Geotechnische und geohydraulische Aspekte beim Bau der Weserschleuse in Minden

137© 2013 Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG, Berlin · geotechnik 36 (2013), Heft 3

Die Schleusenbauwerke des Wasserstraßenkreuzes in Mindengenügen mit den derzeitigen Abmessungen nicht mehr den An-forderungen der Schifffahrt und erreichen zudem in absehbarerZeit das Ende ihrer technischen Nutzungsdauer. Die in den1910er-Jahren erstellte Schachtschleuse wird deshalb durch einen Neubau ersetzt, mit dessen Bau im Jahr 2010 begonnenwurde. Zur Minimierung der Verformungen der Schachtschleusewurde auf der Westseite ein verformungsarmer Baugrubenver-bau in Form einer überschnittenen Bohrpfahlwand und auf derOstseite eine deutlich kostengünstigere Baugrubenböschungausgeführt. Der Baugrubenverbau wurde kombiniert mit einer um die Baugrube umlaufenden Abdichtung im Quartär und einerWasserhaltung im darunter anstehenden Fels. Beginnend mit derProjektbeschreibung, werden die wesentlichen Randbedingun-gen, der Baugrund, das Baugrubenkonzept und ausgewählte Aspekte der Interaktion zwischen Baugrund, Bauwerk undGrundwasser dargestellt.

The new Weser lock in Minden – geotechnical and geohy-draulic aspects. The dimensions of the existing ship lock at thewaterway intersection in Minden do no longer meet the require-ments of modern inland waterways. With an actual usage periodof more than 90 years the technical lifetime of the existing lockhas almost been reached thus replacement works started in 2010.In order to minimize deformations of the existing lock resulting ofthe adjacent excavation pit a secant pile wall was selected whileground conditions at the opposing side permitted a more cost-ef-fective sloped excavation. The geological settings of a layeredaquifer consisting of highly permeable quaternary sands abovefractured clay bedrock demanded a cut-off wall in the shallowsediments and a drawdown scheme in the fractured bedrock. Af-ter describing the influence of site specific conditions on the ex-cavation design some aspects of the interaction between ground,groundwater and structure are shown.

1 Projektbeschreibung

Der Mittellandkanal (MLK) kreuzt bei Minden in Westfa-len das rund 3 km breite Wesertal. An der Kreuzungsstelleliegt der Kanalwasserspiegel rund 13 m über dem Mittel-wasserstand der Weser und rund 10 m über dem umge-benden Gelände. Der Auf- bzw. Abstieg für die Schifffahrtwird derzeit über die zwischen 1911 und 1914 gebauteSchachtschleuse im Verbindungskanal Nord und dieSchleusen des Südabstiegs bewerkstelligt. Da diese Ab-stiegsbauwerke mit ihren Abmessungen den Anforderun-

gen der Schifffahrt nicht mehr genügen und zudem in ab-sehbarer Zeit ihre technische Nutzungsdauer erreichen,wird das Wasserstraßenkreuz Minden ausgebaut und dieSchachtschleuse durch einen Neubau ersetzt. Die neueWeserschleuse wird östlich der bestehenden Schacht-schleuse errichtet und besitzt drei einseitig an der Ostseiteder Schleuse angeordnete Sparbecken. Der Achsabstandvon 52 m zwischen dem alten und dem neuen Bauwerkwurde unter fahrdynamischen Aspekten mit dem Zielmöglichst optimaler Ein- und Ausfahrbedingungen für dieSchifffahrt festgelegt. Planungseckdaten für die neueSchleuse sind die nutzbare Kammerlänge mit 139 m, dieKammerbreite mit 12,5 m und die Einfahrttiefe mit 4 mDrempeltiefe. Bild 1 gibt einen Überblick über die örtli-chen Gegebenheiten mit der Schachtschleuse, dem für dieWeserschleuse vorgesehenen Baugelände sowie den an-grenzenden Wasserflächen des MLKs und der Weser.

