Veröffentlichungen des Grundbauinstitutes der Technischen Universität Berlin
Heft Nr. 57, Berlin 2011, S. xx-xx
Vortrag zum 7. Hans Lorenz Symposium am 6.10.2011
Sydney, Hafenerweiterung Port Botany
Wirtschaftliche Lösungen für höchste geotechnische Anforderun-
gen
Dr.-Ing. Roberto Cudmani
Smoltczyk & Partner GmbH
Dipl.-Ing. Roland Jörger
Dipl.-Geol. Kolja Wolski
Bilfinger Berger Ingenieurbau GmbH
Zusammenfassung
Der Bau der Hafenerweiterung Port Botany in Sydney wurde als sogenannter Design & Build Auftrag
ausgeführt. Das Bauvorhaben beinhaltet im Wesentlichen die Errichtung eines 1850 m langen L-
förmigen Schiffanlegeplatzes, die Auffüllung und Verdichtung der Containerterminalfläche (63 ha,
7,8 Mio m³, 180.000 to Steinschüttung) sowie die Herstellung verschiedener Bauwerke und Hafenein-
richtungen. Die Kaimauer mit einer Höhe von ca. 20,0 m besteht aus 200 Stahlbetonfertigteilen, die
auf dem Meeresgrund in einer Wassertiefe von 16,0 m auf unter Wasser ausgetauschtem und rüttel-
druckverdichtetem Boden gegründet werden.
Den umfangreichen und teilweise sehr anspruchsvollen geotechnischen Maßnahmen im Zusammen-
hang mit der Gründung der Kaimauer, der Verdichtung der Auffüllung des Containerliegeplatzes und
dem Bau von Transportwegen auf torfigem Untergrund standen ungewöhnlich hohe Standsicherheits-
anforderungen und strenge Qualitätskontrollen gegenüber. So sind für die Kaimauer der Grundbruch-
nachweis mit einer globalen Sicherheit von η=3 zu erbringen und Wandverschiebungskriterien von
wenigen Zentimetern nach 10, 20 und 50 Jahren der Inbetriebnahme unter Berücksichtigung eines
1000 jährigen Erdbebenereignisses einzuhalten. Neben den technischen Herausforderungen stellten ein
sehr knapper Zeitplan und ein vertraglich vereinbartes, fixes Budget höchste Anforderungen an die
Wirtschaftlichkeit der geotechnischen Lösungen.
2 R. Cudmani, R. Jörger, K. Wolski
Der Beitrag beschreibt die Planung und Ausführung ausgewählter geotechnischer Maßnahmen, der
implementierten Qualitätssicherungskontrollen und des zwischen den Projektbeteiligten abgestimmten
Umgangs mit dem „unvermeidbaren Restrisiko“.
1 Vorstellung der Baumaßnahme
Im Rahmen des Bauvorhabens „Erweiterung des Hafens Botany Bay“ (Port Botany Expansion, PBE)
wird ein neuer Containerhafen im nordwestlichen Bereich der Botany Bay, ca. 12 km südlich von
Sydney CBD (Central Business District), gebaut (Bild 1). Der neue Containerhafen grenzt an die exis-
tierenden Brotherson Docks und St. Patricks Container-Terminal und die 2. Start- und Landebahn des
Flughafens. Die geplante Bauzeit beträgt 38 Monate. Bauzeitbeginn war im Januar 2008.
Bild 1: Lage des Bauvorhabens „Port Botany Expansion“
Das Projekt wurde 2007 von Sydney Ports an das Baulderstone Pty Ltd - Jan De Nul - Konsortium
vergeben. Die Vertragssumme beläuft sich auf ca. AUD 600 Mio. und beinhaltet die Errichtung eines
L-förmigen Schiffanlegeplatzes, die Auffüllung und Verdichtung der Containerterminalfläche (7,8
Mio m³, 180.000 to Steinschüttung, 63 ha Fläche) sowie die Herstellung verschiedener Bauwerken
und Hafeneinrichtungen (Neuer Bootsanleger für private Sportboote, Ausbau Zufahrtstraße, Brücke
für Zufahrtstraße, Fußgängerbrücke und Erweiterung Straßen-Schienenkorridor zum Terminal, siehe
Bild 2). Bild 3 zeigt das Baufeld nach Abschluss der vorbereitenden Arbeiten. Die Kaimauer mit einer
Länge von 1850 m besteht aus 200 Stahlbetonfertigteilen.
Baulderstone Pty Ltd. als ehemalige Beteiligungsgesellschaft der Bilfinger Berger SE hat die techni-
sche Federführung und führt die Offshore- und Erdarbeiten sowie die Herstellung und Verlegung der
200 Kaielemente selbst aus.
Sydney – Hafenerweiterung Port Botany 3
Bild 2:Hauptbestandteile des Bauvorhabens „Port Botany Expansion“
Bild 3: Luftbild Port Botany Expansion Project nach Abschluss der “Early works”. Im Vordergrund
ist das existierende Container-Terminal zu sehen. Links befindet sich das Betonfertigteilwerk.
