten IO 03 Fundament- Strosse

Strosse

IO 03 Fundament 41 2,421 1,203 1,598 3,140 12,500 14,1 13,5

IO 03 Fundament 42 1,636 1,422 1,407 2,584 14,800 15,4 48

IO 03 Fundament 43 1,158 1,425 1,406 2,313 9,200 47,2 47,2

IO 03 Fundament 44 1,156 1,023 1,303 2,020 17,100 14 46,3

IO 03 Fundament 45 2,041 2,043 2,347 3,721 17,200 12 47,4

IO 03 Fundament 46 2,505 1,953 2,677 4,154 18,300 46,8 46,9

IO 03 Fundament 47 1,256 1,440 1,485 2,420 13,400 16,2 45,4

IO 03 Fundament 48 1,752 2,418 2,736 4,050 9,500 49,3 49,3

IO 03 Fundament 49 1,029 1,263 1,454 2,184 10,400 16,3 16,1

IO 03 Fundament 50 2,152 2,129 2,071 3,668 113,400 47,6 47,6

IO 03 Fundament 51 2,254 2,793 3,080 4,729 15,000 50 16,7

IO 03 Fundament 52 2,249 2,434 2,997 4,468 15,400 15,3 21,8

IO 03 Fundament 53 2,555 2,999 4,272 5,811 24,200 13,8 22,3

IO 03 Fundament 54 2,214 2,083 2,953 4,238 15,500 15,5 22,4

IO 03 Fundament 55 3,317 2,779 3,722 5,708 13,700 13,7 22,4

IO 03 Fundament 56 2,146 1,786 4,101 4,961 22,900 13,9 21,7

IO 03 Fundament 57 3,565 2,902 5,435 7,118 24,700 21,2 21,2

IO 03 Fundament 58 2,506 2,460 3,843 5,206 21,200 21,2 21,2

IO 03 Fundament 59 2,045 2,392 2,995 4,344 24,900 21,9 19,5

IO 03 Fundament 60 1,775 2,172 3,612 4,573 15,600 15,6 17,5

IO 03 Fundament 61 0,741 0,670 0,708 1,224 15,100 50,5 20,7

IO 03 Fundament 62 1,544 1,705 1,872 2,966 15,200 21,1 19,3

IO 03 Fundament 63 0,729 0,767 1,071 1,506 14,500 22,2 19,6

IO 03 Fundament 64 1,704 1,890 2,119 3,311 15,800 15,8 20,9

IO 03 Fundament 65 1,293 0,955 1,658 2,309 25,100 13,3 17,8

Max 3,565 2,999 5,435 7,118 24,700 13,800 21,200

MW 1,910 1,884 2,517 3,709 20,584 24,156 28,508

Anhang

| XXIX



0,00

1,00

2,00

3,00

4,00

5,00

6,00

0 20 40 60 80 100 120

Sch

win

gg

esch

win

dig

keit

[m

m/s

]

Frequenz [Hz]

Messwerte IO 03 Strosse: Fundament

vxvyvz

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

22

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200

Sch

win

gg

esch

win

dig

keit

[m

m/s

]

Frequenz [Hz]