Die Schleuse Minden liegt geografisch im Grenzge-biet zwischen dem norddeutschen Flachland und demNordrand der deutschen Mittelgebirgsschwelle. Die regio-nale Schwelle des Wiehen- und Wesergebirges wird vonder Weser bei Porta Westfalica in einem engen Taldurch-bruch durchquert. Nördlich von Porta Westfalica fließtdie Weser in ungefährer Süd-Nord-Richtung in einem brei-ten flachen Tal, der Weserniederung. Westlich der Schleu-se verläuft der 15 bis 25 m hohe Steilhang, der die Hoch-fläche von Minden-Hahlen-Friedewald-Petershagen mitdem Wesertal verbindet. Der geologische Bericht weistden Fels im unmittelbaren Schleusenbereich als dunkel-graues bis schwarzgraues, fein- bis feinstkörniges Sedi-mentgestein (Tonstein) aus dem Unter-Hauterive aus. ImTonstein treten Toneisensteingeoden auf. Geoden sindovale oder auch knotig-längliche Konkretionen, d. h. ver-festigte Sedimentgesteinskörper, die härter und verwitte-rungsresistenter sind als das Wirtsgestein. Die überlagern-den quartären Schichten bestehen aus fluviatilen Ablage-rungen aus Sand und Kies, bereichsweise auch aus Aue-lehm sowie anthropogenen Auffüllungen, die vor allem imZusammenhang mit dem Bau des Mittellandkanals undder Kanalisierung der Weser entstanden sind.

Die damalige Gründung der Schachtschleuse erfolg-te innerhalb einer beidseits geböschten Baugrube mit biszu 80° geneigten Wänden und offener Wasserhaltung 6 mtief im Tonstein. Eine Überflutung der Baugrube beiHochwasser der Weser wurde in Kauf genommen und tratauch mindestens einmal während der Bauzeit auf. Die

Fachthemen

Geotechnische und geohydraulische Aspekte beim Bau der Weserschleuse in Minden

Regina KautherMarkus Herten Hector Montenegro Bernhard Odenwald

DOI: 10.1002/gete.201300004

Gründungssohle der neuen Schleuse liegt 3 m unterhalbder Gründungssohle der Schachtschleuse, womit die Bau-grube eine maximale Tiefe von 23 m am Oberhaupt ge-genüber der Oberkante des Kanalseitendamms bzw. von16 m im Bereich der Kammer und am Unterhaupt gegen-über dem anstehenden Gelände besitzt. Die Schleuse wirddamit ca. 9 m in den anstehenden Tonstein eingebettet.Für den Entwurf waren zum einen die Beschränkung der Verformungen der Schachtschleuse, deren Verkehrs -sicherheit und Betrieb durch den Aushub der benachbar-ten Baugrube nicht beeinträchtigt oder gefährdet werdendürfen, und zum anderen der Schutz der Baugrube gegenein 100-jährliches Hochwasser der (staugeregelten) Weserzu beachten. Da die Baugrubenumschließung in die Was-serflächen des oberen und des unteren Vorhafens ein-schneidet, sind Undichtigkeiten in der 18 m über der Bau-grubensohle liegenden Kanaldichtung des oberen Vorha-fens sowie mögliche Leckagen infolge einer Anfahrungder Baugrubenumschließungswände durch Schiffe nachMSD [1] explizit zu berücksichtigen.

Die Bauausführung wurde vom Bauherrn, dem Neubauamt für den Ausbau des MLKs in Hannover, imJahr 2010 an die Johann Bunte BauunternehmungGmbH & Co. KG vergeben. Aufgaben der Bundesanstaltfür Wasserbau (BAW) in Karlsruhe waren die Erstellungdes Geotechnischen Berichts und des Grundwassergutach-tens sowie die planungs- und baubegleitende Beratung.

2 Baugrunderkundung

Der Baugrund im Bereich des Baufelds wurde mithilfevon 39 Bohrungen und 39 Druck- und Rammsondierun-gen erkundet. Etwa die Hälfte der Bohrungen wurde zuGrundwassermessstellen ausgebaut. Der Baugrundauf-

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R. Kauther/M. Herten/H. Montenegro/B. Odenwald · Geotechnische und geohydraulische Aspekte beim Bau der Weserschleuse in Minden