Der ARGE-Partner Jan De Nul führt alle Dredgingarbeiten aus, wobei Cutter Suction und Split Hop-
per Bargen zum Einsatz kommen, um die Containerstellfläche aufzufüllen und eine Sandhalde herzu-
stellen, von der später die Kaielemente mit Raupen hinterfüllt werden. Die Ausführung der Bodenver-
West Berm
Brotherson Docks quay wall
4 R. Cudmani, R. Jörger, K. Wolski
dichtungsarbeiten wurde Nachunternehmern übertragen. Hierbei kommen die Dynamische Intensiv-
verdichtung (DC), Rütteldruckverdichtung und Vibrationsverdichtung mit Impact-Roller zum Einsatz.
2 Geologische und geotechnische Situation
Sydney liegt geologisch innerhalb des sog. Sydney-Gunnedah-Bowen-Beckens, einer während der
Trias mit Süßwasser gefüllten Senkungszone, in der sich die Verwitterungsprodukte aus dem angren-
zenden kristallinen Gebirge ansammelten. Diese wurden diagenetisch verfestigt und stehen heute als
sog. „Hawkesbury Sandstone“ an der Oberfläche an. Im Projektgebiet lagern Verwitterungsprodukte
dieses Sandsteins als fluviatile, quartäre Sedimente darüber. Eine umfangreiche Erkundung bestehend
aus Feld- und Laborversuchen wurde durchgeführt, um die lokalen topographischen, hydrologischen,
geologischen und geotechnischen Bedingungen zu erkunden. Der Hawkesbury Sandstein wird von
einer dünnen residualen Bodenschicht, drei pleistozänen Bodenschichten und einer holozänen Boden-
schicht überlagert. Im Bereich des Baufeldes befindet sich eine anthropogene Vertiefung des Meeres-
bodens mit einer Grundfläche von ca. 1000 m x 250 m und einer Tiefe von ca. 20 m, die durch das
Ausbaggern des Sandes für die Landgewinnung für die neue Landebahn des Flughafens Mitte der 90er
Jahre entstanden ist.
Die Baugrundschichtung im Projektgebiet wird in 6 „Units“ gegliedert:
Unit 6: Hawkesbury Sandstone, unverwittert, triassischer Quarzsandstein mit deutlichem Lagenbau
und wechselndem Feinkornanteil, teilweise mit Tonlagen. Durch den hohen Eisenanteil ist das
Gestein gelblich bis tiefrot gefärbt.
Unit 5 (wenn vorhanden): Hawkesbury Sandstone, verwittert, wie Unit 6 jedoch ausgebleicht, mürbe,
teilweise als Sand vorliegend.
Unit 4: Fester, mittel- bis ausgeprägt plastischer, teilweise stark geklüfteter Ton (Fell 2006).
Unit 3: Steife, mittel- bis ausgeprägte plastische Tone, dunkelgrau bis schwarz mit organischem An-
teil
Unit 2: Dichter bis sehr dichter, feinkörniger Quarzsand, teilweise mit Linsen und Lagen aus steifem
Ton und Torf.
Unit 1: Lockerer, feinkörniger Quarzsand, wechsellagernd mit weichen bis breiigen, stark organi-
schen, Ton- und Torflagen.
Sydney – Hafenerweiterung Port Botany
Bild 4: Lage der Baugrundschnitte
Bild 5: Schnitte A-A und B-B
Das geologische Baugrundmodell wird exemplarisch für die Schnitte A
Richtung und den Schnitt C-C in Ost
erkennt man die o.g. Ausbaggerungszone sowie einen Paläokanal, der
des Felshorizonts führte.
Hafenerweiterung Port Botany
Lage der Baugrundschnitte
Das geologische Baugrundmodell wird exemplarisch für die Schnitte A-A und B
C in Ost-West-Richtung in Bild 4, 5 und 6 dargestellt. In den Schnitten
erkennt man die o.g. Ausbaggerungszone sowie einen Paläokanal, der zu einer deutlichen Vertiefung
5
A und B-B in Nord-Süd-
dargestellt. In den Schnitten
zu einer deutlichen Vertiefung
6
Bild 6: Schnitt C-C
Bild 7: Plastizitätsdiagramm (links) und aus triaxialer Kompression ermittelte Scherparametern für
die Units 3 und 4
Bild 7 zeigt die Ergebnisse von
Bodenproben der Units 3 und 4. Nach Vorgabe des Auftraggebers
untere Grenze der abgeleiteten dränierten Scherparameter
Eigenschaften in den natürlichen
des undränierten Bodens cu liegt über 100
gebend. Bild 8 zeigt eine typische Drucksondierung im Bereich der Kaimauer mit der Unterteilung der
Units 1 bis 4. Die Units 1 und 2 und die Grenze zwischen 2 und 3 sind im
R. Cudmani, R. Jörger, K. Wolski
Plastizitätsdiagramm (links) und aus triaxialer Kompression ermittelte Scherparametern für
Ergebnisse von Index- und undränierten Triaxialkompressionsversuchen mit
nits 3 und 4. Nach Vorgabe des Auftraggebers ist für das geotechnische
untere Grenze der abgeleiteten dränierten Scherparameter anzusetzen, die durch
Eigenschaften in den natürlichen Scherfugen/Diskontinuitäten bestimmt wird.