vxvyvz


Anhang

| XXX

Tabelle B- 3: Messdaten IO 03 Obergeschoss- Kalotte


IO Messstelle Nr. vx vy vz vsum x y z

IO 03 OG 5 2,157 2,448 3,338 4,668 50 16,6 75,6

IO 03 OG 6 2,682 2,436 3,517 5,049 50,6 50,6 22

IO 03 OG 7 2,129 2,828 2,859 4,550 50,8 50,8 76,1

IO 03 OG 8 1,751 3,59 3,067 5,036 50,3 50,3 75,5

IO 03 OG 9 1,547 2,79 3,165 4,494 50,2 50,2 74,5

IO 03 OG 10 1,848 2,589 3,62 4,819 48,7 45,8 80,6

IO 03 OG 11 2,107 2,82 4,182 5,466 50,5 48,9 70,5

IO 03 OG 12 1,857 2,879 3,315 4,767 22,4 47,9 70,2

IO 03 OG 13 1,302 1,891 3,116 3,870 22,3 48,6 70,6

IO 03 OG 14 1,77 2,174 2,824 3,979 22,4 49 69,7

IO 03 OG 15 1,769 2,676 2,821 4,272 22 48,5 22

IO 03 OG 16 2,112 2,142 3,032 4,271 22,2 48 22

IO 03 OG 17 3,138 2,928 4,512 6,227 22 48 21,9

IO 03 OG 19 5,15 3,5 4,679 7,789 22,2 49,6 21,7

IO 03 OG 20 3,607 3,342 3,516 6,045 22 48,8 22

IO 03 OG 21 4,756 3,905 4,6 7,683 22,1 50,3 22,1

IO 03 OG 22 2,816 2,557 3,106 4,911 50,3 50,1 21,8

IO 03 OG 23 2,902 2,147 3,935 5,340 22,3 50,8 22,1

IO 03 OG 24 3,97 2,685 3,824 6,131 22,2 49,3 22,2

IO 03 OG 25 2,461 2,174 2,815 4,325 22,2 50,6 21,3

IO 03 OG 26 2,883 2,169 3,696 5,165 22,2 28,9 22,2

IO 03 OG 27 2,162 2,162 2,732 4,100 22 50,8 21,9

IO 03 OG 28 2,911 2,526 3,936 5,509 22,7 50,8 21,8

IO 03 OG 29 3,309 3,199 3,715 5,915 22 49,1 21,9

IO 03 OG 30 2,064 2,195 2,255 3,763 22,1 49,6 21,8

IO 03 OG 31 3,417 2,363 2,819 5,021 22,5 50,4 21,8

IO 03 OG 32 3,645 2,609 2,954 5,368 22,4 51,1 21,9

IO 03 OG 33 3,195 1,858 2,228 4,316 22,2 12,9 22

IO 03 OG 34 2,27 1,547 2,459 3,687 22,2 28,6 22,1

IO 03 OG 35 2,506 1,763 2,414 3,901 22,2 19,6 21,5

IO 03 OG 36 2,501 2,237 3,342 4,736 22,5 48,7 22

IO 03 OG 37 2,217 3,351 1,986 4,482 22,3 47,2 22,2

IO 03 OG 38 1,945 2,638 2,035 3,858 23,7 47,5 22

IO 03 OG 39 1,981 2,246 1,743 3,465 23 49,3 21,6

IO 03 OG 40 Trigger-Level nicht erreicht 2,00 mm/s

Max 5,15 3,905 4,679 7,789 22,2 50,3 21,7

MW 2,613 2,570 3,181 4,911 28,874 45,212 35,621

Anhang

| XXXI



0,00

1,00

2,00

3,00

4,00

5,00

6,00

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90

Sch

win

gg

esch

win

dig

keit

[m

m/s

]

Frequenz [Hz]

Messwerte IO 03 Kalotte: OG

vxvyvz

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

22

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200

Sch

win

gg

esch

win

dig

keit

[m

m/s

]

Frequenz [Hz]

Messwerte IO 03 Kalotte: OG

vxvyvz



Anhang

| XXXII

Tabelle B- 4: Messdaten IO 03 Obergeschoss- Strosse

STROSSE

IO 03 OG 41 2,418 3,935 3,657 5,891 14,1 15,8 45,7

IO 03 OG 42 3,888 4,738 4,559 7,639 39,9 48 44,3

IO 03 OG 43 3,614 4,317 6,858 8,873 37,8 41,2 47,2

IO 03 OG 44 2,931 3,055 4,733 6,350 39,5 46,3 46,3

IO 03 OG 45 5,505 5,014 8,958 11,649 37,8 35,4 49,8

IO 03 OG 46 4,582 7,177 7,898 11,614 37 34,6 46

IO 03 OG 47 2,917 4,378 6,711 8,527 52,2 48,6 74,6

IO 03 OG 48 5,376 6,533 9,53 12,744 49,6 49,4 49,3

IO 03 OG 49 2,943 2,791 4,35 5,948 22,4 47,1 71,9

IO 03 OG 50 2,737 4,392 7,548 9,152 24,6 34,3 47,6

IO 03 OG 51 6,097 4,966 9,93 12,666 22,1 44,5 50

IO 03 OG 52 5,246 5,501 8,869 11,681 22,6 43,9 21,8

IO 03 OG 53 10,97 7,104 12,241 17,905 22,3 25,9 49,3

IO 03 OG 54 7,777 7,189 1,177 10,656 22,3 28 48,9

IO 03 OG 55 8,585 8,67 8,442 14,837 22,2 26,1 21,8

IO 03 OG 56 6,58 7,068 7,242 12,071 22,1 28,4 21,7

IO 03 OG 57 11,33 7,87 7,877 15,886 22,3 24,7 21,7

IO 03 OG 58 9,468 9,073 10,975 17,100 31,8 27,6 21,2

IO 03 OG 59 8,886 7,48 8,194 14,215 31,4 27,1 22

IO 03 OG 60 6,655 5,155 7,47 11,255 24,9 44 22

IO 03 OG 61 1,4 2,522 1,515 3,258 22,5 50,5 22,4

IO 03 OG 62 3,901 6,287 4,139 8,478 23,5 44,2 21,8

IO 03 OG 63 2,347 1,865 3,28 4,444 22,3 49,9 22,2

IO 03 OG 64 4,496 6,998 4,99 9,700 22,5 47,9 22,2

IO 03 OG 65 2,872 5,367 3,656 7,101 25,1 45,8 22,1

Max 11,33 9,073 12,241 17,905 22,3 27,6 49,3

MW 5,341 5,578 6,592 10,385 28,592 38,368 37,352

Anhang

| XXXIII



0

2

4

6

8

10

12

14

0 10 20 30 40 50 60 70 80

Sch

win

gg

esch

win

dig

keit

[m

m/s

]

Frequenz [Hz]


vxvyvz

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

22

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Sch

win

gg

esch

win

dig

keit

[m

m/s

]