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schluss erfolgte in Abstimmung mit dem Bauherrn in dreiPhasen [2]. In der Phase I, in der die Lage der neuenSchleuse noch nicht genau feststand, wurden Informatio-nen aus vorhandenen Bohrprofilen sowie aus den Bauun-terlagen für die Schachtschleuse ausgewertet. Aufgrundder unzureichenden Tiefe dieser Bohrungen bestanden In-formationsdefizite, insbesondere über eine mögliche Zo-nierung und die Baugrundkennwerte der Tonsteinschicht.Zugunsten einer kurzzeitigen Realisierbarkeit wurde inder Phase II der Umfang der Baugrundaufschlüsse auf 6 Bohrungen (bis in eine Tiefe von 10 m unter der zukünf-tigen Schleusensohle) sowie 6 Spitzendrucksondierungenbeschränkt. Die Bohrungen wurden direkt im Baufeldausgeführt und intensiv beprobt. Zielstellungen der in situ-Versuche waren die Ermittlung der Elastizitätsparametersowie der Durchlässigkeit des Fels als Grundlage für geo-mechanische und geohydraulische Finite-Elemente-Be-rechnungen. Im Quartär wurden mehrere Kurzpumptests,im Fels 8 Wasserdrucktests (WD-Tests) und 9 Bohrloch -aufweitungs versuche (BAV) entsprechend den Vorgabender DIN 4094-5 [4] als Dilatometerversuche unter Ver-wendung des Dilatometers IF 096 durchgeführt. Um Elas-tizitätsparameter und Durchlässigkeitswerte einander zu-ordnen zu können, wurden die Versuche alternierendbeim Abteufen der Bohrungen ausgeführt. Auf der Grund-lage der Ergebnisse der Baugrunduntersuchungsphasen Iund II wurde der Entwurf der Weserschleuse erarbeitet.

Nach Vorliegen der konkreten Entwurfsplanung für den Neubau wurde in einer dritten Phase ein Bau-grundaufschlussprogramm als Hauptuntersuchung nachDIN 4020 [5] bzw. EAU E1 [6] durchgeführt. Durch die ge-wählte Vorgehensweise konnte die Forderung des EC 7,Band 2, die wesentlichen geotechnischen Informationenmit Sicherheit in den verschiedenen Projektphasen zur

Bild 1. Luftbild mit der bestehenden Schachtschleuse in Minden und dem Baugelände für die neue Weserschleuse (Quelle: WSV)Fig.1. Aerial view of the existing lock in Minden and the construction site of the new lock

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Verfügung zu stellen, erfüllt werden. Von Vorteil warauch, dass so die Baugrundaufschlüsse unmittelbar im Be-reich der endgültigen Lage der Teilbauwerke, wie z. B.dem Oberhaupt, angeordnet werden konnten. Die Ausfüh-rung der Bohrarbeiten in den Erkundungsphasen II undIII erfolgte durch die Wöltjen GmbH. Die Ansprache undBeschreibung des Tonsteins nach DIN 14689 [6] wurdenvon dem Ingenieurbüro Rolf Stumpf Geotechnik durchge-führt.

Im Rahmen der Erkundungsphase III wurden in 3 Bohrungen im Fels geophysikalische Messungen imnicht ausgebauten Bohrloch ausgeführt. Die Messungenerfolgten durch die Firma BLM-Gesellschaft für Bohrloch-messungen GmbH, mit der hauptsächlichen Zielstellungeiner quantitativen und qualitativen Trennflächenanalysezur Bestimmung des Durchtrennungsgrads des Fels sowieder Ermittlung der Dichte des Tonsteins in Abhängigkeitvon der Tiefe. Trotz anfänglicher Bedenken hinsichtlicheiner zu starken Trübung des Wassers im Bohrloch durchTonsteinzerreibsel und an der Bohrlochwandung verblie-benem Bohrschmand wurde auch ein optischer Bohr-loch-Scanner mit sehr gutem Erfolg eingesetzt. Zusätzlichwurden in 4 ca. 10 m voneinander entfernten BohrungenCrosshole-Messungen von der geoFact GmbH durchge-führt. Hierbei wurden die Laufzeiten der durch stoßartigeAnregung erzeugten Kompressions- und Scherwellen zwi-schen den Bohrungen gemessen. Unter Annahme eineselastischen Kontinuums konnten bei Kenntnis der Dichtedes Baugrunds der Elastizitätsmodul E, der Schubmo-dul G und die Poissonzahl ν ermittelt werden. Von beson-derem Interesse war auch hier die Abhängigkeit der Para-meter von der Tiefe.