liegt über 100 kPa und ist für die Standsicherheit der Kaimauer nicht ma
zeigt eine typische Drucksondierung im Bereich der Kaimauer mit der Unterteilung der
Units 1 bis 4. Die Units 1 und 2 und die Grenze zwischen 2 und 3 sind im Drucksondierungsdiagramm
R. Cudmani, R. Jörger, K. Wolski
Plastizitätsdiagramm (links) und aus triaxialer Kompression ermittelte Scherparametern für
undränierten Triaxialkompressionsversuchen mit tonigen
geotechnische Design die
durch die mechanischen
Der Scherwiderstand
und ist für die Standsicherheit der Kaimauer nicht maß-
zeigt eine typische Drucksondierung im Bereich der Kaimauer mit der Unterteilung der
Drucksondierungsdiagramm
Sydney – Hafenerweiterung Port Botany
deutlich zu erkennen. Im Gegensatz dazu sind die Tone der Units 3 und 4 durch eine leichte Zunahme
des Spitzenwiderstands nur schwer voneinander zu unterscheiden.
Bild 8: Typisches Drucksondierungsprofil
3 Herstellung und Gründung der Kaimauer
Terminals
Bild 9 stellt einen Schnitt der herzustellenden Kaimauer
Kaimauer bei einer Flachgründung auf dem gewachsenen Boden ist wegen der relativ niedrigen
nierten Scherfestigkeit der bindigen Bodenschichten der
gründung der Kaimauer dennoch zu ermöglichen,
tragfähigen Boden zur Ausführung
Hafenerweiterung Port Botany
deutlich zu erkennen. Im Gegensatz dazu sind die Tone der Units 3 und 4 durch eine leichte Zunahme
schwer voneinander zu unterscheiden.
Typisches Drucksondierungsprofil
Herstellung und Gründung der Kaimauer und des Container
Schnitt der herzustellenden Kaimauer schematisch dar. Die Standsicherheit der
imauer bei einer Flachgründung auf dem gewachsenen Boden ist wegen der relativ niedrigen
Scherfestigkeit der bindigen Bodenschichten der Units 3 und 4 nicht gegeben. Um eine Flac
gründung der Kaimauer dennoch zu ermöglichen, kam ein Austausch dieser Schichten durch einen
r Ausführung. Ein ähnlicher Bodenaustausch wurde für die Gründung der Ka
7
deutlich zu erkennen. Im Gegensatz dazu sind die Tone der Units 3 und 4 durch eine leichte Zunahme
und des Container-
dar. Die Standsicherheit der
imauer bei einer Flachgründung auf dem gewachsenen Boden ist wegen der relativ niedrigen drä-
s 3 und 4 nicht gegeben. Um eine Flach-
eser Schichten durch einen
für die Gründung der Kai-
8 R. Cudmani, R. Jörger, K. Wolski
mauer der Brotherson Docks, die östlich des neuen Container-Terminals liegt, vor 30 Jahren bereits
ausgeführt wurde und somit lagen hierzu Erfahrungen vor.
Bild 9: Schematischer Schnitt durch die Kaimauer (links), Bodenaustausch für die Flachgründung der
Kaimauer (rechts)
Der Bauablauf für die Herstellung der Kaimauer ist in Bild 10 skizziert (von links nach rechts und
oben nach unten). Zunächst wird ein Bodenaustausch auf einer Länge von 1500 m und einer Breite
von bis zu 75 m durchgeführt. Dazu wird von Jan De Nul mittels Cutter Suction Dredging ein Graben
von 15-18 m Tiefe in den Sanden der Unit 2 und den Tonen der Unit 3 und 4 gefräst. Die Sohle des
Grabens liegt entweder bei -30 mNN oder auf dem Felshorizont. Die Verfüllung erfolgt mit Sand der
Unit 2, der maximale Feinkornanteil war auf 10% zu begrenzen.
Bild 10: Bauablauf zur Herstellung der Kaimauer
Die Verfüllung wird mittels Rütteldruckverdichtung verdichtet. Dabei stellt eine Überschüttung von
ca. 5 m sicher, dass der Boden, der sich später unter der Fundamentsohle befinden soll, unter Auflast
steht und ebenfalls verdichtet wird. Danach wird die Überschüttung entfernt und eine Schotterschicht
auf dem verdichteten Sand aufgebracht. Gleichzeitig beginnt die Produktion der 670 t schweren Be-
Sydney – Hafenerweiterung Port Botany 9
tonelemente im eigens errichteten Fertigteilwerk auf der vorab hergestellten BE-Fläche. Über eine
Baustraße werden die Betonelemente zum temporären Anlegeplatz transportiert, auf eine
Transportbarge verladen und mit Hilfe einer Spezialzentriervorrichtung und durch Taucher exakt auf
dem Schotterbett entlang der Kailinie abgesetzt. Es folgen die Herstellung des Kolkschutzes, die
Hinterfüllung der Wand und die Verdichtung der Hinterfüllung. Ein Streifen von 45 m Breite hinter
der Kaimauer ist mit Rütteldruckverdichtung bis in 25 m Tiefe zu behandeln. Die übrige Fläche wird
mittels dynamischer Intensivverdichtung verdichtet, wofür ein Gewicht von 25 t bei einer Höhe von
23 m zum Einsatz kommt. Anschließend werden der Kopfbalken der Kaimauer, in dem sich die vorde-
re Laufschiene des Kranes befindet und die hintere Laufschiene, die auf Pfählen gegründet ist, herge-
stellt und die Fender montiert.