Frequenz [Hz]


vxvyvz



Anhang

| XXXIV




IO 01 Fundament 6 0,428 0,251 0,517 0,717 9 9 19,6

IO 01 Fundament 13 0,406 0,17 0,538 0,695 9,1 10,4 19

IO 01 Fundament 17 0,54 0,405 0,322 0,748 10,6 11,3 10,6

IO 01 Fundament 19 0,671 0,418 0,35 0,865 10,5 10,5 10,5

IO 01 Fundament 20 0,561 0,289 0,312 0,704 10,6 10,6 19,4

IO 01 Fundament 21 0,694 0,339 0,338 0,843 10,4 9,2 18,3

IO 01 Fundament 24 0,613 0,363 0,255 0,757 10,6 10,6 18,3

IO 01 Fundament 26 0,546 0,287 0,28 0,677 10,3 10,3 18,7

IO 01 Fundament 28 0,785 0,364 0,248 0,900 9,1 9,1 24,6

IO 01 Fundament 29 0,454 0,804 1,249 1,553 124,3 180,1 62,1

IO 01 Fundament 33 0,584 0,226 0,41 0,748 8,9 8,9 28,1

IO 01 Fundament 34 0,626 0,255 0,307 0,742 9,3 9,3 27,2

IO 01 Fundament 35 0,682 0,398 0,49 0,929 14 10,2 29,3

IO 01 Fundament 36 0,7 0,479 0,389 0,933 19,6 11,2 29,2

IO 01 Fundament 38 0,641 0,366 0,51 0,897 13,6 11,5 13,6

Max 0,785 0,804 1,249 1,553 9,1 180,1 62,1

MW 0,595 0,361 0,434 0,847 18,660 21,480 23,233


0,00

0,20

0,40

0,60

0,80

1,00

1,20

1,40

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200

Sch

win

gg

esch

win

dig

keit

[m

m/s

]

Frequenz [Hz]


vxvyvz

Anhang

| XXXV


0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

22

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200

Sch

win

gg

esch

win

dig

keit

[m

m/s

]

Frequenz [Hz]


vxvyvz


Anhang

| XXXVI


Strosse

IO 01 Fundament 41 0,457 0,524 0,423 0,814 9,2 8,7 8,7

IO 01 Fundament 43 0,415 0,403 0,514 0,774 9,1 9,1 29,3

IO 01 Fundament 45 0,576 0,43 0,817 1,088 9,3 9,3 30,2

IO 01 Fundament 46 0,794 0,608 0,705 1,224 11,8 11,2 11,2

IO 01 Fundament 48 0,523 0,444 0,604 0,914 9,2 11,9 28,6

IO 01 Fundament 51 0,646 0,386 0,65 0,994 8,8 10,8 29,6

IO 01 Fundament 52 0,607 0,295 0,527 0,856 9,2 9,2 31

IO 01 Fundament 53 0,928 0,389 0,731 1,244 9,3 8,8 32,1

IO 01 Fundament 54 0,707 0,408 0,638 1,036 9,3 11 24,9

IO 01 Fundament 55 1,23 0,537 0,601 1,471 9,1 15,7 26

IO 01 Fundament 56 0,956 0,646 0,396 1,220 9,1 8,8 13,9

IO 01 Fundament 57 1,139 0,851 0,693 1,582 8,9 8,9 15

IO 01 Fundament 58 1,486 0,586 0,607 1,709 11 12 27,5

IO 01 Fundament 59 1,159 0,626 0,694 1,489 13,1 11,9 27,1

IO 01 Fundament 60 1,388 0,808 0,79 1,790 13,4 15,6 28,4

IO 01 Fundament 62 0,633 0,433 0,972 1,238 13,5 12 29

IO 01 Fundament 63 0,79 0,551 0,7 1,191 13,2 11,8 28,4

IO 01 Fundament 65 0,549 0,587 0,813 1,143 11,6 11,8 29,6

Max 1,486 0,851 0,972 1,790 11 8,9 29

MW 0,832 0,528 0,660 1,210 10,450 11,028 25,028


0,00

0,20

0,40

0,60

0,80

1,00

1,20

1,40

1,60

0 5 10 15 20 25 30 35

Sch

win

gg

esch

win

dig

keit

[m

m/s

]

Frequenz [Hz]


vxvyvz

Anhang

| XXXVII





IO 02 Fundament 10 0,537 0,288 0,428 0,745 14,9 12 44,5

IO 02 Fundament 12 0,558 0,472 0,703 1,014 15,4 9,4 10,1

IO 02 Fundament 17 0,365 0,506 0,733 0,963 13 12,8 15,8

IO 02 Fundament 19 0,446 0,534 0,665 0,962 9,2 10,6 14,6

IO 02 Fundament 20 0,422 0,432 0,529 0,803 8,9 10,6 19,5

IO 02 Fundament 21 0,392 0,466 0,79 0,997 9,2 10,6 19,7

IO 02 Fundament 22 0,287 0,361 0,503 0,682 16,8 10,5 19,4

IO 02 Fundament 24 0,398 0,475 0,574 0,845 9 10,6 28,4

IO 02 Fundament 27 0,34 0,401 0,534 0,749 16,3 10,4 16,3

IO 02 Fundament 28 0,425 0,592 0,65 0,977 9,1 9,2 26,5

IO 02 Fundament 29 0,376 0,467 0,794 0,995 124,3 180,1 62,1

IO 02 Fundament 30 0,36 0,329 0,548 0,734 16 10,6 16,3

IO 02 Fundament 31 0,392 0,409 0,747 0,938 17,6 10,5 14,8

IO 02 Fundament 32 0,418 0,495 0,739 0,983 9,1 11,6 14,8

IO 02 Fundament 33 0,42 0,432 0,713 0,933 15,8 13 15,8

IO 02 Fundament 34 0,456 0,302 0,546 0,773 16,4 13,2 15,3

IO 02 Fundament 35 0,497 0,441 0,79 1,032 16,8 15,7 14

IO 02 Fundament 36 0,513 0,48 0,776 1,047 21,4 10,7 21,2

IO 02 Fundament 38 0,602 0,521 0,855 1,168 16,6 14,7 14,6

IO 02 Fundament 39 0,554 0,385 0,838 1,076 9,4 16 14,9

Max 0,602 0,592 0,855 1,168 16,600 9,200 14,600

MW 0,438 0,439 0,673 0,921 19,260 20,140 20,930

0

2

4

6

8

10

12

14

16

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50

Sch

win

gg

esch

win

dig

keit

[m

m/s

]