Durch das Baugrundaufschlussprogramm konnteder beschriebene Schichtenaufbau im Bereich des Bau-felds bestätigt werden. Die Schichtmächtigkeit der Auffül-lung beträgt bis zu 12 m. Die Böden der aufgefüllten flu-vioglazialen Ablagerungen ließen sich von den natürlichanstehenden fluvioglazialen Ablagerungen anhand vonKlassifizierungsversuchen kaum unterscheiden. DeutlicheUnterschiede bestehen jedoch zwischen der Festigkeit derAuffüllungsböden und der Festigkeit des nichtbindigenAnteils der fluvioglazialen Ablagerungen. Hier konnte aufGrundlage der Sondierungsergebnisse für die fluvioglazia-len Ablagerungen von einer überwiegend großen bis sehrgroßen Festigkeit ausgegangen werden. Die Grenze zwi-schen der Auffüllung mit geringer Festigkeit und den flu-vioglazialen Ablagerungen wurde deshalb mithilfe der Er-gebnisse aus den Drucksondierungen festgelegt. Die Ober-fläche der Tonsteinschicht steht im Bereich der neuenSchleuse horizontstabil an und fällt im Bereich der Spar-becken bis zum Bauhafen um bis zu 4 m ab. Der Tonsteinbesitzt ein ausgeprägtes orthogonales Trennflächensystemmit einer flach einfallenden Schichtung und dem Vorherr-schen von steilen bis senkrechten Klüften. Der Schichtflä-chenabstand reicht von fein laminiert bis dick nach derEinteilung von DIN EN ISO 14689, Tabelle 6 [6]. DerKluftflächenabstand liegt zwischen außerordentlich eng-bis mittelständig nach Tabelle 8 der gleichen Norm. Alsveränderlich festes Gestein reagiert der Tonstein empfind-lich auf Trocknungs-Befeuchtungs-Wechsel und muss da-her nach dem Freilegen sofort gegen Witterungseinflüssegeschützt werden.

Die Auswertung der Grundwasserstandsmessungenergab großräumig sowohl für den quartären Porengrund-wasserleiter als auch für den aus dem Tonstein gebildetenKluftgrundwasserleiter eine Grundwasserströmung vonWesten zur Weser, die den regionalen Hauptvorfluter dar-stellt. Die hydraulische Durchlässigkeit der quartären Sedimente wurde auf der Grundlage der Kurzpumptestsund von Laborversuchen in einer Größenordnung vonk = 10–3 m/s ermittelt. Die Auswertung der WD-Tests, diein der Erkundungsphase II in vier Aufschlussbohrungenin jeweils zwei Höhenlagen im Tonstein durchgeführtwurden, ergab eine Durchlässigkeit des Fels von ca.k = 2 · 10–6 m/s.

Aus heutiger Sicht wurde die Durchlässigkeit desTonsteins durch die aus den WD-Tests ermittelten Wertedeutlich unterschätzt. Aufgrund zwischenzeitlich erlang-ter Erkenntnisse wurden 2010 drei zusätzliche Bohrungenim Tonstein abgeteuft und darin insgesamt zehn geo -hydraulische Tests (Bohrlochversuche) mit Einfachpa-ckern in verschiedenen Bohrloch abschnitten durchge-führt. Die geohydraulischen Tests, die hier als Slugtestsund Injektionstests mit konstanter Fließrate [7] durch dieHPC AG ausgeführt wurden, ermöglichen aufgrund derVersuchsdurchführung eine vollständige Auswertung derinstationären Grundwasserdruck- und Durchflussmessun-gen und damit eine wesentlich zuverlässigere Ermittlungder Durchlässigkeit von Fels [8]. Die Abweichung zwi-schen den aus den unterschiedlichen Versuchen ermittel-ten Durchlässigkeiten des Fels ist wahrscheinlich im We-sentlichen auf einen lokalen hydraulischen Widerstand ander Bohrlochoberfläche zurückzuführen. Dieser kann beider Auswertung von lediglich quasistationären Fließzu-ständen im WD-Test nicht berücksichtigt werden.