Bild 11: Mittlere Zielwerte des Drucksondierwiderstands für den Nachweis des Verdichtungserfolgs
im Bereich der Kaimauer und des Container-Terminals (links), exemplarischer Vergleich des
Drucksondierwiderstands vor und nach der Verdichtung mit den Zielwerten (rechts).
Der Erfolg der Verdichtung ist mittels Drucksondierungen nachzuweisen. Die mittleren Werte des
erforderlichen Drucksondierwiderstands und einen exemplarischen Vergleich der Zielvorgabe mit dem
Drucksondierwiderstand vor und nach der Verdichtung für den Grabenbereich zeigt Bild 11.
10 R. Cudmani, R. Jörger, K. Wolski
4 Geotechnische Planung der Kaimauergründung und des Contai-
ner-Terminals
Beim Design der Kaimauer ist eine Lebensdauer der Bauwerke von 100 Jahren zu berücksichtigen.
Neben dem Nachweis der Stabilität müssen Wandverschiebungskriterien für 10, 20 und 50 Jahre ab
Übergabe des Bauwerks eingehalten werden. Die maßgebenden geotechnischen Designanforderungen
für die Kaimauer sind Tabelle 1 zu entnehmen.
Tabelle 1: Maßgebende geotechnische Designanforderungen für die Gründung der Kaimauer
Grenzzustand der Gebrauchstauglichkeit
uv [mm] uh [mm] längenbezogene Diff. Verschiebungen
Kontrollzeit 20 J 50 J 10 J 20 J 20 J max. zulässiger Wert 40 50 30 40 1/1000
Grenzzustand der Tragfähigkeit
Mechanismus des Versagens
Globale Sicherheit η
Geländebruch Kreisförmig 1,5 Geländebruch nicht-kreisförmig 1,4 Grundbruch - 3,0
Für die Untersuchung der Standsicherheit der Kaimauer sind neben den permanenten Einwirkungen
aus Erddruck und Eigengewicht veränderliche Einwirkungen aus Kranbetrieb, Wind, Wellen und Erd-
beben in verschiedenen Lastkombinationen zu berücksichtigen. Die Analyse des Gelände- und Grund-
bruchs wurden mit konventioneller Software der Fa. GEO-SLOPE durchgeführt. Die Untersuchung
der zeitlichen Entwicklung der Wandverschiebungen erfolgte mit der Finiten Element Methode unter
Anwendung des FE-Programms PLAXIS. Zur Abschätzung der zeitlichen Entwicklung der Verfor-
mungen nach Inbetriebnahme der Hafenanlage wurde ein „Pseudo-Kriechgesetz“ verwendet, das mit
Hilfe der Verformungsmessungen der Kaimauer der Brotherson Docks kalibriert wurde. In der Pla-
nung konnte gezeigt werden, dass die Gebrauchstauglichkeitskriterien der Kaimauer erfüllt werden.
Zur Validierung des Designs sind alle Kaimauerelemente mit 2 geodätischen Messpunkten ausgestat-
tet. Alle 150 m befindet sich ein Hauptmessquerschnitt, der mit einem Extensometer, einem
Inklinometer, einem Tiltmeter, 5 Erddruck und einem Porenwasserdruckgeber und
5 Korrosionsmessgeräten ausgestattet ist. Während der Bauzeit wird das Verhalten der gesamten Auf-
füllung der Terminalfläche in einem Raster von 50x50 m mit Setzungsmesspunkten überwacht, jeder
zweite Messpunkt wird zusätzlich als 3D-Messpunkt und mit einem im ehemaligen Meeresboden ver-
ankerten Extensometer ausgeführt. Darüber hinaus wird das neue Terminal mit einem
Monitoringsystem bestehend aus 850 Setzungsmeßpunkten, 113 Extensometern, 12 Inklinometern,
Sydney – Hafenerweiterung Port Botany 11
25 Erddruckmesszellen, Anker-Lastzellen, Grundwasserpegeln, Porendruckgebern und Korrosions-
messgeräten ausgestattet.
