Verbundprojekt SKRIBT Schutz kritischer Brücken und Tunnel...

Verbundprojekt SKRIBT

Schutz kritischer Brücken und Tunnel im Zuge von Straßen

Bauwerksbezogene Objektanalyse: Tunnel

Öffentliche Fassung

Gefördert durch:

Bundeministerium für Bildung und Forschung (BMBF), Berlin

Projektträger:

VDI Technologiezentrum GmbH, Düsseldorf

1 Bauwerksbezogene Objektanalyse: Tunnel

Bearbeitet von:

Bundesanstalt für Straßenwesen (BASt)

Fraunhofer-Institut für Kurzzeitdynamik, Ernst-Mach-Institut (EMI),

HOCHTIEF PPP Solutions GmbH

Lehrstuhl für Tunnelbau, Leitungsbau und Baubetrieb der Ruhr-Universität Bochum (TLB)

PTV Planung Transport Verkehr AG

Schüßler-Plan Ingenieurgesellschaft mbH Düsseldorf

Dieser Bericht enthält in der Originalfassung sensible Inhalte, die aus der vorliegenden öffentli-chen Fassung entfernt wurden.

Bauwerksbezogene Objektanalyse: Tunnel 2

Inhalt

1 Einleitung .............................................. 3

2 Festlegung relevanter Szenarien für Tunnelbauwerke ................................... 4

2.1 Szenarien aus der Bedrohungsanalyse................................ 4

2.2 Auswahl der zu untersuchenden Szenarien ............................................... 4

2.2.1 Randbedingungen zur Auswahl der maßgebenden Szenarien ....................... 4

2.2.2 Auswahl der maßgebenden Szenarien ............................................... 4

3 Festlegung der szenario-spezifisch relevanten Bauwerksteile .................... 7

3.1 Schwachstellenanalyse und Darstellung in Tabellenform ................... 7

3.2 Initialereignis Brand ................................ 7 3.2.1 Festlegung der Untersuchungsbasis ...... 7 3.2.2 Ermittlung der relevanten Bauteile ....... 16 3.3 Initialereignis Explosion ........................ 24 3.3.1 Allgemeine Erkenntnisse zu

explosionsartigen Einwirkungen ........... 24 3.3.2 Festlegung der Untersuchungsbasis .... 27 3.3.3 Ermittlung der relevanten Bauteile ...... 29 3.4 Auswahl typischer Abmessungen ........ 29

4 Untersuchung der relevanten Bauteile ............................................... 31

4.1 Allgemeines .......................................... 31 4.2 Definition von Schädigungsgraden

und –kategorien .................................... 31 4.3 Initialereignis Brand .............................. 32 4.3.1 Randbedingungen der

Untersuchungen ................................... 32 4.3.2 Untersuchungsergebnisse ................... 38 4.4 Initialereignis Explosion ........................ 54 4.4.1 Randbedingungen der

Untersuchungen ................................... 54 4.4.2 Untersuchungsergebnisse ................... 59 4.5 Hinweis zur Verallgemeinerung der

Ergebnisse ........................................... 62 4.5.1 Allgemeines .......................................... 63 4.5.2 Grenzen der Anwendung von

Berechnungen mit statischer Ersatzlast .............................................. 63

4.5.3 Strukturdynamische Vergleichsberechnung.......................... 63

4.5.4 Fazit ...................................................... 64

5 Geeignete Maßnahmen ...................... 65 5.1 Allgemeines .......................................... 65

5.2 Maßnahmenauswahl .............................65

6 Abbildungsverzeichnis .......................66

7 Tabellenverzeichnis ............................69

8 Literaturverzeichnis ............................70

Anhang 1: Initialereignisse

Anhang 4: Maßnahmen


1 Einleitung

Die im Folgenden dargelegten Ausführungen be-schreiben die im Rahmen der Objektanalyse [1] - [5] des Projekts SKRIBT (Schutz kritischer Brücken und Tunnel im Zuge von Straßen) durchgeführten Untersuchungen der „Bauwerksbezogenen Ob-jektanalyse: Tunnel“, die sich explizit mit dem Bauwerk Tunnel befassen.

Es handelt sich hierbei um Untersuchungen basie-rend auf den Erkenntnissen der Bedrohungsanaly-se [6], mit deren Inhalt eine Analyse möglicher Be-drohungen für Infrastrukturbauwerke im Bereich des Straßennetzes zur Verfügung gestellt wird. Diese möglichen Bedrohungen werden im Rahmen der Objektanalyse in die das jeweilige Bauwerk be-treffende Schadensausmaße überführt. Hierbei werden folgende Schritte systematisch durchlau-fen:

Analyse der verschiedenen Szenarien hinsicht-lich ihrer Relevanz für die spezifischen Bau-werkstypen

Analyse der Bauwerkstypen hinsichtlich der kri-tischen Bauteile mit Versagensrelevanz für das Gesamtbauwerk

Ermittlung der szenariospezifischen Schädi-gung auf Bauteilebene und Extrapolation dieser Bauteilschädigung im Hinblick auf das Gesamt-bauwerk

Hierbei werden externe Ergebnisse, vor allem aus dem Bereich kurzzeitdynamischer Untersuchungen an Bauteilen, hinzugezogen und im Rahmen wei-terführender Betrachtungen am Gesamtbauwerk verarbeitet.

Für alle Untersuchungen in der Objektanalyse und den folgenden Arbeiten wird der derzeitige Vor-schriftenstand als Ausgangsbasis zu Grunde ge-legt. Dies bedeutet, dass die in SKRIBT untersuch-ten relevanten Szenarien Einwirkungen hervorru-fen, die oberhalb des derzeitig gültigen Normenni-veaus liegen.

Bei den Bauwerken wird bei den durchgeführten Untersuchungen unterstellt, dass sie entsprechend den derzeit gültigen Normen berechnet und kon-struiert wurden.

Bei älteren Bauwerken, die nicht nach heutigen Vorschriften hergestellt wurden, können sich un-günstigere Verhältnisse als nachfolgend dargestellt ergeben. Bei diesen Bauwerken ist bei Bedarf in jedem Einzelfall eine Untersuchung der Konse-quenzen aus den behandelten relevanten Szenari-en durchzuführen. Dabei sind die im Weiteren vor-gestellten Erkenntnisse und Vorgehensweisen zu beachten bzw. zu berücksichtigen.


2 Festlegung relevanter Szena-rien für Tunnelbauwerke

2.1 Szenarien aus der Bedrohungsanaly-se

Die relevanten Szenarien werden in Form einer ta-bellarischen Darstellung der sogenannten „Initial-ereignisse“, also einer Zusammenstellung mögli-cher Ereignisse welche sich aus den in der Bedro-hungsanalyse [6] erarbeiteten Bedrohungen erge-ben, aus der Bedrohungsanalyse in die Objektana-lyse [1] - [5] eingespielt. Diese Tabelle wird dem hier vorliegenden Bericht innerhalb des Anhangs 1 beigefügt. Vor allem im Bereich der Brandszenari-en müssen diese Ereignisse jedoch aus konstrukti-ver Sicht noch mit zusätzlichen Einwirkgrößen ver-knüpft werden. Hierauf wird im Zuge des Ab-schnitts „Brand“ noch expliziter eingegangen.

2.2 Auswahl der zu untersuchenden Sze-narien

2.2.1 Randbedingungen zur Auswahl der maßgebenden Szenarien

Die in der Gesamtheit in der Bedrohungsanalyse entwickelten Szenarien stellen die komplette Palet-te der Gefährdungsmöglichkeiten für Bauwerke, Nutzer sowie Verkehr und Umfeld dar.

Für die Bearbeitung in der Objektanalyse lassen sich die Szenarien zu sogenannten Initialereignis-sen bündeln, die für die spezifischen Betrachtun-gen bezüglich Tunnel, Brücke und Nutzer gleiche oder ähnliche Auswirkungen haben.

Diese Initialereignisse stellen jeweils die Grundla-ge für die parallel durchgeführte Gruppenbearbei-tung dar und stellen sicher, dass für alle Bearbeiter das gleiche Ausgangsereignis verwandt wird.

Für die spezifischen Betrachtungen in der tunnel-bezogenen Objektanalyse, sind aber nur solche Szenarien von Bedeutung, die für das Bauwerk bzw. die Konstruktion Schädigungspotentiale be-sitzen. Eine Unterscheidung in relevante und nicht relevante Szenarien erfolgt in Abschnitt 2.3.2, wo-bei die Initialereignisse weitergehend gefiltert und eine auswirkungsorientierte Clusterung nur für die Tunnelbauwerke vorgenommen wird.

Ebenfalls sind einzelne Szenarien, wie z. B. Fahr-zeuganprall, bereits in bestehenden Regelwerken enthalten und werden jetzt schon statisch-konstruktiv beim Bauwerksentwurf berücksichtigt (DIN-Fachbericht 101).

Bei Bestandsbauwerken älteren Herstelldatums können eventuell andere Verhältnisse oder Abwei-chungen vorliegen (z. B. Abweichungen von der

Richtlinie für die Ausstattung und den Betrieb von Straßentunneln, RABT 2006).

Hierdurch können möglicherweise weitergehende Auswirkungen entstehen.

2.2.2 Auswahl der maßgebenden Szenarien

Die Initialereignisse gliedern sich in die Ereigniska-tegorien Brand, Explosion, Kontamination, Natur-ereignisse (Überflutung, Wind, Erdbeben), mecha-nische Einwirkungen (Unfall, Kollision) und Sonsti-ge.

Im Hinblick auf die Auswirkungen auf die Tunnel-konstruktion sind einige Initialereignisse ohne Be-deutung. Durch sie wird die Konstruktion hinsicht-lich der Standsicherheit, Verkehrssicherheit und Gebrauchstauglichkeit nicht beeinträchtigt.

Weiterhin bedürfen nicht alle Szenarien für die Findung geeigneter Schutzmaßnahmen einer ver-tieften Betrachtung. Es erfolgt daher zunächst eine Vorselektion der nicht relevanten sowie der nicht vertieft zu betrachtenden Szenarien.

2.2.2.1 Brand

Die drei in Anhang 1 aufgeführten Initialereignisse mit resultierender Brandbeanspruchung erzeugen unter Umständen unterschiedliche oder vollkom-men identische Einwirkungsintensitäten. Für die Bemessung von Bauteilen gegen eine Brandein-wirkung ist es nicht zwingend entscheidend, wel-chen Auslöser das jeweilige Szenario besitzt, son-dern welchen Verlauf das Ereignis nimmt und ob die Entwicklung der Temperatur und die Dauer der Einwirkung des Ereignisses auf die Konstruktion zu einem aus statischer Sicht kritischen Zustand füh-ren. Ein solcher Zustand kann unter Umständen von allen hier vorgestellten Initialereignissen glei-chermaßen erzeugt werden. Aus diesem Grund wird für das Bauwerk Tunnel im Weiteren eine Einwirkung zugrunde gelegt, die einem „worst-case“-Ansatz folgt, also über die bislang nach gül-tigem Regelwerk zur Bemessung verwendete Ein-wirkung hinaus geht. Der Umfang dieser Einwir-kung wird in Abschnitt 3 noch genauer diskutiert.

2.2.2.2 Explosion

Die in Anhang 1 für die Ereignisart Explosion auf-gezeigten vier Initialereignisse werden für die Bauwerksbetrachtung auf die relevanten Größen zurückgeführt. Dies bedeutet im Ergebnis, dass nur die durch TNT hervorgerufenen Spreng-, Ex-plosionsereignisse als Kernszenario Explosion be-trachtet werden, da sie neben der Druckwelle wie beim BLEVE, auch unmittelbare Sprengauswir-kungen an der Tunnelkonstruktion verursachen können.

Die mit TNT hervorgerufenen Druckverhältnisse


liegen über denen eines BLEVE, so dass dieser nicht, sondern nur die Spreng-, Explosionsereig-nisse vertieft betrachtet werden.

2.2.2.3 Kontamination

Die Ereignisart Kontamination (chemisch, biolo-gisch und radiologisch) hat auf die Tunnelkonstruk-tion keine statischen Einflüsse. Durch sie werden die Standsicherheit und die Gebrauchstauglichkeit (hier aus statischer Sicht formuliert) nicht beein-flusst.

Die Verkehrssicherheit im Hinblick auf die Kon-struktion wird ebenfalls nicht verändert.

Der Tunnel muss im Falle einer Kontamination um-fänglich dekontaminiert werden. Hier werden unter Umständen auch bauliche Maßnahmen notwendig, die jedoch aufgrund der Heterogenität des Ereig-nisses zum jetzigen Zeitpunkt nicht quantifiziert werden können. Gespräche mit Fachleuten des Wehrwissenschaftlichen Instituts der Bundeswehr für Schutztechnologien -ABC-Schutz (WIS) in Munster zeigten die Komplexizität dieses Themen-feldes, welches im Rahmen dieses Projekts nicht vertieft untersucht werden kann. Die Kontamination wird daher bei der Bauwerksbetrachtung von Tun-neln nicht weiter berücksichtigt.

2.2.2.4 Überflutung

Die Ereignisart Überflutung hat bei einem Tunnel zwei mögliche Ursachen. Es handelt sich dabei ei-nerseits um die Folge eines Schadensereignisses innerhalb des Bauwerkes und hat mittelbaren Cha-rakter (Beispiel: Einbruch von Wasser im An-schluss an eine Detonation im Tunnel mit Hüllen-bruch). Andererseits existieren unmittelbare Ursa-chen, die einen Wasserzutritt über die Portale in-folge Hochwasser nach sich ziehen, beispielsweise durch ein Versagen der Deichlinie in Gewässernä-he oder Starkregenfälle.

In beiden Fällen ist das Fluten eines Tunnels nur bis zu dem Druckniveau des äußeren Wasserstan-des / Grundwasserstandes möglich.

Hieraus folgt, dass sich beim Fluten der äußere Wasserdruck, der in die Tunnelbemessung einge-gangen ist, bis auf Null reduziert und somit nur noch Erddruckbeanspruchungen für die Tunnel-schale vorliegen.

Durch die veränderte Belastungssituation reduzie-ren sich die Normalkräfte im Querschnitt und die Biegemomente vergrößern sich. Dies kann be-messungstechnisch berücksichtigt werden und führt mit Berücksichtigung der reduzierten Sicher-heiten für eine außergewöhnliche Lastsituation normalerweise zu keinen statischen Problemen.

Ungünstigstenfalls leidet temporär die Fugendich-tigkeit bei einer Tübbingauskleidung bei diesem

Szenario, die sich aber bei Entfall des Wasser-Innendruckes wieder einstellt.

Der unmittelbare Wasserzutritt über die Portale ist nur bei Querung von Wasserläufen oder Senkenlagen ein denkbares Szenario. In diesem Falle sind die Portale und deren vorgelagerte Rampenstrecken hochwasserfrei geplant.

Bei Naturkatastrophen (Sturmfluten, Starkregener-eignissen) kann sich aber das vorhandene Schutzniveau (Deichhöhe) als zu gering heraus-stellen und das Szenario eintreten.

Vor diesem Hintergrund werden die mittelbaren Überflutungsfälle, die z. B. in Folge eines Explosi-onsereignisses entstehen, nur im Sachzusammen-hang mit dem Ursprungsereignis betrachtet. Die unmittelbare Überflutung, z. B. in Folge eines Hochwassers oder eines Deichbruchs, bedarf kei-ner weiteren vertieften konstruktiven Betrachtung.

2.2.2.5 Wind

Für die Tunnelkonstruktion ist die Belastung aus Wind keine verfolgenswerte Größe und ist daher nicht statisch zu berücksichtigen.

Lediglich für Ausstattungsgegenstände ist eine Windbelastung relevant und statisch konstruktiv entsprechend den gültigen Vorschriften zu berück-sichtigen.

Windlasterhöhungen gegenüber dem derzeitigen Vorschriftenniveau liegen infolge geänderter Um-weltbedingungen nicht vor, so dass dieses Szena-rio nicht weiter bei den Tunnelbauwerken betrach-tet wird.

2.2.2.6 Erdbeben

Wie Beispiele aus dem Ausland, insbesondere Ja-pan, zeigen, sind Tunnel bei Erdbeben eher nicht gefährdet und werden hinsichtlich ihrer Standsi-cherheit nicht maßgeblich beeinträchtigt.

Ungeachtet dessen werden z. B. in Südwest-deutschland auf Verlangen von einzelnen Bezirks-regierungen Tunnelbauwerke für Erdbebenbean-spruchungen berechnet. Hierzu existiert keine übergeordnete bundesweite Vorschrift, die festlegt, in welchen Bundesgebieten Tunnelbauwerke (und auch Brücken) für Erdbebenbeanspruchung und mit welcher Beanspruchungsgröße zu bemessen sind.

Da die Grundlagen für eine Bemessung vorliegen (EC 2), wird das Szenario bei den Tunneln im Rahmen von SKRIBT nicht weiter betrachtet.

2.2.2.7 Lawinen

Lawinen haben bei Tunneln nur Einfluss auf die Portalzonen. Bei einem Lawinenabgang werden diese ungünstigenfalls verschlossen und die Nut-zung unterbunden.


Für das Bauwerk selbst ergeben sich aus dem Szenario keine Konsequenzen, so dass dieses Szenario im Weiteren bei den Tunnelbauwerken nicht betrachtet wird.

2.2.2.8 Sonstige, Verschüttung Portalzonen

Entsprechend den herausgearbeiteten Initialereig-nissen ist die Verschüttung der Portalzonen bzw. der Einfahrbereiche untersuchungsrelevant.

Für die Bauwerkskonstruktion ergeben sich hie-raus, ähnlich wie bei den Lawinen, keine Beein-trächtigungen.

Das Szenario wird bei den Tunneln daher nicht weiter betrachtet.

2.2.2.9 Zusammenfassung

Zusammenfassend kann festgehalten werden, dass nachfolgend nur die Szenarien Brand und Explosion vertieft betrachtet werden.


3 Festlegung der szenario-spezifisch relevanten Bau-werksteile

3.1 Schwachstellenanalyse und Darstel-lung in Tabellenform

Basis für alle weiteren Untersuchungen ist eine Analyse möglicher Schwachstellen in Abhängigkeit von der Bauweise des Tunnels. Hierzu wurden alle möglichen Bauweisen für Tunnelbauwerke im deutschen Fernstraßennetz untersucht. Diese Bauweisen sind

Tunnel in Schildbauweise

Tunnel in bergmännischer Bauweise

Tunnel in offener Bauweise

Einschwimm- und Absenktunnel

Aufgrund der unterschiedlichen Konstruktionsprin-zipien, die bei diesen Bauwerkstypen angewandt werden, besitzen je Bauweise verschiedene Bau-teile eine neuralgische Funktion. Diese neuralgi-sche Funktion wird dadurch dokumentiert, dass das gesamte Bauwerk unter dem Aspekt der Nut-zer-Sicherheit in seiner Gebrauchstauglichkeit ein-geschränkt ist oder gar seine Standsicherheit ge-fährdet sein könnte, würde dieses spezifische Bau-teil durch eine extreme Einwirkung in seiner struk-turellen Integrität deutlich geschädigt oder gar voll-ständig zerstört werden.

Im Rahmen des SKRIBT-Projektes wurden die verschiedenen Bauwerkstypen auf eben solche Bauteile hin untersucht.

3.2 Initialereignis Brand

3.2.1 Festlegung der Untersuchungsbasis

3.2.1.1 Allgemeines

Die Untersuchungen basieren zunächst auf den grundlegenden Erkenntnissen von Bränden in Tunneln. Darüber hinaus werden die normativen Vorgaben, nationale wie auch internationale, zur Brandbemessung von Tunneln berücksichtigt. Bei-de Aspekte werden im Folgenden diskutiert.

Ein Brand stellt eine räumlich und zeitlich unkon-trollierte, selbstständige Verbrennung dar. Bei ei-nem Brand werden Wärme, Rauch und Brandga-se, oft begleitet durch Flammen und/oder Glim-men, freigesetzt [7].

Ein Brand entwickelt sich im Allgemeinen in meh-

reren Phasen. Nach der Zündung des Brandgutes entwickelt sich zunächst ein Schwelbrand. In Räumen staut sich der entstehende Rauch bei feh-lenden Öffnungen unter der Decke auf. Die Luft im Brandraum wird nun durch die Wärmestrahlung des Schwelbrandes und den Rauch weiter aufge-heizt. Die Oberfläche von vorhandenem, aber noch nicht brennendem Brandgut pyrolysiert aus und zündet bei einer gewissen Brandtemperatur schlagartig ohne Zündflamme („Flash Over“), wo-raus ein Vollbrand mit einer weiteren Erhöhung der Brandtemperatur resultiert. Der Brand verharrt je nach Brandgut und Sauerstoffzufuhr auf dem er-reichten Temperaturniveau bis er durch die Ver-nichtung des Brandgutes und/oder die einsetzen-den Löscharbeiten abklingt.

Eine idealisierte Darstellung der einzelnen Phasen, Temperaturen und Risiken gibt Abbildung 1 für Brände im Hochbau wieder. Abbildung 1 ist zu entnehmen, dass in der Phase des Entstehungs-brandes der Brandverlauf vom Baustoffverhalten dominiert wird, während nach dem Übergang zum voll entwickelten Brand das Verhalten des Bauteils bzw. der Baukonstruktion dominiert.

Der Brandverlauf variiert hinsichtlich Brandtempe-raturen und Zeitdauer in Abhängigkeit vom Brand-gut und den vorhandenen Randbedingungen, wie z. B. bauliche Situation des Brandraumes und Sauerstoffzufuhr. Einen Überblick über wesentliche Einflussgrößen auf einen Brand in Industriehallen gibt Abbildung 2.

Die Brandeinwirkung auf die Konstruktion von Straßentunneln wird durch speziell definierte Tem-peratur – Zeit – Kurven bzw. Temperatur – Zeit – Verläufe beschrieben, die vereinfachend „Brand-kurven“ genannt werden. Brandkurven dienen als Grundlage für die Bemessung der Konstruktion und die Festlegung von Flucht- und Rettungsmög-lichkeiten im Brandfall. Brandkurven stellen somit theoretische „Bemessungsbrände“ dar. Im Weite-ren werden Brandkurven idealisierend in die Er-wärmungs-, die Vollbrand- und die Abkühlungs-phase untergliedert. Unter der Vollbrandphase wird dabei ein zeitliches Verharren des voll entwickelten Brandes auf einem konstanten Temperaturniveau verstanden.

Im Folgenden werden Brandkurven diskutiert, die dem aktuellen Stand der Technik entsprechen und einer Bemessung von Tunneln unter Brandeinwir-kung zu Grunde gelegt werden können. Sie dienen in Kap. 4.3.2 als Grundlage zur Beurteilung der Schäden infolge der Brandszenarien.


Abbildung 1: Idealisierter Brandverlauf für den Hochbau [8]

Abbildung 2: Einflüsse auf den Brandverlauf in Industriehallen [9]


3.2.1.2 Nationale Ansätze für Brandkurven

ZTV-ING-Kurve

In den ZTV-ING Teil 5 „Tunnelbau“ [10] wird unab-hängig von der Bauweise für die brandschutztech-nische Bemessung der Tunnelkonstruktion die Brandkurve nach Abbildung 3 zugrunde gelegt.

Die Brandkurve in den ZTV-ING Teil 5 ist durch ei-ne rasche Erwärmungsphase gekennzeichnet. In-nerhalb von 5 min werden 1.200°C erreicht. Der Vollbrand dauert bei dieser Temperatur für 25 min an, bevor sich eine linear verlaufende Abküh-lungsphase von 110 min Dauer anschließt. Die ge-samte Branddauer beträgt somit 140 min.

Abbildung 3: Brandkurve nach den ZTV-ING Teil 5 [10]

Durch die ZTV-ING-Kurve werden mit der Festle-gung der Abkühlungsphase nach 30 min Brandlas-ten zwischen 100.000 MJ bis 150.000 MJ und ma-ximale Brandleistungen zwischen 90 MW und 100 MW abgedeckt [11], [12]. Das Auftreten von größeren Brandlasten bzw. Brandleistungen, wie z. B. durch einen Tanklastwagen, muss durch eine rasche Abführung auslaufender brennbarer Flüs-sigkeiten mittels geeigneter Entwässerungsanla-gen unterbunden werden (s. Abschn. 3.2.2.4).

Die Entstehung der Brandkurve lässt sich bis in die 1980er Jahre zurückverfolgen. Publikationen vom Beginn der 1980er Jahre [13], [14], [15] bringen für die brandschutztechnische Bemessung von Stra-ßentunneln eine Brandkurve nach Abbildung 4 als ein mögliches Beispiel.

Die Brandkurve in Abbildung 4 weist einen Tempe-raturanstieg innerhalb von etwa 10 min auf ca. 1.200°C auf, die etwa für 50 min gehalten werden, bevor sich eine linear verlaufende, etwa 105 min andauernde Abkühlungsphase anschließt. Die Brandauer beträgt insgesamt etwa 165 min. Diese Brandkurve besitzt, verglichen mit der heutigen Brandkurve in den ZTV-ING Teil 5 (Abbildung 3), eine etwa doppelt so lange Erwärmungsphase, ei-nen ausgerundeten Verlauf beim Übergang von der Erwärmungs- zur Vollbrandphase und eine

doppelt so lange Dauer der Vollbrandphase. Bei der Dauer der Abkühlungsphase unterscheiden sich die Brandkurven nur geringfügig. Die Tempe-raturmaxima beider Brandkurven befinden sich auf dem gleichen Niveau. Bei diesem Vergleich sind allerdings die Ausführungen in [14], [15] zu be-rücksichtigen, wonach bei der Festlegung des zeit-lichen Verlaufes der Brandkurve Zeitabschnitte für die Alarmierung und das Eintreffen der Feuerwehr sowie den Beginn eines wirksamen Löschangriffes angemessen abzuschätzen sind. Dies hat zur Fol-ge, dass insbesondere die Dauer der Vollbrand-phase für die Anfang der 1980er Jahre vorge-schlagene Brandkurve als einzelfallabhängig und nicht als allgemeingültig zu betrachten war.

Abbildung 4: Beispiel für eine Brandkurve für Straßen-tunnel [13]

Abbildung 5: Brandkurve in den RABT 1985 [16]

In den 1985 erstmals erschienenen „Richtlinien für die Ausstattung und den Betrieb von Straßentun-


neln“ (RABT) [16] war dann die Brandkurve mit ih-rem heute bekannten, durchgehend linearen Ver-lauf enthalten. In der Literatur wird sie teilweise noch immer als „RABT-Kurve“ bezeichnet. Die damalige „RABT-Kurve“ ist in Abbildung 5 darge-stellt.

Die damalige „RABT-Kurve“ unterscheidet sich von der heutigen Brandkurve in den ZTV-ING Teil 5 [10] in der Definition der Branddauer. Bei der heu-tigen Brandkurve in den ZTV-ING Teil 5 ist die Dauer der einzelnen Brandphasen eindeutig fest-gelegt Abbildung 3. Nach der damaligen „RABT-Kurve“ wurden zwar ebenfalls in 5 Minuten 1.200°C erreicht, die Dauer der Vollbrandphase war jedoch mit „t – 5 min“ variabel festgelegt (Abbildung 5). Die Zeit „t“ war nach den RABT fol-gendermaßen definiert:

Die Zeit t umfasst die Dauer bis zum Beginn der Löscharbeiten. Diese ist für den Einzelfall unter Berücksichtigung der Alarmzeit und der Anfahrzeit der Feuerwehr abzuschätzen.

In dieser Definition finden sich somit teilweise die bereits mitgeteilten Argumente aus [14], [15] wie-der.

Zur Anwendung der Brandkurve wurde in den RABT von 1985 [16] ausgeführt:

In Tunneln, in denen Transporte gefährlicher Güter zugelassen sind, soll zumindest ein beschränkter baulicher Brandschutz angestrebt werden. In Unterwassertunneln ist immer ein baulicher Brand-schutz vorzusehen. […] Für die Bemessung der Brandschutzmaßnahmen ist in der oberen Hälfte des Verkehrsraumes der in Bild 5.2.2.2/1 (hier Ab-bildung 5) angegebene Temperaturverlauf zu be-rücksichtigen.

Die RABT wurden 1994 überarbeitet, wobei der bisherige Unterabschnitt „Bauliche Brandschutz-maßnahmen“ vollkommen neu strukturiert und zu wesentlichen Teilen einschließlich der Brandkurve in die „Zusätzlichen Technischen Vertragsbedin-gungen und Richtlinien für den Bau von Straßen-tunneln“ (ZTV-Tunnel) übernommen wurde. Die ZTV-Tunnel Teil 1 „Geschlossene Bauweise“ wur-den 1995 herausgegeben. 1999 folgten die ZTV-Tunnel Teil 2 „Offene Bauweise“. Im Jahr 2003 wurden schließlich die ZTV-Tunnel in die „Zusätzli-chen Technischen Vertragsbedingungen und Richtlinien für Ingenieurbauten“ (ZTV-ING) Teil 5 „Tunnelbau“ [10] überführt.

Die Brandkurve in den ZTV-ING Teil 5 wurde im Rahmen des EU-Projektes EUREKA EU 499 (FIRETUN – Fires In Transport Tunnels) durch Brandversuche mit Straßenfahrzeugen verifiziert.

Außer in Deutschland, wo die ZTV-ING-Kurve für Straßentunnel unabhängig von der Bauweise des

Tunnels und von der Art des Verkehrs angewendet wird, ist sie in der Schweiz für Straßentunnel in SIA 197-2 [17] als eine mögliche Brandkurve darge-stellt.

Kurve des Eisenbahn-Bundesamtes

Die Richtlinie „Anforderungen des Brand- und Ka-tastrophenschutzes an den Bau und den Betrieb von Eisenbahntunneln“ [18] wird in der Fachlitera-tur meist als „EBA-Richtlinie“ bezeichnet [19], [20]. In der Richtlinie [18] sind Art und Umfang der bau-lichen und betrieblichen Sicherheitsmaßnahmen beschrieben, die nach dem Stand der Technik notwendig sind, um in Eisenbahntunneln die Selbstrettung der Reisenden und des Eisenbahn-personals sowie den Einsatz der Einsatzdienste zu ermöglichen.