Zusätzlich wurden die Bohrungen nach der Durch-führung der Bohrlochtests zu Entnahme brunnen ausge-baut und darin Pumpversuche durchgeführt. Pumpversu-che sind aufgrund der längeren Versuchsdauer und der zu-meist größeren Versuchsstrecke i. A. geeigneter, um diegroßräumigen Durchlässigkeitsverhältnisse zu charakteri-sieren. Bohrlochversuche ermöglichen dagegen eine hö-hendifferenzierte, kleinräumigere Ermittlung der Durchläs-sigkeiten. In diesem Fall ergab sich jedoch eine gute Über-einstimmung zwischen den aus den Bohrlochversuchenund den aus den Pumpversuchen ermittelten Durchlässig-keiten des Fels von ca. k = 2 · 10–5 m/s. Die für einen ausTonstein bestehenden Kluftgrundleiter relativ hohe ermit-telte Durchlässigkeit lag damit um eine Zehnerpotenz überdem aus den WD-Tests ermittelten Wert. Beobachtungenund Messungen bei der Bauausführung bestätigten jedochdie Größenordnung der durch die Bohrloch- und Pump-versuche auf Grundlage instationärer Auswertungsverfah-ren ermittelten, hohen Durchlässigkeit des Tonsteins.

3 Ermittlung der Elastizitäts- und Festigkeitsparameterdes Tonsteins

Da bei den Tonsteinproben schon bei geringen Standzei-ten der Probe von ca. einer Stunde in der Raumluft Tro-ckenrisse auftraten, wurde zur Vermeidung von Feuchtig-keitsverlusten jedes Kernstück, das im Labor weiter unter-sucht werden sollte, in Aluminiumpapier eingeschlagenund mit flüssigem Paraffin beschichtet. Zusätzlich wurden

die Kerne anschließend in aluminiumbeschichtete Kunst-stofffolien eingeschweißt. Aufgrund dieser Probenvorbe-handlung wiesen die Proben im Ergebnis der Trocknungs-versuche nahezu in situ-Wassergehalte w in der Größen-ordnung von w = 6 % auf.

Zur Ermittlung der Elastizitäts- und Festigkeitspara-meter des Tonsteins wurden außer den beschriebenen Un-tersuchungen im Bohrloch auch einaxiale Druckversuche,Triaxversuche, direkte Scherversuche auf den Schicht-und Kluftflächen des Tonsteins, Spaltzugversuche undUntersuchungen zum Kriechverhalten durchgeführt. Zu-sätzlich standen Ergebnisse eines Großscherversuchs ausdem Jahr 1976 in einem benachbarten Streckenabschnittdes Mittellandkanals zur Verfügung. Dieser Versuch wurde in Mehrstufentechnik an einem Tonsteinblock vonder Bundesanstalt für Geowissenschaften und Rohstoffe(BGR) ausgeführt. Das Laborprogramm zur Bestimmungmechanischer Kennwerte von Tonsteinproben aus derdritten Aufschlussphase wurde an das Institut für Gebirgs-mechanik GmbH (IfG) in Leipzig vergeben.

3.1 Einaxiale Druckversuche

Zur Quantifizierung gefügeinduzierter Anisotropie wurdedie einaxiale Druckfestigkeit sowohl parallel zur Schich-tung (quer zum Bohrkern) als auch senkrecht zur Schich-tung (längs zum Bohrkern) bestimmt. Für den Tonstein inMinden ergaben sich bei qualitativer Ähnlichkeit der Span-nungs-Dehnungs-Kurven von parallel und senkrecht zurSchichtung belasteten Proben systematische Unterschiedefür die Bruchspannung und die maximale Dehnung biszum Bruch. Die Bruchfestigkeit der parallel zur Schichtunggeprüften Proben beträgt im Mittel σu,q = 9,2 MN/m² miteiner Standardabweichung von 1,9 MN/m², senkrecht zurSchichtung ergab sich ein Mittelwert von σu,l = 7,7 MN/m²mit einer Standardabweichung von 1,7 MN/m². Der Bruchtrat bei den parallel zur Schichtung belasteten Proben bei

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signifikant kleineren Bruchdehnungen als bei den senk-recht zur Schichtung belasteten Proben auf.