5 Planung und Herstellung des Transportweges für die Kaimauer-
elemente
Der Transport der 670 t schweren und 20 m hohen Kaielemente verläuft über 1500 m vom Betonage-
platz zur Anlegestelle. Diese Baustraße ist auf die hohen Transportlasten auszulegen; zudem sollen am
Rande des Transportweges bis zu 121 Elemente zwischengelagert werden. Die Elemente werden mit
sog. SPMTs (selbstfahrende Schwertransporter mit Bodenpressungen bis 1000 kPa) , transportiert. Die
Elemente dürfen sich während der Lagerung nicht verformen (siehe Bild 12); weshalb nur geringe
Differenzsetzungen während der Zwischenlagerung zulässig sind. Zudem könnte ein Einsinken eines
beladenen SPMTs zu Verformungen und dadurch zu Beschädigung des Betonelements führen.
5.1 Designvarianten für den Transportweg
Für die Realisierung des Transportweges wurden in der Planung 4 Alternativen in Betracht gezogen
(Manwarring 2008). In allen 4 Alternativen wurde vorausgesetzt, dass der Untergrund der Transport-
weges aus verdichtetem Sand (Auffüllung des Container-Terminals oder Hinterfüllung der Kaimauer)
besteht. Die betrachteten Alternativen sind:
Alternative 1:
- Geotextil (Trennschicht) auf dem Untergrund
- Tragschicht: 600 mm gebrochener Basalt
- Deckschicht: 200 mm Kies
Alternative 2:
- Tragschicht: 200 mm gebrochener Sandstein + 400 mm gebrochener Basalt
- Deckschicht: 200 mm verdichteter Kies
- Bedingung: Die Schicht aus gebrochenem Sandstein, im Vergleich zu gebrochenem Basalt
preislich günstiger, soll nach der Verdichtung einen Verformungsmodul von 265 MPa auf-
weisen.
Alternative 3:
- Tragschicht: 600 mm gebrochener Beton. Der Verformungsmodul der Betonschicht soll min-
destens 300 MPa betragen.
12 R. Cudmani, R. Jörger, K. Wolski
- Deckschicht: 200 mm Kies
Alternative 4:
- Eine 450 mm dicke Stahlbetonplatte.
Bild 12: Transport und Lagerung der Betonfertigteile
Der Planer bevorzugte Alternative 1. Die Alternativen 2 und 3 sollten durch weitere Berechnungen
und Feldversuche bestätigen werden. Alternative 4 basierte auf der Annahme des Planers, dass eine
Bodenplatte wegen des baustelleneigenen Betonwerks evtl. wirtschaftlicher als eine ungebundene
Tragschicht sein könnte.
Baustelleninterne Überlegungen ergaben, dass ein sicherer Transport auch auf einer ungebundenen
Tragschicht aus 500mm gebrochenem Sandstein gewährleistet werden kann. Der in Sydney allgegen-
wärtige Hawkesbury Sandstone fällt als Deponiegut auf Nachbarbaustellen an und kann sogar gegen
eine Deponiegebühr bezogen werden. Zusätzlich hat dieses Material den Vorteil, dass es am Ende der
Bauzeit nicht abgetragen und entsorgt werden muss, sondern gerissen und mit Sand soweit durch-
mischt werden kann, bis die Eigenschaften den Anforderungen an die Verfüllung der Terminalfläche
entsprechen.
Sydney – Hafenerweiterung Port Botany 13
Da auf anderen Baustellen im Großraum von Sydney Sandstein erfolgreich für Baustraßen eingesetzt
wird, wurde eine Bewertung des Materials für eine solche Alternative in Auftrag gegeben.
Basierend auf den Empfehlungen vom Bureau of Mines, US Department of the Interior „Design of
Surface Mine Haulage Roads – A Manual“ wurde die Eignung des Sandsteins als Tragschicht unter-
sucht und beim folgenden Straßenaufbau als ausreichend erachtet (White 2008):
- Verdichteter Sand als Untergrund mit qc ≥ 10 MPa (CPT)
- Tragschicht aus 200 mm gebrochener Sandstein, Korngröße nach Verdichtung ≤ 100 mm und
Feinkornanteil < 10%, Pointlast-Index Is(50) > 0,3 MPa
− Deckschicht aus 150 mm gebrochenem Beton (Fahrbelag), verdichtet auf 102%
Bild 13: Aufbau der ausgeführten Transportstraße bzw. Lagerfläche
Die mechanischen Eigenschaften des Aufbaumaterials wurden in situ getestet und die Annahmen
konnten bestätigt werden. Der tatsächliche Aufwand für die Instandhaltung des Transportweges war
gering, da dieser sich entgegen aller Erwartungen auf kleinere Reparaturen nach Starkregenereignissen
beschränkte.