Frequenz [Hz]


vxvyvz

Anhang

| XXXVIII



0,00

0,10

0,20

0,30

0,40

0,50

0,60

0,70

0,80

0,90

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200

Sch

win

gg

esch

win

dig

keit

[m

m/s

]

Frequenz [Hz]


vxvyvz

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

22

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200

Sch

win

gg

esch

win

dig

keit

[m

m/s

]

Frequenz [Hz]


vxvyvz


Anhang

| XXXIX


Strosse

IO 02 Fundament 41 0,694 0,824 0,666 1,267 8,7 10,9 10,9

IO 02 Fundament 42 0,759 0,694 0,697 1,242 8,8 9,5 10,2

IO 02 Fundament 43 0,746 0,486 0,555 1,049 9,1 9,1 41,7

IO 02 Fundament 44 0,579 0,637 0,687 1,101 14 13,9 30,3

IO 02 Fundament 45 0,909 0,802 0,928 1,527 9,4 9,3 30,1

IO 02 Fundament 46 1,029 0,597 0,987 1,546 34,6 9,6 28

IO 02 Fundament 47 0,569 0,401 0,479 0,845 10 13,8 42,8

IO 02 Fundament 48 0,671 0,601 0,98 1,331 9,9 9,9 10,1

IO 02 Fundament 50 0,662 0,614 0,593 1,080 9,8 11,5 30,8

IO 02 Fundament 51 0,683 0,556 1,001 1,333 8,8 12,2 29,7

IO 02 Fundament 52 1,133 0,854 1,092 1,790 9,2 11,5 14,1

IO 02 Fundament 53 1,058 0,89 2,017 2,445 9,7 10,7 25,9

IO 02 Fundament 54 0,688 0,786 1,39 1,739 9,8 11 17,2

IO 02 Fundament 55 0,842 1,266 1,85 2,395 13,5 10,6 26

IO 02 Fundament 56 0,511 0,993 1,115 1,578 8,8 12,3 28,4

IO 02 Fundament 57 1,027 0,779 2,056 2,427 17,5 12,4 15,1

IO 02 Fundament 58 0,975 1,262 1,674 2,312 10 10,5 14,3

IO 02 Fundament 59 0,991 1,069 1,575 2,146 17,3 12,1 14,3

IO 02 Fundament 60 0,843 1,052 1,36 1,915 9,9 15,6 15,6

IO 02 Fundament 62 1,318 0,662 1,778 2,310 9,5 11,1 13,8

IO 02 Fundament 63 0,402 0,267 0,627 0,791 9,4 15,5 14,5

IO 02 Fundament 64 1,434 0,808 1,965 2,563 16,7 15,7 13,1

IO 02 Fundament 65 1,043 0,602 1,255 1,739 9,3 16,2 13,3

Max 1,434 1,266 2,056 2,563 16,7 10,6 15,1

MW 0,851 0,761 1,188 1,673 11,900 11,952 21,313

Anhang

| XL



0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45

Sch

win

gg

esch

win

dig

keit

[m

m/s

]

Frequenz [Hz]


vxvyvz

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

22

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Sch

win

gg

esch

win

dig

keit

[m

m/s

]

Frequenz [Hz]


vx

vy

vz

Anhang

| XLI

Tabelle B- 9: Lademengen-Abstandstabelle Tunnel Obermaiselstein

f0 [Hz] 5,6

f [Hz] 30 typische Deckenfrequenz

A0 8 max Anhaltswert bei Sprengungen

DIN 4150-2 Kapitel 6.5.4.2



Tag 8 13,33333333 19,18188446 4 4,795471114

Nacht 0,3 0,5 0,719320667 4 0,179830167

Koch (1-100) Lüdeling Sedimentgesteine

vmax= k*Lb*R-m

k 100 k 969

m 1,52

b 0,59

Entfernung Tag Nacht Tag Nacht

m L [kg] L [kg] L [kg] L [kg]