Abbildung 6 zeigt den Verlauf der EBA-Kurve [18]. Zusätzlich ist in Abbildung 6 die Kurve nach den ZTV-ING Teil 5 [10] eingetragen. Der Darstellung kann entnommen werden, dass sich beide Kurven nur in der Dauer der Vollbrandphase voneinander unterscheiden. Die Vollbrandphase dauert bei der ZTV-ING-Kurve 25 min, während sie bei der EBA-Kurve 55 min dauert. Die jeweils linear verlaufende Erwärmungsphase und Abkühlungsphase sind bei beiden Kurven mit 5 min bzw. 110 min Dauer gleich definiert.

Abbildung 6: Verlauf der EBA-Kurve [18]

Dem Sachstandbericht der ÖVBB [19] zufolge wurde die EBA-Kurve basierend auf der früheren „RABT-Kurve“ (Abbildung 5) entwickelt. Die EBA-Kurve wurde im Rahmen des EU-Projektes EUREKA EU 499 (FIRETUN – Fires In Transport Tunnels) durch Brandversuche mit Fernreisezug-wagen verifiziert.

In Deutschland werden neben den Bahntunnel-auch vereinzelnd Straßentunnel nach der EBA-Kurve ausgelegt. So wurde sie z. B. für den beste-hende Elbetunnel in Hamburg angewandt.

Einheits-Temperatur-Zeit-Kurve

Die Einheits-Temperatur-Zeit-Kurve (ETK) wurde


in den 1920er Jahren aus den Erfahrungen mit Raumbränden im Hochbau abgeleitet [8]. Der ETK liegt ein Feststoffbrand ohne Entzündungs-, Schwelbrand- und Abkühlungsphase zugrunde (vgl. Abbildung 1).

Die ETK ist in DIN 4102-2 [21] nach folgender Gleichung definiert:

- 0 = 345 log10 (8t + 1) (Gl. 3.1).

In - 0 = 345 log10 (8t + 1) (Gl. 3.1) bedeuten:

Brandraumtemperatur [K],

0 Temperatur der Probekörper bei Versuchsbe-ginn [K] und

t Zeit [min].

Für den Fall = 0 ist der Verlauf der ETK in Ab-bildung 7 im Vergleich zur ZTV-ING-Kurve darge-stellt.

Abbildung 7: Verlauf der Einheits-Temperatur-Zeit-Kurve (ETK) [21]

Die ETK stellt eine offene Brandkurve mit unbe-grenztem Temperaturmaximum dar. Aus Abbildung 7 ist zu erkennen, dass nach der ETK Temperatu-ren von 1.000°C nach ca. 90 min und von 1.100°C nach ca. 180 min erreicht werden. Temperaturen

von 1.200°C erreicht die ETK nach - 0 = 345 log10 (8t + 1) (Gl. 3.1) erst nach ca. 360 min. Im Vergleich hierzu hat sich nach der ZTV-ING-Kurve die Vollbrandphase mit einer Temperatur von 1.200°C bereits nach 5 min entwickelt.

Die ETK wird im deutschen Straßentunnelbau für die Prüfung der brandschutztechnischen Anforde-rungen von Flucht- und Verbindungstüren ange-wendet. Darüber hinaus ist die ETK in zahlreichen nationalen und internationalen Normen und Re-gelwerken als Brandkurve enthalten.

3.2.1.3 Internationale Ansätze für Brandkur-ven

Hydrocarbon-Kurve

Die Hydrocarbon(HC)-Kurve wurde in den 1970er

Jahren für Kohlenwasserstoffbrände in Industrie- und Off-Shore-Anlagen entwickelt [19], [22]. Die näheren Umstände der Entwicklung sind nicht be-kannt. Der Kurvenverlauf der HC-Kurve ist in DIN EN 1991-1-2 [23] folgendermaßen definiert:

g = 1.080 (1 - 0,325 e-1,67 t

– 0,675 e-2,5t

) + 20

(Gl. 3.2).

In (Gl. 3.2) bedeuten:

g Gastemperatur im Brandabschnitt bzw. Brandofen [°C] und

t Zeit [min].

Die HC-Kurve ist in Abbildung 8 dargestellt, zu-sätzlich wurde die ZTV-ING-Kurve aufgenommen.

Abbildung 8: Verlauf der Hydrocarbon-Kurve (HC) [23]

Der Vergleich der Kurven in Abbildung 8 ergibt, dass beide in den ersten Minuten des Brandes ei-nen ähnlich steilen Temperaturanstieg aufweisen. Im weiteren Brandverlauf weist die ZTV-ING-Kurve jedoch einen steileren Anstieg und ein höheres Temperaturmaximum auf. Die ZTV-ING-Kurve er-reicht ihr Temperaturmaximum von 1.200°C nach 5 min, während die HC-Kurve ihr Temperaturma-ximum von 1.100°C nach 30 min erreicht. Die HC-Kurve weist gegenüber der ZTV-ING-Kurve keine Abkühlungsphase auf. Bei der HC-Kurve handelt es sich um eine sog. „offene“ Brandkurve, während die ZTV-ING-Kurve eine sog. „geschlossene“ Brandkurve darstellt.

In [19] wird angegeben, dass die HC-Kurve für Brände in längeren eingleisigen Eisenbahntunneln anwendbar sei. Qualitativ könne der Verlauf der HC-Kurve auch für bestimmte Feststoffbrände als repräsentativ angesehen werden, wenn die Phase der Brandentstehung fortgelassen wird. Diesen Angaben kann nicht uneingeschränkt gefolgt wer-den, da zwar in einem eingleisigen Eisenbahntun-nel hohe Brandlasten zur Verfügung stehen kön-nen, diese aber, wie auch die Sauerstoffzufuhr zum Brand, begrenzt sind. Die Ausbildung der HC-Kurve als offene Brandkurve entspricht einem


Brand, dem bei konstanter Sauerstoffzufuhr, Brandgut unbegrenzt zur Verfügung steht und bei dem ein wirksamer Löschangriff unterbleibt.

Die HC-Kurve findet u. a. in folgenden Ländern bzw. Regelwerken Anwendung [19], [24]:

in der Europäischen Union,

in Frankreich,

in Österreich,

in Schweden,

beim Internationalen Eisenbahnverband.

Aktuell wurde die Hydrocarbon-Kurve im EU For-schungsprojekt TUNCONSTRUCT für Brandversu-che an Sandwich-Tübbings angewendet.

Erhöhte Hydrocarbon-Kurve

Die erhöhte Hydrocarbon-Kurve (HCinc, inc = increased) wurde basierend auf der HC-Kurve speziell für Brände in Tunneln entwickelt, um den aus dem Gütertransport resultierenden höheren Brandlasten besser gerecht zu werden [8]. Hierzu wurde der Klammerausdruck in (Gl. 3.2) nicht mit 1.080 sondern mit 1.280 multipliziert, so dass sich der Verlauf der HCinc-Kurve wie folgt ergibt:

g = 1.280 (1 - 0,325 e-1,67 t

– 0,675 e-2,5t

) + 20

(Gl. 3.3).

Die Formelzeichen und Einheiten in (Gl. 3.3). ent-sprechen denen in (Gl. 3.3). Die Hintergründe für die Ableitung des Faktors 1.280 sind nicht be-kannt.

Abbildung 9 veranschaulicht den Verlauf der HCinc-Kurve. Der Verlauf der HCinc-Kurve gleicht qualita-tiv dem der HC-Kurve. Als Vergleichsmaßstab ist in Abbildung 9 ebenfalls die ZTV-ING-Kurve einge-tragen.

Abbildung 9: Verlauf der erhöhten Hydrocarbon-Kurve [19]

Den Ausführungen in [8] zufolge kann die HCinc-Kurve stellvertretend für Benzin- und Diesellachenbrände sowie qualitativ für bestimmte

Feststoffbrände angewendet werden. Für die HCinc-Kurve werden Anwendungsbeispiele bzw. –empfehlungen in [19], [22] genannt.

Für die HCinc-Kurve bestehen Anwendungsbeispie-le bzw. –empfehlungen [19], [22]:

in der Schweiz,

in Österreich,

in Frankreich,

in den ITA/PIARC-Empfehlungen für Straßen-tunnel.

Rijkswaterstaat-Kurve

In [19] wird berichtet, dass die Rijkswaterstaat-Kurve (Abk.: RWS-Kurve) aus Brandversuchen in einem maßstäblichen Modelltunnel abgeleitet wur-de. Der Modelltunnel besaß Querschnittsabmessungen von 2 m x 2 m und eine Länge von 8 m. Im Rahmen dieser Versuche wur-den 45.000 l Benzin in 4 Behältern verbrannt. Die höchsten gemessenen Temperaturen betrugen 1.350°C mit einzelnen Spitzen bis 1.370°C. Explo-sionsartige Verbrennungsvorgänge, wie sie durch Bildung eines explosiven Dampf-Luft-Gemisches auftreten können, wurden nicht untersucht.

Abbildung 10: Verlauf der Rijkswaterstaat-Kurve [19]

Die RWS-Kurve ist in Abbildung 10 abgebildet. Nach der Darstellung in [19] wurde bei der Ablei-tung der RWS-Kurve angenommen, dass ein Tankfahrzeug mit einem Fassungsvermögen von 50 m³, das zu 90 % mit Kohlenwasserstoff gefüllt ist, in Brand gerät und das Brandgut von 45.000 l Benzin und/oder Diesel nach 2 h verbrannt ist. Hier ist der Zusammenhang von Kohlenwasserstoff und Benzin/Diesel unklar.

Der Vergleich der RWS-Kurve mit der ZTV-ING-Kurve in Abbildung 10 ergibt, dass beide Kurven in den ersten 5 min einen ähnlich steilen Anstieg aufweisen. In dieser Zeit erreicht die ZTV-ING-Kurve bereits ihr Temperaturmaximum von 1.200°C. Wohingegen die Temperatur bei der RWS-Kurve darüber hinaus innerhalb weiterer 25 min mit flacherem Anstieg als zuvor bis auf


1.350°C ansteigt und anschließend bis zum Ende der Branddauer auf 1.200°C abfällt.

Die RWS-Kurve findet u. a. Anwendung [19], [24]:

in den Niederlanden,

in der Schweiz,

in Österreich,

beim Öresund-Tunnel zwischen Kopenhagen (DK) und Malmö (S),

in Schweden für Eisenbahntunnel unter Ge-wässern und Bauwerken,


Für die Anwendung der RWS-Kurve in den Nieder-landen ist als zusätzliche Anforderung anzufügen, dass die Temperatur der tragenden Bewehrung 250°C sowie die Temperatur in der Kontaktfläche zwischen Innenschalenbeton und Brandschutzbe-kleidung 380°C nicht überschreiten darf [25].

In Schweden ist bei der Bemessung von Eisen-bahntunneln unter Gewässern und Bauwerken zu-sätzlich eine Abkühlungsphase von 600°C/h (10°C/min) im Anschluss an die Branddauer von 120 min zu berücksichtigen [24]. Diese Abküh-lungsgeschwindigkeit entspricht in etwa derjeni-gen, die durch die ZTV-ING-Kurve vorgegeben wird (rd. 11°C/min).

Modifizierte Rijkswaterstaat-Kurve

Nach Aussage in [19] hat die Konzeption der RWS-Kurve PIARC dazu veranlasst, für Straßen-tunnel eine Brandkurve auf Basis der RWS-Kurve vorzuschlagen. Hierbei werden die bei der RWS-Kurve nach einer Branddauer von 2 h erreichten 1.200°C für eine weitere Stunde konstant gehalten. Dieser Vorschlag wird im Weiteren als modifizierte RWS-Kurve bezeichnet und ist in Abbildung 11 dargestellt.

Abbildung 11: Verlauf der modifizierten Rijkswaterstaat-Kurve [19]

Die modifizierte RWS-Kurve findet u. a. Anwen-dung:

in der Schweiz,


ISO-Kurve

Die ISO- und die ETK sind eng miteinander ver-wandt. Die ISO-Kurve unterscheidet sich von der ETK-Kurve (s. Abschn. 3.2.1.2) lediglich darin, dass bei der ISO-Kurve die Temperatur der Probe-körper unberücksichtigt bleibt.

Die ISO-Kurve ist in ISO 834-1 [26] nach folgender Gleichung definiert:

T = 345 log10 (8t + 1) + 20 (Gl. 3.4).

In Gl. 3.4 bedeuten:

T durchschnittliche Ofentemperatur [°C] und

t Branddauer [min].

Für die ISO-Kurve können Anwendungsbeispiele gegeben werden [19], [22], [12], [24], [25] für:

die Schweiz,

Österreich,

Italien,

Frankreich,

Belgien,

Tschechien,

Schweden,

die ITA/PIARC-Empfehlungen für Straßen-tunnel,

den internationalen Eisenbahnverband,

den UIC-Kodex 779-9-August-2003 – Infra-struktur [27].

ITA/PIARC-Empfehlungen

Die World Road Federation (PIARC) und die Inter-national Tunnelling Association (ITA) haben ge-meinsam Richtlinien für den Brandschutz in Stra-ßentunneln erarbeitet [28]. Die Richtlinien sollen dazu dienen, Straßentunnel zu klassifizieren und Verfahren zum baulichen Brandschutz zu entwi-ckeln. In Abhängigkeit der Verkehrsart und den möglichen Konsequenzen im Falle eines Bau-werksversagens werden von ITA/PIARC Brandkur-ven für die Tunnelkonstruktion bzw. für Sekundär-konstruktionen empfohlen (s. Tabelle 1 und Tabel-le 2). PIARC ist dabei der Auffassung, dass die RWS-Kurve und die HCinc-Kurve ein vergleichba-res Niveau des baulichen Brandschutzes repräsen-tieren, so dass die Anwendung einer der beiden Kurven empfohlen wird.


Ver-

kehrs-

art

Bauweise/Situation

Absenk-

verfahren,

unter

Bauwer-

ken

Gebirge,

nicht

standfest

Gebirge,

standfest

Offene

Bauweise

PKW /

Van

ISO

60 min

ISO

60 min

2) 2)

LKW /

Tank-

wagen

RWS /

HCinc

120 min1)

RWS /

HCinc

120 min1)

3) 3)

Tabelle 1: ITA/PIARC-Empfehlungen für die Tun-nelkonstruktion [28]

1) 180 min können bei hohem Anteil von Tankwa-gen mit brennbaren Gütern erforderlich werden.

2) Standsicherheit ist kein Kriterium (außer bei progressivem Versagen). Andere Kriterien kön-nen erfordern:

ISO 60 min für die meisten Fälle. Kein Brand-schutz, wenn dieser verglichen mit den Instandsetzungskosten nach einem Brand zu aufwendig wäre.

3) Standsicherheit ist kein Kriterium (außer bei progressivem Versagen). Andere Kriterien kön-nen erfordern:RWS / HCinc 120 min, wenn er-höhte Brandschutzanforderungen aufgrund des Bauwerksschutzes (z. B. Tunnel unter Bau-werk) oder eine herausgehobene Bedeutung im Straßennetz vorliegen. ISO 120 min für die meisten Fälle, wenn damit ein verhältnismäßig ökonomischer Bauwerksschutz erreicht wird. Kein Brandschutz, wenn dieser verglichen mit den Instandsetzungskosten nach einem Brand zu aufwendig wäre.

Ver-

kehrs-

art

Sekundärkonstruktionen4)

Lüftungs-

kanäle5)

Notaus-

gänge ins

Freie

Notaus-

gänge in

Nachbar-

röhren

Schutz-

räume6)

PKW /

Van

ISO

60 min

ISO

30 min

ISO

60 min

ISO

60 min

LKW /

Tank-

wagen

ISO

120 min

ISO

30 min

RWS /

HCinc

120 min

RWS /

HCinc

120 min7)

Tabelle 2: ITA/PIARC-Empfehlungen für Sekundär-konstruktionen [28]

4) Andere Sekundärstrukturen sollten projektab-hängig festgelegt werden.

5) Bei Querlüftung.

6) Schutzräume sollten Verbindung zum Freien besitzen.

7) Eine längere Zeit kann erforderlich werden, falls ein hoher Anteil von LKW mit brennbaren Gü-tern vorliegt und eine Evakuierung aus den Schutzräumen innerhalb von 120 min nicht

möglich ist.

Der gemeinsame Ansatz von ITA/PIARC wurde von der ITA WG 6 „Repair and maintenance of un-derground structures“ weiterentwickelt, in dem die Klassifizierung der Straßentunnel nach der Ver-kehrsart weiter untergliedert wurde [28]:

Kategorie 1: nur PKW, keine LKW

Kategorie 2: LKW

Kategorie 3: Tankwagen mit brennbaren Gütern

Kategorie 4: Sonderfälle, Absenktunnel.

Zusätzlich wird beim Ansatz der ITA die Anzahl der am Unfall beteiligten Fahrzeuge berücksichtigt.

Die Empfehlungen der ITA sollen sowohl für neu-zubauende als auch für bestehende Straßentunnel angewendet werden (s. Tabelle 3 und Tabelle 4).

Kat. Anz. ver-

wickelter

KFZ

Bauweise/Situation

Ab-

senk-

tunnel

Gebir-

ge,

nicht

stand-

fest

Gebir-

ge,

stand-

fest

Offene

Bau-

weise

1 1-2 ISO

60 min

ISO

60 min

2) 2)

1 >3 ISO

60 min

ISO

60 min

2) 2)

2 1-2 RWS /

HCinc

2 h

RWS /

HCinc

2 h

3) 3)

2 >3 RWS /

HCinc

3h

RWS /

HCinc

3 h

3) 3)

Tabelle 3: ITA-Empfehlungen für die Tunnelkon-struktion [28]

Kat. Anz. ver-

wickelter

KFZ

Sekundärkonstruktionen

Lüf-

tungsk

anäle

Aus-

gänge

ins

Freie

Aus-

gänge

in

Nach-

barröh-

ren

Schutz-

räume

1 1-2 ISO

60 min

ISO

30 min

ISO

60 min

ISO

60 min

1 >3 ISO

60 min

ISO

30 min

ISO

60 min

ISO

60 min

2 1-2 ISO 2 h

ISO

30 min

RWS /

HCinc

2h

RWS /

HCinc

2h

2 >3 ISO 2h

ISO

30 min

RWS /

HCinc

2h

RWS /

HCinc

2h

Tabelle 4: ITA-Empfehlungen für Sekundärstruktu-ren [28]

Die ITA WG 6 ist außerdem der Auffassung, dass angesichts der Verschiedenartigkeit der Straßen-tunnel das sinnvollste Vorgehen für den baulichen


Brandschutz darin besteht, „Grenzwerte“ für die Maximaltemperatur von Baustoffen bzw. von Bau-elementen nach zweistündiger Einwirkung der spezifischen Brandkurve vorzuschlagen. Aus der Vielzahl der von ITA WG 6 angegebenen Anforde-rungen werden im Folgenden nur Anforderungen mitgeteilt, die sich auf Baustoffe und Bauelemente beziehen, die für den endgültigen Ausbau von deutschen Straßentunneln in Frage kommen [28]:

Beton: max. 380°C Oberflächentemperatur,

Betonfertigteile: max. 200°C – 250° Oberflä-chentemperatur,

Tragglieder und Deckenabhängungen:

aus Stahl oder Gusseisen: max. 550°C,

aus Edelstahl: max. 800°C,

Brandschutzbekleidungen dürfen durch Wasser nicht geschädigt werden,

Alle Baustoffe sollen nicht toxisch und nicht ent-flammbar sein.

Die Anforderungen an die Oberflächentemperatu-ren von Beton und Betonfertigteilen können bei Anwendung von üblichen Brandkurven für die Tunnelkonstruktion nur durch die Verwendung von Brandschutzbekleidungen eingehalten werden.

3.2.1.4 Vergleichende Betrachtung

Die in den vorangegangenen Abschnitten darge-stellten und beschriebenen Brandkurven sind ver-gleichend in Abbildung 12 zusammengestellt. Ab-bildung 12 lässt die Unterschiede der einzelnen Brandkurven hinsichtlich des Brandverlaufes, in der Dauer bis zum Erreichen der Maximaltempera-tur sowie in der Dauer der maximalen Temperatur-einwirkung erkennen. Mit Ausnahme der ZTV-ING-Kurve und der EBA-Kurve handelt es sich um offe-ne Brandkurven, d. h. ohne Definition einer Abküh-lungsphase.

Die RWS-Kurve erreicht mit 1.350°C die höchste Maximaltemperatur von allen Brandkurven. Die zweithöchste Maximaltemperatur weist mit 1.300°C die HCinc-Kurve auf, danach folgen mit 1.200°C die ZTV-ING-Kurve bzw. die EBA-Kurve und mit 1.100°C die HC-Kurve. Außerdem ist zu

erkennen, dass die genannten Brandkurven in den ersten 5 min einen ähnlich raschen Temperaturan-stieg besitzen. In Tabelle 5 ist die Geschwindigkeit des Temperaturanstieges innerhalb der ersten 5 min dargestellt. Hierfür wurden eine Ausgangs-temperatur von 20°C und ein linearer Anstieg vo-rausgesetzt. Nach Tabelle 5 weisen diese Brand-kurven eine Temperaturzunahme von rd. 200 K/min auf. Die ZTV-ING-Kurve hat nach 5 min bereits ihr Maximum erreicht (s. Abbildung 12). Bei der HC-Kurve und der HCinc-Kurve wird dieses nach einem weiteren, allerdings weniger starken Temperaturanstieg nach ca. 30 min erreicht. Bei der RWS-Kurve vollzieht sich nach 5 min ein deut-lich geringerer Temperaturanstieg bis nach 60 min das Maximum erreicht wird.

Die ETK unterscheidet sich hinsichtlich der Tempe-raturzunahme deutlich von den anderen Brandkur-ven. Der Temperaturanstieg vollzieht sich bei ihr deutlich langsamer, denn erst nach ca. 170 min er-zielt sie das Temperaturniveau der HC-Kurve, das diese bereits nach 5 min erreicht hat.

Brandkurve Temperatur

[°C]

Lineare Tem-

peraturzunah

me

[K/min] Brandbeginn Nach 5 min

ZTV / EBA 20 1.200 236

RWS / mod

RWS

20 1.140 224

HC 20 948 186

Hcinc 20 1.120 220

ETK / ISO 20 576 111

Tabelle 5: Temperaturzunahme innerhalb der ers-ten 5 min bei Brandkurven

Die zuvor diskutierten Brandkurven entsprechen dem Stand der Technik und können für eine Brandbemessung von Tunneln herangezogen werden. Es ist jedoch noch festzustellen, in wie weit die hier zu untersuchenden Initialereignisse durch eine Bemessung nach den gezeigten Brandkurven abgedeckt sind.


Abbildung 12: Überblick über Brandkurven für Tunnelbauwerke

3.2.2 Ermittlung der relevanten Bauteile

3.2.2.1 Allgemeine Grundsätze

Die Grundlage für die Ermittlung der relevanten Bauteile, die einer vertieften weiteren Betrachtung unterzogen werden, bildet die Bauteil-Kategorisierung aus der Maßnahmenanalyse [6], Kapitel 3. Dort und im zugehörigen Anhang sind die Bauteile in repräsentative Kategorien gebün-delt. Aus diesen, im Hinblick auf alle möglichen Szenarien geclusterten Bauteilen, interessieren für das Initialereignis Brand im Rahmen der Bearbei-tung Tunnel nur diejenigen, die statisch-konstruktive Folgen haben können.

Zur Ermittlung der relevanten Bauteile sind darüber hinaus aber auch die Anforderungen des baulichen Brandschutzes zu betrachten. Sie geben Auskunft über die vorhandenen Bauteilwiderstände hinsicht-lich einer Brandeinwirkung. Diese Widerstände bie-ten einen wichtigen Parameter zur Beurteilung der Schädigungen (s. Abs. 4.4.2).

In Deutschland sind die Anforderungen des bauli-chen Brandschutzes von Straßentunneln in den „Zusätzlichen Technischen Vertragsbedingungen und Richtlinien für Ingenieurbauten“ (ZTV-ING) Teil 5 „Tunnelbau“ festgelegt [8]. Um einen ausrei-chenden baulichen Brandschutz sicherzustellen, ist demnach unabhängig von der Bauweise die Tunnelkonstruktion stets so auszuführen, dass bei Brandeinwirkung

keine Schäden auftreten, die die Standsicher-heit gefährden,

keine bleibenden Verformungen der Konstrukti-on entstehen, die die Gebrauchstauglichkeit einschränken,

die Dichtigkeit weitgehend gewährleistet bleibt.

Die spezifischen Anforderungen an den baulichen Brandschutz sind in [8] in Abhängigkeit von der Bauweise geregelt. Hierdurch besteht die Möglich-keit, die brandschutztechnischen Anforderungen an die einzelnen Bauweisen anzupassen und die-se aus technischer und wirtschaftlicher Sicht zu optimieren.

3.2.2.2 Schalenkonstruktion

Geschlossene Bauweise

Für die brandschutztechnische Bemessung von Straßentunneln, die in geschlossener Bauweise hergestellt werden, ist nach den ZTV-ING Teil 5 Abschnitt 1 [29] die Brandkurve nach Abbildung 3 zu verwenden (ZTV-ING-Kurve). Der hieraus resul-tierende bauliche Brandschutz ist entweder durch die Einhaltung konstruktiver Anforderungen oder durch rechnerische Nachweisverfahren sicherzu-stellen.

Die erforderlichen konstruktiven Maßnahmen sind gem. ZTV-ING Teil 5 Abschnitt 1 [29] darauf aus-zurichten, dass die tragende Bewehrung unter Einwirkung der Brandkurve nach Abbildung 3 nicht über 300°C erwärmt wird. Um diese Anforderung einzuhalten, geben die ZTV-ING Teil 5 Abschnitt 1 [29] für die bei dieser Bauweise üblichen Gewöl-bequerschnitte ein Nennmaß der Betondeckung zur Tunnelinnenseite von 60 mm bei einer Innen-


schalendicke von mindestens 35 cm vor. Das Nennmaß der Betondeckung von 60 mm ist eben-falls bei Zwischendecken für die dem Verkehrs-raum zugewandten Seiten zu realisieren. In der Zwischendecke ist zum Schutz vor Betonabplat-zungen zusätzlich eine verzinkte Mattenbewehrung (N 94) mit einem Mindestmaß der Betondeckung von 20 mm anzuordnen und an der tragenden Bewehrung zu befestigen. Die ZTV-ING Teil 5 Abschnitt 1 [29] gehen davon aus, dass die genannten konstruktiven Maßnahmen für den baulichen Brandschutz der Konstruktion ausrei-chend sind und nur im Ausnahmefall rechnerische Nachweise erforderlich werden.

Die wesentlichen Grundlagen, Randbedingungen und Anforderungen für die brandschutztechnische Bemessung von Straßentunneln in geschlossener Bauweise wurden im Rahmen eines Forschungs-vorhabens ermittelt und zusammengestellt [11]. Im Folgenden werden die wesentlichen Schlussfolge-rungen des Forschungsvorhabens dargestellt:

Die Beschränkung der Temperatur der tragenden Bewehrung auf 300°C nach den ZTV-ING ist damit zu begründen, dass bei einer Erwärmung über diesen Wert hinaus die Bewehrung hohe Dehnun-gen als Folge der Brandeinwirkung erfährt, wo-durch die Konstruktion nach dem Erkalten unver-tretbar hohe plastische Verformungen aufweist. Die Temperaturabhängigkeit der Spannungs – Dehnungs – Beziehungen für einen Betonstahl BSt 500 S verdeutlicht Abbildung 13.

Abbildung 13: Spannungs – Dehnungs – Beziehungen für Betonstahl BSt 500 S [11]

Abbildung 13 ist zu entnehmen, dass die Ausdeh-nung des elastischen Bereiches der Spannungs – Dehnungs – Beziehungen von der Temperatur ab-hängt. Unter Annahme einer Streckgren-zenausnutzung bei der Bemessung für den Ge-brauchszustand („kalter“ Zustand) von 60 %, ist die Temperatur des Betonstahls auf ca. 300°C zu be-grenzen, um plastische Dehnungen, mit deren Ein-treten ab einer Dehnung von 2

o/oo zu rechnen ist,

weitgehend auszuschließen.

Den Schutz der tragenden Bewehrung vor zu star-ker Erwärmung soll eine ausreichende Betonde-ckung realisieren. Für die Ermittlung der erforderli-chen Betondeckung wurde im Rahmen des For-schungsvorhabens die Temperaturverteilung in ei-nem Stahlbetonbauteil aus Beton B 25, auf das die Brandkurve nach Abbildung 3 einseitig einwirkt, numerisch ermittelt und durch Vergleich mit den bei Brandversuchen gemessenen Temperaturen kontrolliert. Den Temperaturverlauf infolge der de-finierten Brandeinwirkung gibt Abbildung 14 wie-der. Bei dem Parameter „u“ in Abbildung 14 han-delt es sich um den Abstand zwischen der beflammten Bauteiloberfläche und der Achse der tragenden Bewehrung. Bei der Ausführung einer Bewehrung von Tunnelinnenschalen mit üblichen Stabdurchmessern von 6 mm bis 12 mm ergibt sich bei einer Betondeckung nom c = 60 mm der Achsabstand u = 63 mm bis 66 mm.

Abbildung 14: Temperaturverlauf in einer Tunnelinnen-schale bei einseitiger Brandeinwirkung [11]

Abbildung 14 ist zu entnehmen, dass für die ge-nannten Achsabstände der tragenden Bewehrung die Temperatur infolge Einwirkung der Brandkurve der ZTV-ING Teil 5 [10] unter 300°C verbleibt. Die-se Aussage trifft jedoch nur zu, wenn keine Beton-abplatzungen auftreten, durch die sich der Achs-abstand u zur beflammten Seite des Bauteils auf weniger als die noch ausreichenden 50 mm verrin-gern könnte. Dies soll bei der Zwischendecke durch den Einbau der zusätzlichen verzinkten Mattenbewehrung sichergestellt werden.

Als Detail aus Abbildung 14 ist weiterhin zu ent-nehmen, dass die höchste Temperatur in der tra-genden Bewehrung erst erreicht wird, wenn die Brandtemperatur bereits abklingt.

Anzumerken ist noch, dass die Wärmeleitfähigkeit im Beton keine absolute Konstante ist, sondern von einer Vielzahl von Parametern abhängt (Dich-te, Zuschlagsart, Wassergehalt ...). Bei anderen Betonen als den untersuchten, können daher durchaus abweichende Temperatureindringungen


vorliegen, die eine Anpassung der Betondeckung erfordern. Dies ist im Einzelfall sowohl für Tunnel in geschlossener Bauweise als auch in offener Bauweise zu berücksichtigen.