6 Verbesserung weicher Bodenschichten im Bereich des Transport-
weges bzw. der Containerstellfläche
Die Baugrunderkundung des Auftraggebers brachte 5 Positionen innerhalb des Projektgebietes zu
Tage, an denen mit besonders ungünstigen geotechnischen Verhältnissen zu rechnen ist. Dabei handelt
es sich um torfige, breiige, sandige, tonige Schluffe und feinkörnige Sedimente aus der städtischen
Regenentwässerung. Während der „Early Works“ wurde unter dem geplanten Transportweg eine Rin-
Fahrbelag:
14 R. Cudmani, R. Jörger, K. Wolski
nenfüllung festgestellt, deren Ausmaß bis zu diesem Zeitpunkt nicht bekannt war. Mit Hilfe von Luft-
bildern und einer Bathymetrie wurde die Ausdehnung der Rinnenfüllung auf 300 m Länge und 50-
140 m Breite geschätzt. Diese liegt innerhalb der Container-Terminalfläche und schneidet den Trans-
portweg zwischen Stationierung MCD0 235 m und 297 m. Die Mächtigkeit der weichen Füllung
konnte bis dahin nicht festgestellt werden.
Da auch die im Jahr 2006 offshore ausgeführten Drucksondierungen des Auftraggebers nicht ausrei-
chend Auskunft über die Mächtigkeit der Linse lieferten, wurden Taucher beauftragt, die Mächtigkeit
der Linse mit Lanzen zu erkunden. Hieraus ergab sich, dass die vom Taucher mit eigener Kraft einge-
drückte Lanze nahezu ohne Widerstand 1,0 bis 1,5m in den Boden hineingedrückt werden konnte, an
einer Stelle drang die Lanze sogar bis auf 2,0 m tief in den Boden ein. Gleichzeitig wurden gestörte
Bodenproben vom Meeresgrund für Laboruntersuchungen genommen.
Bei einem zweiten Tauchereinsatz wurde eine Lanze mit einem 60x60 mm großen Stahlplattenaufsatz
verwendet, die bereits bei 300 mm Tiefe auf Widerstand traf und es wurden dieses Mal auch Stechzy-
linderproben gezogen.
Tabelle 2: Ergebnisse aus den Laboruntersuchungen der Taucheinsätze 1 und 2.
Probe / Gitternum-mer
Feinkornanteil (%) Plastizitätsindex Ip (%)
1. Tauchereinsatz
O8 47 53
R8 55 50
T105 62 47
2. Tauchereinsatz
K10 84 62
I9 46 32
Basierend auf diesen Ergebnissen wurde zum Projektbeginn damit gerechnet, dass nach der Auffül-
lung des Container-Terminals zusätzliche Maßnahmen benötigt werden, um die Linsen aus weichen
Böden zu verbessern.
Nachdem die Fläche des Container-Terminals aufgefüllt war, wurden zur genaueren Erkundung der
Mächtigkeit und der Ermittlung der mechanischen Eigenschaften der Bodenlinse Aufschlussbohrun-
gen mit Entnahme ungestörter Bodenproben und 32 Drucksondierungen, teilweise mit Dissipations-
tests, ausgeführt. Darauf basierend wurde festgestellt, dass die Rinnenfüllung aus einer Wechsellage-
rung aus feinkörnigen Tonlagen und sandigeren Lagen besteht (Bild 14). Dies erklärt auch die sehr
unterschiedlichen Eindringtiefen der Lanzen bei den Tauchereinsätzen. Die untere Grenze des
Sydney – Hafenerweiterung Port Botany 15
Drucksondierwiderstands variiert zwischen 0,5 MPa und 2 MPa. Die Mächtigkeit der Rinnenfüllung
liegt bei 5 m.
.
Bild 14: Schematische Darstellung des Monitoringsystems im geologischen Schnitt (Deckers 2011).
6.1 Baugrundverbesserungsalternativen
Aufgrund der ungünstigen Lage der zu verbessernden weichen Schichten unter dem geplanten Trans-
portweg scheidet einen Bodenaustausch aus Zeitgründen aus. Des Weiteren wäre im Falle eines Bo-
denaustausches ein behördliches Verfahren zur Klärung der Entsorgung der Sedimente aus der Regen-
entwässerung einzuleiten gewesen.
Vom geotechnischen Designer wurden daher folgende Alternativen zur Baugrundverbesserung in Be-
tracht gezogen:
- Rüttelstopfverdichtung (Schottersäulen)
o Option 1: Durchmesser der Säulen 1 m in einem dreieckigem Raster von 2,4 m Ab-
stand
o Option 2: Durchmesser der Säulen 1,3 m in einem dreieckigem Raster mit 3,2 m Ab-
stand
- Zementsäulen mit 0,5 m Durchmesser in einem Dreiecksraster mit 1,8 m Abstand.
16 R. Cudmani, R. Jörger, K. Wolski
- Einbau von Vertikaldrains und anschließende Vorbelastung. Zusätzlich Aufbringen eines Ge-
gengewichtes am Fuß der Böschung, um einem Grundbruch entgegenzuwirken.
Ökonomische Gesichtspunkte, der geringere Platzbedarf beim Einbau und die Kompatibilität mit dem
vorhandenen Bauzeitplan führten schließlich zu der Entscheidung eine Vorbelastung mit Vertikal-
drains auszuführen. Ein weiteres wichtiges Kriterium zur Entscheidung gegen die Rüttelstopfverdich-
tung oder Zementsäulen war der vertraglich zu erbringende Verbesserungsnachweis, der für diese
Formen der Bodenverbesserung nicht definiert war.