1 0,00 0,00 0,00 0,00

2 0,01 0,00 0,00 0,00

3 0,02 0,00 0,00 0,00

4 0,04 0,00 0,00 0,00

5 0,06 0,00 0,01 0,00

6 0,08 0,00 0,01 0,00

7 0,11 0,00 0,02 0,00

8 0,15 0,00 0,03 0,00

9 0,19 0,00 0,04 0,00

10 0,23 0,00 0,05 0,00

11 0,28 0,00 0,06 0,00

12 0,33 0,00 0,07 0,00

13 0,39 0,00 0,09 0,00

14 0,45 0,00 0,11 0,00

15 0,52 0,00 0,13 0,00

16 0,59 0,00 0,16 0,00

17 0,66 0,00 0,18 0,00

18 0,75 0,00 0,21 0,00

19 0,83 0,00 0,24 0,00

20 0,92 0,00 0,28 0,00

21 1,01 0,00 0,32 0,00

22 1,11 0,00 0,36 0,00

23 1,22 0,00 0,40 0,00

24 1,32 0,00 0,44 0,00

vmax=K*√𝐿/R

Anhang

| XLII

25 1,44 0,00 0,49 0,00

26 1,55 0,00 0,55 0,00

27 1,68 0,00 0,60 0,00

28 1,80 0,00 0,66 0,00

29 1,93 0,00 0,72 0,00

30 2,07 0,00 0,79 0,00

31 2,21 0,00 0,86 0,00

32 2,35 0,00 0,93 0,00

33 2,50 0,00 1,01 0,00

34 2,66 0,00 1,09 0,00

35 2,82 0,00 1,18 0,00

36 2,98 0,00 1,26 0,00

37 3,15 0,00 1,36 0,01

38 3,32 0,00 1,45 0,01

39 3,50 0,00 1,55 0,01

40 3,68 0,01 1,66 0,01

41 3,87 0,01 1,77 0,01

42 4,06 0,01 1,88 0,01

43 4,25 0,01 2,00 0,01

44 4,45 0,01 2,12 0,01

45 4,66 0,01 2,25 0,01

46 4,87 0,01 2,38 0,01

47 5,08 0,01 2,51 0,01

48 5,30 0,01 2,65 0,01

49 5,52 0,01 2,80 0,01

50 5,75 0,01 2,95 0,01

51 5,98 0,01 3,10 0,01

52 6,22 0,01 3,26 0,01

53 6,46 0,01 3,42 0,01

54 6,71 0,01 3,59 0,01

55 6,96 0,01 3,77 0,01

56 7,21 0,01 3,95 0,02

57 7,47 0,01 4,13 0,02

58 7,74 0,01 4,32 0,02

59 8,01 0,01 4,51 0,02

60 8,28 0,01 4,71 0,02

61 8,56 0,01 4,92 0,02

62 8,84 0,01 5,13 0,02

63 9,13 0,01 5,35 0,02

64 9,42 0,01 5,57 0,02

65 9,72 0,01 5,79 0,02

66 10,02 0,01 6,03 0,02

67 10,32 0,01 6,26 0,02

68 10,63 0,01 6,51 0,02

69 10,95 0,02 6,76 0,03

70 11,27 0,02 7,01 0,03

Anhang

| XLIII

71 11,59 0,02 7,27 0,03

72 11,92 0,02 7,54 0,03

73 12,25 0,02 7,81 0,03

74 12,59 0,02 8,09 0,03

75 12,94 0,02 8,38 0,03

76 13,28 0,02 8,67 0,03

77 13,63 0,02 8,96 0,03

78 13,99 0,02 9,27 0,04

79 14,35 0,02 9,58 0,04

80 14,72 0,02 9,89 0,04

81 15,09 0,02 10,21 0,04

82 15,46 0,02 10,54 0,04

83 15,84 0,02 10,88 0,04

84 16,23 0,02 11,22 0,04

85 16,62 0,02 11,56 0,04

86 17,01 0,02 11,92 0,05

87 17,41 0,02 12,28 0,05

88 17,81 0,03 12,64 0,05

89 18,22 0,03 13,02 0,05

90 18,63 0,03 13,40 0,05

91 19,04 0,03 13,79 0,05

92 19,46 0,03 14,18 0,05

93 19,89 0,03 14,58 0,06

94 20,32 0,03 14,99 0,06

95 20,75 0,03 15,40 0,06

96 21,19 0,03 15,82 0,06

97 21,64 0,03 16,25 0,06

98 22,09 0,03 16,68 0,06

99 22,54 0,03 17,13 0,07

100 23,00 0,03 17,58 0,07

101 23,46 0,03 18,03 0,07

Anhang

| XLIV

ANHANG C: PETERSBERGTUNNEL

Tabelle C- 1: Lademengen-Abstandstabelle Petersbergtunnel

f0 [Hz] 5,6

f [Hz] 30 typische Deckenfrequenz

A0 8 max. Anhaltswert bei Sprengungen

DIN 4150-2 Kapitel 6.5.4.2



Tag 8 13,3333333 19,18188446 3 6,393961486

Nacht 0,3 0,5 0,719320667 3 0,239773556

Koch (1-100) Lüdeling Sedimentgesteine

vmax= k*Lb*R-m

k 100 k 969

m 1,52

b 0,59

Entfernung Tag Nacht Tag Nacht

[m] L [kg] L [kg] L [kg] L [kg]