Offene Bauweise

Für die brandschutztechnische Bemessung von Straßentunneln in offener Bauweise ist nach den ZTV-ING Teil 5 Abschnitt 2 [30] ebenfalls die Brandkurve in Abbildung 3 (ZTV-ING-Kurve) zu-grunde zu legen.

Der erforderliche bauliche Brandschutz ist bei Rechteckquerschnitten sowohl durch die Einhal-tung konstruktiver Maßnahmen als auch durch rechnerischen Nachweis sicherzustellen. Für Ge-wölbequerschnitte, die bei größeren Überschüt-tungshöhen angewendet werden, gelten die ZTV-ING Teil 5 Abschnitt 1 [29] (s. Abschnitt 3.2.2.2).

Als konstruktive Maßnahmen ist für die Betonde-ckung der Bewehrung zur Tunnelinnenseite ein Nennmaß von 60 mm und ein Mindestmaß von 55 mm zu realisieren. In der Decke ist zum Schutz gegen Betonabplatzungen zusätzlich zur tragen-den Bewehrung eine verzinkte Mattenbewehrung (N 94) mit einem Mindestmaß der Betondeckung von 20 mm auszuführen [30].

Der rechnerische Nachweis untergliedert sich in einen „vereinfachten rechnerischen Nachweis“ und einen „genaueren rechnerischen Nachweis“ [30]. Der vereinfachte rechnerische Nachweis darf für ein- und zweizellige Rahmen mit Bauteildicken von 0,80 m bis 1,60 m und einer maximalen Stützweite von 16 m geführt werden. Hierzu ist ein Tempera-turunterschied von 50 K in Wand und Decke bei voller Steifigkeit des Bauteilquerschnittes in Zu-stand I anzusetzen. Der Nachweis der Tragfähig-keit ist für außergewöhnliche Bemessungssituatio-nen nach DIN-Fachbericht 101 [31] zu führen. Für den Fall abweichender Bauteilquerschnitte und Systeme ist ein genauerer rechnerischer Nachweis zu führen, bei dem die reale Erwärmung des Bau-teilquerschnittes und die Steifigkeitsveränderung zu berücksichtigen sind. Der genauere rechneri-sche Nachweis wird ebenfalls erforderlich, wenn aus dem vereinfachten Nachweis ein wesentlich höherer Bewehrungsgrad als für die Lastfälle des Gebrauchszustandes („Kaltbemessung“) resultiert. Eine genauere Spezifikation, wann ein höherer Bewehrungsgrad vorliegt, erfolgt allerdings nicht.

h [m] MT [kNm/m] T T [K]

0,80 -800 51

0,90 -1.000 50

1,20 -1.950 54

1,60 -3.450 54

Tabelle 6: Auswertung der thermisch bedingten Zwangmomente nach Gl. 3-5 [32]

Die Anforderungen an die brandschutztechnische Bemessung nach den ZTV-ING Teil 5 Abschnitt 2 [30] wurden ebenfalls im Rahmen eines For-schungsvorhabens [33] erarbeitet. Im Rahmen des Forschungsvorhabens wurde insbesondere der vereinfachte rechnerische Nachweis abgeleitet, der im Folgenden kurz erläutert wird.

Für Straßentunnel in offener Bauweise kommen als statische Systeme üblicherweise ein- oder zweizellige Rahmen aus Stahlbeton mit oder ohne Sohle zur Anwendung. Durch Brandeinwirkung entstehen in diesen statisch unbestimmten Syste-men Zwangmomente, die einen Anstieg der Mo-mente in den Rahmenknoten und gleichzeitig eine Verringerung der Momente im Feldbereich hervor-rufen. Durch den Anstieg der negativen Momente in den Rahmenknoten kann die außenliegende, kaum erwärmte Bewehrung bis zum Fließen ge-bracht werden. Das thermisch bedingte Zwangmoment MT in einem Rahmenknoten kann folgendermaßen abgeschätzt werden:

MT = s T (EI)0 T T/h (Gl. 3.5).

In (Gl. 3.5) bedeuten:

s Systembeiwert für den eingespannten Stab

( s = 1,0),

T temperaturabhängige

Biegesteifigkeitsabminderung ( T = (EI)T/(EI)0),

EI0 Biegesteifigkeit des Betonquerschnittes im Zustand I [KNm²],

T linearer Temperaturausdehnungskoeffizient

( T = 10-5

1/K),

T linearisierter Temperaturgradient [K] und

h Dicke des Bauteilquerschnittes [m].

Bei dem Forschungsvorhaben [33] wurde für Stahlbetonquerschnitte, wie sie für Straßentunnel in offener Bauweise üblich sind, das thermisch be-dingte Zwangmoment infolge Einwirkung der Brandkurve nach den ZTV-ING Teil 5 [10] unter Berücksichtigung der nichtlinearen Temperaturver-teilung im Bauteilquerschnitt und der nichtlinearen Materialgesetze berechnet. Dabei hat sich gezeigt, dass ein Rahmenknoten über die gesamte Brand-dauer eine annähernd konstante maximale Momententragfähigkeit und somit auch ein annä-hernd konstantes Zwangmoment aufweist. Eine Auswertung der Zwangmomente und des Produk-tes aus Steifigkeitsabminderung und Temperatur-

gradient T T für übliche Bauteildicken und die

Verwendung eines Betons B 25 (E0 = 30 106 KN/m²) zeigt Tabelle 6.

Aus Tabelle 6 geht hervor, dass das Produkt T

T für übliche Bauteildicken in der Größenordnung


von 50 K bis 54 K liegt. Hieraus wurde der Vor-schlag abgeleitet, den rechnerischen Nachweis für den Lastfall „Brand“ vereinfachend zu führen, in

dem das Produkt T T 50 K gesetzt wird. Wei-terhin hat sich gezeigt, dass diese Näherung auch für den Fall von Betonabplatzungen beibehalten werden kann. Für die hierzu erforderliche numeri-sche Analyse wurde angenommen, dass an der beflammten Bauteiloberfläche jeweils nach 3 min, 10 min und 30 min Branddauer eine 3 cm dicke Betonschicht abplatzt. Durch die Betonabplatzun-gen reduziert sich das Zwangmoment, da sich die zur Verfügung stehende Betondruckzone und da-mit der Hebelarm der inneren Kräfte verringert. Z. B. verringert sich für eine Querschnittsdicke von 0,90 m das Zwangmoment von –1.000 kNm/m (s.

Tabelle 6) auf –700 kNm/m und das Produkt T

T von rd. 50 K auf rd. 43 K.

Abbildung 15: Exemplarischer Vergleich der Biegemo-mente aus nichtlinearer und linearer Be-rechnung nach 120 min Branddauer [33]

Zur Verifizierung des vereinfachten rechnerischen Nachweises wurden für übliche Straßentunnel-querschnitte die mit einem FEM – Programm und die mit dem beschriebenen vereinfachten rechneri-schen Nachweis ermittelten Schnittgrößenvertei-lungen infolge Brandeinwirkung gegenübergestellt. Die Schnittgrößen wurden hierfür mit einem Tem-

peraturgradienten von T = 200 K bei infolge wär-mebedingter Arbeitslinie abgeminderter Steifigkeit

des Betonquerschnittes T = 0,25 (EI)0 ermittelt und mit den Schnittgrößen aus den Gebrauchslas-ten, d. h. Eigen- und Verkehrslasten, überlagert. Es ergab sich eine befriedigende Übereinstimmung der Biegemomente für die maßgebenden Stellen. Exemplarisch hierfür ist in Abbildung 15 für einen einzelligen Rahmen ohne Sohle ein Vergleich der Biegemomente aus Zwangsbeanspruchung und Gebrauchslasten nach 120 min Branddauer bei nichtlinearer (FEM - Berechnung) und linearer Be-rechnung (vereinfachter rechnerischer Nachweis) gegenübergestellt. Die Asymmetrie ist in einer dif-

ferierenden Erddruckeinwirkung zwischen der lin-ken und der rechten Tunnelwand begründet.

Maschinelle Vortriebsverfahren

Für Straßentunnel, die mittels maschinellem Vor-trieb aufgefahren werden, wurden die ZTV-ING Teil 5 Abschnitt 3 [34] neu erarbeitet. Für die brandschutztechnische Bemessung der schildvor-getriebenen Tunnel ist ebenfalls die in Abbildung 3 dargestellte Brandkurve der ZTV-ING Teil 5 [10] zu verwenden. Der Abschnitt 3 unterscheidet bei den erforderlichen Brandschutzmaßnahmen in ein- und zweischalige Konstruktionen.

Für zweischalige Konstruktionen sind für die In-nenschale die Regelungen für die Geschlossene Bauweise nach den ZTV-ING Teil 5 Abschnitt 1 [29] einzuhalten. Darüber hinaus sind für zwei-schalige Konstruktionen keine zusätzlichen Brand-schutzmaßnahmen erforderlich.

Bei einschaligen Konstruktionen sind die Tübbinge mit einer Mindestdicke von 30 cm auszuführen. An den Oberflächen der Tübbinge ist ein Mindestmaß der Betondeckung von 40 mm und an den Stirnflä-chen von 20 mm einzuhalten. Das Vorhaltemaß beträgt 5 mm. Zusätzlich dienen die für die Auf-nahme von Lasten infolge Fahrzeuganprall auszu-führenden Anprallwände aus Stahlbeton auch dem Brandschutz der Tunnelkonstruktion. Die Anprall-wände sind zu diesem Zweck mit einem Mindest-maß der Betondeckung von 60 mm herzustellen. Der Firstbereich über den Anprallwänden ist im Regelfall mit Brandschutzplatten auszukleiden.

Für die Festlegung der brandschutztechnischen Anforderungen an die einschaligen Konstruktionen wurde ebenfalls ein Forschungsvorhaben [35] durchgeführt. In dem Forschungsvorhaben wurden verschiedene Brandschutzsysteme hinsichtlich ih-rer Wirksamkeit infolge Einwirkung der Brandkurve nach den ZTV-ING Teil 5 [10] (s. Abbildung 3) rechnerisch untersucht und ihre bautechnischen Vor- und Nachteile bewertet. Die wesentlichen Er-gebnisse des Vorhabens werden im Weiteren mit-geteilt:

Für die Beurteilung der Wirksamkeit der Brand-schutzsysteme wurden die Temperaturverteilungen im Bauteilquerschnitt infolge Einwirkung der Brandkurve nach den ZTV-ING Teil 5 [10] für einen Tübbing ohne Brandschutzbekleidung als Refe-renz sowie für mit Brandschutzbekleidungen ge-schützte Tübbinge berechnet. Die thermischen Ma-terialkennwerte für den Beton wurden dem EC 2 [36] entnommen und für Brandschutzbekleidungen bei Anbietern erfragt bzw. aus vorliegenden Er-gebnissen von Brandversuchen ermittelt. Für die Berechnungen wurden die Dicke der Tübbinge mit 40 cm und die Dicke der Brandschutzbekleidungen mit 2,5 cm angesetzt. Der Achsabstand der tra-


genden Bewehrung von der beflammten Bauteil-oberfläche ergibt sich somit unter Berücksichtigung der geforderten Betondeckung und eines Stab-durchmessers von 10 mm zu 6,5 cm.

Abbildung 16 zeigt die berechnete Temperaturver-teilung über die Höhe des Bauteilquerschnittes für einen unbekleideten Tübbing (Referenz). In Abbil-dung 17 ist die entsprechende Temperaturvertei-lung für einen mit einer Brandschutzplatte beklei-deten Tübbing dargestellt.

Abbildung 16: Temperaturverteilung über die Querschnittshöhe für einen unbekleide-ten Tübbing [35]

Abbildung 17: Temperaturverteilung über die Querschnittshöhe für einen Tübbing mit Plattenbekleidung [35]

Abbildung 16 und Abbildung 17 ist zu entnehmen, dass nach Beginn der Abkühlphase, d. h. nach ei-ner Branddauer von 30 min (vgl. Abbildung 3), die Temperaturfront innerhalb des Bauteilquerschnit-tes weiter voranschreitet. Beim unbekleideten Tübbing ist dieser Vorgang am deutlichsten bei den Branddauern von 90 min und 120 min zu er-kennen (s. Abbildung 16). Beim Tübbing mit Plat-tenbekleidung ist dieser Vorgang am deutlichsten bei 180 min Branddauer zu beobachten, wobei hier die Brandeinwirkung bereits vollständig abgeklun-gen ist. Abbildung 16 kann weiterhin entnommen werden, dass die Brandeinwirkung den unbeklei-deten Tübbing innerhalb des 6,5 cm messenden Achsabstandes der tunnelinnenseitigen Beweh-rung von der beflammten Bauteiloberfläche am

stärksten beansprucht. Beim Tübbing mit Platten-bekleidung wird während der Branddauern von 30 min bis 120 min der Querschnittsbereich der Brandschutzplatte am stärksten durch die Brand-einwirkung beansprucht (s. Abbildung 17), bevor sich für die Branddauern 150 min und 180 min das Temperaturmaximum von rd. 120°C bzw. rd. 150°C in den Übergangsbereich Brandschutzplatte / Tübbing verschiebt.

Der Temperatur – Zeit – Verlauf an der Oberfläche des Tübbings ohne und mit Brandschutzbeklei-dung ist in Abbildung 18 dargestellt. Die Tempera-tur an der unbekleideten Tübbingoberfläche steigt infolge der Brandeinwirkung rasch an und erreicht nach 30 min ihr Maximum von ca. 1.150°C. Der Temperaturanstieg der bekleideten Tübbingoberfläche erfolgt dagegen deutlich verzö-gert, so dass das Temperaturmaximum erst wäh-rend der Abkühlungsphase nach einer Branddauer von ca. 70 min erreicht wird und für die untersuch-te Brandschutzplatte ca. 180°C und für den unter-suchten Brandschutzputz ca. 260°C beträgt (s. Abbildung 18).

Abbildung 18: Temperatur – Zeit – Verlauf an der Tübbingoberfläche [35]

Abbildung 19: Temperatur – Zeit – Verlauf auf Achshöhe der tunnelinnenseitigen Be-wehrung [35]

Der Temperatur – Zeit – Verlauf auf Achshöhe der tunnelinnenseitigen Bewehrung ist in Abbildung 19 wiedergegeben. Das Temperaturmaximum für den unbekleideten Tübbing beträgt an dieser Stelle ca.


295°C und wird nach ca. 110 min erreicht. Der Temperatur – Zeit – Verlauf für den bekleideten Tübbing erfolgt dagegen auch hier zeitlich stark verzögert und bleibt mit Maxima von ca. 90°C für den untersuchten Brandschutzputz bzw. ca. 110°C für die untersuchte Brandschutzplatte sehr deutlich unterhalb des Maximums für den Tübbing ohne Bekleidung.

Aus den dargestellten Berechnungsergebnissen kann geschlussfolgert werden, dass bei Einwirkung der Brandkurve nach den ZTV-ING Teil 5 [10] im Bereich der Betondeckung eines unbekleideten Tübbings Temperaturen von über 300°C auftreten. Nach den Ausführungen im Abschlussbericht [35] ist in diesem Bereich von einer irreversiblen Ver-ringerung der Betondruckfestigkeit auszugehen. Dies ist allerdings für eine Brandeinwirkung gemäß der Brandkurve nach den ZTV-ING Teil 5 [10] hin-nehmbar, da dieser Bereich nach einem Brander-eignis ohnehin instand zu setzen ist. Die tragende Bewehrung ist durch die Betondeckung ausrei-chend geschützt, da die Temperatur auf Achshöhe der tunnelseitigen Bewehrung auch ohne Beklei-dung unterhalb von 300°C bleibt und somit auch bei vollständig ausgelastetem Bewehrungsstahl keine plastischen Verformungen auftreten. Dies gilt unter der Voraussetzung, dass während der Brandeinwirkung keine explosionsartigen Beton-abplatzungen (sog. „Spalling“) auftreten. Diese Vo-raussetzung wird umgesetzt, indem die Tübbinge oberhalb der Anprallwände mit Brandschutzplatten bekleidet werden, wodurch der das „Spalling“ aus-lösende rasche Temperaturanstieg infolge Brand-einwirkung für den Tübbing wirkungsvoll vermin-dert werden kann. Außerdem kann der Beton selbst mittlerweile durch betontechnologische Maßnahmen, wie z. B. Zugabe von Polypropylen-Fasern und ausgewählten Gesteinskörnungen, re-sistent gegenüber dem „Spalling“ ausgebildet wer-den. Dies ist in ZTV-ING Teil 5 Abschnitt 3 [34] als mögliche Alternative zur Plattenbekleidung vorge-sehen. Für eine Beschreibung des Abplatzverhaltens von Beton bei Brandeinwirkung und der Wirkungsweise des Brandschutzbetons wird auf [37] verwiesen.

3.2.2.3 Fugenkonstruktion

Allgemeines

Die konstruktive Durchbildung von Fugen ist in den „Richtzeichnungen für Ingenieurbauten (RiZ-ING)“ [38] geregelt. Für Raumfugen in Decken und Wän-den sind nach den ZTV-ING Teil 5 [10] unabhängig von der Bauweise des Tunnels Fugeneinlagen der Baustoffklasse A (nicht brennbar) nach DIN 4102 [39] zu verwenden.

Fugen unterhalb der Fahrbahn sind unabhängig von der Bauweise des Tunnels und ihrer Ausbil-dung durch die Überbauung mit den Schichten des

Straßenaufbaus vor Brandeinwirkung geschützt.

Geschlossene Bauweise

Für Tunnel in geschlossener Bauweise ist die Aus-bildung von Fugen in den Richtzeichnungen T Fug 10 und T Fug 11 dargestellt [38].

Die Ausführung von Fugen bei Tunneln ohne au-ßenliegende Abdichtung ist in Richtzeichnung T Fug 10 behandelt. Die Mindestdicke der Innen-schale beträgt in diesem Fall 40 cm. Das Fugen-band ist in Schalenmitte (d/2) anzuordnen. Unter der Annahme, dass sich in Pressfugen infolge Einwirkung der Brandkurve nach den ZTV-ING Teil 5 [10] annähernd eine Temperaturverteilung wie im Betonquerschnitt einstellt, ist von einer Maximal-temperatur für das 20 cm von der beflammten Oberfläche entfernt liegende Fugenband von rd. 65°C auszugehen. Bei Raumfugen kann sich auf-grund der Fugeneinlage aus Kunststoff eine höhe-re Temperatur als bei Pressfugen ergeben. Die Fugenbandtemperatur im Gebrauchszustand darf nach [40] –20°C bis +40°C, bei nichtdrückendem Wasser bis +60°C betragen. Bei Pressfugen wird das Fugenband die Brandeinwirkung vermutlich noch überstehen. Bei Raumfugen würde das Fu-genband voraussichtlich beschädigt werden und wäre im Zuge der Instandsetzung zu ersetzen.

Die Ausbildung von Fugen bei außenliegender Ab-dichtung regelt Richtzeichnung T Fug 11. Die In-nenschale ist mindestens 35 cm stark herzustellen. Ein Fugenband ist nicht vorgesehen. Wird wie zu-vor angenommen, dass bei Brandeinwirkung in den Pressfugen annähernd eine Temperaturvertei-lung wie im Betonquerschnitt eintritt, beträgt die Maximaltemperatur auf der erdseitigen Oberfläche der Innenschale rd. 30°C. Eine Gefahr für die au-ßenliegende Abdichtung entsteht dadurch nicht. Bei Raumfugen kann sich die Temperaturvertei-lung aufgrund der Fugeneinlage aus Kunststoff zwar ungünstiger darstellen, eine Gefahr für die Abdichtung wird jedoch nicht gesehen, da die Pro-dukte im Zuge der üblichen Eignungsprüfung län-gerfristig mit Temperaturen von bis zu 100°C be-aufschlagt werden.

Offene Bauweise

Für Tunnel in offener Bauweise sind Fugen unter-halb der Fahrbahn nach Richtzeichnung T Fug 1 und Fugen in Wänden und Decken nach Richt-zeichnung T Fug 2 auszuführen [38].

Die Pressfugen werden planmäßig ohne Fugenöff-nung hergestellt, daher können bei Brandeinwir-kung keine Heißgase in die Fuge eindringen und das Fugenband beschädigen [33]. Geringe herstel-lungsbedingte Fugenöffnungen werden sich bei Brandeinwirkung infolge thermischer Ausdehnung schließen. Das Fugenband ist nach den Richt-zeichnungen [38] in der erdseitigen


Querschnittshälfte mindestens 30 cm von der Wand- bzw. Deckenoberfläche entfernt einzubau-en. Von einer thermischen Unversehrtheit des Dehnfugenbandes kann ausgegangen werden, so-fern ein Abstand des Dehnfugenbandes zur beflammten Tunneloberfläche von mindestens 10 cm eingehalten wird [33].

Bei Raumfugen wird durch die Fugeneinlage si-chergestellt, dass keine Heißgase in die Fuge ein-dringen und das Fugenband beschädigen können [33]. Die Einbaulage für das Fugenband stellt sich wie bei den Pressfugen dar [38]. Bei Einhaltung eines Mindestabstandes zur beflammten Tunnel-oberfläche von mindestens 10 cm wird das Dehn-fugenband unversehrt bleiben [33].

Die Erfüllung der Voraussetzung für die thermische Unversehrtheit der Dehnfugenbänder ist bei bei-den Fugenarten aufgrund den bei dieser Bauweise üblichen Wand- bzw. Deckenstärken gegeben (s. Abschn. 3.2.2.2).

Maschinelle Schildvortriebsverfahren

Bei einschaligen, schildvorgetriebenen Tunneln wird die Dichtigkeit in den Tübbingfugen durch spezielle Dichtungsrahmen sichergestellt, die übli-cherweise gebirgsseitig angeordnet werden. Bei Tübbingen, die mit einer Brandschutzbekleidung versehen sind, ist auch der Dichtungsrahmen aus-reichend vor Brandeinwirkung geschützt.

Bei Brandversuchen mit unbekleideten Tübbingen wurden auf Höhe der gebirgsseitig angeordneten Dichtungsrahmen infolge Einwirkung der EBA-Kurve [18] je nach Tübbingdicke und Fugenausbil-dung Maximaltemperaturen in der Größenordnung von 50°C bis 80°C gemessen [41]. In [35] wird für den Dichtungsrahmen eine Temperatur von 50°C als ungefährlich eingestuft. Die EBA-Kurve [18] weist gegenüber der Kurve nach den ZTV-ING Teil 5 [10] eine etwa doppelt so lange Dauer der Voll-brandphase auf (vgl. Abbildung 6). Für entspre-chend gestaltete Fugen kann daher angenommen werden, dass sich bei Einwirkung der Brandkurve nach den ZTV-ING Teil 5 [10] eine Maximaltempe-ratur am Dichtungsrahmen einstellen wird, die sich im unteren Bereich der genannten Bandbreite be-findet und der Dichtungsrahmen somit nicht be-schädigt wird.

3.2.2.4 Konstruktiver Innenausbau

Allgemeines

Nach den ZTV-ING Teil 5 [10] werden bei Straßen-tunneln an den Innenausbau brandschutztechni-sche Anforderungen unabhängig von der Bauwei-se gestellt.

Für den Innenausbau dürfen nur Baustoffe der Baustoffklasse A (nicht brennbar) nach DIN 4102-1 [39] verwendet werden, wobei die Baustoffklasse

durch ein Prüfzeugnis einer anerkannten Material-prüfanstalt nachzuweisen ist [10]. Baustoffe, die diese Anforderung nicht erfüllen, sind durch zu-sätzliche Maßnahmen vor Brandeinwirkung zu schützen. Weiterhin dürfen durch Baustoffe bei Brandeinwirkung keine Stoffe freigesetzt werden, die das Bauwerk oder Personen schädigen.

Flucht- und Verbindungstüren

Flucht- und Verbindungstüren sollen in erster Linie die Selbstrettung der Tunnelnutzer im Brandfall gewährleisten. In diesem Zeitraum müssen sie Fluchtwege rauchfrei halten und die Brandausbrei-tung unterbinden.

Türen, die Brandabschnitte voneinander trennen, müssen daher der Feuerwiderstandsklasse T 90 gemäß DIN 4102-2 [21] genügen [10]. Die Anfor-derung an die Feuerwiderstandsklasse bedeutet, dass ein Prototyp der Tür, bestehend aus mindes-tens zwei Probekörpern, bei Einwirkung der Ein-heits – Temperatur – Zeit – Kurve (s. Abschnitt 3.2.1.2) über eine Branddauer von mindestens 90 min seine Aufgabe, d. h. Raumabschluss, erfül-len muss. Die Anforderungen an den Raumab-schluss sind für eine Tür (nichttragendes Bauteil) nach DIN 4102-2 [21] folgendermaßen definiert:

Die Erwärmung auf der dem Feuer abgekehrten

Seite beträgt für jeden Messpunkt 180 K bzw.

im Mittel 140 K,

An keiner Stelle der dem Feuer abgekehrten Seite dürfen Flammen auftreten oder sich ein angehaltener Wattebausch entzünden,

Die Tür darf unter Ihrem Eigengewicht nicht zu-sammenbrechen.

Die für Straßentunnel geforderten Flucht- und Ver-bindungstüren unterscheiden sich hinsichtlich des Brand- und Rauchschutzes von denen im Hochbau [42]. Bisher liegen keine allgemeinen bauaufsicht-lichen Zulassungen für Flucht- und Verbindungstü-ren in Straßentunneln vor und die für den Hochbau können nicht ohne weiteres übertragen werden [42]. Aus diesen Gründen ist derzeit der Nachweis der Verwendbarkeit von Flucht- und Verbindungs-türen für den Einzelfall zu erbringen.

Kabel und Leitungen

Zum Schutz von Kabeln und Leitungen vor Brand-einwirkungen bzw. zur Verhinderung der Brand-ausbreitung auf Nachbarräume sind folgende An-forderungen umzusetzen [10]:

für Längsverkabelungen,

Verlegung in Leerrohren,

Umhüllung mit Beton,

Kabelschlitze,

geeignete Abdeckung,


Durchführungen durch „feuerbeständige“ Bau-teile, wie Decken und Wände,

geeignete Abdichtung.

Entwässerungsanlagen

In deutschen Straßentunneln werden üblicherwei-se Berg- und Fahrbahnwasser getrennt abgeleitet. Alle Entwässerungsanlagen werden durch eine hydraulische Berechnung dimensioniert.

Die Fahrbahnentwässerung besitzt im Regelfall folgende Bestandteile:

Fahrbahnoberfläche mit Quer- und Längsnei-gung (Gradiente),

Schlitzrinnen ggf. mit Hochbord,

Entwässerungsleitungen,

Schächte,

ggf. Hebeanlagen und

Gewässerschutzanlagen, wie Rückhaltebecken, Leichtflüssigkeitsabscheider u. a.

An die Fahrbahnentwässerung werden neben ent-wässerungstechnischen zusätzlich brandschutz-technische Anforderungen gestellt, da diese aus-laufende, brennbare Flüssigkeiten rasch ableiten soll und im Brandfall durch thermische Einwirkun-gen beansprucht wird. Daher werden in den ZTV-ING Teil 5 [10] folgende konstruktive Anforderun-gen gestellt:

Schlitzrinnen, Rohre und Schächte entsprechen Baustoffklasse A1/A2 (nicht brennbar) nach DIN EN 13501-1 [39],

Schlitzrinnen,

Mindestsohlgefälle 0,5 %,

Abschottung hinter jeder Abzweigung zur Längsentwässerungsleitung,

Anschlüsse an die Längsentwässerungslei-tung über Siphon oder Schacht mit Tauch-wand mit Höchstabstand von 50 m,

Längsentwässerungsleitung,

Mindestdurchmesser 300 mm,

Mindestsohlgefälle 0,5 %,

Schachtabdeckungen, tagwasserdicht und verriegelbar.

Die konstruktiven Anforderungen an die Entwässe-rungsanlagen sollen gewährleisten, dass austre-tende brennbare Flüssigkeiten rasch abgeführt werden und die Brandeinwirkung auf die Konstruk-tion auch im Falle eines havarierten Tanklastwa-gens durch die ZTV-ING-Kurve abgebildet werden kann (s. Abschn. 3.2.1.2).

In Abbildung 20 ist beispielhaft die Detailausbil-dung der Fahrbahnentwässerung für einen Tunnel in offener Bauweise nach den RiZ-ING [38] darge-stellt. In diesem Fall ist die Schlitzrinne über einen

Siphon (s. „gusseisernes Abflussrohr“ in Abbildung 20) an den Entwässerungsschacht und damit an die Längsentwässerungsleitung angeschlossen.

Abbildung 20: Tunnel in offener Bauweise, Schnitt durch die Fahrbahnentwässerung gem. T Was 1 [38]

3.2.2.5 Tunnelbetriebstechnik

Allgemeines

Die Anforderungen an die betriebstechnische Aus-stattung von deutschen Straßentunneln sind in den „Richtlinien für die Ausstattung und den Betrieb von Straßentunneln“ (RABT) [43] geregelt. Rege-lungen der RABT, die für das Vertragsverhältnis zwischen Auftragnehmer und Auftraggeber bei der Bauausführung von Bedeutung sind, sind in den ZTV-ING Teil 5 „Tunnelbau“ Abschnitt 4 „Betriebs-technische Ausstattung“ [32] enthalten. Hierbei handelt es sich hauptsächlich um Materialanforde-rungen und Prüfungen.

Lüftungsanlage, Dimensionierung für den Brandfall

Die Dimensionierung der Lüftung für den Brandfall wird in den RABT [43] behandelt. Der Dimensionie-rung ist demnach ein LKW-Brand zugrunde zu le-gen. In Abhängigkeit der LKW-Fahrleistung im Tunnel wird hierzu eine Bemessungsbrandleistung von mindestens 30 MW vorgegeben. Die Bemes-sungsbrandleistung ist in den RABT definiert als die Leistung, die während des gesamten Brandes nur für eine kurze Zeitdauer von wenigen Minuten erreicht oder überschritten wird. Bei höheren LKW-Fahrleistungen (über 4.000 LKW * km/Tag und Röhre) ist zu berücksichtigen, dass ein Brand auch mehrere Fahrzeuge erfassen kann. Hierdurch kann sich eine Steigerung der Bemessungsbrandleis-tung auf bis zu 100 MW ergeben.