6.2 Planung und Ausführung
Um mit dem Transport der Betonfertigteile nicht in Verzug zu geraten, musste für den Bereich der
Transportstraße die Vorbelastung aufgebracht und relativ schnell entfernt werden können. Außerhalb
des Transportweges stand mehr Zeit für die Vorbelastung zur Verfügung. Daher wurde entschieden,
zweigleisig zu verfahren und zunächst nur den Bereich der Transportstraße mittels Vorbelastung mit
Vertikaldrains zu verbessern. Die restliche Fläche von 17.500 m² abseits der Transportstraße wurde
weiter erkundet, um rechnerisch überprüfen zu können, ob die für die Vorbelastung zur Verfügung
stehende Bauzeit ausreicht, um die erwünschte Verbesserung auch ohne Vertikaldrains erreichen zu
können.
Bild 15: Vergleich der gemessenen und berechneten Setzungen über die Zeit
6.2.1 Zone A – Vorbelastung mit Vertikaldrains
Zum Einbau der Vertikaldrains sollte die Transportstraße abwechselnd auf eine Spur verengt werden,
um den Baustellenverkehr aufrecht zu erhalten. Auf der zum Wasser gelegenen Hälfte wurden die
Sydney – Hafenerweiterung Port Botany 17
Vertikaldrains in einem dreieckigen Raster mit einem Rastermaß von 0,75 m bis an die UK der Rin-
nenfüllung eingebaut. In der anderen Hälfte wurde der Rastermaß auf 1 m erhöht. Um die erforderli-
che Setzung von 400 mm in der vorhandenen Zeit vorwegzunehmen, wurde mit Hilfe einer Aufschüt-
tung eine Auflast von 60 kPa aufgebracht. Die Entwicklung der Setzungen wurden mit einem Set-
zungspegel, 2 Extensometern, einem Inklinometer und 2 Oberflächensetzungspunkte überwacht. Ein
Porenwasserdruckgeber wurde in der Mitte der weichen Schicht eingebaut, um den Abbau des Poren-
wasserdrucks zu überwachen und mit dem zeitlichen Ablauf der Konsolidation aus den Setzungsmes-
sungen vergleichen zu können.
Bild 16: Inklinometermessungen im Vergleich mit der Prognose
Sowohl bei den Setzungsmesspunkten als auch bei den Porenwasserdruckgebern zeigte sich, dass die
Konsolidierung der weichen Schicht schneller eintritt als zunächst erwartet. Die Auflast wurde inner-
halb von 6 Tagen aufgebracht und bereits zu diesem Zeitpunkt waren ⅔ der Konsolidierungssetzungen
abgeschlossen. Weitere drei Wochen später waren die Konsolidierungssetzungen abgeklungen. Die
Setzungen am Ende der Konsolidation liegen mit knapp unter 600 mm zwar über den Erwartungen,
aber deutlich unter den festgelegten Alarmwerten. Da die vorbelastete Fläche an der westlichen Berme
angrenzt, waren auch die horizontalen Verschiebungen des Baugrunds von Interesse. Diesbezüglich
18 R. Cudmani, R. Jörger, K. Wolski
zeigte die Auswertung der Inklinometermessungen, dass seitlich der Berme die resultierenden horizon-
talen Verschiebungen der Rinnenfüllung mit einem maximalen Wert von ca. 20 mm relativ gering
sind. Auch trugen die Messungen zur Entwarnung bei, da auf Basis einer gekoppelten FE-Analyse mit
dem FE-Programm PLAXIS eine wesentlich größere horizontale Verschiebung (180 mm) erwartet
wurde (Bild 16). Auch die horizontalen Verschiebungen klingen nach ca. 4 Wochen fast vollständig
ab.
6.2.2 Zone B –Vorbelastung ohne Vertikaldrains
Basierend auf dem Erfolg in Zone A und dem bekannten Baugrundaufbau in Zone B wurde geplant,
die Konsolidierung ausschließlich durch Vorbelastung herbeizuführen. Auf den Einbau von Vertikal-
drains sollte verzichtet werden, dafür wurde die Vorbelastung von 5 m auf 18 m Sand erhöht und die
Liegezeit verlängert. Die Planung sah 6 Monate bei 18 m und weitere 3 Monate bei 12 m Aufschüt-
tungshöhe vor. Aus Sicht des Bauablaufs war diese Liegezeit akzeptabel.
Auch hier wurde ein umfangreiches Monitoringsystem, bestehend aus 14 Setzungsmesspunkten an der
Oberfläche und 6 Setzungspegeln implementiert, um die Verformungsprognose zu validieren und die
Konsolidierungszeit zu ermitteln. Zusätzlich wurden 3 Porenwasserdruckgeber installiert. Ähnlich wie
in Zone A lief die Konsolidierung deutlich schneller ab als rechnerisch abgeschätzt. Ohne Vertikal-
drains dauerte die Konsolidierung ca. 2 Monate. Der maximale Porenwasserdruck in der Rinnenfül-
lung blieb ca. 50% unter den Erwartungen.