1 0,00 0,00 0,00 0,00

2 0,02 0,00 0,00 0,00

3 0,04 0,00 0,00 0,00

4 0,07 0,00 0,01 0,00

5 0,10 0,00 0,01 0,00

6 0,15 0,00 0,02 0,00

7 0,20 0,00 0,03 0,00

8 0,26 0,00 0,04 0,00

9 0,33 0,00 0,06 0,00

10 0,41 0,00 0,08 0,00

11 0,49 0,00 0,10 0,00

12 0,59 0,00 0,12 0,00

13 0,69 0,00 0,15 0,00

14 0,80 0,00 0,18 0,00

15 0,92 0,00 0,22 0,00

16 1,05 0,00 0,25 0,00

17 1,18 0,00 0,30 0,00

18 1,32 0,00 0,35 0,00

19 1,48 0,00 0,40 0,00

20 1,64 0,00 0,45 0,00

21 1,80 0,00 0,51 0,00

22 1,98 0,00 0,58 0,00

vmax=K*√𝐿/R

Anhang

| XLV

23 2,16 0,00 0,65 0,00

24 2,35 0,00 0,72 0,00

25 2,56 0,00 0,80 0,00

26 2,76 0,00 0,89 0,00

27 2,98 0,00 0,98 0,00

28 3,21 0,00 1,08 0,00

29 3,44 0,00 1,18 0,00

30 3,68 0,01 1,29 0,00

31 3,93 0,01 1,40 0,01

32 4,19 0,01 1,52 0,01

33 4,45 0,01 1,65 0,01

34 4,73 0,01 1,78 0,01

35 5,01 0,01 1,91 0,01

36 5,30 0,01 2,06 0,01

37 5,60 0,01 2,21 0,01

38 5,90 0,01 2,37 0,01

39 6,22 0,01 2,53 0,01

40 6,54 0,01 2,70 0,01

41 6,87 0,01 2,88 0,01

42 7,21 0,01 3,06 0,01

43 7,56 0,01 3,25 0,01

44 7,91 0,01 3,45 0,01

45 8,28 0,01 3,66 0,01

46 8,65 0,01 3,87 0,01

47 9,03 0,01 4,09 0,02

48 9,42 0,01 4,32 0,02

49 9,82 0,01 4,56 0,02

50 10,22 0,01 4,80 0,02

51 10,63 0,01 5,05 0,02

52 11,05 0,02 5,31 0,02

53 11,48 0,02 5,58 0,02

54 11,92 0,02 5,85 0,02

55 12,37 0,02 6,13 0,02

56 12,82 0,02 6,43 0,02

57 13,28 0,02 6,73 0,03

58 13,75 0,02 7,03 0,03

59 14,23 0,02 7,35 0,03

60 14,72 0,02 7,68 0,03

61 15,21 0,02 8,01 0,03

62 15,72 0,02 8,35 0,03

63 16,23 0,02 8,70 0,03

64 16,75 0,02 9,06 0,03

65 17,27 0,02 9,43 0,04

66 17,81 0,03 9,81 0,04

67 18,35 0,03 10,20 0,04

68 18,90 0,03 10,60 0,04

Anhang

| XLVI

69 19,46 0,03 11,00 0,04

70 20,03 0,03 11,42 0,04

71 20,61 0,03 11,84 0,05

72 21,19 0,03 12,28 0,05

73 21,79 0,03 12,72 0,05

74 22,39 0,03 13,18 0,05

75 23,00 0,03 13,64 0,05

76 23,61 0,03 14,11 0,05

77 24,24 0,03 14,60 0,06

78 24,87 0,03 15,09 0,06

79 25,51 0,04 15,59 0,06

80 26,16 0,04 16,11 0,06

81 26,82 0,04 16,63 0,06

82 27,49 0,04 17,17 0,07

83 28,16 0,04 17,71 0,07

84 28,85 0,04 18,26 0,07

85 29,54 0,04 18,83 0,07

86 30,24 0,04 19,41 0,07

87 30,94 0,04 19,99 0,08

88 31,66 0,04 20,59 0,08

89 32,38 0,05 21,20 0,08

90 33,12 0,05 21,82 0,08

91 33,85 0,05 22,45 0,09

92 34,60 0,05 23,09 0,09

93 35,36 0,05 23,74 0,09

94 36,12 0,05 24,40 0,09

95 36,90 0,05 25,08 0,10

96 37,68 0,05 25,76 0,10

97 38,47 0,05 26,46 0,10

98 39,26 0,06 27,17 0,10

99 40,07 0,06 27,89 0,11

100 40,88 0,06 28,62 0,11

101 41,70 0,06 29,36 0,11

102 42,53 0,06 30,12 0,12

Anhang

| XLVII

ANHANG D: RAMMARBEITEN- VERGLEICH DER PROGNOSEMODELLE

Abbildung D- 1: Vergleich der Prognosen mit den Messwerten



0

10

20

30

40

50

60

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]



Formel 7.1

Formel 7.2

Formel 7.3 Attewell

Formel 7.3 Funk

Formel 7.3 Eurocode

Formel 7.3 Heckmann

Formel 7.4

Messdaten

0

10

20

30

40

50

60

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28

Sch

win

gg

esch

win

dig

keit

[m

m/s

]




0

10

20

30

40

50

60

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28

Sch

win

gg

esch

win

dig

keit

[m

m/s

]




Anhang

| XLVIII




0

10

20

30

40

50

60

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]


Neu Isenburg Demag VR 40: 3 m Tiefe


0

10

20

30

40

50

60

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]




0

10

20

30

40

50

60

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]




Anhang

| XLIX




0

10

20

30

40

50

60

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]


Neu Isenburg Menck MRB 270: 3 m Tiefe


0

10

20

30

40

50

60

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]




0

10

20

30

40

50

60

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]




Anhang

| L




0

10

20

30

40

50

60

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]


Neu Isenburg Delmag D 22 : 3 m Tiefe


0

10

20

30

40

50

60

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]




0

10

20

30

40

50

60

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]