Lüftungsanlage, Anlagenteile

Die in den RABT [43] enthaltenen Anforderungen an die Temperaturfestigkeit von Absaugventilato-ren und –klappen sowie Strahlventilatoren sind in Tabelle 7 zusammengestellt.


Anlagenteil Temperatur

[°C]

Dauer der Tempera-

tureinwirkung

[min]

Absaugventilatoren

(Absaugung direkt

aus Fahrraum)

400 90

Absaugventilatoren

(Absaugkanal mit

Betonwandung)

250 90

Strahlventilatoren

(inkl. Anschlüsse,

Zuleitungen im

Fahrraum)

250 90

Strahlventilatoren

(kurze Abstände o.

> 30 MW)

≤ 400 90

Tabelle 7: Anforderungen an die Temperaturfestig-keit der Lüftungsanlage nach den RABT [43]

In den ZTV-ING Teil 5 Abschnitt 4 [32] wird für die Regelfälle der Anwendung von Strahlventilatoren und Rauchabsaugklappen ein Funktionserhalt un-ter Wärmebelastung gefordert. Strahlventilatoren müssen demnach unter Vorgabe einer Wärmebe-lastung von 250°C ihre Funktion uneingeschränkt für mindestens 90 min erfüllen. Rauchabsaugklap-pen müssen unter einer Wärmebelastung von 400°C mindestens 90 min uneingeschränkt funkti-onieren. Die Einhaltung dieser Anforderungen ist durch ein Prüfzeugnis einer anerkannten Material-prüfanstalt nachzuweisen.

Brandschottungen

Nach den ZTV-ING Teil 5 Abschnitt 4 [32] müssen Brandschottungen eine Feuerwiderstandsdauer von mindestens 90 min nach [44] aufweisen. Die Prüfzeugnisse einer amtlichen Materialprüfanstalt sind auf Verlangen vorzulegen. Zusätzlich muss eine allgemeine bauaufsichtliche Zulassung vorlie-gen.

Befestigungsmittel und Aufhängekonstruktionen

Für Befestigungsmittel im Beton werden in den ZTV-ING Materialanforderungen gestellt. In den ZTV-ING Teil 5 Abschnitt 4 [32] wird zusätzlich ge-fordert, dass die erforderliche Tragfähigkeit und Einbindetiefe der Befestigungsmittel bzw. Veranke-rung auch für die Zustände bei und nach Brand-einwirkung nachgewiesen werden. Eine Konkreti-sierung der Brandeinwirkung erfolgt nicht. Hierzu ist anzumerken, dass an dieser Stelle eine Schnitt-stelle zur Tunnelkonstruktion vorliegt. Dübel zur Befestigung von Lüftern werden von den Herstel-lern nach der ZTV-ING-Kurve (s. Abbildung 3) ge-prüft. Dübel zur Befestigung von Brandschutzplat-ten werden ebenfalls nach der ZTV-ING-Kurve ge-prüft.

Aufhängekonstruktionen werden zur Anbringung

von Verkehrszeichen, Leuchten u. dgl. verwendet. An Aufhängekonstruktionen werden in den ZTV-ING Teil 5 Abschnitt 4 [32] konstruktive Anforde-rungen gestellt. Der lichte Raum muss demnach im Brandfall vollständig frei bleiben und darf nicht durch abgestürzte oder herunterhängende Bau- und Anlagenteile eingeschränkt werden. Die Vor-gabe, dass Strahlventilatoren durch Fangvorrich-tungen zu sichern sind, resultiert hingegen nicht aus dem Brandfall sondern aus dem Regelbetrieb.

3.3 Initialereignis Explosion

3.3.1 Allgemeine Erkenntnisse zu explosionsartigen Einwirkungen

Bei einer Explosion wird in kürzester Zeit eine gro-ße Menge an Energie freigesetzt. Diese freigesetz-te Energie breitet sich in Form einer Stoßwelle aus. Trifft solch eine Stoßwelle auf ein Bauteil oder Ge-bäude, gibt es an der Front der Struktur einen Drucksprung, eine Diskontinuität, mit anschließen-der Belastungsphase.

Die Beschreibung der Blast-Belastung ist unab-hängig von der Art der Struktur, auf die sie wirkt. Diese Belastung kann mit einem idealisierten

Druck-Zeit-Verlauf ( )p t

dargestellt werden.

Abbildung 21: Idealisierter Druck-Zeit-Verlauf einer Blast-Belastung

Der Druck-Zeit-Verlauf, wie in Abbildung 21 wird durch folgende Parameter charakterisiert:

maxp, der Spitzenüberdruck der Belastung

t

, Belastungsdauer der positiven Überdruck-phase

I

, der flächenspezifische Impuls der Belas-tung, der als Integral der Belastungsfunktion definiert ist.

Nach der positiven Überdruckphase, wie in Abbil-dung 21 zu sehen ist, folgt eine negative Sog-Belastung, die jedoch in vielen Parametrisierungen vernachlässigt wird.

Die Masse W der Sprengladung und der Abstand R zwischen Ladung und Bauteil sind entscheidend,


wie groß die charakteristischen Parameter einer Belastungsfunktion ausfallen. Abbildung 22 zeigt schematisch verschiedene Druck-Zeit-Verläufe bei einer Ladung von 100 kg bei verschiedenen Ab-ständen. Während im Nahbereich ein sehr hoher Druck herrscht und die Belastungsdauer kurz ist, liegt im Fernbereich ein kleinerer Druck vor, jedoch eine längere Belastungsdauer. Somit gilt auch ein anderer Belastungsimpuls.

Abbildung 22: Druck-Zeit-Verläufe bei verschiedenen Detonationsabständen

Durch die Variation von Spitzenüberdruck und Be-lastungsdauer verhält sich auch das Bauteil bei dieser dynamischen Belastung unterschiedlich. Bei einer Detonation im Fernbereich trifft eine quasi-planare Stoßfront auf das Bauteil. Diese Form der Belastung führt zu einer Biegebeanspruchung.

Bei einer Detonation im Nahbereich ist die Wirkung auf eine wesentlich kleinere Fläche mit kürzerer Einwirkdauer konzentriert. Bei hinreichender Stär-ke der Explosion führt diese Art der Belastung zu lokalem Druck- und Scherversagen.

Mit der Definition des skalierten Abstands Z kön-nen Aussagen getroffen werden, ob es sich um ei-ne Belastung im Nah- oder Fernbereich handelt.

3

RZ

W

Für Stahlbeton hat sich ein Grenzwert von Z=0,5 in der Vergangenheit als geeigneter Richtwert erwie-sen. Somit liegt für Werte größer als 0,5 eine De-tonation im Fernbereich vor und für Werte kleiner als 0,5 eine Detonation im Nahbereich.

Die Eigenschaften einer Detonation, wie sie hier beschrieben ist, gelten allerdings nur für Detonati-onen im Außenbereich. Explodiert eine Ladung in einem Innenraum, wie beispielsweise einem Tun-nel, besitzt die sich ausbreitende Druckwelle ande-re Eigenschaften.

3.3.1.1 Innenraumdetonationen

In diesem Abschnitt werden die Eigenschaften ei-ner Detonation im Innenraum erläutert. Weiterhin werden die Unterschiede zu einer Detonation im Außenbereich aufgezeigt.

Bei Innenraumdetonationen tritt eine kombinierte Beanspruchung ein, die auf einer kurzzeitig einwir-kenden Schockbelastung (Mikrosekunden) beruht und auf einem nachfolgenden, lang anhaltenden Gasdruck (Millisekunden). Diesen Zusammenhang zeigt Abbildung 23 beispielhaft.

Die Berücksichtigung der Schockphase erfolgt analog zum Nachweis der Detonation im Nahbe-reich (Initial Impulse, Abbildung 23). Dieser Nach-weis wird in nachfolgenden Kapiteln verwendet um Abplatzungsvorgänge am Stahlbeton zu berech-nen. Dadurch wird keine Druckausbreitungsbe-rechnung vorgenommen, sondern die Ermittlung der erforderlichen Bauteildicke um einen Durch-schlag (Abscheren) zu vermeiden.

Abbildung 23: Beispiel für einen Druck-Zeit-Verlauf bei einer Innenraumdetonation

Die Druckausbreitungsberechnung kann sich des-wegen auf die Ermittlung des Gasdrucks und den Gesamtimpuls begrenzen. Dazu werden die Be-ziehungen nach [33] verwendet. Der Öffnungsein-fluss auf den Gesamtimpuls kann dabei über Ab-bildung 24 bestimmt werden.

Bei sehr langgestreckten Volumen, wie z. B. Tun-neln, gibt es eine Vielzahl von zeitlich verzögerten Drucküberlagerungen, die nach entsprechend ver-laufen, siehe Abbildung 25. Dadurch kommt es zu einer längeren quasi-statischen Belastung. Die Dauer dieser quasi-statischen Belastung hängt von Verbindungs- und Belüftungsöffnungen zu anderen Räumen sowie der Geometrie des Raumes ab.


Abbildung 24: Öffnungseinfluss auf den Gesamtimpuls

Abbildung 25: Druck-Zeit-Verlauf einer Detonation im Tunnel

3.3.1.2 Skalierung

Da es in experimentellen Umgebungen häufig kaum praktikabel ist, Versuche im Originalmaßstab durchzuführen, wird ein Regelwerk benötigt, wel-ches die maßstäbliche Anpassung an gegebene Einschränkungen ermöglicht. Der meistverbreitete Ansatz zur Skalierung von Explosionen und Stoß-wellen ist der nach Hopkinson und Cranz.

1

31 1

2 2

R W

R W(0.1)

R1 und R2 stehen hierbei für die Abstände der Sprengstoffmassen W1 und W2 zu dem Punkt, an dem sie die identische Stoßwelle erzeugen, im Versuch also dem Untersuchungsobjekt (Abbildung 26).

Abbildung 26: Skalierung von Sprengversuchen

3.3.1.3 Besonderheiten der Sprengstoffe und deren Auswirkungen

Für einen Angreifer spielt die logistische Verfüg-barkeit des Sprengstoffs eine wesentliche Rolle. Oft kommt es vor, dass illegal aus dem militäri-schen Bereich Sprengstoff oder Waffen, wie z. B. Granaten, entwendet werden. Unter der Verwen-dung kommerzieller Vorprodukte werden Spreng-ladungen auch vom Angreifer selbst hergestellt. Diese Sprengladungen werden IEDs (Improvised Explosive Devices) genannt. In »Fachkreisen« hat das Triacetontriperoxyd (TATP) besonderes Inte-resse gefunden, da es sehr leicht aus Aceton und Wasserstoffperoxid hergestellt werden kann. Ein Beispiel für diese Vorgehensweise zeigen die ver-suchten Anschläge in London von 2006 Dieser Sprengstoff weist ähnliche Eigenschaften wie TNT auf. Jedoch ist die Dichte um etwa ein halbes Gramm pro Kubikzentimeter geringer, so dass bei gleicher Masse etwa 50 Prozent mehr Sprengstoff benötigt wird.

Sprengstoffgewicht 100 kg

Durchmesser einer TNT-Kugel

0,5 m

Durchmesser einer TATB-Kugel

0,6 m

Tabelle 8: Durchmesser von Kugeln mit einer be-stimmten Menge Sprengstoff

Die Parametrisierungen basieren alle auf dem spezifischen Gewicht von TNT. Liegt eine andere Sprengstoffart vor, muss die äquivalente Menge an TNT ermittelt werden. Die Berechnung der Äquiva-lentmenge an TNT erfolgt mit Umrechnungsfakto-ren nach. Nach diesen Angaben entsprechen bei-spielsweise 100 kg PETN 127 kg TNT. Mit diesem Wert würden dann alle weiteren Parameter für ei-nen Druck-Zeit-Verlauf ermittelt. Ein An-schauungsbeispiel zum Sprengstoffvolumen zeigt Tabelle 8. In dieser Tabelle wurden, basierend auf Dichte von TNT und TATB, das Volumen und so-mit der Durchmesser einer Kugel berechnet.


3.3.1.4 Einfluss von Verdämmungen

Wird der Sprengstoff von nichtreagierenden Mate-rialien ummantelt, wird dies als Verdämmung be-zeichnet. In den meisten Fällen liegen metallische Hüllen vor. Der Effekt der Verdämmung ist, dass die Schwaden nicht sofort abströmen können, sondern erst die Hülle beschleunigen müssen. Deshalb bleibt der Druck im Bereich der Reakti-onszone länger erhalten. Dementsprechend hat die Verdämmung einen Einfluss auf die Detonationgeschwindigkeit.

Grundsätzlich kann beobachtet werden, dass die Sprengstoffverdämmung zu einer Vergrößerung der Detonationsgeschwindigkeit führt. Sie liegt dann näher am idealen, maximal möglichen Wert.

3.3.2 Festlegung der Untersuchungsbasis

3.3.2.1 Allgemeines

Die Analysen zur Bauteilschädigung des Fraunho-fer Ernst-Mach-Instituts führen, je nach Szenario, zu erheblichen lokalen Zerstörungsgraden. Weiter-hin treten durch die Explosion kurzzeitig hohe Spit-zendrücke auf, die von den flankierenden Tunnel-oberflächen wieder reflektiert werden und zu einer zeitlich unmittelbar anschließenden Gasdruckpha-se führen. Die Ordinaten der aus diesem transien-ten Druck resultierenden statischen Ersatzdrücke (siehe EMI-Bericht Nr. 34) erreichen Werte in der Größenordnung der äußeren Tunnelbelastung bis hin zu einem Vielfachen dieser äußeren Tunnelbe-lastung. Die Kombination aus lokaler Schädigung und innerem Druck kann die Standsicherheit des

gesamten Bauwerks gefährden und ist daher exemplarisch in einer numerischen Simulation zu überprüfen, um eine Grundlage für die Ableitung der Zerstörungsgrade für allgemeine Tunnelbau-werke zu schaffen und eine geeignete Methodik für eine individuelle Berechnung zu entwickeln und aufzuzeigen. Die Untersuchung erfolgt an einem generischen Absenktunnel und einem Tunnel mit Regelquerschnitt in offener Bauweise.

3.3.2.2 Methodik

Ein durchgängiges Bemessungskonzept für au-ßergewöhnliche Belastungen, bei denen ein loka-ler Schaden als unvermeidbar toleriert werden muss, ist in internationalen Regelwerken bislang nicht enthalten. Die US-amerikanische Empfehlung NISTIR7396 gibt einen ersten systematischen An-satz, der auf zahlreichen renommierten Veröffentli-chungen der vergangenen Jahre basiert (Autoren u.a. Starossek, Bontempi, Hinman). Ziel ist die Vermeidung eines progressiven, unverhältnismä-ßigen Bauwerkskollaps. Das Bemessungskonzept kann in drei Phasen unterteilt werden.

Mit der Robustheitsbemessung sind alle Zustände erfasst, die einen progressiven bzw. unverhältnis-mäßigen Kollaps des Gesamtbauwerks bewirken können und durch einen lokal begrenzten Schaden ausgelöst werden. Als Berechnungsverfahren sind vor allem nichtlineare Finite Elemente Simulatio-nen geeignet, die das Materialverhalten von Stahl-beton und Baugrund möglichst realitätsnah erfas-sen.

Abbildung 27: Eingangsgrößen zur Bemessung gegen unverhältnismäßigen Bauwerkskollaps bei außergewöhnli-chen Extremereignissen und lokaler Schädigung von Bauelementen


Abbildung 28: Instationäre und bilineare Druck-Zeit-Verläufe

Die Bauteilschädigung wird im System durch eine verringerte Steifigkeit und Festigkeit abgebildet. Gleichzeitig wird der Innendruck statisch (mit Hilfe der statischen Ersatzlast) oder strukturdynamisch aufgebracht. Für eine strukturdynamische Berech-nung steht – wie in den einleitenden Bemerkungen erörtert – eine bilineare Last-Zeit-Funktion zur Ver-fügung, die den transienten Innendruck hinrei-chend genau abbildet. Hierzu wurden exemplari-sche Vergleichsrechnungen durchgeführt.

Die am konkreten Beispiel verglichene Maximal-verformung der instationären und bilinearen Be-rechnung liegen ausreichend eng zusammen.

Als Berechnungsverfahren eignet sich insbesonde-re das Traglastverfahren, bei dem eine Leitvariable schrittweise bis auf den Nennwert gesteigert wird. Das Traglastverfahren berücksichtigt bei dieser sukzessiven Steigerung die Lastumlagerungspo-tentiale im Bauwerk. Es erlaubt weiterhin die Leit-variable weiter zu steigern, bis die einwirkenden Lasten nicht mehr aufgenommen werden können. An diesem Punkt ist die Kapazitätsgrenze des Bauwerks erreicht (globaler Bruchzustand). Mit Stand Dezember 2010 lassen sich diese Berech-nungen in der notwendigen Exaktheit jedoch nur für zwei verschiedene Bauwerkstypen, die Absenk-tunnel und Tunnel in offener Bauweise, durchfüh-ren.

3.3.2.3 Kapazitätsfaktor

Mit dem zuvor beschriebenen Traglastverfahren kann die Kapazitätsgrenze eines Bauwerks rech-nerisch ermittelt und als Maß für die Robustheit des Bauwerks gegen globales Versagen angesetzt werden. Mit der Einführung eines skalaren Kapazi-tätsfaktors γ wird die Robustheit quantitativ erfasst.

dikikdjkjGAdRQQAGEE

,,21,1,1,,

Die Einführung eines Kapazitätsfaktors γ entspricht der Vorgehensweise bei Brückenbauwerken, mit dem Unterschied, dass die dort gewählte Leitvari-able „Verkehrslast“ für Tunnelbauwerke nicht ziel-führend eingesetzt werden kann. Mit der skalaren Steigerung der Verkehrslast ist die Traglastgrenze nicht ermittelbar, da es nicht zu einem Versagen kommt.

Bei Tunnelbauwerken stellt der Innendruck eine sinnvolle Leitgröße dar, die mit dem skalaren Ka-pazitätsfaktor beaufschlagt werden kann. Grund dafür ist der über die Tunnellänge veränderliche (vom Detonationsort zu beiden Seiten hin abklin-gende) Innendruck. Mit der skalaren Variation der Druckordinaten kann (unter Voraussetzung der Ähnlichkeit der Druckverläufe über die Tunnellän-ge) die Länge ermittelt werden, die im konkreten Ereignisfall versagt. Die Eingangsdaten des Fraunhofer EMI können damit herangezogen wer-den um die Versagenslänge zu bestimmen (siehe


hierzu auch Berechnungs-Beispiel 4.4.2).

3.3.3 Ermittlung der relevanten Bauteile

Die Grundlage für die Ermittlung der relevanten Bauteile, die einer vertieften weiteren Betrachtung unterzogen werden, bildet die Bauteil-Kategorisierung aus der Maßnahmenanalyse [6], Kapitel 3.

Dort und im zugehörigen Anhang Kapitel 11 sind die Bauteile in repräsentative Kategorien gebün-delt. Aus diesen, im Hinblick auf alle möglichen Szenarien geclusterten Bauteilen, interessieren für das Szenario Explosion im Rahmen der Bearbei-tung von Tunneln nur diejenigen, die statisch-konstruktive Folgen haben können.

Alle Konstruktionsteile, die gemäß der Kategorisie-rung der Tunnelausstattung zuzurechnen sind (Notrufeinrichtung, Schutz- und Brandschutzein-richtungen, Videoüberwachung, Signalanlagen, Brandschutzbekleidung) werden nicht weiter be-trachtet. Sie haben keinen Einfluss auf das sta-tisch-konstruktive Verhalten des Bauwerkes bei Explosionen und werden infolge der Detonations-wirkung als zumindest teilweise zerstört und damit wirkungslos betrachtet.

Bezogen auf die reine Baukonstruktion bestehen konstruktive Affinitäten, die für die speziellen Be-trachtungen genutzt werden können. Eine weitere Bündelung in für das Szenario Explosion relevante Bauteile ist hierdurch möglich.

Ein Beispiel hierzu sind einröhrige Gegenverkehrs-tunnel in geschlossener Bauweise, die konstruktiv weitgehend einer Einzelröhre eines zweiröhrigen Richtungsverkehrstunnels entsprechen und dem-gemäß nicht speziell betrachtet werden müssen.

Es genügt die Untersuchung des Richtungsver-kehrstunnels. Die gewonnenen Ergebnisse sind im Rückschluss uneingeschränkt für den Gegenver-

kehrstunnel gültig.

Die Nummerierung der Bauteile entspricht der aus der Maßnahmenanalyse [6], so dass der Bezug zur ursprünglichen Bauteil-Gesamtheit und damit die Nachvollziehbarkeit gewahrt bleibt.

Ausgeklammert und nicht weitergehend betrachtet werden nach hochbaulichen Kriterien ausgebildete Bauteile wie Betriebs- und Lüftergebäude. Dieses sind in der Mehrzahl separat vom Tunnel positio-nierte Gebäude, deren Beschädigung eher Konse-quenzen für die betriebstechnische Ausstattung im Tunnel, nicht aber für die eigentliche Tunnelkon-struktion (Tragwerk) zur Folge hat.

3.4 Auswahl typischer Abmessungen

Tunnel werden in der überwiegenden Mehrzahl, abhängig von den Anforderungen und Randbedin-gungen, nach ähnlichen Konstruktionsprinzipien ausgebildet. Dies führt dazu, dass die Bauwerks-geometrie, abgeleitet aus den Lichtraumanforde-rungen des Verkehrsweges, typspezifisch nahezu gleich ist.

Abhängig von den im Einzelfall zu berücksichti-genden geologischen Gegebenheiten und stati-schen Bedingungen ergibt sich eine Bandbreite von Bauteildicken, die die Mehrheit der Tunnel-bauwerke abdeckt.

Die Untergrenze der Bauteildicken ergibt sich im Regelfall aus konstruktiven Randbedingungen so-wie den Mindestanforderungen der ZTV-ING Teil 5.

Für die Untersuchungen im Zusammenhang mit Brand- und Explosionsszenarien werden stellver-tretend für die Gesamtheit aller Tunnelbauwerke im Zuge von Straßen, die in der Tabelle 9 darge-stellten typischen Bauteilabmessungen festgelegt.


Tunnel in

Bauteil

Dicke h

[m]

Bewehrungs- gehalt [kg/m³]

geschl. Bauweise (Spritzbetonbauweise)

Wandung gebettet - Spritzbeton

- Innenschale

0,20 – 0,35

0,35 – 0,50

ca. 30 – 50

ca. 50 – 100

Zwischendecke (Lüftungskalotte) 0,30 ca. 100

Zwischenwand zu seitlichem Rettungsweg 0,35 ca. 100

geschl. Bauweise (Schildbauweise)

Wandung gebettet - Tübbings,

Ringspaltverpressung

Ringfugen gekoppelt

0,35 -. 0,50

0,10-0,20

ca. 70 – 130

unbewehrt

Zwischendecke (Lüftungskalotte)

alternativ Stahl/Leichtbauweise

0,30

---

ca. 100

---

Anprallwand (mit Außenkante der Krümmung folgend)

0,35 – 0,70 ca. 70 – 100

offene Bauweise Sohle gebettet 1,00 – 1,20 (1,50)

ca. 100 – 130

Außenwand hinterfüllt / gebettet 0,80 – 1,00 ca. 100 – 130

Innenwand 0,80 – 1,00 ca. 100 – 130

Decke 1,20 – 1,50

(2,00)

ca. 100 – 130

Zwischendecke (befahren, Doppelstocktunnel) 0,80 – 1,00 ca. 100 – 130

Tabelle 9: Übersicht typische Bauteilabmessungen


4 Untersuchung der relevanten Bauteile

4.1 Allgemeines

Für die Untersuchung der relevanten Bauteile wer-den in einem ersten Schritt für die spätere Beurtei-lung der Schadensauswirkung die erforderlichen Schadensklassen definiert. In Anlehnung an exis-tierende Definitionen erfolgt eine Unterteilung in fünf Stufen oder Kategorien vom praktisch ungeschädigten bis zum völlig zerstörten Bauwerk.

Für die Bauteiluntersuchung werden die szenarienspezifischen Beanspruchungsgrößen (Einwirkung, Belastung) festgelegt. Dabei wird auf vorhandenen Kenntnissen, neuen Berechnungen sowie Versuchen aufgebaut.

Als weitere Eingangsgröße für die Untersuchungen werden anschließend die zu betrachtenden Sys-teme mit den jeweiligen repräsentativen Abmes-sungen festgelegt.

Mit dieser Ausgangslage erfolgen Untersuchungen in Form von Berechnungen sowie Versuche zur Validierung. Bei den Explosionsszenarien sind er-gänzende Grundsatzbetrachtungen anzustellen um zu statischen Ersatzlasten zu gelangen.

Anhand der Untersuchungen zeigt sich das szenarienbezogene Schadensausmaß auf der Bauteil- und Bauwerksebene. Damit erfolgt die Einstufung in eine Schadensklasse. Zum jeweili-gen Schaden wird auch das zu erwartende Aus-maß auf die Konstruktion, z. B. in Tunnellängsrich-tung, angegeben.

4.2 Definition von Schädigungsgraden und –kategorien

Für die Beurteilung der durch ein Szenario hervor-gerufenen Schädigung an einem Tunnelbauwerk ist eine Skalierung unerlässlich.

Die Analyse bestehender Vorschriften zeigt hierzu zwei unterschiedliche Vorgehensweisen.

Die eine Art der Schadensbeschreibung und –klassifizierung fußt auf der DIN 1076 [6], [45], der Vorschrift für die regelmäßige Bauwerksprüfung.

Zur Vereinheitlichung der Schadensdarstellung und –beschreibung wurde die RI-EBW-PRÜF [6], [46] eingeführt. Die aus der normalen Nutzung re-sultierenden Schäden werden dort katalogartig be-schrieben und elektronisch mit dem Programmsys-tem SIB-Bauwerke [6], [8] in eine Zustandsnote ge-trennt für die Standsicherheit, Verkehrssicherheit und Gebrauchstauglichkeit übersetzt. Die vom An-wender anzugebende Schadensschwere ist in fünf Stufen (0 – 4) einzuordnen, die alle allgemeingültig

inhaltlich beschrieben sind.

Die Beschreibungen sind sehr übersichtlich und orientieren sich vornehmlich an der entstandenen Beeinträchtigung oder anders ausgedrückt, am Schadensausmaß. Abgebildet werden neben der Bauteil- auch die Bauwerksebene. Mathematische Algorithmen müssen nicht herangezogen werden.

Die Definition des Schädigungsgrades bzw. der -kategorie entsprechend der Regularien für die Bauwerksprüfung ist ausschließlich Schadensori-entiert.

Im Gegensatz dazu verfolgt die DIN EN 1991 – 1 – 7: 2007, Eurocode 1: Einwirkungen auf Tragwerke – Teile 1 – 7: Allgemeine Einwirkungen – Außer-gewöhnliche Einwirkungen, [6], [47] einen anderen Ansatz zur Schadensdarstellung.

Dort werden im Zusammenhang mit außergewöhn-lichen Belastungen (teilweise identisch mit den in SKRIBT untersuchten Szenarien) risikoorientierte Schadenseinstufungen vorgeschlagen. Entspre-chend der allgemeinen Definition, dass Risiko = Wahrscheinlichkeit mal Schaden (-sgröße) ist, stellt der Eurocodeansatz im Prinzip eine Erweite-rung des Vorgehens nach der RI-EBW-PRÜF dar. Es wird die (Auftretens-) Wahrscheinlichkeit zu-sätzlich zum Schadensausmaß berücksichtigt.

Zur Schadenskategorisierung empfiehlt der EC1 im Anhang B eine Risikoanalyse. Diese ist zweistufig konzipiert. Die Stufe 1 umfasst die qualitative (be-schreibende) Risikoanalyse.

„Wenn ein Versagen zahlenmäßig ausgedrückt werden kann, dann darf nach [6], [47] das Risiko als mathematische Erwartung der Schadensfolge eines unerwünschten Ereignisses ausgedrückt werden.“ Diese quantitative (rechnerische) Stufe 2 wird mit probabilistischen Berechnungen untersetzt und mit Wahrscheinlichkeiten ausgedrückt. Bei der Beschreibung der Schadensfolge zielt der EC 1 nur auf das Bauwerk und nicht auf Bauteile ab.

Speziell für die Explosionsszenarien besteht noch eine weitere Schadensklassifizierung. Basierend auf den Schädigungsparametern bei Detonationen im Nahbereich werden fünf Klassen vorgeschla-gen, die verbal die jeweiligen Strukturschädigun-gen nur auf Bauteilebene beschreiben.

Alle oben dargestellten Klassifizierungen lassen sich zur Deckung bringen und sind in Abbildung 29 mit den vorgeschlagenen Schadensstufen für SKRIBT dargestellt.

In Analogie zur Definition der Schadensstufen für Explosionsszenarien werden in nachfolgender Ta-belle 10 die Kriterien für die einzelnen Schadens-stufen hinsichtlich des Initialereignisses Brand festgelegt.


Abbildung 29: Schadensstufen, Zusammenfassung verschiedener Quellen

4.3 Initialereignis Brand

4.3.1 Randbedingungen der Untersuchungen

4.3.1.1 Brandszenarien und die sich ergeben-den Belastungsgrößen für die Kon-struktion

Die Initialereignisse bilden die Grundlage für die daraus ausgehenden, möglichen Szenarien in Be-zug auf Tunnel, die direkt betroffenen Bauwerks-nutzer und das Umfeld. Die Betrachtung dieser Gruppen dient der ganzheitlichen Beurteilung der Kritikalität eines Verkehrsbauwerks, wobei an die-ser Stelle ausschließlich die Bauwerksbelange be-trachtet werden.

Als Ergebnis der Bedrohungsanalyse [6] entstan-den Szenarientabellen für Tunnel, die eine Ein-schätzung der Relevanz der möglichen Szenarien enthalten. Aufgrund unterschiedlicher bauwerk-spezifischer Eigenschaften der Tunnelbauwerke sind auch bei gleichartigen Ereignissen unter-schiedliche Wirkungen zu erwarten. So stellen ge-rade in geschlossenen Tunnelbauwerken Brander-eignisse und Explosionen eine erhebliche Gefähr-

dung des Bauwerks dar. Dagegen spielen Natur-ereignisse und mechanische Einwirkungen durch Anprallereignisse eher eine untergeordnete Rolle.