Sydney – Hafenerweiterung Port Botany 19
Bild 17: Prognose der Setzungen im Bereich der Rinnenfüllung nach der Vorbelastung
(McIlquham 2011)
Erwartungsgemäß korreliert der Verlauf der gemessenen Setzungen sehr gut mit der Mächtigkeit der
Rinnenfüllung. Obwohl die Konsolidierung deutlich schneller abgeschlossen war als erwartet, wurde
der vorgegebene Zeitplan aus der Konsolidationsanalyse nicht verändert, sondern man nutzte die ver-
fügbare Zeit aus, um auch Verformungen infolge Kriechen vorwegzunehmen.
Basierend auf den Ergebnissen von Drucksondierungen, die nach Ende der Vorbelastung durchgeführt
wurden, und den gemessenen Setzungen konnte mit Hilfe der FEM die Entwicklung der Setzungen
und Differenzsetzungen für die nächsten 20 Jahren erneut berechnet werden (Bild 17). Entsprechend
dieser Prognosen wird erwartet, dass die vertraglichen Verformungstoleranzen auch im Bereich der
verbesserten weichen Böden eingehalten werden.
7 Fazit
Die Beispiele der Kaimauergründung bzw. der Bodenverbesserung zeigen eindrucksvoll die außerge-
wöhnlichen Herausforderungen, die das Projekt an der Planung und Ausführung der geotechnischen
Maßnahmen stellte. Trotz des engen Bauzeitplans und des fixen Budgets war es möglich, während der
Ausführung wirtschaftlich optimale geotechnische Lösungen zu finden, bei gleichzeitiger Einhaltung
der vertraglichen Anforderungen und Vermeidung von Risiken. Beispielweise zeigten sich auf den
ersten Blick sehr aufwändig wirkende Maßnahmen wie das Aufschütten eines 18 m hohen Dammes
mit einer Grundfläche von 17.500 m² bei näherer Betrachtung als kostengünstige Alternative für die
Verbesserung weichen Böden gegenüber herkömmlichen Verbesserungsverfahren mit säulenartigen
Elementen. Durch zusätzliche „maßgeschneiderte“ Baugrunderkundungen, rechtzeitig konzipierte,
ausreichend instrumentierte und gut dokumentierte Großversuche sowie die Einbindung des geotech-
nischen Planers für die rechnerische Untersuchung von Lösungsalternativen und der Interpretation der
Testergebnisse konnte der Auftraggeber sehr früh von alternativen Maßnahmen überzeugt werden. So
ist die Baustelle Port Botany Expansion ein Paradebeispiel dafür, dass durch vorausschauende Planung
und enge, konstruktive Zusammenarbeit zwischen Planern und ausführendem Unternehmen und vor
allem durch einen offenen und technisch kompetenten Bauherrn wirtschaftliche Lösungen erarbeitet
werden können, ohne geotechnische Risiken zu erhöhen.
Hierfür sei an dieser Stelle allen Projektbeteiligten gedankt.
20 R. Cudmani, R. Jörger, K. Wolski
Quellen
Davis, R. E. D. und McIlquham J. D. [2011]. „Geotechnical design fort the Port Botany expansion
project, Sydney“, ice Geotechnical Engineering, Vol. 164, Issue GE3, pp. 149-167.
Davis, R. E. D., Dodds, P. E., McIlquham J. D. [2011]. „Seismic Design Approach for Large Coun-
terfort Wall Retaining Structures”, Geotechnical Engineering, Vol. 164, Issue GE3, pp. 149-
167.
Deckers, A. und Wolski K. [2011]. „Port Botany Expansion – Monitoring of Soft Spot Surcharge -
Factual Report”, Baulderstone Pty Ltd, Sydney
Douglas Partners [2006]. „Factual Report on Geotechnical and Sediment Quality Investigation”,
Douglas Partners Pty Ltd, Sydney, Project No. 43686.
Fell R. [2006]. „Review of Fissured Clay Strength, Port Botany Expansion”, New South Global Con-
sulting, Sydney.
Lunne T., Robertson P. K., and Powel J. J. M. [1997]. „Cone Penetration Testing in Geotechnical
Practice”, Blackie Academie & Professional, London.
Manwarring S. [2008]. „Port Botany Expansion – Primary Haul Road”, Project Report, Hyder Con-
sulting Pty Ltd, Sydney.
McIlquham J. D. [2008]. „Port Botany Expansion – East Berm Haul Road – Unsuitable Materials at
seabed”, Project Report, Golder Associates, Sydney.
McIlquham J. D. [2011]. „Port Botany Expansion – Haul Road Pavement Design”, Project Report,
Golder Associates, Sydney.
White W. [2011]. „Geotechnical Design of Transition Structures for the Port Botany Expansion”, Pro-
ject Report, Coffey Geotechnics, Sydney.
Top Related