Anhang

| LI




0

10

20

30

40

50

60

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]


Neu Isenburg Cordes: 3 m Tiefe


0

10

20

30

40

50

60

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]




0

10

20

30

40

50

60

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]




Anhang

| LII




0

10

20

30

40

50

60

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]


Neu Isenburg: Menck MVB 44-30 - 3 m Tiefe

Formel 7.1Formel 7.2Formel 7.3 FunkFormel 7.3 EurocodeFormel 7.5Messdaten

0

10

20

30

40

50

60

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]




0

10

20

30

40

50

60

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]




Anhang

| LIII




0

10

20

30

40

50

60

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]


Neu Isenburg: Müller MS 26 D- 3 m Tiefe


0

10

20

30

40

50

60

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]


Neu Isenburg: Müller MS 26 D- 8 m Tiefe


0

10

20

30

40

50

60

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30 32 34 36 38 40 42

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]


Köln-Eigelstein: Menck MSB 270- 3 m Tiefe


Anhang

| LIV




0

10

20

30

40

50

60

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30 32 34 36 38 40 42

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]


Köln-Eigelstein: Menck MSB 270- 8 m Tiefe


0

10

20

30

40

50

60

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30 32 34 36 38 40 42

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]


Köln-Eigelstein: Menck MSB 270- 11m Tiefe


0

10

20

30

40

50

60

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]


Köln-Eigelstein: Delmag D 12 - 3 m Tiefe


Anhang

| LV




0

10

20

30

40

50

60

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]




0

10

20

30

40

50

60

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]




0

10

20

30

40

50

60

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]




Anhang

| LVI




0

10

20

30

40

50

60

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]




0

10

20

30

40

50

60

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]




0

10

20

30

40

50

60

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]


Köln-Eigelstein: Cordes - 3 m Tiefe


Anhang

| LVII



0

10

20

30

40

50

60

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]




0

10

20

30

40

50

60

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]




Anhang

| LVIII

ANHANG E: OBER- UND UNTERGRENZEN

Abbildung E- 1: Kalibrierte prognostizierte Ober- und Untergrenzen



0

10

20

30

40

50

60

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]


Neu Isenburg: Menck SB 270 - Ober- und Untergrenzen

Formel 7.3 UntergrenzeFormel 7.3 ObergrenzeMessdaten 3 m TiefeMessdaten 8m TiefeMessdaten 13m Tiefe

0

10

20

30

40

50

60

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]


Neu Isenburg: Demag VR 40- Ober- und Untergrenzen

Formel 7.3 UntergrenzeFormel 7.3 ObergrenzeMessdaten 3m TiefeMessdaten 8m TiefeMessdaten 13m Tiefe

0

10

20

30

40

50

60

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]


Neu Isenburg: Menck MRB 270- Ober- und Untergrenzen


Anhang

| LIX




0

10

20

30

40

50

60

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]


Neu Isenburg: Delmag D 22- Ober- und Untergrenzen


0

10

20

30

40

50

60

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]


Neu Isenburg: Cordes- Ober- und Untergrenzen


0

10

20

30

40

50

60

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]


Neu Isenburg: Menck MVB 44-30- Ober und Untergrenzen


Anhang

| LX




0

10

20

30

40

50

60

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]


Neu Isenburg: Müller MS 26D- Ober- und Untergrenzen

Formel 7.3 UntergrenzeFormel 7.3 ObergrenzeMessdaten 3m TiefeMessdaten 8m Tiefe

0

10

20

30

40

50

60

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30 32 34 36 38 40 42

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]


Köln-Eigelstein: Menck MSB 270- Ober- und Untergrenzen


0

10

20

30

40

50

60

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]


Köln-Eigelstein: Delmag D12- Ober- und Untergrenzen


Anhang

| LXI



0

10

20

30

40

50

60

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]


Köln-Eigelstein: Delmag D22- Ober- und Untergrenzen


0

10

20

30

40

50

60

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]


Köln-Eigelstein: Cordes- Ober- und Untergrenzen


Anhang

| LXII

ANHANG F – VERGLEICH PROGNOSEMODELLE FUNDAMENTGESCHWINDIGKEITEN

Abbildung F- 1: Vergleich der Prognosen mit den Fundamentgeschwindigkeiten



0

10

20

30

40

50

60

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]


Fankfurt: Menck MRB 270- Fundamentgeschwindigkeit

Formel 7.7 k kalibriert

Formel 7.8

Messdaten

0

10

20

30

40

50

60

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]


Frankfurt: Delmag D22- Fundamentgeschwindigkeit

Formel 7.7 k kalibriertFormel 7.7 AchmusFormel 7.8Messdaten

0

10

20

30

40

50

60

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]


Frankfurt: Demag VR 40- Fundamentgeschwindigkeit


Formel 7.8

Messdaten

Anhang

| LXIII




0

10

20

30

40

50

60

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]


Frankfurt: MSB 270- Fundamentgeschwindigkeit


Formel 7.8

Messdaten

0

10

20

30

40

50

60

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]


Frankfurt: Cordes- Fundamentgeschwindigkeit


Formel 7.8

Messdaten

0

10

20

30

40

50

60

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]