Aufgrund dieser Einschätzungen wurden zur weite-ren Bearbeitung die maßgebenden Initialereignisse analysiert. Die Initialereignisse berücksichtigen solche Ereignisse, die einen großen Einfluss auf das Bauwerk haben und die bislang nicht durch die einschlägigen Regelwerke (z.B. die RABT 2006) abgedeckt sind.

Für die Betrachtung im Tunnel werden 3 Brander-eignisse festgelegt. Bei dem kontinuierlichen Lachenbrand (TB01 siehe Tabelle 11) und dem spontanen Lachenbrand (Tabelle 12) wird Moto-renbenzin freigesetzt und entzündet. Benzin steht hierbei stellvertretend für alle in Deutschland transportierten brennbaren Flüssigkeiten.

Der kontinuierliche Lachenbrand (Tabelle 11) ent-steht durch ein Leck von 100 mm² in einem Tank-wagen. Durch das Leck tritt kontinuierlich Benzin mit einer Geschwindigkeit von 20,6 kg/s aus, bis der Tankwagen leer ist. Bis zu diesem Zeitpunkt sind 28 t Benzin ausgetreten. Es bildet sich eine Benzinlache im Tunnel oder auf der Brücke, die sich ausbreitet und unter Hitze- und Rauchentwick-


lung abbrennt. Ein Teil dieser Lache (max. 100 l/s) wird über die Schlitzrinnen bzw. das Entwässe-rungssystem abgeführt. Dieser Brand besitzt ein großes Ausbreitungspotential durch den auslau-fenden Kraftstoff und es besteht damit eine große Gefahr des Feuerübergriffs auf weitere Fahrzeuge.

Bei einem spontanen Lachenbrand (Tabelle 12) kommt es infolge von menschlichem/ technischem Versagen (schwerer Unfall) oder Terrorismus bzw. anderer krimineller Handlungen zu der großflächi-gen Beschädigung eines Tankwagens. Hierdurch kommt es zum Behälterversagen, wodurch spon-tan 300 kg/s Benzin freigesetzt wird. Durch den spontanen Lachenbrand werden so in einem kur-zen Zeitraum 28 t Benzin freigesetzt. Das austre-

tende Benzin entzündet sich sofort und brennt un-ter großer Hitze- und Rauchentwicklung ab.

Durch die Beschädigung eines Tankwagens kommt es zu einem Freistrahlband (Tabelle 13), einem kontinuierlichen Austritt von 18,0 t Propan. Propan ist hochentzündlich und bildet in Luft ein explosibles Gemisch. Das durch ein 50 mm² gro-ßes Leck mit einer Geschwindigkeit von 36,0 kg/s kontinuierlich austretende Propan entzündet sich sofort und brennt unter großer lokaler Hitzeent-wicklung in Form einer Stichflamme ab.

Propan steht hier stellvertretend für alle in Deutschland transportierten hochentzündlichen Gase.

Tabelle 10: Definition der Schadensstufen für das Initialereignis Brand

SKRIBT Bauteil / örtlich Bauwerk / System

Schadensstufe

1 Verfärbung der Oberfläche kein bzw. geringer Einfluss auf Gesamtsystem

Blasen- und Porenbildung Standsicherheit unbeeinflusst

geringfügige Abplatzungen unter 5 mm Sicherheit reduziert, aber oberhalb

Standsicherheit unbeeinflusst der regulären Sicherheiten

Dauerhaftigkeit unbeeinflusst Dauerhaftigkeit unbeeinflusst

Verkehrssicherheit unbeeinflusst Verkehrssicherheit unbeeinflusst

2 Vereinzelte Abplatzungen im Bereich geringer Einfluss auf das Gesamtsystem

der Betondeckung (ca. 5 - 50 mm) ohne kritische Auswirkung

Erwärmung der Bewehrung unterhalb 300°C Standsicherheit reduziert, Sicherheit oberhalb

Standsicherheit unbeeinflusst der Sicherheiten für Sonderfälle

Dauerhaftigkeit beeinträchtigt Dauerhaftigkeit unbeeinflusst


3 Großflächige Abplatzungen im Bereich größerer Einfluss auf das Gesamtsystem

der Betondeckung und dadurch bedingt ohne kritische Auswirkung

Erwärmung der Bewehrung über 300°C Standsicherheit reduziert, Sicherheit oberhalb

Standsicherheit beeinträchtigt, aber >1 der Sicherheiten für Sonderfälle

Dauerhaftigkeit beeinträchtigt Dauerhaftigkeit beeinträchtigt


4 Abplatzungen bis hinter die starker Einfluss auf das Gesamtsystem

Bewehrung und Freilegen der

Bewehrung

Standsicherheit nicht gegeben, <1 Standsicherheit reduziert, aber > 1

Dauerhaftigkeit nicht gegeben Dauerhaftigkeit beeinträchtigt

Verkehrssicherheit beeinträchtigt Verkehrssicherheit beeinträchtigt

5 Abplatzungen bis hinter die Querschnitts- starker Einfluss auf das Gesamtsystem

mitte bzw. durchgehend mit (Teil)zerstörung

Standsicherheit nicht gegeben, <1 Standsicherheit nicht gegeben, < 1

Dauerhaftigkeit nicht gegeben Dauerhaftigkeit nicht gegeben

Verkehrssicherheit beeinträchtigt Verkehrssicherheit nicht gegeben


Art des Initialereignisses: BRAND

Bezeichnung des Initialereignisses TB01 - Kontinuierlicher Lachenbrand

Leitstoff Motorenbenzin

Erläuterungen zum Leitstoff Benzin ist bei Raumtemperatur (20°C) flüssig.

Benzin ist giftig, umweltschädlich und hochentzündlich.

Benzin hat eine geringere Dichte als Wasser und schwimmt obenauf.

Eine Benzinflamme ist mit Wasser nicht löschbar, sondern muss durch Löschpulver oder -schaum erstickt werden.

Menge des Leitstoffs 28,0 t

Beschreibung der Ursache Leck 100mm2

Freisetzungsart und –menge kontinuierlich

20,6 kg/s

Wirkgrößen Temperatur (Zeit)

Kohlenstoffmonoxid

Rauchpartikel

Kurzbeschreibung des Verlaufs Infolge von menschlich/technischem Versagen (schwerer Un-fall) oder Terrorismus bzw. anderen kriminellen Handlungen tritt aus einem Tankwagen kontinuierlich Benzin aus und ent-zündet sich. Es bildet sich eine Benzinlache, die sich ausbrei-tet und unter Hitze- und Rauchentwicklung abbrennt. Ein Teil der Benzinlache (max. 100 l/s) wird über die Schlitzrinnen abgeführt.

Es besteht ein großes Ausbreitungspotential durch den aus-laufenden Kraftstoff und damit große Gefahr eines Feuer-übergriffs auf weitere Fahrzeuge im Tunnel.

Benzin steht hier stellvertretend für alle in Deutschland trans-portierten brennbaren Flüssigkeiten.

Tabelle 11: Beschreibung des Initialereignisses TB01 Kontinuierlicher Lachenbrand



Bezeichnung des Initialereignisses TB02 - Spontaner Lachenbrand

Leitstoff Motorenbenzin

Erläuterungen zum Leitstoff Benzin ist bei Raumtemperatur (20°C) flüssig.

Benzin ist giftig, umweltschädlich und hochentzündlich.

Benzin hat eine geringere Dichte als Wasser und schwimmt obenauf.

Eine Benzinflamme ist mit Wasser nicht löschbar, sondern muss durch Löschpulver oder -schaum erstickt werden.


Beschreibung der Ursache Behälterversagen

Freisetzungsart und –menge spontan

300,0 kg/s


Kohlenstoffmonoxid

Rauchpartikel

Kurzbeschreibung des Verlaufs Infolge von menschlich/technischem Versagen (schwerer Un-fall) oder Terrorismus bzw. anderen kriminellen Handlungen kommt es zu einer großflächigen Beschädigung eines Tank-wagens, die zu einem spontanen Austritt von Benzin in einer großen Menge und in einem kurzen Zeitraum führt. Das aus-tretende Benzin entzündet sich sofort und brennt unter gro-ßer Hitze- und Rauchentwicklung ab.

Bemerkungen Benzin steht hier stellvertretend für alle in Deutschland trans-portierten hochentzündlichen Flüssigkeiten.

Tabelle 12: Beschreibung des Initialereignisses TB02 Spontaner Lachenbrand



Bezeichnung des Initialereignisses TB03 - Freistrahlbrand

Leitstoff Propan

Erläuterungen zum Leitstoff Propan ist bei Raumtemperatur gasförmig, farb- und geruch-los. Propan ist hochentzündlich und bildet zwischen einem Volumenanteil von 2,12 % bis 9,35 % in Luft explosible Ge-mische. Seine Zündtemperatur liegt bei 470°C (nach DIN 51794).

Propan wird unter Druck verflüssigt, in Gasflaschen oder Tanks gelagert und transportiert.

Es löst sich bei 20°C zu 75 mg/l in Wasser. Es ist schwerer als Luft und wirkt in hohen Konzentrationen narkotisierend bis erstickend.


Beschreibung der Ursache Leck 50mm2

Freisetzungsart und –menge kontinuierlich

36,0 kg/s


Sauerstoffanteil in der Luft

Kurzbeschreibung des Verlaufs Infolge von menschlich/technischem Versagen (schwerer Un-fall) oder Terrorismus bzw. anderen kriminellen Handlungen kommt es zu einer Beschädigung eines Tankwagens, die zu einem kontinuierlichen Austritt von Propan führt. Das austre-tende Propan entzündet sich sofort und brennt unter großer lokaler Hitzeentwicklung in Form einer Stichflamme ab.

Bemerkungen Propan steht hier stellvertretend für alle in Deutschland transportierten hochentzündlichen Gase.

Tabelle 13: Beschreibung des Initialereignisses TB03 Freistrahlbrand

Aus den drei zuvor beschriebenen Brandinitialer-eignissen werden für die weitere Betrachtung zwei verschiedene Szenarien abgeleitet. Bei dem Sze-nario 1 wird folgende Annahme getroffen: Die Initi-alereignisse Lachenbrand und Freistrahlbrand füh-ren zu einem Brandereignis, an dem ein bis zwei Lkw und/oder ein Bus beteiligt sind. Die Brand-dauer beträgt insgesamt 1 bis 2,5 Stunden, ein Feuerübersprung auf andere Fahrzeuge findet nicht statt. Der Temperatur-Zeit-Verlauf entspricht dem Verlauf nach den ZTV-ING (rascher Tempera-turanstieg, konstante Maximaltemperatur, Abkühl-phase). Hierdurch wird eine Brandleistung zwi-schen 90 MW und 100 MW abgedeckt. Beim Sze-nario 2 wird davon ausgegangen, dass die Initial-ereignisse Lachenbrand und Freistrahlbrand zu ei-

nem Brandereignis führen, an dem mehrere Lkw und/oder Busse beteiligt sind. Die Branddauer be-trägt mehr als 2,5 Stunden, ein Feuerübersprung auf andere Fahrzeuge findet statt. Die Maximal-temperaturen liegen zeitweise über 1200 °C. Die beiden Szenarien decken sich mit den bisher ge-machten Beobachtungen von realen Tunnelbrän-den.

4.3.1.2 Ausgewählte Systeme

Für die Ermittlung von standsicherheitsrelevanten Bauwerksschäden infolge Brandeinwirkung wer-den repräsentative Tunnelquerschnitte untersucht. Es handelt sich dabei um Gewölbequerschnitte, Schildtunnelquerschnitte und Kastenquerschnitte.

http://de.wikipedia.org/wiki/Explosionsgrenze

http://de.wikipedia.org/wiki/Explosionsgrenze

http://de.wikipedia.org/wiki/Z%C3%BCndtemperatur

http://de.wikipedia.org/wiki/Gasflasche

http://de.wikipedia.org/wiki/Tank_%28Beh%C3%A4lter%29

http://de.wikipedia.org/wiki/Wasser

http://de.wikipedia.org/wiki/Stoffkonzentration


Gewölbequerschnitte

Als Gewölbequerschnitt wird ein einröhriger Quer-schnitt in geschlossener Bauweise betrachtet. Die Geometrie entspricht dem Regelquerschnitt 10,5 T nach RAA [48] mit offener Sohle. Die lichte Breite zwischen den Tunnelwänden beträgt 9,5 m, die lichte Höhe im Bereich der Firste 7,4 m (Abbildung 30).

Abbildung 30: Gewölbequerschnitt (10,5T)

Zu diesem Querschnitt gibt es auch eine Ausfüh-rung mit Pannenbucht, bei der sich die lichte Breite zwischen den Innenwänden auf 12,5 m erhöht (Abbildung 31). Dieser aufgeweitete Querschnitt wird ebenfalls untersucht.

Abbildung 31: Gewölbequerschnitt (10,5T mit Pannen-bucht)

Schildquerschnitte

Ein weiterer repräsentativer Querschnitt für die ge-schlossene Bauweise ist der Schildquerschnitt. Im Regelfall werden zwei parallele Röhren erstellt, die über Querstollen miteinander verbunden sind. Die Hauptabmessungen können Abbildung 32 ent-nommen werden.

Abbildung 32: Schildquerschnitt (26t)


Kastenquerschnitte

Kastenquerschnitte werden entweder in offener Bauweise erstellt und eingesetzt oder als Ein-schwimm-/Absenktunnel verwendet. Häufig erfolgt eine Ausführung als zweizelliger geschlossener Kastenquerschnitt. Die lichte Breite zwischen den Tunnelwänden beträgt 9,50 m. Dies entspricht dem Querschnitt 26 t nach RAA. Die Hauptabmessun-gen können dem Abbildung 33 entnommen wer-den.

Abbildung 33: Kastenquerschnitt (26t)

Wie bereits bei den Gewölbequerschnitten erwähnt wurde, so werden auch Kastenquerschnitte mit ei-ner Aufweitung für Pannenbuchten untersucht. Im Abbildung 34 ist ein zweizelliger geschlossener Kastenquerschnitt dargestellt. Die lichte Breite zwi-schen den Tunnelwänden beträgt 12,00 m. Die In-nengeometrie entspricht dem Querschnitt 10,5 T mit Pannenbucht nach RAA.

Abbildung 34: Kastenquerschnitt (10,5T mit Pannen-bucht)

Abbildung 35: Kastenquerschnitt (10,5T)

Neben den zweizelligen Kastenquerschnitten wer-den auch einzellige geschlossene Kastenquer-schnitte ausgeführt. Im Regelfall beträgt die lichte Breite zwischen den Tunnelwänden 9,5 m und entspricht dem Querschnitt 10,5 T nach RAA. Die Hauptabmessungen können Abbildung 35 ent-nommen werden.

4.3.2 Untersuchungsergebnisse

4.3.2.1 Globalbetrachtung

Die Untersuchungen zu den oben beschriebenen Initialereignissen Brand basieren auf den Simulati-onen der PTV-AG. Sie stellen die Grundlagen zur Ermittlung der Auswirkungen von Brandereignis-sen auf Tunnelbauwerke dar. Die Ergebnisse der Simulation werden hier in Teilen (Abbildung 36 – Abbildung 38) exemplarisch in Temperatur-Zeit-Kurven wiedergegeben.

Die Brandsimulationen zeigen, dass bei den hier diskutierten Brandereignissen deutlich höhere Temperaturen zu erwarten sind, als dies durch bisherige Versuche nachgewiesen werden konnte [49]. Allerdings ist die Dauer der hohen Tempera-turen entweder gering oder nicht abschließend ermittelbar gewesen. Die Untersuchungen in [49], in der eine Vielzahl von Tunnelbränden ausgewer-tet wurde, bestätigen diese Tatsache. Danach gab es Extrembrände, bei denen es in manchen Fällen zu einem Brandüberschlag auf benachbarte Fahr-zeuge kam und im Zuge dessen auch davon aus-zugehen ist, dass die Maximaltemperaturen zeit-weise oberhalb von 1.200 °C gelegen haben kön-nen. Insofern werden die beiden in Kap. 4.3.1.1 beschriebenen Szenarien für die weiteren Betrach-tungen zu Grunde gelegt.


Abbildung 36: Temperatur-Zeit-Kurve für das Initialereignis TB01 Kontinuierlicher Lachenbrad

Abbildung 37: Temperatur-Zeit-Kurve für das Initialereignis TB02 Spontaner Lachenbrand


Abbildung 38: Temperatur-Zeit-Kurve für das Initialereignis TB03 Freistrahlbrand

In [50] wurden Untersuchungen zur Tragfähigkeit der Tragstrukturen während und nach der Brand-einwirkung mit verschiedenen Temperaturkurven und an ausgewählten Tunnelquerschnitten durch-geführt. In einem ersten Schritt wurden dabei die Temperatureindringungen in die Bauteile unter-sucht und nummerisch abgebildet. Den numeri-schen Berechnungen wird das in Abbildung 39 dargestellte Schichtenmodell eines Tunnelquer-schnitt zugrunde gelegt. Die Abmessungen betra-gen b/h/d = 10/5,60/0,40m. Die Wärmekapazität

und die Wärmeleitfähigkeit des Betons werden für den Gewölbe- und den Sohlbereich als tempera-tur- bzw. zeitabhängige Variablen vereinbart ([51] und DIN EN 1992-1-2). Die Abhängigkeiten ent-stammen dem CEB Bulletin d’information 208 [51]. Da die aus temperaturabhängigen Änderungen der Dichte resultierenden Einflüsse auf die Temperatureindringung eher gering sind, wird von einem konstanten Wert für die Dichte ausgegan-gen.


Abbildung 39: FE - Berechnungsmodell für Tunnelschale und Gebirge

Die Berechnungen wurden in mehreren Zeitschrit-ten durchgeführt. Nach einer Dauer von 12.000 Sekunden (200 Minuten) wurden die Berechnun-gen beendet, da die Einflüsse aus der vorherge-henden Brandbelastung soweit abgeklungen sind, dass sie für die späteren Tragfähigkeitsuntersu-chungen ohne Belang sind.

In Abbildung 40 sind die für die Kurve nach den ZTV-ING ermittelten Temperatur-Zeit-Verläufe für verschiedene Tiefen dargestellt. Der Abstand der für die Auswertung ausgewählten Knotenpunkte beträgt in Dickenrichtung Δd = 0,02 m, d. h. es werden die Ortspunkte d = 0,2,4,...,40 cm für die Auswertung herangezogen.

Die Kurven zeigen, wie die Temperaturen in der jeweiligen Schichttiefe ansteigen und nach Abklin-gen der Brandlast an der Bauteiloberfläche wieder abklingen. Die Kurve mit dem höchsten Tempera-turwert gibt den Temperaturverlauf in 2 cm Tiefe wieder. Der Verlauf bildet geglättet den Brandver-lauf nach der ZTV-ING-Kurve ab. Die weiteren

Kurven zeigen gegenüber der Brandlastkurve zeit-verzögerte Maxima, die auf Grund der Wärmever-teilung und Wärmekapazität geringere Maximal-temperaturen aufweisen. Oberflächenentfernte Or-te reagieren spät. Der Temperaturanstieg ist ge-ring. Er ist bei einem Abstand von der temperaturbeaufschlagten Oberfläche von 40 cm auch nach 12.000 Sekunden (200 Minuten) kaum feststellbar.

Dies hat insofern Bedeutung, da daraus abgeleitet werden kann, dass die thermischen Eigenschaften des Gebirges für im Tunnelbau übliche Konstrukti-onen nur einen vernachlässigbaren Einfluss ha-ben.

Für die weiteren Berechnungen ist die Darstellung der Temperatur in Abhängigkeit von der Lage zur Betonoberfläche aussagekräftiger. Im Abbildung 41 finden sich exemplarisch ausgewählte Tempe-ratur-Verläufe für die Zeitpunkte t=2000 s

( 33 min) bzw. t=6000 s (100 min) als Funktion des Ortes (=Abstand von der Bauteiloberfläche).


Abbildung 40: Temperatur-Zeit-Kurven für verschiedene Tiefen

Abbildung 41: Temperatur-Ort-Kurven für die Zeitpunkte t=2000s und t=6000s

Temperaturverlauf über Dicke der Tunnelschale

0

100

200

300

400

500

600

700

800

0 10 20 30 40 50

Abstand [cm]

Te

mp

[°C

]

t=2000s.

t=6000s.


In den Abbildung 42 und Abbildung 43 ist die Temperatureindringung in den Schalenquerschnitt an den sich zeitabhängig zunehmend ausbilden-den erhitzten Bauteilschichten (rot markiert) deut-lich erkennbar. Die Ergebnisse der Temperaturbe-rechnungen wurden anhand der in [51] wiederge-gebenen Brandberechnungen von Balken- bzw. Stützenquerschnitten verifiziert. Die hier angesetz-ten Branddauern mit Höchsttemperaturen von ca. 1150 °C entsprechen etwa den Vorgaben der ZTV-ING Kurve.

Die Temperaturberechnungen für die einzelnen Tiefenstufen für eine Brandkuve nach ZTV-ING zeigen, dass bei günstigen Verhältnissen in 6 cm Tiefe nach 100 Minuten eine maximale Temperatur von knapp über 300°C erreicht wird.

Abbildung 42: Temperaturverteilung zum Zeitpunkt t = 2000s

Abbildung 43: Temperaturverteilung zum Zeitpunkt t = 12000s

Diese Untersuchungen setzten voraus, dass keine Betonabplatzungen auftreten. Brandversuche ha-ben jedoch gezeigt, dass bei Brandraumtempera-turen um 1200°C bereits nach wenigen Minuten Brandeinwirkung Abplatzungserscheinungen am Beton auftreten können, falls dieser nicht durch entsprechende Zusatzmaßnahmen geschützt oder durch geeignete Rezepturen unempfindlich ge-

macht wurde. Abplatzungen des Betons bedeuten, dass die Angriffsfläche der Temperaturbeanspru-chung plötzlich weiter nach innen wandert und somit tiefer liegende Schichten früher eine erhöhte Temperatur erfahren. Die Abplatzungen sind unre-gelmäßig und treten explosionsartig auf. Die Be-obachtungen bei Brandversuchen haben gezeigt, dass die ersten Ablösungen bereits nach wenigen Minuten auftreten. Weitere Abplatzungen erfolgen progressiv und nehmen mit fortschreitender Tem-peraturbeaufschlagung zu. In den ZTV-ING wird als konstruktive Maßnahme zum Brandschutz ge-regelt, dass (bereichsweise) eine oberflächennahe Bewehrung mit 2 cm Betondeckung angeordnet werden muss. Die tragende Bewehrung ist in 6 cm Tiefe unter der Betonoberfläche anzuordnen. Als weitere Möglichkeit wird in den ZTV-ING der Ein-satz von Kunststofffaserbeton zur Verhinderung von Betonabplatzungen genannt. Unter diesen Vo-raussetzungen ist bei den Untersuchungen [50] die getroffene Annahme, dass Abplatzungen vermie-den werden, angebracht.

Beanspruchung nach ZTV-ING-Brandkurve

Die zuvor beschriebenen Temperatureindringungen in den Querschnitt wur-den in [50] in statischen Berechnungen zur Ermitt-lung der Tragfähigkeit im und nach dem Brandfall für Kasten- und Gewölbequerschnitte untersucht. Für die statische Berechnung der unter Kap. 4.3.1.2 beschriebenen Tunnelquerschnitte wurde in [50] ein 1m-Streifen des Querschnitts berechnet. Dieser wurde mit der Brandlast beaufschlagt. Die Berechnung erfolgte an einem ebenen Stab-werksmodell. Die Stäbe des Modells folgen der Mittellinie der Querschnitte und sind durch biege-steife Knoten untereinander verbunden.

Die Bodenplatten der Kastenquerschnitte sind über die gesamte Länge in vertikaler Richtung elastisch gebettet, wobei die Bettung nur Druckkräfte in den Baugrund übertragen kann (Zugausschaltung). Die Steifigkeit der Bettung beträgt 40 MN/m². Die Wände sind ungebettet.

Der Stabzug der Gewölbequerschnitte ist in radia-ler Richtung elastisch gebettet, wobei die Bettung nur bei einer Verschiebung zum Gebirge hin wirk-sam wird (Zugausschaltung). Die Bettung wird in den Modellen nur in radialer Richtung angesetzt, da durch die Abdichtung zwischen der Innen- und Außenschale die Übertragung der Schubkräfte un-terbunden wird.

Dabei zeigte sich, dass es durch die infolge Brand entstehenden Zwangsschnittgrößen zu einer höhe-ren Querschnittsauslastung kommen kann. Diese bewegt sich in einem Bereich von 5 bis 24 Pro-zentpunkte. Da aber bei einer Bemessung im Brandfall die Sicherheitsbeiwerte (Tabelle 14 und Tabelle 15) reduziert werden können, wird es im


QSup

ungünstig

QSup

günstig 0 Vorherrschende

Einwirkung Andere

Einwirkung

Erddruckeinwirkungen 1,35 1,0 0,7 1,35 1,05

Verkehrslasten 1,5 0 0,7 1,5 1,05

Temperatureinwirkungen 1,0 0 0,8 1,0 0,8

Tabelle 14: Kombinationsfaktoren veränderliche Einwirkungen für Grenzzustand der Tragfähigkeit

Vorherrschende

Einwirkung 1

Andere

Einwirkung

Erddruckeinwirkungen 0,5 0,3

Verkehrslasten 0,7 0,2

Temperatureinwirkungen 0,6 0,5

Tabelle 15: Kombinationsfaktoren veränderliche Einwirkungen für Grenzzustand der Gebrauchsfähigkeit

Regelfall nicht zu einer Überbeanspruchung des Querschnitts kommen. Die Querschnittsauslastung ist auch deshalb nicht ausgereizt, weil im Allge-meinen aus der Bemessung zur Beschränkung der Rissbreite eine hohe Bewehrungsdichte vorhanden ist, die bei reduzierten Sicherheitsbeiwerten zu ei-ner ausreichenden Resttragfähigkeit führt. Dies ist insbesondere bei WU-Konstruktionen gegeben. Bei Bauweisen mit außenliegender Abdichtung sind auf Grund der größeren zulässigen Rissbrei-ten geringere Bewehrungsmengen vorhanden, was dann auch zu der höchsten Steigerung der Querschnittsauslastung von 24 Prozentpunkten geführt hat. Die geforderten Sicherheiten werden aber nicht unterschritten.

Die Untersuchungen in [50] lassen es zu, diese Aussage auch auf Zwischendecken zu übertragen. Diese weisen den zusätzlichen Vorteil auf, dass sie meist als statisch bestimmtes System ausgeführt werden, bei dem keine Zwangsspannungen aus Temperatureinwirkung auftreten, da eine Verfor-mungsmöglichkeit gegeben ist (Abbildung 44).

Abbildung 44: Regelquerschnitt mit Zwischendecke

Tunnel in Schildbauweise mit Tübbingauskleidung wurden seitens des Partners HOCHTIEF im Zuge des hausinternen Forschungsschwerpunkts InTun hinsichtlich ihres Verhaltens im Brandfall intensiv untersucht. Da diese Untersuchungen seinerzeit hauptsächlich für Eisenbahntunnel der DB durch-geführt wurden, wurde ausnahmslos die EBA Brandkurve zugrunde gelegt. Diese entspricht der nachfolgend beschriebenen, um 30 Minuten ver-längerten ZTV-ING Brandkurve, dort TZK 2 ge-

nannt. Eine ausführliche Beschreibung der durch-geführten Untersuchungen erfolgt daher im nach-folgenden Abschnitt. Die dort getroffene Aussage, dass sich im Regelfall der Lastfall Brand bei abgeminderter Sicherheit nachweisen lässt, jedoch immer ein Nachweis im Einzelfall erforderlich ist, trifft dementsprechend auch für niedrigere Brand-belastungen zu. Zusätzlich ist zu beachten, dass die Tübbingschale bei Straßenverkehrstunneln, die entsprechend den ZTV-ING ausgeführt sind, im Regelfall nicht direkt der Brandbeanspruchung ausgesetzt ist, sondern durch die vorgesetzten Anprallwände und im Firstbereich durch eine Brandschutzbekleidung geschützt ist. Eine direkte Hitzeeinwirkung auf die Tübbingschale erfolgt nur, wenn anstelle der Brandschutzbekleidung eine Ausführung mit Brandschutzbeton gewählt wird.

Beanspruchung über ZTV-ING-Brandkurve

Die bisher betrachteten Szenarien berücksichtigen die Fälle, bei denen ein mit Gefahrgut beladenes Fahrzeug beschädigt wird und dieses eine Fahr-zeug mit dem Gefahrgut verbrennt. Es wird ange-nommen, dass nach dem Verbrennen des Gefahr-guts der Brand erlischt. Wenn man nun davon ausgeht, dass zusätzlich aber auch noch ein weite-res sich in der Nähe befindendes Fahrzeug Feuer fängt, so steigt die Brandbeanspruchung für das Bauwerk weiter an. Nach Auswertung einer Viel-zahl von realen Bränden sowie von Brandversu-chen, die diese Fälle abbilden, ist es nach [49] sinnvoll, dieses durch eine um 30 min verlängerte Vollbrandphase der ZTV-ING-Brandkurve zu simu-lieren.

Die erhöhte Brandeinwirkung wurde auch in [50] untersucht. Die zugehörige rechnerische Ermitt-lung der Temperaturen im Betonbauteil in Abhän-gigkeit von unterschiedlichen Temperaturverläufen und im Vergleich zur ZTV-ING-Kurve (TZK 1) zeigt


Kurve

Ende der max. Temperatur nach

Maximale Temperatur Brandraum

Maximale Oberflächen-temperatur

Zum Zeitpunkt

Max. Temperatur in 6 cm Tiefe

Zum Zeitpunkt

TZK1 = ZTV-ING

30 min 1200 °C 700 °C 30 min 305 °C 110 min

TZK2 60 min 1200 °C 730 °C 60 min 350 °C 130 min





Tabelle 16: Vergleich der Maximaltemperaturen und deren Eintrittszeitpunkte im Betonbauteil

Tabelle 16. Eine grafische Übersicht der zugrunde gelegten Brandkurven bietet Abbildung 45. Dabei ist die um 30 min verlängerte Temperatur-Zeit-Kurve die mit der Bezeichnung TZK 2.