3.2 Elastizitätsparameter

Für die Abschätzung des E-Moduls (Young-Modul) wur-den die Ergebnisse der BAV und der einaxialen Druckver-suche verwendet. Beim BAV wird der E-Modul als Sekan-tensteigung des Entlastungsastes der Arbeitslinie (gemittel-te radiale Verformung über Druck) in einem Bereich zwischen 30 und 70 % der maximalen Druckspannung er-mittelt, wobei vorausgesetzt wird, dass der so berechnete„Gerätemodul“ näherungsweise dem E-Modul gleichge-setzt werden kann. Für den einaxialen Druckversuch er-folgte die Auswertung im Bereich zwischen 20 und 50 %der maximalen Druckspannung. Unter Verwendung dergemessenen Kompressionswellen geschwindigkeit vP ausden seismischen Bohrlochversuchen und den Crosshole-Tests wurden ebenfalls elastische Moduln ermittelt. Alleberechneten Moduln sind in Bild 2 aufgetragen.

Das Diagramm zeigt, dass die geringsten E-Modulnmit den BAV ermittelt wurden. Aufgrund der größerenTestfläche und der Messung in situ bei den BAV kann derModul als E-Modul des Fels (Gestein mit Trennflächen)im Vergleich zum (größeren) E-Modul des Gesteins beiden einaxialen Druckversuchen verstanden werden. Diewesentlich größer ermittelten E-Moduln auf der Grundla-ge der seismischen Messungen lassen sich als E-Modul fürkleine Dehnungen interpretieren. Die berechneten E-Mo-duln aus den bohrlochphysikalischen Versuchen sind klei-ner als die Werte aus den Crosshole-Versuchen und zeigenauch nur eine geringe Zunahme mit der Tiefe, was ver-mutlich auf den Einfluss der Störung der Bohrlochwan-dung durch den Bohrvorgang zurückzuführen ist. Die Zu-nahme des E-Moduls mit der Tiefe ist bei den beiden pa-rallel zur Schichtung ausgeführten Versuchstypen deutli-cher.

Bild 2. Vergleich der ermittelten E-Moduln aus verschiedenen VersuchenFig. 2. Comparison of moduli of elasticity derived from several test

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3.3 Stoffgesetzparameter

Neben der beschriebenen konventionellen Ermittlung derBaugrundparameter wurde auch eine Parameteroptimie-rung mithilfe inverser Methoden auf der Grundlage ausge-wählter Labor- und Feldversuche durch das Ingenieurbü-ro Varocon® in Weimar durchgeführt. Zielsetzung war dieErarbeitung konsistenter Parametersets für die Stoffgeset-ze Hardening Soil (HS) und Jointed Rock Model (JRM)des FE-Programmsystems Plaxis. Zusätzlich wurde ein li-near elastisches, ideal plastisches Stoffgesetz mit demBruchkriterium nach Hoek-Brown (HB), das für die Be-rechnung der Standsicherheit der Felsböschungen in dasFE-Programm Plaxis implementiert wurde, bei den Simu-lationsrechnungen berücksichtigt. Die Optimierung derMaterialmodell parameter erfolgte zunächst für jede Ver-suchsart einzeln und zusätzlich unter Verwendung der In-formationen aus allen Versuchstypen (Triaxial-, Einaxial-und Bohrlochaufweitungsversuche). Für die Parameterop-timierung wurde die Software Varo2opt in Kombinationmit dem FE-Programm Plaxis eingesetzt. Die Erwartung,alle Versuchsarten gleichzeitig numerisch kalibrieren zukönnen, hat sich aufgrund der verschiedenen Randbedin-gungen der Versuche nicht erfüllt. Als maßgeblicheGrundlage für die Simulationsrechnungen wurden des-halb die BAV gewählt. Parameter, welche aus dem Feld-versuch nicht bestimmt werden konnten, wurden aus denLaborversuchen entnommen (z. B. Querdehnungszahl).Die besten Simulationsergebnisse wurden für dasHoek-Brown-Modell und das Hardening-Soil-Modell er-halten. In Bild 3 ist beispielhaft das Ergebnis der Simulati-onsrechnung unter Verwendung des Hoek-Brown-Modellsfür die BAV in zwei verschiedenen Tiefen dargestellt [9][10]. Die so ermittelten E-Moduln wurden zum Vergleichebenfalls in Bild 2 eingetragen. Die Zunahme der Steifig-

keit mit der Tiefe wurde durch die Einführung von vierTeilschichten im Tonstein berücksichtigt.