Frankfurt: MVB 44-30 - Fundamentgeschwindigkeit


Formel 7.9

Messdaten

Anhang

| LXIV

ANHANG G – PROGNOSEMODELLE NAH- UND FERNFELD

Abbildung G- 1: Prognosen gemäß Kapitel 7.5- Neu Isenburg


0

10

20

30

40

50

60

0 5 10 15 20 25 30

Sch

win

gg

esch

win

dig

keit

[m

m/s

]


Menck SB 270: Vergleich Prognose vs. Messung- 3 m Tiefe

Messwerte 3 m TiefePrognose NahfeldPrognose Fernfeld

0

10

20

30

40

50

60

0 5 10 15 20 25 30

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]




Anhang

| LXV




0

10

20

30

40

50

60

0 5 10 15 20 25 30

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]




0

10

20

30

40

50

60

0 5 10 15 20 25 30

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]


Demag VR 40: Vergleich Prognose vs. Messung- 3 m Tiefe

Messwerte 3 m Tiefe

Prognose Nahfeld

0

10

20

30

40

50

60

0 5 10 15 20 25 30

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]




Anhang

| LXVI




0

10

20

30

40

50

60

0 5 10 15 20 25 30

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]




0

10

20

30

40

50

60

0 5 10 15 20 25 30

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]


Menck MRB 270: Vergleich Prognose vs. Messung- 3 m Tiefe


0

10

20

30

40

50

60

0 5 10 15 20 25 30

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]



Messwerte 8 mTiefe

Anhang

| LXVII




0

10

20

30

40

50

60

0 5 10 15 20 25 30

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]



Messwerte 13 mTiefe

0

10

20

30

40

50

60

0 5 10 15 20 25 30

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]


Delmag D 22: Vergleich Prognose vs. Messung- 3 m Tiefe

Messwerte 3 mTiefe

0

10

20

30

40

50

60

0 5 10 15 20 25 30

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]



Messwerte 8 mTiefe

Anhang

| LXVIII




0

10

20

30

40

50

60

0 5 10 15 20 25 30

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]



Messwerte 13 mTiefe

0

10

20

30

40

50

60

0 5 10 15 20 25 30

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]


Cordes: Vergleich Prognose vs. Messung- 3 m Tiefe

Messwerte 3 mTiefe

0

10

20

30

40

50

60

0 5 10 15 20 25 30

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]



Messwerte 8 mTiefe

Anhang

| LXIX




0

10

20

30

40

50

60

0 5 10 15 20 25 30

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]



Messwerte 13 mTiefe

0

10

20

30

40

50

60

0 5 10 15 20 25 30

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]


Menck MVB 44-30: Vergleich Prognose vs. Messung- 3 m Tiefe

Messwerte 3 mTiefe

0

10

20

30

40

50

60

0 5 10 15 20 25 30

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]


Menck MVB 44-30: Vergleich Prognose vs. Messung- 8 m Tiefe

Messwerte 8 mTiefe

Anhang

| LXX




0

10

20

30

40

50

60

0 5 10 15 20 25 30

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]


Menck MVB 44-30: Vergleich Prognose vs. Messung-13 m Tiefe

Messwerte 13 mTiefe

0

10

20

30

40

50

60

0 5 10 15 20 25 30

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]


Müller MS 26 D: Vergleich Prognose vs. Messung- 3 m Tiefe

Messwerte 3 mTiefe

0

10

20

30

40

50

60

0 5 10 15 20 25 30

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]


Müller MS 26 D: Vergleich Prognose vs. Messung- 8 m Tiefe

Messwerte 8 mTiefe

Anhang

| LXXI

Abbildung G- 21: Prognosen gemäß Kapitel 7.5- Köln-Eigelstein



0

10

20

30

40

50

60

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]


Menck MSB 270: Vergleich Prognose vs. Messung- 3 m Tiefe

Messwerte 3 mTiefe

0

10

20

30

40

50

60

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]



Messwerte 8 mTiefe

0

10

20

30

40

50

60

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]



Messwerte 11 mTiefe

Anhang

| LXXII




0

10

20

30

40

50

60

0 5 10 15 20 25 30

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]



Messwerte 3 m Tiefe

Prognose Nahfeld

Prognose Fernfeld

0

10

20

30

40

50

60

0 5 10 15 20 25 30

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]



Messwerte 8 m Tiefe

Prognose Nahfeld

Prognose Fernfeld

0

10

20

30

40

50

60

0 5 10 15 20 25 30

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]



Messwerte 11 mTiefe

Anhang

| LXXIII




0

10

20

30

40

50

60

0 5 10 15 20 25 30

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]



Messwerte 3 mTiefe

0

10

20

30

40

50

60

0 5 10 15 20 25 30

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]



Messwerte 8 mTiefe

0

10

20

30

40

50

60

0 5 10 15 20 25 30

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]



Messwerte 11 mTiefe

Anhang

| LXXIV




0

10

20

30

40

50

60

0 5 10 15 20 25 30

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]



Messwerte 3 mTiefe

0

10

20

30

40

50

60

0 5 10 15 20 25 30

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]



Messwerte 8 mTiefe

0

10

20

30

40

50

60

0 5 10 15 20 25 30

Sch

win

gge

sch

win

dig

keit

[m

m/s

]



Messwerte 11 m Tiefe

Prognose Nahfeld

PROF DR.-ING M. THEWES · | 1 MASTERARBEIT Erschütterungen aus Baubetrieb B.Sc. Nadine Depta...

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