Vortrag HLS Cudmani Joerger Wolski_final

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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.

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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.

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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.

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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

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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.

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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

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A und B-B in Nord-Süd-

dargestellt. In den Schnitten

zu einer deutlichen Vertiefung

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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

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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

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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-

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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-

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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.

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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,

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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.

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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.

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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:

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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

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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.

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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

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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

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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.

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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.

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20 R. Cudmani, R. Jörger, K. Wolski

Quellen

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terfort Wall Retaining Structures”, Geotechnical Engineering, Vol. 164, Issue GE3, pp. 149-

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