Abbildung 45: Temperatur-Zeit-Kurven für Brandbe-rechnungen

Es ist ersichtlich, dass die Verlängerung der Dauer der Brandbelastung im Gegensatz zu einer Erhö-hung der Maximaltemperatur eine erhebliche Er-höhung der Temperatur im Beton bewirkt. Wesent-lich ist die höhere Temperatur an der tragenden Bewehrung. So steigt die Temperatur an der Be-wehrung bei einer um 60 Minuten längeren Brand-dauer um 80 °C. Der größere Temperaturgradient über das Bauteil verursacht zusätzlich größere Zwängungskräfte.

Diese erhöhten Temperatureinwirkungen haben auch eine höhere Querschnittsauslastung zur Fol-ge. Bei zweiröhrigen Querschnitten wird, da es ext-rem unwahrscheinlich ist, dass es in beiden Röh-ren gleichzeitig brennt, die Brandlast nur auf die Wände und die Decke einer Tunnelröhre aufge-bracht. Die Bodenplatte erhält keine Temperatur-lasten, da der Straßenaufbau die Konstruktion vor Brandeinflüssen schützt.

Abbildung 46: Brandlastfall Kastenquerschnitt

Die Querschnittstragfähigkeit während der Brand-belastung gemäß DIN EN 1992-1-2 basiert auf Schnittgrößen aus einer nichtlinearen Berechnung. Die Berechnung der Schnittkräfte berücksichtigt die physikalische Stahlbeton-Nichtlinearität, lokale Stabnichtlinearität und nichtlineare Auflager (Zug-ausschaltung). Die Materialparameter werden ent-sprechend der Bauteiltemperatur berücksichtigt. Durch die nichtlineare Berechnung kann die Umla-gerung von Schnittgrößen von Tragwerksberei-chen, die durch den Brand geschwächt sind, in ungeschwächte Bereiche simuliert werden (siehe Abbildung 47 und Abbildung 48). Dadurch werden in dem Bauwerk zusätzliche Tragwerksreserven aktiviert.

Abbildung 47: Momentenverlauf am Beginn der Brand-einwirkung

0

200

400

600

800

1000

1200

1400

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220

Zeit [min]

Tem

pera

tur

[°C

]

TZK1

TZK2

TZK3

TZK4

TZK5

TZK6

HC inc


Abbildung 48: Umgelagerter Momentenverlauf während der Brandeinwirkung

Für den zweizelligen Kastenquerschnitt liefern die Brandeinwirkungen nach den Temperaturzeitkur-ven TZK 3 und TZK 6 die höchste Querschnittsauslastung. Diese beiden Temperatur-Zeit-Kurven decken aber nach [49] Brandszenarien ab, bei denen mehr als zwei LKW beteiligt sind. Der Fall von zwei brennenden LKW wird nach [49] durch TZK 2 berücksichtigt.

Für die TZK 2 (60 Minuten, 1200°C) wird die größ-te Ausnutzung nach ca. 120 bzw. 150 Minuten er-reicht. Der Ausnutzungsgrad beträgt dabei 94 %.

Der Querschnitt ist für diese Brandeinwirkung aber in der Lage, sich nach dem Abklingen des Brandes wieder zu erholen, anders als bei den beiden fol-genden Brandbeanspruchungen aus TZK 3 und TZK 6.

Für die TZK 3 (90 Minuten, 1200°C) beträgt die Ausnutzung nach 120 Minuten 96%. In den fol-genden Zeitschritten konnte rechnerisch für diesen Querschnitt kein Gleichgewicht gefunden werden. Für die Berechnung nach 150 bzw. 180 Minuten Branddauer wird daher die Tragfähigkeit des Querschnittes überschritten. Der Punkt im Quer-schnitt, an dem das Versagen auftritt, befindet sich am Ende der Voute im Bereich der Innenwand. Durch die Brandbelastung werden die Schnittgrö-ßen in dem Maße gesteigert, dass im Übergangs-bereich zum Deckenquerschnitt mit der für die Kaltlastfälle erforderlichen Bewehrung die Belas-tung den Widerstand des Querschnittes übersteigt.

Abbildung 49: Querschnittsausnutzung KQ 1 bei TZK 2 und nach 120 Minuten

Abbildung 50: Querschnittsausnutzung KQ 1bei TZK 3 und nach 150 Minuten


Abbildung 51: Querschnittsausnutzung KQ 1 bei TZK 6 und nach 120 Minuten

Für die TZK 6 (90 Minuten, 1300°C) beträgt die Ausnutzung nach ca. 120 Minuten 97%. In den fol-genden Zeitschritten kann rechnerisch für diesen Querschnitt kein Gleichgewicht gefunden werden. Für die Berechnung nach 150 bzw. 180 Minuten Branddauer wird daher die Tragfähigkeit des Querschnittes überschritten. Der Punkt, an dem der Widerstand des Querschnittes als erstes über-schritten wird, ist wie bei TZK3 der Übergang der verstärkt bewehrten Voute zum normal bewehrten Deckenquerschnitt. Grundsätzlich sind die Unter-schiede zwischen TZK 3 und TZK 6 gering.

Zusammenfassend ist festzustellen, dass die Temperatur-Zeit-Kurven TZK 3 und TZK 6 mit ei-ner Höchsttemperaturdauer von 90 min zu einem rechnerischen Versagen des Kastenquerschnitts führen. Bei den weiteren angesetzten Variationen der Temperatur-Zeit-Kurven ist die Tragfähigkeit des Tunnels während des Brandes und nach dem Brand gegeben. Das gilt auch für TZK 2, die das hier betrachtete Szenario wiedergibt.

In gleicher Weise wurden auch die anderen in Kap. 4.3.1.2 beschriebenen Querschnitte untersucht. Für den einzelligen Kastenquerschnitt fand eine Untersuchung für zwei Konstruktionsarten statt. Zum Einen wurde eine Berechnung für eine WU-Konstruktion durchgeführt und zum Anderen für eine Konstruktion mit außenliegender Abdichtung. In beiden Fällen reichte die Resttragfähigkeit aus um auch die erhöhten Brandeinwirkungen auf-nehmen zu können.

Für die Gewölbequerschnitte liefern, wie zuvor für die Kastenquerschnitte beschrieben, die Tempera-turzeitkurve TZK 3 und TZK 6 die höchsten Querschnittsbeanspruchungen. Auch hier werden zwei verschiedene Randbedingungen für densel-ben Querschnitt 10,5 T untersucht. Zum einen wird der Querschnitt im Lockergestein untersucht und zum Anderen für eine Ausführung im Fels. Für die

Ausführung im Lockergestein wird für TZK 3 (90 Minuten, 1200°C) die größte Ausnutzung nach ca. 150 Minuten erreicht. Der Ausnutzungsgrad be-trägt dabei 56 %.

Abbildung 52: Querschnittsausnutzung für Gewölbe-querschnitt im Lockergestein bei TZK 3 nach 150 Minuten

Für die TZK 3 (90 Minuten, 1200°C) wird die größ-te Ausnutzung nach ca. 150 bzw. 180 Minuten er-reicht. Der Ausnutzungsgrad beträgt dabei 75 %. Er liegt erwartungsgemäß höher, da gegenüber ei-ner Ausführung im Lockergestein weniger Beweh-rung vorhanden ist. Dadurch wirkt sich eine Brand-einwirkung deutlicher aus, da für die Lastabtra-gung weniger Bewehrung zur Verfügung steht und die Beanspruchung relativ gesehen größer ist.


Abbildung 53: Querschnittsausnutzung für Gewölbe-querschnitt im Lockergestein bei TZK 3 nach 150 Minuten

Durch HOCHTIEF wurden in mehreren hausinter-nen Forschungsprojekten umfangreiche Untersu-chungen zum Brandverhalten von Tunnelquer-schnitten - insbesondere Tübbingschalen - durch-geführt. Dabei wurde sowohl das materialtechni-sche Verhalten der Betonschale, insbesondere Wärmetransport und Abplatzverhalten, sowie auch das Systemverhalten des Gesamtquerschnitts un-ter Gebrauchs- und Zusatzlasten aus Brandtempe-ratur eingehend analysiert.

Nachfolgend wird hier die Untersuchung des sta-tisch konstruktiven Systemverhaltens beschrieben, wobei von der Annahme ausgegangen wird, dass Abplatzungen nicht auftreten bzw. durch Maßnah-men entsprechend den geltenden Vorschriften verhindert werden.

Die rechnerische Untersuchung des Brandverhal-tens der Tunnelkonstruktion wird im Allgemeinen in zwei Schritten durchgeführt. Im ersten Schritt wer-den – ausgehend von der zugrunde gelegten Temperatur-Zeit-Kurve, die den Brandverlauf im Tunnelquerschnitt beschreibt – die Bauteiltempera-turen in der Tübbingschale bestimmt. Dafür wer-den die Querschnittflächen der Tübbingsteine in Elemente unterteilt, die eine zweidimensionale Temperaturausbreitung berücksichtigen. Der Wärmefluss in Bauteillängsrichtung wird dabei ver-nachlässigt. Im zweiten Schritt wird das Trag- und Verformungsverhalten der Tunnelschale unter Be-rücksichtigung der Temperatureinwirkung und der statischen Regellasten berechnet. Dabei wird das

vorhandene dreidimensionale Tragwerk durch das übliche zweidimensionale Tübbingsystem abgebil-det.

Rechnerisch wird das Brandverhalten der Tunnel-konstruktion über 240 Minuten verfolgt. Die tempe-raturabhängigen Spannungs- Dehnungsbeziehun-gen werden dabei vereinfachend für ansteigende und abfallende Temperaturen angesetzt, wobei der experimentelle Nachweis nur für ansteigende Temperaturen vorliegt. Es werden die thermischen Materialkennwerte für die spezifische Wärmekapa-

zität cp, die Rohdichte r und die Wärmeleitzahl l

von Stahl und Beton entsprechend Abbildung 54 temperaturabhängig berücksichtigt.

Abbildung 54: Thermische Materialwerte von Beton (oben) und Betonstahl (unten)

Weiterhin werden die thermischen Dehnungen und die temperaturabhängigen elastischen und plasti-schen Dehnungen (Abbildung 55 und Abbildung 56) berücksichtigt.


Abbildung 55: Thermische Dehnungen von Beton (oben) und Betonstahl (unten)

Abbildung 56: Rechenwerte der Spannung/Dehnungs-Beziehung für Beton (oben) und Beton-stahl (unten)

Die Temperaturentwicklung im Tübbingquerschnitt wird mit Hilfe der Fourier-Gleichung unter Berück-sichtigung eines konvektiven und eines radiativen Anteils des Wärmeübergangs programmtechnisch berechnet. Abbildung 57 zeigt exemplarisch die Ergebnisse für einen d = 0,40 m dicken Tübbing

unter Zugrundelegung der EBA Brandkurve.

Abbildung 57: Temperaturprofile im Betonquerschnitt

Die Ergebnisse zeigen eine gute Übereinstimmung mit bereits vorher erläuterten Untersuchungen (Abbildung 16) und mit den Messergebnissen aus durchgeführten Großbrandversuchen (s. Abbildung 55).

Abbildung 58: Temperaturverlauf in unterschiedlichen Bauteiltiefen, Versuchskörper T2, Ther-moleiter 2

Für die Ermittlung der Gesamtbeanspruchung aus äußeren Lasten und den globalen Zwangsbean-spruchungen durch die Brandeinwirkung stehen zwei unterschiedliche Berechnungsverfahren zur Verfügung. Zum einen das gebräuchliche Verfah-ren mit äquivalenten Ersatztemperaturen und zum anderen das von HOCHTIEF entwickelte Schich-tenverfahren.

Beim Verfahren mit äquivalenten Ersatztemperatu-ren werden zunächst durch eine nichtlineare, zeit-abhängige Berechnung auf Querschnittsebene die Zwangsbeanspruchungen an einem biegesteifen, kontinuierlich gebettetem System ermittelt. Für diese Zwangsschnittgrößen werden dann für die weitere Berechnung äquivalente Ersatztempera-turbeanspruchungen (gleichmäßige Temperatur-steigerung T0 im Querschnitt und linearer Tempe-

raturgradient DT über die Querschnittshöhe) für

einzelne Zeitpunkte ermittelt. Diese Ersatzlasten werden anschließend auf das reale statische Sys-tem aufgebracht und gemeinsam mit der äußeren Belastung in einer nichtlinearen Berechnung (Bet-tungsausfall, nichtlineare Drehfedern in den Längs-fugen, nichtlineare Federn in den Koppelfugen) analysiert.


Beim Schichtenverfahren wird die Tunnelschale in einem Stabwerksmodell inklusive der nichtlinearen Einflüsse aus Bettung und Federn abgebildet. Zu-sätzlich werden spezielle mehrschichtige Stab-werkselemente benutzt, die in den einzelnen Schichten temperaturabhängiges Materialverhalten abbilden können. Mit diesem Verfahren ist es mög-lich, die Beanspruchungen des Gesamtsystems in Abhängigkeit einer vorgegebenen Temperaturver-teilung im Querschnitt, die wiederum von der Zeit abhängig ist, inklusive aller nichtlinearen Einflüsse in einer Berechnung zu erfassen. Durch die diskre-te Anzahl von Schichten ergeben sich über die Querschnittshöhe unterschiedliche temperaturab-hängige Materialeigenschaften, die in Abhängigkeit von den Last- und Temperaturdehnungen zu ent-sprechend nichtlinearen Spannungsverteilungen führen.

Nachfolgend werden die Ergebnisse verschiedener Berechnung aufgezeigt und abschließend disku-tiert. Der entscheidende Faktor für die Größe der Zusatzbeanspruchung aus Brand (bei gleicher Brandlast bzw. –kurve) ist die Steifigkeit des Sys-tems. Diese wird neben der Tübbingdicke und Art der Kopplung maßgeblich durch den umgebenden Boden, sprich die Bettung, beeinflusst.

Dies wird verdeutlicht durch eine erste Untersu-chung an einem fiktiven Tübbingsystem mit zwei unterschiedlichen Bettungsmoduln. Der Radius der Tübbingachse des zugrunde gelegten Systems be-trägt 3,10 m, die Tübbingdicke 40 cm und die Tübbingbreite 1,00 m. Als Betongüte wurde C 45 angesetzt mit einer Bewehrung von 11,32 cm

2/m in

Haupttragrichtung innen und außen. Die Bettung wurde variiert zwischen Es = 50 MN/m

2 für einen

sehr weichen Boden und Es = 15.000 MN/m2 für

einen harten Fels.

Abbildung 59 bis Abbildung 61 verdeutlichen den Einfluss der Bettung, insbesondere auf die Ring-druckkraft. Der zugrunde gelegte Temperatur-Zeit-Verlauf entspricht der EBA Brandkurve.

Abbildung 59: Entwicklung der Radialverformung über der Branddauer in Abhängigkeit vom Bettungsmodul Es

Abbildung 60: Entwicklung der Normalkraft NT(t) über der Branddauer in Abhängigkeit vom Bettungsmodul Es

Abbildung 61: Entwicklung des Momentes MT(t) über der Branddauer in Abhängigkeit vom Bettungsmodul Es

Eine für einen extrem dicken Tübbing in quellfähi-gem Gebirge (in Anlehnung an den Katzenberg-tunnel) durchgeführte Berechnung zeigt den typi-schen Momentenverlauf mit allmählichem Abbau des positiven Momentes in der Sohle (bis es schließlich ins Negative durchschlägt) und ent-sprechender Erhöhung der negativen Momente. Das Maximum wird nach 120 Minuten erreicht, da-nach erfolgt schrittweise eine Rückbildung in Rich-tung des Ausgangszustandes. Der qualitative Normalkraftverlauf verändert sich im Laufe der Brandbelastung nicht. Die absoluten Maximalwerte steigen von -3300 KN/m zum Zeitpunkt t = 0 min auf -4600 KN/m zum Zeitpunkt t = 120 min. Da-nach beginnt ebenfalls eine Rückbildung. Die Ab-bildung 62 bis Abbildung 65 zeigen die qualitativen Verläufe.


Abbildung 62: Momentenverlauf zum Zeitpunkt t = 0 min


Weitere ähnliche Berechnungen wurden unter an-derem für den City Tunnel Leipzig, die Flughafen S-Bahn Hamburg und den neuen Schlüchterner Tunnel durchgeführt. Alle Berechnungsergebnisse weisen die für die Branderwärmung typischen star-ken Veränderungen der Momentenverläufe auf. Insbesondere ist die Veränderung durch die Ab-nahme der positiven Momente bis hin zum Durch-schlagen in den negativen Bereich gekennzeich-net. Dementsprechend ergeben sich die größten Schnittgrößenänderungen in der Firste und der Sohle, wo das erwähnte Durchschlagen zu be-obachten ist. Im Gegensatz dazu ergeben sich im Bereich der Ulmen mit ausgeprägten negativen Momenten bei fortschreitender Branddauer nur re-lativ geringe Änderungen der Schnittgrößen. Das Maximum der Momentenänderungen wird jeweils zwischen der 90. und 120. Minute erreicht. Die Ringnormalkraft nimmt aufgrund der behinderten

thermischen Ausdehnung im Laufe der Branddau-er kontinuierlich zu, bis sie ebenfalls zwischen der 90. und 120. Minute ihren Maximalwert erreicht. Wie bereits zu Beginn erläutert, ist die Größe der Zunahme in starkem Maße abhängig von der um-gebenden Bettung.



Die Beurteilung der Tragfähigkeit muss im Einzel-fall erfolgen und ist abhängig vom Verhältnis der Änderungen der Momente und Normalkräfte und der vorhandenen Bewehrung. Für jeden Tübbingquerschnitt kann in Abhängigkeit von der Betongüte und der vorhandenen Bewehrung ein Bemessungsdiagramm erstellt werden, das den Bereich der zulässigen Schnittgrößenkombinatio-nen durch eine Kurve einhüllt. Mit Hilfe dieses Dia-grammes kann die Tragfähigkeit zu einzelnen Zeit-


punkten des Brandverlaufes durch Eintragung der Schnittgrößenkombination M und N überprüft wer-den. Abbildung 66 zeigt ein solches Bemessungs-diagramm.

Da für den Katastrophenlastfall Brand ein abgeminderter Sicherheitsbeiwert berücksichtigt werden kann, ist die Tragfähigkeit bei Ansatz der Brandkurven entsprechend den derzeit gültigen Regelwerken im Regelfall gegeben. Sie muss je-doch im Einzelfall nachgewiesen werden. Ist die Tübbingschale nicht der direkten Brandbeanspru-chung ausgesetzt sondern durch vorgesetzte Bau-teile (Anprallwände) oder Brandschutzbekleidun-gen geschützt, kann davon ausgegangen werden, dass der Nachweis aufgrund der sehr viel geringe-ren Wärmeeintragung auf jeden Fall erbracht wer-den kann.

Abbildung 66: Bemessungsdiagramm für M/N Kombi-nationen mit Ergebnissen aus Brandbe-rechnung

Zusammenfassend gewinnt man folgende Er-kenntnisse aus der Traglastuntersuchung für Stra-ßentunnel:

Die Konstruktiven Maßnahmen in der ZTV-ING mit einer Mindestbetondeckung von 6 cm ver-hindern ein starkes Erwärmen der Bewehrung. Bei Temperaturbelastung entsprechend der ZTV-ING-Kurve entsteht kaum ein Festigkeits-verlust am Bewehrungsstahl und die Tragsi-cherheit der Tunnelquerschnitte bleibt beste-hen. Voraussetzung ist, dass es zu keinen Ab-platzungen an der Betonoberfläche kommt.

Die unterschiedlichen Sicherheitsniveaus der Bemessungssituationen vor und während der Brandeinwirkung führen in der gemeinsamen Betrachtung zu vergleichbaren Querschnittsauslastungen. Die höheren Belas-tungen während des Brandes werden mit klei-neren Teilsicherheitsfaktoren multipliziert und

führen schlussendlich zu ähnlichen Bemes-sungsgrößen, wie in der Situation vor dem Brand.

Bei längeren Branddauern als in den ZTV-ING definiert (Verlängerung um 60 Minuten) kann es zu einem rechnerischen Versagen des Tunnels kommen, wobei ungünstige Bewehrungsfüh-rung dies begünstigt. Davon sind insbesondre Kastenquerschnitte betroffen.

Mit einer um 30 min. verlängerten Brandkurve kann im Regelfall das Brandszenario eines mit Gefahrgut beladenen LKW sowie eines weite-ren beteiligten LKW abgedeckt werden, ohne dass dadurch zusätzliche Brandschutzmaß-nahmen erforderlich werden.

Für Tübbingtunnel, die entsprechend ZTV-ING Abschnitt 5 mit Anprallwänden und einer Brandschutzbekleidung im Firstbereich ausge-stattet sind, ist die globale Tragsicherheit auch bei längerer Temperatureinwirkung gegeben.

4.3.2.2 Schädigung

Die vorhergehenden Aussagen basieren alle auf der Annahme, dass der Betonquerschnitt nahezu unbeschädigt bleibt, d.h. insbesondere keine Ab-platzungen auftreten. Um dies sicherzustellen, sind in den ZTV-ING für die drei Tunnelkonstruktionsty-pen Maßnahmen vorgegeben. Die Wirksamkeit der Maßnahmen kann für den Regelfall als gegeben angenommen werden. Es sind allerdings durchaus Umstände denkbar, unter denen die Wirksamkeit in Frage gestellt werden kann. Zum einen sind dies erhöhte Brandbeanspruchungen, wie sie z.B. vor-ab mit verlängerten Vollbrandzeiten diskutiert wur-den. Zum anderen können es Besonderheiten bei der Betonzusammensetzung und –klasse sein. Besonders dichte Betone, Betone mit hohem Was-sergehalt oder Betone mit bestimmten Zuschlägen neigen eher zu Abplatzungen als andere. Aufgrund dieser Tatsachen ist es erforderlich, die Auswir-kungen von Abplatzungen bei den einzelnen Bau-teilen und Bauwerkstypen näher zu betrachten.

Dies ist auch die einzige Möglichkeit, die Scha-densklassen, die zunächst für die Explosionssze-narien entwickelt und beschrieben wurden, auf die Brandszenarien anzuwenden. Ohne Abplatzungen liegen alle Bauteile/Bauwerke im Bereich der Schadensstufe 1. Demzufolge wären auch keine Zusatzmaßnahmen erforderlich.

Betrachtung zum Abplatzverhalten

Entsprechend ZTV-ING Teil 5 Abschnitt 1 ist für die Innenschale eines Tunnels in geschlossener Bauweise eine Betondeckung von 6 cm auf der brandbeanspruchten Innenseite ausreichend, um das maßgebende Kriterium der Bewehrungstem-peratur (< 300 °C) einzuhalten. Dies beinhaltet, dass diese Betondeckung während der Branddau-


er erhalten bleibt, d.h. keine Abplatzungen auftre-ten. Für die Zwischendecke gilt die zusätzliche Forderung des Einbaus einer verzinkten Mattenbewehrung mit einem Mindestmaß der Be-tondeckung von 2 cm. Die Aufgabe dieser soge-nannten Brandschutzbewehrung ist die Verhinde-rung von Abplatzungen. Die Wirkungsweise wird dabei so verstanden, dass das Netz dieser Beweh-rung bereits abgeplatzte Stücke der Betondeckung am Herunterfallen hindert und dadurch ein Fort-schreiten des Abplatzens verhindert. Wenngleich teilweise lose Betonstücke vorhanden sind, bleibt die Betondeckung insgesamt intakt und verhindert die übermäßige Erwärmung der Bewehrung.

Dass diese Brandschutzbewehrung nur in der Zwi-schendecke und nicht im Gewölbequerschnitt an-zuordnen ist, lässt sich mit der Tatsache erklären, dass die direkt über einem möglichen Brandherd gelegene Zwischendecke höheren Temperaturen, im Endeffekt den maximal 1200 °C der ZTV-ING Brandkurve, ausgesetzt ist als die Innenschale des Gewölbequerschnitts. Diese liegt entweder seitlich zum Brandherd (Ulme) oder mit größerem Abstand über dem Brandherd (Firste).

Aufgrund ungünstiger Umstände wie zuvor be-schrieben – höhere Brandlast, Betoneigenschaften – ist aber auch für die Innenschale die Gefahr von Abplatzungen nicht völlig auszuschließen. In der Beschreibung der Schädigungen und der Auswahl von Zusatzmaßnahmen kann dieser Fall daher nicht unberücksichtigt bleiben. Zumindest muss die Auswirkungen für das Bauwerk unter Einbezie-hung der spezifischen Randbedingungen betrach-tet werden und für die besonders gefährdeten Bauwerke müssen adäquate Maßnahmen vorge-schlagen werden.

Gleiches gilt für Tunnel in offener Bauweise nach ZTV-ING Teil 5 Abschnitt 2. Hier ist für die Decken die zuvor beschriebene Brandschutzbewehrung vorgeschrieben. Eine Betrachtung von möglichen Abplatzungen im Wandbereich, oder auch im De-ckenbereich trotz vorhandener Brandschutzbeweh-rung ist ggfs. sinnvoll.

Für einschalige Tunnel in Tübbingbauweise sehen die ZTV-ING Teil 5 Abschnitt 3 eine Verkleidung der Schale im Firstbereich vor (oder alternativ eine Ausführung in brandresistentem Beton). Diese ge-genüber Tunneln in geschlossener Bauweise ab-weichende Forderung begründet sich in der Tatsa-che, dass sich die Forderung einer Betondeckung von 6 cm mit der Tübbingbauweise nur schwer vereinbaren lässt. (Obwohl dies bei einzelnen Pro-jekten durchaus gefordert und umgesetzt wurde).

Basierend auf diesen Überlegungen und ange-passt an die ausgewählten Bauteile/Bauwerke er-geben sich die nachfolgend beschriebenen Schä-digungsmöglichkeiten und Schadensstufen.

4.3.2.3 Ergebnisse

Die für das Initialereignis Brand maßgebenden Bauteile wurden in 3.2.2.2 ermittelt. Für diese Bau-teile kann die zu erwartende Schadensstufe in Ab-hängigkeit von einigen wesentliche Parametern ermittelt werden. Um eine exakte Ermittlung für ei-nen bestimmten Tunnel durch führen, zu können, müssen diese Parameter festgestellt bzw. den Be-standsunterlagen entnommen werden.

Die Einflussparameter auf die Schadensstufe sind:

Betonqualität

Brandschutzbeton (siehe auch Kap. 5.2)

nicht zu Abplatzungen neigender Beton

zu Abplatzungen neigender Beton

Brandschutzbeton bezeichnet hier einen Beton, dem u.a. Polypropylen Fasern beigegeben sind, um die Brandresistenz zu erhöhen.

Das Abplatzverhalten des Betons hängt u.a. von seiner Dichte und Festigkeit ab und auch in hohem Maße von den verwendeten Zuschlägen. Eine Aussage, ob es sich um einen zu Abplatzungen neigenden Beton handelt oder nicht, kann im Vor-feld (bei Neubauten) durch Brandversuche ge-macht werden. Bei bestehenden Bauwerken kann eine erste Aussage auf Basis der in den Be-standsunterlagen enthaltenen Güteüberwa-chungsprotokolle gemacht werden. Eine genauere Aussage (auch bei fehlenden Bestandsunterlagen) kann auf Grundlage eines Kleinbrandversuches, an entnommenen Probekörpern oder direkt im Tunnel durchgeführt, gemacht werden.

Geologie

Jedes Tunnelbauwerk ist entscheidend geprägt durch den umgebenden Boden. In standfestem Fels ohne Vorhandensein von Grundwasser ist le-diglich eine dünne Schale zur Sicherung des Hohl-raums erforderlich, während hingegen in weichen, fließfähigen Böden im Grundwasser eine ausrei-chend dimensionierte Schale zur statischen Last-abtragung erforderlich ist. Dementsprechend erge-ben sich folgende zwei Kategorien für die umge-bende Geologie:

Günstig, z.B. Fels, standsicherer Boden, ohne Grundwasser

Ungünstig, z.B. weicher, nicht standfester Bo-den mit Grundwasser

Ausnutzung

Letztlich ist auch der Ausnutzungsgrad maßge-bend für die sich einstellende Schadensstufe. Ein gering ausgenutztes Bauwerk, also ein überdi-mensioniertes Bauwerk mit ausreichenden Tragre-serven, ist eher in der Lage, den Ausfall eines Bauteils mit entsprechender Lastumlagerung ohne


Überbeanspruchung zu verkraften als ein hoch ausgenutztes Bauwerk.

Unter Einbeziehung der o.g. Parameter kann für al-le maßgebenden Bauteile der verschiedenen Tun-neltypen die zu erwartende Schadenstufe ermittelt werden. Wie auch bei der nachfolgernden Unter-suchung zu den Explosionsszenearien, stellen die-se Ergebnisse Tendenzen für Schadensbilder dar und sind keinesfalls als konkrete Vorhersagen zu Schäden zu betrachten.

Grundsätzlich ist es immer möglich, dass unvor-hersehbare Ereignisse oder spezielle Verhältnisse am konkreten Bauwerk eine weitergehende Schä-digung erzeugen können, die über das Ausmaß der hier dargestellten Schadensstufen hinausgeht. Für eine genaue, einzelbauwerksbezogene Beur-teilung der Schädigungen ist stets eine Einzelfall-betrachtung, unter eventuellem Einschluss von Versuchen, erforderlich.

4.4 Initialereignis Explosion

4.4.1 Randbedingungen der Untersuchungen

4.4.1.1 Allgemeines

Die im Folgenden dargestellten und erläuterten Untersuchungsergebnisse beziehen sich auf die beiden Berechnungsbeispiele „Offene Bauweise“ und „Absenktunnel“.

4.4.1.2 Explosionsszenarien und sich erge-bende Belastungsgrößen für die Kon-struktion

Für die detaillierte Untersuchung des Szenarios Explosion werden 3 Sprengstoffmengen unter-schiedlichen Gewichtes zur Simulation von ent-sprechenden Ereignissen zu Grunde gelegt. Es handelt sich dabei um

eine Kofferbombe, die von Hand gezielt an neu-ralgischen Stellen platziert werden kann. Diese Bombenart kann am nächsten zum Bauteil po-sitioniert werden.

die sogenannte kleine Detonation, die einem mit Sprengstoff beladenem PKW entspricht. Der PKW kann entweder an möglichen Positio-nen im Fahrraum abgestellt sein oder aber im Fahrraum während der Fahrt detonieren. We-gen der Fahrzeugabmessungen kann diese Bombenart nicht so nah zum Bauteil liegen wie die Kofferbombe.

die sogenannte große Detonation, die einem mit Sprengstoff beladenem LKW entspricht. Es wird im Hinblick auf vorsze narische Auffälligkei-ten davon ausgegangen, dass der LKW nicht geparkt wird, sondern im Verkehrsfluss zur De-tonation gebracht wird. Hierdurch ergeben sich noch größere Abstände zum Bauteil.

4.4.1.3 Ausgewählte Systeme

Im Kontext mit den sprengtechnischen Untersu-chungen zur Bestimmung der Bauteilzerstörung lassen sich bei Tunnelbauwerken die statischen Systeme für tragwerksplanerische Aussagen ver-allgemeinern.

Ein repräsentativer Tunnelquerschnitt für die ge-schlossene Bauweise, Spritzbetonbauweise ergibt sich für einen Autobahnquerschnitt mit je zwei Richtungsfahrbahnen. Innerhalb der Tunnelstrecke ist nur in besonderen Fällen lt. RABT [6], [52] ein Standstreifen vorzusehen, so dass der zweiröhrige Regelquerschnitt RQ 26 t (bzw. 31 t nach RAA) ohne Standstreifen für statische Aussagen heran-gezogen werden kann.

Der Querschnitt der Einzelröhre des RQ 26 t ent-spricht auch dem Gegenverkehrstunnelquerschnitt RQ 10,5 T nach [6], [52].

Die Tunnel in Spritzbetonbauweise werden als seitlich gebettete Systeme mit je nach Geologie und Grundwassersituation offener oder geschlos-sener Sohle ausgebildet. Für die Betrachtungen im Zusammenhang mit Explosionsszenarien sind die Systeme mit geschlossener Sohle weniger von Bedeutung, da diese in Folge der Sohlauffüllung mit Straßenaufbau im Sohlbereich nicht so gefähr-det sind. Von besonderem Interesse sind die an den Verkehrsraum anschließenden Wände. Aus diesem Grund ist das System mit offener Sohle für statische Betrachtungen das geeignetere.

Ein repräsentativer Querschnitt für die geschlosse-ne Bauweise, Schildbauweise ergibt sich aus den äußeren Gefährdungspotentialen bei einer Explo-sion. Im Gegensatz zu einem Schildtunnel im Festgestein bergen Schildtunnel im Lockergestein, meist gepaart mit hoch anstehendem Grundwas-ser, viel größere Risikopotentiale. Da derartige Tunnelanlagen vornehmlich für Flussquerungen zum Einsatz kommen (als Alternative E/A-Tunnel), und hierdurch gleichzeitig eine hohe Verkehrsbe-lastung erwartet werden kann, wird ein 4-streifiger Autobahnquerschnitt mit Standstreifen zu Grunde gelegt. Dies entspricht einem RQ 26 Tr nach RABT [6], [52] bzw. einem RQ 31 T nach RAA. Er weist etwa einen Außendurchmesser von 14 m auf.


Abbildung 67: Querschnitt Einschwimm-/Absenktunnel (E/A-Tunnel)

Statisch wird der Tunnel als gebetteter Ring mit Koppelung in den Ringfugen abgebildet.

Wegen der nicht bekannten und voraussichtlich positiv wirksamen Einflüsse des Gebirges auf die bergmännisch hergestellten Tunnel werden im Rahmen von SKRIBT Bauwerke dieser Bauweise nicht weiter untersucht. Zukünftiger Forschungs-bedarf ist hier dringend angezeigt.

Für die offene Bauweise ist die Bandbreite der sta-tischen Systeme etwas größer. So gibt es einzelli-ge und mehrzellige Systeme, die nebeneinander oder übereinander angeordnete Verkehrsbezie-hungen aufnehmen. Darüber hinaus variiert die Zellenbreite mit den Anforderungen aus dem Ver-kehrsweg und die Belastung je nach Einsatzbedin-gungen.

Die offen hergestellten Tunnel mit der größten äu-ßeren Belastung stellen die E/A-Tunnel dar, die im Zuge von Gewässerquerungen zum Einsatz kom-men. Sie sind als nebeneinander liegende zweizellige Rahmen ausgebildet. Entsprechend der im Gegensatz zum Schildtunnel relativ kurzen Länge, stellt ein 4-spuriger Autobahnquerschnitt ohne Standstreifen mit dem RQ 26 t nach [6], [52] bzw. RQ 31 t nach die Regelausführung dar.

Im Zuge des SKRIBT-Projektes wird exemplarisch ein Beispieltunnel mit Einwirkungen aus Explosi-onslasten beaufschlagt. Der Querschnitt ist aus

Abbildung 67 ersichtlich.

In Gegensatz zu den hohen äußeren Belastungen bei den E/A-Tunneln sind die in letzter Zeit ver-stärkt in dicht besiedelten Gebieten realisierten Lärmschutztunnel mit geringer Überschüttung und damit geringerer Belastung ausgeführt. Da sie ver-stärkt in Ballungsräumen zum Einsatz kommen, führt die hohe Verkehrsbelastung zu breiteren Querschnitten. Als repräsentativ kann ein 6-spuriger Autobahnquerschnitt ohne Standstreifen entsprechend dem RQ 33 t nach RABT [6], [52] bzw. dem RQ 36 t angesehen werden.

Je nach geologischer und hydrologischer Situation kommt eine geschlossene Sohle zur Ausführung, die im Regelfall mit dem Straßenaufbau der Stre-cke überdeckt wird.

Im Hinblick auf die höheren Schädigungspotentiale bei äußerer Grundwasserbelastung wird ein Tun-nel mit geschlossener Sohle gewählt.

Statisch stellt dieser Tunneltyp einen Rechteck-rahmen mit gebetteter Sohle dar.

4.4.1.4 Berechnungsbeispiel 1 – Regelquer-schnitt in offener Bauweise

Im ersten Berechnungsbeispiel wird ein Tunnel in offener Bauweise betrachtet. Verwendet wird der im Rahmen des Projektes ausgewählte Regel-querschnitt als ½ RQ 33t.


Tabelle 17: Bauteilabmessungen Offene Bauweise

Die Bauteilabmessungen dieses generischen Bauwerks sind in Tabelle 17 aufgeführt. Die letzte Spalte liefert dabei den angesetzten Bewehrungs-grad.

Lokale Schädigung und Innendruckbelastung aus dem Lastfall Explosion

Die Informationen des Fraunhofer EMI zur lokalen Schädigung werden über eine Reduzierung der Steifigkeit und eine Reduzierung der Festigkeit für das jeweilige Szenario in der angegebenen Geo-metrie im FE-Modell berücksichtigt.

Innendruckbelastungen

Im Tunnelinnenraum entsteht durch Mehrfachrefle-xion der Detonationsdruckwelle von den Tunnel-oberflächen ein instationärer Druck-Zeit Verlauf, der sich mit einer bilinearen Funktion in guter Nä-herung beschreiben lässt.

Für diese Belastungscharakteristik wurde seitens Fraunhofer EMI in Zusammenarbeit mit Schüßler-Plan eine neue Vorschrift zur Ermittlung eines sta-tischen Ersatzdrucks hergeleitet. Hierzu war eine Variation der Einflussparameter des Spitzendrucks und der zugehörigen Einwirkdauer, des Gasdrucks und der zugehörigen Einwirkdauer sowie der Ei-genfrequenz strukturdynamischer Systeme jeweils im Spektrum der im Tunnel mit offener Bauweise auftretenden Variationsdimensionen erforderlich (Abbildung 69 bis Abbildung 71). Aufgrund der komplexen Zusammenhänge wurde ein einzelliger Querschnitt gewählt.

Abbildung 68: Transienter Innendruck und bilinearer Ersatzdruck-Zeitverlauf


Abbildung 69: Variation der Einflussparameter im für Tunnelstrukturen mit Rechteckquerschnitt üblichen Werte-spektrum

Abbildung 70: Herleitung des über die jeweiligen Impulsanteile gewichteten Ersatzdrucks und der Ersatzeinwirkdau-er


Abbildung 71: Funktion zur Ermittlung der statischen Ersatzlast für beliebige Eigenschwingzeiten ω strukturdynami-scher Systeme

Bis zu einem Verhältnis von ca. 0,35 zwischen den jeweiligen Impulsanteilen von Spitzenüberdruck und Gasdruck kann unabhängig vom strukturdy-namischen System (d.h. unabhängig von der Ei-genschwingdauer ω) eine Funktion angegeben werden, die zur Ermittlung einer geeigneten stati-schen Ersatzlast herangezogen werden kann. Maßgebendes Kriterium zur Validierung ist die Ma-ximalverformung des Systems.

Die statische Ersatzlast ist weiterhin abhängig von der Entfernung zum Detonationsort in Tunnellängs-richtung. Daher werden die Angaben des Fraunho-fer EMI zusätzlich über die Längsabwicklung aus-gehend vom Detonationsort angegeben (Abbildung 72). Diese Angabe erlaubt zusammen mit den ein-zelnen Berechnungsergebnissen eine Ermittlung der Robustheit (und damit des Zerstörungsgrades für das gesamte Bauwerk.

Berechnungsablauf des nichtlinearen Traglast-verfahrens

In Vorlaufberechnungen (Aushubzustand, Endzu-stand mit Regelbelastungen) wird der Ausgangs-zustand des Systems unmittelbar vor dem Ereignis berechnet. Die eingeprägten Spannungen und Verformungen werden als Ausgangsbasis für die Ereignisfallberechnung abgespeichert.

Abbildung 72: Linearisierung der statischen Ersatzdrü-cke über einen Tunnelblock

Im nächsten Schritt wird die lokale Schädigung wie zuvor beschrieben im System integriert und der linearisierte Detonationsdruckverlauf schrittweise aufgebracht. Der Gleichgewichtszustand des Sys-tems wird in jedem Rechenschritt iterativ bestimmt. Übersteigt die einwirkende Druckbelastung die aufnehmbaren Kräfte ist die Traglast erschöpft (in Abbildung 73 durch farbige Stellen im ansonsten grün eingefärbten Tunnelquerschnitt dargestellt). In diesem Zustand wird das Bauwerksversagen angenommen. Bei weiterer Steigerung der Druck-belastung wächst die Verformung ohne nennens-werten Widerstand.


Abbildung 73: Exemplarische Darstellung der Lastfaktorsteigerung und einsetzender Plastifizierungen

Die Ergebnisse sind den üblichen Streuungen der zugrundeliegenden Materialfestigkeiten unterwor-fen. Die Kurve stellt den rechnerischen Mittelwert des Materialverhaltens dar. Weitere Sicherheiten sind nicht eingerechnet, so dass der Zustand so realitätsnah, wie auf dieser rechnerischen Basis möglich, abgebildet ist.

4.4.2 Untersuchungsergebnisse

4.4.2.1 Berechnungsbeispiel 1: Offene Bau-weise

Allgemeines

Im ersten Berechnungsbeispiel wird das kommer-ziell verfügbare FE-Programm SOFISTIK für eine räumliche, statisch physikalisch nichtlineare Be-rechnung eines Tunnelblocks verwendet.

Die räumliche Berechnung ist unbedingt erforder-lich, um den Einfluss der lokalen Schädigung rich-tig zu erfassen und die notwendige Lastumlage-rung mit Hilfe eines Traglastverfahrens zu berech-nen.

Als Randbedingungen wird ein homogener Bau-grund (Sand, mitteldicht gelagert) mit einem vali-dierten physikalisch nichtlinearen Stoffgesetz ver-wendet. Das Bauwerk wird mit Multi-Layer-Schalenelementen abgebildet, bei denen durch fik-tive Teilung der Bauteildicke in Layer die Beweh-rungslage, die unbewehrten Querschnittsbereiche (neutrale Zone) und der vorhandene Bewehrungs-grad erfasst wird. Die Arbeitslinien von Beton und

Betonstahl werden ohne zusätzliche Sicherheits-faktoren verwendet.

4.4.2.2 Berechnungsbeispiel 2: Einschwimm- bzw. Absenktunnel

Allgemeines

Im zweiten Berechnungsbeispiel wird ein dreizelli-ger Absenktunnel betrachtet. Der Querschnitt des betrachteten Referenzobjekts ist nachfolgend dar-gestellt. Die Länge eines Tunnelsegments beträgt 100 Meter.

Die Maße der Bauteile des Absenktunnels sowie der Bewehrungsgrad sind in der Tabelle 18 aufge-führt.

Der Tunnel ist auf einem Flussbett aus mitteldicht gelagertem Sand gebettet und mit einer Schicht aus mitteldicht gelagertem Kies überdeckt. Die Festigkeitsklasse des Betons des Bauwerkes ent-spricht C 35/45. Die Materialkennwerte sind in der nachstehenden Tabelle 19 angegeben.

Die Höhe der Kiesüberdeckung beträgt 3,0m. Der Wasserdruck, der auf den Tunnel wirkt, variiert in Abhängigkeit vom Wasserstand. Niedrigwasser wird mit 4,0 m angesetzt und bei Hochwasser be-trägt der Wasserstand 10,0 m. Die Untersuchun-gen werden für die jeweiligen Wasserstände durchgeführt, um ein breiteres Spektrum abzude-cken.


Abbildung 74: Querschnitt des Berechnungsbeispiels 2

Tunneltyp Bauteil Bauteildicke [cm] Bewehrungsgrad [%]

Absenktunnel Sohle 150 0,7 %

Absenktunnel Außenwand 115 0,9 %

Absenktunnel Innenwand 90 0,9 %

Absenktunnel Decke 140 0,4 %

Tabelle 18: Ausgewählte Querschnittsabmessungen des Berechnungsbeispiels

Einheit Sand

mitteldicht gelagert

Kies

mitteldicht gelagert

Beton

C 35/45

E kN/m² 75.000 200.000 29.900.000

- 0,30 0,30 0,20

kN/m³ 18,0 19,0 25,0

' kN/m³ 10,0 10,5 -

° 35,0 37,5 -

c kN/m² 0 0 -

k0 - 0,4 0,4 -

Tabelle 19: Materialkennwerte des Berechnungsbeispiels

Stabwerksberechnung

Zur Vergleichbarkeit der Ergebnisse wird vorlau-fend eine statische Berechnung mit dem Stab-werksprogramm RSTAB durchgeführt. Anhand der Ergebnisse können Abschätzungen für die spätere FE-Analyse getroffen werden.

Als vereinfachtes System wird ein gebetteter Rah-men mit drei Feldern gewählt. Die stützende Wir-kung des Baugrundes wird über normal und tan-gential zu den Stäben wirkende Bettungsfedern

simuliert. Die Zugfedern werden programmintern ausgeschaltet. Die Überschüttungshöhe des Tun-nels beträgt 3,00 m, der Wasserstand 10,00 m. Dementsprechend lassen sich folgende Auflasten berechnen:

Überdeckung (Kiesschicht) von 3,00 m

Wichte unter Auftrieb:Sand S' = 10,0 kN/m³

Kies K' = 10,5 kN/m³


Die Schnittgrößen aus der vereinfachten ebenen Stabwerksberechnung dienen zur Validierung der aus den numerischen Berechnungen gewonnenen Ergebnisse.

FE-Analyse

Die Standsicherheit des betrachteten Tunnelbau-werks nach einer Explosion wird exemplarisch an-hand einer numerischen Berechnung beurteilt.

Aus den Analysen zur Bauteilschädigung des Fraunhofer Ernst-Mach-Institutes sind lokale Zer-störungsgrade der Bauteile bekannt. Weiterhin las-sen sich statische Ersatzdrücke aus den auftreten-den Spitzendrücken und der sich anschließenden Gasdruckphase berechnen, welche die Innen-druck-Belastung des Tunnels durch die Druckwelle abbilden. Mit der numerischen Analyse soll eine Grundlage für die Ableitung der Zerstörungsgrade, in diesem Beispiel speziell für Absenktunnel, ge-schaffen werden.

Dazu wird mit dem kommerziell verfügbaren FE-Programm MIDAS GTS eine räumlich, statisch physikalisch nichtlineare Berechnung eines Tun-nelblocks durchgeführt. Das FE-Programm ist eine spezielle Software für den Tunnelbau sowie für spezifische geotechnische Strukturen. Die räumli-

che Berechnung ist in diesem Fall notwendig, um den Einfluss der lokalen Schädigung korrekt zu er-fassen und um die Lastumlagerung auch in Tun-nellängsrichtung abbilden zu können.

Das 3D-Modell ist so gewählt, dass die Ergebnisse durch die Ränder nicht wesentlich beeinflusst wer-den. Die Generierung des Netzes erfolgt mit einer interaktiven grafischen Benutzeroberfläche. Diese Oberfläche erlaubt die Modellierung des ausge-wählten Querschnitts sowie die Eingabe von äuße-ren Lasten bzw. die Festlegung der Lagerungsbe-dingungen. Bereiche, die kritische Zonen darstel-len (Detonationsort) werden im Netz feiner gene-riert.

Die Bodenschichten werden mit linearen Hexahedron-Volumenelementen modelliert. Das Bauwerk wird durch mehrschichtige Schalenele-mente abgebildet.

Der gewählte Tunnelausschnitt ist in Abbildung 75 zu sehen. Das Netz hat eine Breite von 70 m und eine Höhe von 30 m.

Verwendete Stoffgesetze

Die Randbedingungen für das Rechenbeispiel sind ein homogenes Flussbett aus Sand (mitteldicht ge-lagert) sowie eine Aufschüttung aus Kies (mittel-dicht gelagert). Als Stoffgesetz wird hierbei jeweils das Mohr-Coulomb-Modell verwendet, ein linear elastisches, nahezu plastisches Materialgesetz, welches bei nichtlinearen Berechnungen zu ver-lässlichen Ergebnissen führt. Das Bauwerk wird über ein nichtlineares Stoffgesetz abgebildet.


Abbildung 75: Darstellung des FEM-Modells in Berechnungsbeispiel 2

Schadensbilder

Aus den Untersuchungen des Fraunhofer EMI re-sultieren für die angegebenen Bauteile szenarienabhängigen Ergebnisse zur lokalen Schädigung.

Die Informationen zur lokalen Schädigung werden durch eine Reduktion der Geometrie an den ent-sprechenden Bauteilen sowie durch eine Verringe-rung der Steifigkeit im FE-Modell berücksichtigt. Die Schädigungen werden entsprechend Abbil-dung 76 implementiert. Die Elementdicke wird stu-fenweise verringert, um die Krater- bzw. Abplat-zungsbildung darstellen zu können.

Im Tunnelinnenraum unterteilt sich eine Detonation grundsätzlich in zwei Phasen. Zuerst treten sehr

hohe Spitzendrücke auf, die nur geringe Einwirk-zeiten haben und danach stellt sich ein quasistati-scher Gasdruck ein. Die Gasdruckphase unter-scheidet sich durch eine geringere Druckamplitude und eine vergleichsweise große Einwirkungsdauer von der Spitzendruckphase (Schockphase).

Die für die numerische Berechnung erforderlichen statischen Ersatzlasten werden über die Anteile aus Schock- und Gasdruckphase in Form eines gewichteten mittleren dynamischen Innenraum-drucks und einer dazugehörigen Einwirkzeit sowie der Eigenfrequenz des betrachteten Bauteils be-rechnet.

Die Bauteile werden entsprechend den Angaben zur Druckausbreitung des Fraunhofer EMI belastet.

Abbildung 76: Implementierung der Schädigung in das FE-Netz

4.5 Hinweis zur Verallgemeinerung der Ergebnisse


4.5.1 Allgemeines

Im Rahmen der Untersuchungen wurde eine Clusterung für typische Bauteile und Tunnelkon-struktionen vorgenommen und übliche Bauteilab-messungen unterstellt. Dies entspricht einer gro-ßen Verallgemeinerung im Sinne des Untersu-chungsspektrums.

Hinsichtlich der dargestellten Ergebnisse wurden weiterhin Szenarien zu Grunde gelegt, die auch die Bandbreite der Möglichkeiten abbildet.

Die nachfolgenden Hinweise zur Übertragbarkeit auf ähnliche Bauteile und Bauwerke stellen Ten-denzen, in keinem Fall aber konkrete Vorhersagen zu Schäden dar.

Grundsätzlich ist es immer möglich, dass unvor-hersehbare Ereignisse am konkreten Bauwerk eine weitergehende Schädigung mit eventuellen Folge-schäden erzeugen können, die über das Ausmaß des hier dargestellten hinausgehen. Gleiches trifft für menschlich hervorgerufene Ereignisse zu, die mit speziellen Taktiken oder Mitteln erzeugt wer-den.

Für eine genaue einzelbauwerksbezogene Beurtei-lung der Schädigungen ist stets eine Einzelfallbe-trachtung unter eventuellem Einschluss von Ver-suchen unabdingbar.

4.5.2 Grenzen der Anwendung von Berechnungen mit statischer Ersatzlast

Nachfolgende Grenzen einer Berechnung mit stati-schen Ersatzlasten sind zu berücksichtigen:

Die Ableitung statischer Ersatzlasten ist abhängig von der Eigenfrequenz des gebetteten Systems und damit den elastischen Steifigkeiten des Tun-nelquerschnitts. Mit der statischen Ersatzlast kann nur ein definierter Verformungszustand eines dy-namisch angeregten Systems abgebildet werden. Für die Bestimmung der Grenztragfähigkeit wird angenommen, dass dieser Zustand maximaler Verformung in Belastungsrichtung (also Explosi-

onsdruckrichtung) maßgebend wird. Rückschwing-vorgänge werden damit vernachlässigt.

1) Weiterhin können bei einer statischen Berech-

nung die Zeitpunkte, an denen der maximale

Verformungszustand erreicht wird, nicht erfasst

werden. Damit wird vereinfacht angenommen,

dass dieser Zustand an jedem beliebigen Punkt

des Tunnelblocks zeitgleich auftritt. Ein mögli-

ches, günstig oder ungünstig wirkendes Über-

lagern von Hin- und Rückschwingvorgängen in

benachbarten Bauteilen (Sohle – Wand) kann

nicht berücksichtigt werden.

2) Die tatsächlichen Steifigkeiten von Stahlbeton-

tragwerken sind abhängig vom Verformungszu-

stand (Zustand 1 – linear elastisch; Zustand 2

gerissen). Damit ist der Ansatz einer elasti-

schen Eigenfrequenz u.U. nicht über den ge-

samten Belastungsverlauf konstant. Eine steif-

igkeitsabhängige Änderung der statischen Er-

satzlast während des Berechnungsvorgangs

wäre die Folge. Diese Vorgehensweise kann

vor dem Hintergrund der vorhandenen Komple-

xität und Streubreite bei der Bestimmung der

inelastischen Steifigkeit des gerissenen Beton-

querschnitts keinesfalls für eine praktische An-

wendung empfohlen werden. Zur Berücksichti-

gung der tatsächlichen Steifigkeiten werden

daher Parameterstudien mit begleitenden struk-

turdynamischen Vergleichsberechnungen emp-

fohlen.

4.5.3 Strukturdynamische Vergleichsberechnung

Zur Überprüfung des Einflusses der Annahmen bei der Ableitung statischer Ersatzlasten wird im Rah-men von SKRIBT exemplarisch eine strukturdyna-mische Vergleichsberechnung für den Regeltunnel in offener Bauweise durchgeführt. Dabei kommen die linearisierten transienten Druck-Zeit-Verläufe des Fraunhofer EMI als über die Tunnelquer-schnitts- und -längsentwicklung veränderliche Be-lastung zum Einsatz (siehe Abbildung 68)

Die Systemrandbedingungen bleiben ansonsten unverändert gegenüber der Traglastberechnung. Anstelle des Traglastverfahrens treten einzelne dynamische Zeitschrittberechnungen mit einer ska-laren Steigerung des transienten Belastungsbildes mit dem Faktor λ. Die Berechnung erfolgt mit einer hinreichend kleinen Zeitschrittweite von ∆t<te/10 zur Erfassung der transienten Belastung (Schock- und Gasdruckphase) und einer hinreichend kleinen Ortsdiskretisierung zur korrekten Erfassung der Schwingungsvorgänge.

Vergleicht man die Spannungen und Verformun-gen mit den Resultaten der statischen Traglastbe-rechnungen, so ist festzuhalten, dass die Bewer-tung des Versagenszustandes qualitativ gut über-

einstimmt. Betrachtet man die Ergebnisse aller-dings quantitativ, so ist festzuhalten, dass die Ver-formungen bei der Traglastberechnung sowohl für den Fall λ=1, als auch für den Fall λ=2 erwar-tungsgemäß deutlich größer sind, da die Ableitung der statischen Ersatzlasten eine Maximierung dar-stellt und damit auf der sicheren Seite liegende Er-gebnisse liefert. Hinweis: Dies gilt nur solange der Versagensmechanismus (hier: Biegeversagen des Deckenquerschnitts inf. Innendruck) bekannt ist.


4.5.4 Fazit

4.5.4.1 Beurteilung der angewendeten Me-thode

Die Methode der Traglastermittlung mit statischen Ersatzlasten liefert für die Zustandsbewertung ei-nes komplexen gebetteten Tunnelquerschnitts im Vergleich mit genaueren strukturdynamischen Be-rechnungen qualitativ akzeptable Ergebnisse. Die abgeleiteten Aussagen zur Robustheit liegen er-wartungsgemäß auf der sicheren Seite solange der Versagensmechanismus als bekannt voraus ge-setzt werden kann. Quantitativ exakte Ergebnisse können mit statischen Ersatzlasten bekannterma-ßen nur für einfache, linear elastische Systeme mit bekanntem Versagensmechanismus ermittelt wer-den. Sobald Einflüsse aus dem Hin- und Rück-schwingen, der Plastifizierung der Bauteile und der stark veränderlichen Belastung benachbarter ge-koppelter Bauteile zum Tragen kommen, ist die Validität mit Hilfe von strukturdynamischen Ver-gleichsberechnungen zu prüfen.

Die strukturdynamischen Tastrechnungen zeigen für den exemplarisch betrachteten Fall, dass die Zustandsaussagen qualitativ in guter Näherung er-fasst werden, so dass empfohlen wird, anhand weiterer Parameterstudien die Annahmen zu ver-tiefen und damit die Randbedingungen für eine verallgemeinerte, vereinfachte Berechnungsme-thode sicher abzugrenzen. Diese Parameter sind u.a.

Steifigkeit Zustand 1, Zustand 2 + Übergänge

Bettungsreaktion mit dynamischem Verhalten

Systemverhalten komplexer System (gebetteter Rahmen)

Überlagerung von Hin- und Rückschwingvor-gängen

Einfluss dynamischer Zugfestigkeitssteigerun-gen des Betons/Betonstahls.

4.5.4.2 Bewertung für bergmännische Bau-weisen und Schildvortriebe

Aufgrund des derzeitigen Kenntnisstandes, vor al-lem im Hinblick auf die Bettungsreaktionen des Baugrundes bei kurzzeitdynamischen Belastun-gen, lassen sich mit den erarbeiteten Methoden derzeit keine validen Aussagen für die benannten Szenarien bei diesen Bauweisen treffen. Auf der sicheren Seite liegend (Bettungsreaktionen werden sich aus ingenieurtechnischer Sicht positiv auf die aufnehmbare kurzzeitdynamische Last auswirken) werden daher für Ermittlungen des Schadensaus-maßes und die weiteren Untersuchungen in den nachfolgenden Kapiteln folgende Vereinfachungen in Analogie zu den Aussagen dieses Berichts ge-troffen:

Aufgrund der Tatsache, dass in den meisten Fällen Tunneln in Schildbauweise in Verbin-dung mit Grundwasser ausgeführt werden, werden die Tendenzen der Ergebnisse zu den Absenktunneln szenariobezogen auf die Schild-tunnel übertragen. Besonders beachtet werden muss hierbei die Weichheit und Bettungsab-hängigkeit der aus einzelnen Segmenten zu-sammengesetzten Tübbingschale.

Tunnel in bergmännischer Bauweise werden parallel hierzu analog zu in offener Bauweise hergestellten Tunneln bewertet.


5 Geeignete Maßnahmen

5.1 Allgemeines

Von den möglichen Szenarien sind für die Tunnel-konstruktion nur der Brand, die Explosion sowie eventuell die Überflutung von Bedeutung. Alle an-deren möglichen Ereignisse haben auf die Kon-struktion des Bauwerkes keinen Einfluss. Die an-hängende Darstellung von Maßnahmen greift da-her nur die maßgebenden Ereignisse auf und stellt ihnen geeignete Maßnahmen, die bereits in der Maßnahmenanalyse [6] losgelöst von Szenarien entwickelt wurden, gegenüber.

Die im Folgenden benannten Maßnahmen sind al-so solche Maßnahmen, die bereits in der Maß-nahmenanalyse als „geeignet“ identifiziert wurden. Als weiteres Kriterium zur Verfeinerung der Anfor-derungen an „geeignete“ Maßnahmen kommt nun eine szenariobezogene Anwendbarkeit der Maß-nahme hinzu.

Zu berücksichtigen ist, dass sich im Laufe der Be-arbeitung des Projektes Skribt die Bezeichnungen der Maßnahmen geändert haben. So wurde aus Maßnahme TBa-11 der Maßnahmenanalyse [6] (Designvorgabe Tunnelbrand: Verlängerte Voll-brandphase) nun im weiteren T07. Im Folgenden werden beide Bezeichnungen mitgeführt.

5.2 Maßnahmenauswahl

Im Anhang 4 befindet sich eine Tabelle mit Maß-nahmen, die für eine weitere Betrachtung in der Wirksamkeitsanalyse von Maßnahmen [53] - [56] ausgewählt wurden.


6 Abbildungsverzeichnis

Abbildung 1: Idealisierter Brandverlauf für

den Hochbau [8] ........................... 8

Abbildung 2: Einflüsse auf den Brandverlauf

in Industriehallen [9] ..................... 8

Abbildung 3: Brandkurve nach den ZTV-ING

Teil 5 [10] ..................................... 9

Abbildung 4: Beispiel für eine Brandkurve für

Straßentunnel [13] ....................... 9

Abbildung 5: Brandkurve in den RABT 1985

[16] ............................................... 9

Abbildung 6: Verlauf der EBA-Kurve [18] ........ 10

Abbildung 7: Verlauf der Einheits-

Temperatur-Zeit-Kurve (ETK)

[21] ............................................. 11

Abbildung 8: Verlauf der Hydrocarbon-Kurve

(HC) [23] ..................................... 11

Abbildung 9: Verlauf der erhöhten

Hydrocarbon-Kurve [19] ............. 12

Abbildung 10: Verlauf der Rijkswaterstaat-

Kurve [19] ................................... 12

Abbildung 11: Verlauf der modifizierten

Rijkswaterstaat-Kurve [19] ......... 13

Abbildung 12: Überblick über Brandkurven für

Tunnelbauwerke......................... 16

Abbildung 13: Spannungs – Dehnungs –

Beziehungen für Betonstahl

BSt 500 S [11] ............................ 17

Abbildung 14: Temperaturverlauf in einer

Tunnelinnenschale bei

einseitiger Brandeinwirkung

[11] ............................................. 17

Abbildung 15: Exemplarischer Vergleich der

Biegemomente aus

nichtlinearer und linearer

Berechnung nach 120 min

Branddauer [33] ......................... 19

Abbildung 16: Temperaturverteilung über die

Querschnittshöhe für einen

unbekleideten Tübbing [35] ........ 20

Abbildung 17: Temperaturverteilung über die

Querschnittshöhe für einen

Tübbing mit Plattenbekleidung

[35] ............................................. 20

Abbildung 18: Temperatur – Zeit – Verlauf an

der Tübbingoberfläche [35] ........ 20

Abbildung 19: Temperatur – Zeit – Verlauf auf

Achshöhe der

tunnelinnenseitigen Bewehrung

[35] ..............................................20

Abbildung 20: Tunnel in offener Bauweise,

Schnitt durch die

Fahrbahnentwässerung gem. T

Was 1 [38] ...................................23

Abbildung 21: Idealisierter Druck-Zeit-Verlauf

einer Blast-Belastung..................24

Abbildung 22: Druck-Zeit-Verläufe bei

verschiedenen

Detonationsabständen ................25

Abbildung 23: Beispiel für einen Druck-Zeit-

Verlauf bei einer

Innenraumdetonation ..................25

Abbildung 24: Öffnungseinfluss auf den

Gesamtimpuls .............................26

Abbildung 25: Druck-Zeit-Verlauf einer

Detonation im Tunnel..................26

Abbildung 26: Skalierung von

Sprengversuchen ........................26

Abbildung 27: Eingangsgrößen zur

Bemessung gegen

unverhältnismäßigen

Bauwerkskollaps bei

außergewöhnlichen

Extremereignissen und lokaler

Schädigung von Bauelementen ..27

Abbildung 28: Instationäre und bilineare

Druck-Zeit-Verläufe .....................28

Abbildung 29: Schadensstufen,

Zusammenfassung

verschiedener Quellen ................32

Abbildung 30: Gewölbequerschnitt (10,5T) .......37

Abbildung 31: Gewölbequerschnitt (10,5T mit

Pannenbucht) .............................37

Abbildung 32: Schildquerschnitt (26t) ................37

Abbildung 33: Kastenquerschnitt (26t) ..............38

Abbildung 34: Kastenquerschnitt (10,5T mit

Pannenbucht) .............................38

Abbildung 35: Kastenquerschnitt (10,5T) ..........38

Abbildung 36: Temperatur-Zeit-Kurve für das

Initialereignis TB01

Kontinuierlicher Lachenbrad .......39



Initialereignis TB02 Spontaner

Lachenbrand .............................. 39


Initialereignis TB03

Freistrahlbrand ........................... 40

Abbildung 39: FE - Berechnungsmodell für

Tunnelschale und Gebirge ......... 41

Abbildung 40: Temperatur-Zeit-Kurven für

verschiedene Tiefen................... 42

Abbildung 41: Temperatur-Ort-Kurven für die

Zeitpunkte t=2000s und

t=6000s ...................................... 42

Abbildung 42: Temperaturverteilung zum

Zeitpunkt t = 2000s ................... 43

Abbildung 43: Temperaturverteilung zum

Zeitpunkt t = 12000s ................. 43

Abbildung 44: Regelquerschnitt mit

Zwischendecke .......................... 44

Abbildung 45: Temperatur-Zeit-Kurven für

Brandberechnungen .................. 45

Abbildung 46: Brandlastfall Kastenquerschnitt 45

Abbildung 47: Momentenverlauf am Beginn

der Brandeinwirkung .................. 45

Abbildung 48: Umgelagerter Momentenverlauf

während der Brandeinwirkung ... 46

Abbildung 49: Querschnittsausnutzung KQ 1

bei TZK 2 und nach 120

Minuten ...................................... 46

Abbildung 50: Querschnittsausnutzung KQ

1bei TZK 3 und nach 150

Minuten ...................................... 46

Abbildung 51: Querschnittsausnutzung KQ 1

bei TZK 6 und nach 120

Minuten ...................................... 47

Abbildung 52: Querschnittsausnutzung für

Gewölbequerschnitt im

Lockergestein bei TZK 3 nach

150 Minuten ............................... 47

Abbildung 53: Querschnittsausnutzung für

Gewölbequerschnitt im

Lockergestein bei TZK 3 nach

150 Minuten ............................... 48

Abbildung 54: Thermische Materialwerte von

Beton (oben) und Betonstahl

(unten) ........................................ 48

Abbildung 55: Thermische Dehnungen von

Beton (oben) und Betonstahl

(unten) ........................................ 49

Abbildung 56: Rechenwerte der

Spannung/Dehnungs-

Beziehung für Beton (oben)

und Betonstahl (unten) ............... 49

Abbildung 57: Temperaturprofile im

Betonquerschnitt ......................... 49

Abbildung 58: Temperaturverlauf in

unterschiedlichen Bauteiltiefen,

Versuchskörper T2,

Thermoleiter 2 ............................ 49

Abbildung 59: Entwicklung der

Radialverformung über der

Branddauer in Abhängigkeit

vom Bettungsmodul Es ............... 50

Abbildung 60: Entwicklung der Normalkraft

NT(t) über der Branddauer in

Abhängigkeit vom

Bettungsmodul Es ...................... 50

Abbildung 61: Entwicklung des Momentes

MT(t) über der Branddauer in

Abhängigkeit vom

Bettungsmodul Es ...................... 50

Abbildung 62: Momentenverlauf zum

Zeitpunkt t = 0 min ...................... 51


Zeitpunkt t = 60 min .................... 51


Zeitpunkt t = 120 min .................. 51


Zeitpunkt t = 210 min .................. 51

Abbildung 66: Bemessungsdiagramm für M/N

Kombinationen mit Ergebnissen

aus Brandberechnung ................ 52

Abbildung 67: Querschnitt Einschwimm-

/Absenktunnel (E/A-Tunnel) ....... 55

Abbildung 68: Transienter Innendruck und

bilinearer Ersatzdruck-

Zeitverlauf ................................... 56

Abbildung 69: Variation der Einflussparameter

im für Tunnelstrukturen mit

Rechteckquerschnitt üblichen

Wertespektrum ........................... 57

Abbildung 70: Herleitung des über die

jeweiligen Impulsanteile

gewichteten Ersatzdrucks und

der Ersatzeinwirkdauer ............... 57


Abbildung 71: Funktion zur Ermittlung der

statischen Ersatzlast für

beliebige Eigenschwingzeiten

ω strukturdynamischer

Systeme ..................................... 58

Abbildung 72: Linearisierung der statischen

Ersatzdrücke über einen

Tunnelblock ................................ 58

Abbildung 73: Exemplarische Darstellung der

Lastfaktorsteigerung und

einsetzender Plastifizierungen ... 59

Abbildung 74: Querschnitt des

Berechnungsbeispiels 2 ............. 60

Abbildung 75: Darstellung des FEM-Modells

in Berechnungsbeispiel 2 ........... 62

Abbildung 76: Implementierung der

Schädigung in das FE-Netz ....... 62


7 Tabellenverzeichnis

Tabelle 1: ITA/PIARC-Empfehlungen für

die Tunnelkonstruktion [28] ........ 14

Tabelle 2: ITA/PIARC-Empfehlungen für

Sekundärkonstruktionen [28] ..... 14

Tabelle 3: ITA-Empfehlungen für die

Tunnelkonstruktion [28].............. 14

Tabelle 4: ITA-Empfehlungen für

Sekundärstrukturen [28]............. 14

Tabelle 5: Temperaturzunahme innerhalb

der ersten 5 min bei

Brandkurven ............................... 15

Tabelle 6: Auswertung der thermisch

bedingten Zwangmomente

nach Gl. 3-5 [32] ........................ 18

Tabelle 7: Anforderungen an die

Temperaturfestigkeit der

Lüftungsanlage nach den

RABT [43] .................................. 24

Tabelle 8: Durchmesser von Kugeln mit

einer bestimmten Menge

Sprengstoff ................................. 26

Tabelle 9: Übersicht typische

Bauteilabmessungen ................. 30

Tabelle 10: Definition der Schadensstufen

für das Initialereignis Brand ....... 33

Tabelle 11: Beschreibung des

Initialereignisses TB01

Kontinuierlicher Lachenbrand .... 34



Spontaner Lachenbrand ............ 35



Freistrahlbrand ........................... 36

Tabelle 14: Kombinationsfaktoren

veränderliche Einwirkungen für

Grenzzustand der Tragfähigkeit 44

Tabelle 15: Kombinationsfaktoren

veränderliche Einwirkungen für

Grenzzustand der

Gebrauchsfähigkeit .................... 44

Tabelle 16: Vergleich der

Maximaltemperaturen und

deren Eintrittszeitpunkte im

Betonbauteil ............................... 45

Tabelle 17: Bauteilabmessungen Offene

Bauweise .................................... 56

Tabelle 18: Ausgewählte

Querschnittsabmessungen des

Berechnungsbeispiels ................ 60

Tabelle 19: Materialkennwerte des

Berechnungsbeispiels ................ 60


8 Literaturverzeichnis

[1] Projektbericht „Bauwerksbezogene Objekt-

analyse: Brücken“ zum Verbundprojekt

„Schutz kritischer Brücken und Tunnel im

Zuge von Straßen (SKRIBT)“ für das Bun-

desministerium für Bildung und Forschung

(BMBF), 2012

[2] Projektbericht „Nutzerbezogene Objektana-

lyse“ zum Verbundprojekt „Schutz kritischer

Brücken und Tunnel im Zuge von Straßen

(SKRIBT)“ für das Bundesministerium für

Bildung und Forschung (BMBF), 2012

[3] Projektbericht „Verkehrsbezogene Objekt-

analyse“ zum Verbundprojekt „Schutz kriti-

scher Brücken und Tunnel im Zuge von

Straßen (SKRIBT)“ für das Bundesministeri-

um für Bildung und Forschung (BMBF),

2012

[4] Projektbericht „Analyse Betriebs- und Ein-

satzdienste“ zum Verbundprojekt „Schutz

kritischer Brücken und Tunnel im Zuge von

Straßen (SKRIBT)“ für das Bundesministeri-

um für Bildung und Forschung (BMBF),

2012

[5] Projektbericht „Verfahren zur Identifizierung

kritischer Bauwerke“ zum Verbundprojekt

„Schutz kritischer Brücken und Tunnel im

Zuge von Straßen (SKRIBT)“ für das Bun-

desministerium für Bildung und Forschung

(BMBF), 2012

[6] Projektbericht „Bedrohungsanalyse“ zum

Verbundprojekt „Schutz kritischer Brücken

und Tunnel im Zuge von Straßen (SKRIBT)“

für das Bundesministerium für Bildung und

Forschung (BMBF), 2012

[7] DIN EN ISO 13943

Brandschutz – Vokabular. Ausgabe 10/2000

[8] Kordina, K., Meyer – Ottens, C. u. Richter,

E.

Beton Brandschutz Handbuch. Verlag Bau + Technik, 2. Auflage, Düsseldorf 1999

[9] Hagen, E.

Der natürliche Brand bei unterschiedlichen Randbedingungen. In: Abschlusskolloquium Bauwerke unter Brandeinwirkung, Sonder-forschungsbereich Brandverhalten von Bau-

teilen, TU Braunschweig, Braunschweig 19. und 20. März 1987

[10] ZTV-ING Teil 5

Zusätzliche Technische Vertragsbedingun-gen und Richtlinien für Ingenieurbauten - Teil 5: Tunnelbau. Bundesanstalt für Stra-ßenwesen

[11] Hosser, D. u. Richter, E.

FE 15.236 R93E „Baulicher Brandschutz in Tunneln“. Abschlussbericht des Institutes für Baustoffe, Massivbau und Brandschutz und der Amtlichen Materialprüfanstalt für das Bauwesen der TU Braunschweig im Auftrag des Bundesministers für Verkehr, Braun-schweig Juni 1994 (unveröffentlicht)

[12] Hosser, D.; Richter, E. u. Paliga, K.

Erfahrungen mit Bränden in Tunneln und Konsequenzen für den baulichen Brand-schutz. In: Festschrift zum 60. Geburtstag von Györgi Ivanyi, Reihe Betonbau in For-schung und Praxis, Verlag Bau und Technik, Düsseldorf 1999

[13] Kordina, K.

Baulicher Brandschutz in Straßen- und U-Bahn-Tunneln. Bauingenieur 56 (1981), S. 189 – 191

[14] Röder, K.

Brandschutzanforderungen an Straßentun-nel. In: Vorträge der STUVA-Tagung „Unter-irdisches Bauen – Gegenwart und Zukunft“ 1981 in Berlin, Studiengesellschaft für unter-irdische Verkehrsanlagen e.V., Forschung + Praxis 27, Alba Verlag, Düsseldorf 1982

[15] Kordina, K. u. Meyer – Ottens, C.

Beton-Brandschutz-Handbuch. Beton-Verlag, 1. Auflage, Düsseldorf 1981

[16] RABT

Richtlinien für die Ausstattung und den Be-trieb von Straßentunneln. Forschungsgesell-schaft für das Straßen- und Verkehrswesen e.V. (FGSV 339), FGSV-Verlag, Ausgabe 1985

[17] SIA 197-2

Projektierung Tunnel - Strassentunnel. Ausgabe 2004

[18] Richtlinie des Eisenbahnbundesamtes


Richtlinie „Anforderungen des Brand- und Katastrophenschutzes an den Bau und Be-trieb von Eisenbahntunneln“, Bonn 01.07.1997 mit Ergänzungen bis 01.11.2001, Download: www.eisenbahnbundesamt.de

[19] ÖVBB (Hrsg.)

Sachstandsbericht Brandeinwirkungen – Straße, Eisenbahn, U-Bahn. Österreichische Vereinigung für Beton- und Bautechnik (ÖVBB), Ausgabe Juli 2005

[20] VDV (Hrsg.)

Brandschutz in Fahrzeugen und Tunneln des ÖPNV. Verband Deutscher Verkehrsun-ternehmen (VDV), Alba Fachverlag GmbH + Co. KG, Düsseldorf 2005

[21] DIN EN 13501-2

Klassifizierung von Bauprodukten und Bau-arten zu ihrem Brandverhalten - Teil 2: Klas-sifizierung mit den Ergebnissen aus den Feuerwiderstandsprüfungen, mit Ausnahme von Lüftungsanlage. Ausgabe 01/2008

[22] Lönnermark; A.

On the characteristics of fires in tunnels. Doctoral Thesis, Dept. of Fire Safety Engi-neering, Lund Institute of Technology, Lund University, Lund 2005, download: www.sp.se

[23] DIN EN 1991-1-2

Eurocode 1 - Einwirkungen auf Tragwerke - Teil 1-2: Allgemeine Einwirkungen; Brand-einwirkungen auf Tragwerke. Ausgabe 09/2003

[24] Larsson, K.

Fires in tunnels and their effect on rock – a review. Research report, Lulea University of Technology, 2006-10

[25] Marik, L. u. Horejsi, J.

Detailed design for the final lining of the Libouchec Tunnel. In: Tunnel (Mag. of the Czech Tunnelling Com. & Slovak Tunnelling Ass.) 1/2006, p. 78 – 85

[26] ISO 834

Fire-resistance tests – Elements of building construction – Part 1: General requirements. First edition 1999-09-15

[27] UIC-Kodex 779-9-E

Sicherheit in Eisenbahntunneln. Internatio-naler Eisenbahnverband, 1. Ausgabe Au-gust 2003

[28] Russell, H.

Guidelines for fire resistance in road tunnels. Tunnels & Tunnelling International, July 2005, p. 20 – 21

[29] ZTV-ING Teil 5 Abschnitt 1

Zusätzliche Technische Vertragsbedingun-gen und Richtlinien für Ingenieurbauten - Teil 5: Tunnelbau Abschnitt 1: Geschlossene Bauweise. Bundesanstalt für Straßenwesen, Stand 12/2007


Zusätzliche Technische Vertragsbedingun-gen und Richtlinien für Ingenieurbauten - Teil 5: Tunnelbau Abschnitt 2: Offene Bau-weise. Bundesanstalt für Straßenwesen, Stand 12/2007

[31] DIN-FB 101

DIN-Fachbericht 101 „Einwirkungen auf Brü-cken“. Deutsches Institut für Normung e.V. Beuth Verlag GmbH, 2. Auflage 2003


Zusätzliche Technische Vertragsbedingun-gen und Richtlinien für Ingenieurbauten - Teil 5: Tunnelbau Abschnitt 4: Betriebstech-nische Ausstattung. Bundesanstalt für Stra-ßenwesen, Stand 12/2007

[33] Hosser, D. u. Richter, E.

FE 15.263 R95E „Baulicher Brandschutz für Tunnel in offener Bauweise“. Abschlussbe-richt des Institutes für Baustoffe, Massivbau und Brandschutz und der Amtlichen Materi-alprüfanstalt für das Bauwesen der TU Braunschweig im Auftrag des Bundesminis-ters für Verkehr, Braunschweig März 1998 (unveröffentlicht)


Zusätzliche Technische Vertragsbedingun-gen und Richtlinien für Ingenieurbauten - Teil 5: Tunnelbau Abschnitt 3: Maschinelle Schildvortriebsverfahren. Bundesanstalt für Straßenwesen, Stand 12/2007

[35] Hosser, D.; Richter, E. u. Schnetgöke, R.

FE 15.365/2002/ERB „Bauliche Brand-schutzanforderungen an einschalige Tübbingkonstruktionen“. Abschlussbericht des Institutes für Baustoffe, Massivbau und Brandschutz und der Materialprüfanstalt für


das Bauwesen der TU Braunschweig im Auftrag der Bundesanstalt für Straßenwe-sen. Braunschweig September 2004 (unver-öffentlicht)

[36] DIN V ENV 1992-1-2

Eurocode 2: Planung von Stahlbeton- und Spann-betontragwerken - Teil 1-2: Allgemei-ne Regeln - Tragwerksbemessung für den Brandfall. Ausgabe 05/1997

[37] Kaundinya, I.

Kunststofffaserbeton zur Verbesserung des baulichen Brandschutzes von Straßentun-neln. Bundesanstalt für Straßenwesen, AP-Bericht 2306002, Februar 2008 (unveröffent-licht)

[38] RiZ-ING

Richtzeichnungen für Ingenieurbauten. Bun-desanstalt für Straßenwesen

[39] DIN EN 13501-1

Brandverhalten von Baustoffen und Bautei-len Klassifizierung von Bauprodukten und Bauarten zu ihrem Brandverhalten - Teil 1: Klassifizierung mit den Ergebnissen aus den Prüfungen zum Brandverhalten von Baupro-dukten. Ausgabe 05/2007

[40] DIN V 18197

Abdichten von Fugen in Beton mit Fugen-bändern. Ausgabe 10/2005

[41] Dorgarten, H.-W.; Dahl, J.; Schaab, A.

Brandresistente Tunnelkonstruktionen: Er-gebnisse von Brandversuchen und Anwen-dungskriterien. In: Vorträge der STUVA-Tagung „Tunnel – Lebensadern der mobilen Gesellschaft“ 2003 in Dortmund, Studienge-sellschaft für unterirdische Verkehrsanlagen e.V., Forschung + Praxis 40, Bauverlag BV GmbH, Gütersloh 2003

[42] Sistenich, C. u. Decker, W.

Erarbeitung einheitlicher Vorgaben für Türen und Tore in Notausgängen und Querschlä-gen von Straßentunneln, Bundesanstalt für Straßenwesen, AP-Bericht 04 231/B 3, De-zember 2005 (unveröffentlicht)

[43] RABT

Richtlinien für die Ausstattung und den Be-trieb von Straßentunneln. Forschungsgesell-schaft für das Straßen- und Verkehrswesen e.V. (FGSV 339), FGSV-Verlag, Ausgabe 2006

[44] DIN EN 13501-2/A1

Klassifizierung von Bauprodukten und Bau-arten zu ihrem Brandverhalten - Teil 2: Klas-sifizierung mit den Ergebnissen aus den Feuerwiderstandsprüfungen, mit Ausnahme von Lüftungsanlagen. Ausgabe 11/2007

[45] Lönnermark, A. u. Ingason, H.

Fire spread and flame length in large-scale tunnel fires. Fire Technology (42) 2006, p. 283 – 302

[46] Lönnermark, A.

Large-scale fire tests in the Runahamar Tunnel. International Symposium on Cata-strophic Tunnelfires, Boras 20 – 21st No-vember 2003

[47] Bundesministerium für Bauten und Technik

Brandversuche in einem Tunnel. Schriften-reihe „Straßenforschung“, Heft 50 Teil 1 und 2, Wien 1976

[48] Richtlinien für die Anlage von Autobahnen

(RAA), Ausgabe 2008, Forschungsgesell-

schaft für Straßen- und Verkehrswesen

(FGSV)

[49] Blosfeld, J.

Brandkurven für den baulichen Brandschutz von Straßentunneln. Berichte der Bundes-anstalt für Straßenwesen, Reihe Brücken- und Ingenieurbau, Heft B 67, 2009

[50] Schmid, K.

FE 15.428/2006/ERB „Traglastuntersuchun-gen für Straßentunnel unter Einwirkungen verschiedener Brandkurven“. Vorabsendung vom 19.11.2007 zum Schlussbericht im Auf-trag der Bundesanstalt für Straßenwesen (unveröffentlicht)

[51] CEB, Bulletin d’information No. 208, Fire

Design of Concrete Structures, Comité Euro-

International du Béton, Lausanne 1991

[52] Richter, E.

Heißgasentwicklung bei Tunnelbränden mit Straßen- und Schienenfahrzeugen – Ver-gleich gemessener und in Vorschriften ent-haltener Temperatur-Zeit-Verläufe. In: Vor-träge der STUVA-Tagung 1993 in Hamburg, Forschung + Praxis 35, Alba – Verlag


[53] Projektbericht „Wirksamkeitsanalyse von

Maßnahmen zum Bauwerksschutz: Tunnel“

zum Verbundprojekt „Schutz kritischer Brü-

cken und Tunnel im Zuge von Straßen




Maßnahmen zum Bauwerksschutz: Brü-

cken“ zum Verbundprojekt „Schutz kritischer

Brücken und Tunnel im Zuge von Straßen




Maßnahmen zum Nutzerschutz“ zum Ver-

bundprojekt „Schutz kritischer Brücken und

Tunnel im Zuge von Straßen (SKRIBT)“ für

das Bundesministerium für Bildung und For-

schung (BMBF), 2012

[56] Projektbericht „Wirksamkeits-Kosten-

Analyse von Maßnahmen“ zum Verbundpro-

jekt „Schutz kritischer Brücken und Tunnel

im Zuge von Straßen (SKRIBT)“ für das

Bundesministerium für Bildung und For-

schung (BMBF), 2012

[57] Projektbericht „Maßnahmenanalyse“ zum

Verbundprojekt „Schutz kritischer Brücken

und Tunnel im Zuge von Straßen (SKRIBT)“

für das Bundesministerium für Bildung und

Forschung (BMBF), 2012

[58] DIN 1076

Ingenieurbauwerke im Zuge von Straßen

und Wegen – Überwachung und Prüfung.

Ausgabe 11/1999

[59] PIARC 05.05.B

Fire and smoke control in road tunnels. PIARC Commitee on road tunnels, working group No.6, 1999

[60] EFNARC

Specification and guidelines for testing of passive fire protection for concrete tunnels linings. March 2006, www.efnarc.org

[61] Richtlinien TSI

Technische Spezifikationen für die Interoprabilität des Teilsystem „Infrastruktur“ des transeuropäischen Hochgeschwindig-keitsbahnsystems gem. Artikel 6 Absatz 1 der Richtlinie 96/48/EG

[62] RVS 09.01.45

Baulicher Brandschutz in Straßenverkehrs-bauten. Österreichische Forschungsgesell-schaft Straße Schiene Verkehr, Ausgabe 1. September 2006

[63] ÖVBB (Hrsg.)

Erhöhter Brandschutz mit Beton für unterir-dische Verkehrsbauwerke. Österreichische Vereinigung für Beton- und Bautechnik (ÖVBB), Ausgabe 2005

[64] ÖVBB (Hrsg.)

Richtlinie Faserbeton. Österreichische Ver-einigung für Beton- und Bautechnik (ÖVBB), Ausgabe März 2002

[65] ÖVBB (Hrsg.)

Richtlinie Innenschalenbeton. Österreichi-sche Vereinigung für Beton- und Bautechnik (ÖVBB), Ausgabe Oktober 2003

[66] RVS 09.01.23

Bauliche Gestaltung - Innenausbau. Öster-reichische Forschungsgesellschaft Straße Schiene Verkehr, Ausgabe September 2001

[67] Kommission für Sicherheitsmaßnahmen in

Straßentunneln

Schlussbericht der Versuche im Ofenegg – Tunnel vom 17.5. – 31.5.1965

[68] Studiengesellschaft Stahlanwendung e.V.

(Hrsg.)

EUREKA-PROJECT EU 499: FIRETUN - Fires in Transport Tunnels - Report on Full-scale Tests. Verlags und Vertriebsgesell-schaft mbH, Düsseldorf 1995

[69] Steinauer, B.; Mayer, G. u. Kündig, P.

FE 03.375/2004/FGB „Brandversuche in Straßen-tunneln – Vereinheitlichung der Durchführung und Auswertung“. Abschluss-bericht des Institutes für Straßenwesen der RWTH Aachen und des Ingenieurbüros Kündig im Auftrag des Bundesministeriums für Verkehr, Bau und Stadtentwicklung, Aa-chen/Zürich Januar 2007, Veröffentlichung im BASt-Bericht B 57, www.bast.de

[70] Danziger, N. H. u. Luchian, S. F.

Memorial Fire Test. In: North American Tun-neling, June 1993, p. 75 – 77

[71] Ingason, H. u. Lönnermark, A.

Recent achievements regarding measuring of time-heat and time-temperature develop-ment in tunnels. Safe & Reliable Tunnels, 1st International Symposium Prague 2004


[72] Lemaire, T. u. Kenyon, Y.

Large scale fire tests in the Second Benelux Tun-nel. Fire Technology (42) 2006, p. 329-350

[73] Directorate-General for Public Works and

Water

Steunpunt Tunnelveiligheid Project “Safety Test” Report on fire tests. August 2002, download: www.tunnelsafety.nl


Project description and planning of large-scale tests in Runehamar tunnel. Summary of large Scale fire tests in the Runehamar Tunnel in Norway, conducted in association with the UPTUN Research Program, Sep-tember 2003


Large-scale fire tests in the Runehamar Tunnel – Heat release rate (HRR). Summary of large scale fire tests in the Runehamar Tunnel in Norway, conducted in association with the UPTUN Research Program, Sep-tember 2003

[76] Octavian, A. u. Wu, X.

Runehamar Tunnel fire test – UPTUN fire protection. International Symposium on Cat-astrophic Tunnelfires, Boras 20 – 21st No-vember 2003

[77] Opstad, K. u. Wighus, R.

Fire suppression systems for road tunnels (UP-TUN). SINTEF Norwegian Fire Re-search Laboratory (NBL), International Sym-posium on Catastrophic Tunnelfires, Boras 20 – 21st November 2003

[78] Brekelmanns, J. W.P.M. u. van Goodz-

waard, D.

Runehamar tests as part of the UPTUN-project. International Symposium on Cata-strophic Tunnelfires, Boras 20 – 21st No-vember 2003


Large-scale fire tests in the Runehamar tun-nel – Gas temperature and radiation. Sum-mary of large scale fire tests in the Runehamar Tunnel in Norway, conducted in association with the UPTUN Research Pro-gram, September 2003

[80] Lemaire, T.

Runehamar tunnel fire tests: radiation, fire spread and back layering. Summary of large scale fire tests in the Runehamar Tunnel in Norway, con-ducted in association with the UPTUN Research Program, September 2003

[81] Carvel, A. u. Beard, C. (Hrsg.)

The handbook of tunnel fire safety. Thomas Telford Ltd., London 2005

[82] Mundwiler

Untersuchungsbericht zum Brand im Viamala-Tunnel 2006. Vortrag auf dem Se-minar “S0210 – Sicherheit in Tunnelanla-gen” bei der DMT GmbH, Dortmund 18. – 19. September 2007

[83] N.N.

Nine dead in Swiss road tunnel collision. Tunnels & Tunnelling International, October 2006

[84] Lönnermark, A. u. Ingason, H.

Gas temperatures in heavy goods vehicle fires in tunnels. Fire Safety Journal 40 (2005), p. 506 – 527

[85] Lacroix, D.; Casale, E.; Cwiklinski, C. u.

Thiboud, A.

Full size testing of drainage systems for burning liquids in road tunnels. In: Vorträge der STUVA-Tagung 1995, Forschung + Pra-xis 36, Alba – Verlag

[86] Schmid, K.

FE 15.428/2006/ERB „Traglastuntersuchun-gen für Straßentunnel unter Einwirkungen verschiedener Brandkurven“. Vorabsendung vom 21.11.2007 zum Schlussbericht im Auf-trag der Bundesanstalt für Straßenwesen (unveröffentlicht)

[87] Kordina, K.

Brandschäden und Entrauchungsprobleme bei langen Tunnelanlagen. Bauingenieur (73) 1998, S. 222 – 226

[88] Ono, K. u. Otsuka, T.

Fire design requirement for various tunnel. Key-Lecture 32nd ITA-World Tunnel Con-gress, Seoul 25th April 2006, Download: www.ita-aites.org

[89] Bundesminister für Verkehr - Abteilung

Straßenbau

Schäden an Brücken und anderen Ingeni-eurbau-werken – Ursachen und Erkenntnis-


se, Dokumentation 1982. Aufgestellt: Bund/Länderfachausschuß Brücken- und Ingenieurbau, Verkehrsblatt – Verlag

Verbundprojekt SKRIBT Schutz kritischer Brücken und Tunnel...

Documents

Transcript of Verbundprojekt SKRIBT Schutz kritischer Brücken und Tunnel...