4 Baugrubenkonzept

Der Entwurf der Baugrube für die neue Schleuse erfolgteauf Grundlage einer Machbarkeitsstudie, in der verschie-dene Konzepte hinsichtlich ihrer Kosten auch unter Ein-beziehung des Nachtragsrisikos, der Sicherheit und derbaubetrieblichen Aspekte bewertet wurden. Als grundsätz-liche Varianten wurden ein dichter oder ein wasserdurch-lässiger Baugrubenverbau aus ausgesteiften oder rückver-ankerten Bohrpfahlwänden diskutiert. Diese Verbauartenerfüllten die Anforderung an eine Minimierung der Ver-formungen der Schachtschleuse. Eine Lösung mit Spund-wänden kam aufgrund der Tiefe der Baugrube nicht infra-ge. Inspiriert von der (kostengünstigen) geböschten Bau-grube für die damalige Herstellung der Schachtschleusewurde auf der Ostseite alternativ die Ausführung vonBaugruben böschungen betrachtet.

4.1 Variantenuntersuchung

Mit dem Ziel, die Verformungen der Schachtschleuse unddes Baugrubenverbaus zu berechnen, wurde vom Planerder Weserschleuse, der RMD Consult GmbH, für jede Va-riante ein FE-Modell erstellt. Auf der Grundlage der Be-rechnungsergebnisse erfolgte eine bautechnische Beurtei-lung der Beanspruchung der Schachtschleuse. Mithilfe ei-nes räumlichen, numerischen Grundwassermodells wurdevon der BAW zudem für jede Variante die sich bei derGrundwasserströmung zur Baugrube einstellende Grund-wasserpotenzialverteilung im Umfeld der Baugrube be-rechnet. Darauf basierend wurden der Wasserzufluss zurBaugrube und die auf die Baugrube einwirkenden Wasser-druckkräfte ermittelt sowie die geohydraulischen Nach-weise (Sicherheit gegen hydraulischen Grundbruch, Si-cherheit der Baugrubensohle gegen Aufschwimmen sowieNachweis gegen Aufschwimmen der Bauwerkssohle) ge-führt. Da keine Hinweise über eine relevante Anisotropieder Durchlässigkeit des Tonsteins vorlagen, wurden in denGrundwasserströmungsberechnungen isotrope Verhält-nisse angenommen. Diese Annahme liegt hinsichtlich derdurch die Strömungsberechnungen ermittelten Grund-wasserdrücke für die Berechnung der Standsicherheitender Bohrpfahlwand und der Baugrubenböschungen aufder sicheren Seite. Für die bevorzugte und letztendlichausgeführte Variante wurde für ausgewählte Schnittenach dem Vier-Augen-Prinzip eine zweite unabhängigeFE-Untersuchung von der BAW durchgeführt. Nach Ab-gleich der spezifischen Eingabeparameter konnte eine gu-te Übereinstimmung mit den rechnerischen Verformun-gen der Schachtschleuse und des Baugrubenverbaus fest-gestellt und damit das Berechnungsergebnis abgesichertwerden.

Die Untersuchung ergab als bevorzugte Variante ei-nen verformungsarmen Verbau durch eine vierfach rück-verankerte aufgelöste Bohrpfahlwand mit ∅ 1,20 m und2,00 m Achsabstand auf der Westseite und eine geböschteBaugrube auf der Ostseite (Bild 4). Lediglich im Bereichdes Schleusenoberhaupts ist ein Verbau durch eine beid-seitig angeordnete Bohrpfahlwand in Kombination mit ei-

Bild 3. Simulation von zwei Bohrlochaufweitungsversuchen unter Verwendung des Bruchkriteriums nach Hoek-BrownFig. 3. Comparison of measured and calculated results fortwo dilatometer tests using the Hoek-Brown model

ner zweifachen Aussteifung in den oberen und Rückveran-kerungen in den unteren Lagen erforderlich.

Die Verpressanker besitzen Neigungen zwischen 25und 30°. Die maximale Länge der Anker in der ersten An-kerlage beträgt 34,5 m (von Mitte Bohrpfahlwand bis Mit-te Verpresskörper). Beim Bau von Uferspundwänden imunteren Vorhafen der Schachtschleuse im Auftrag desWSA Minden wurde aufgrund vergleichbarer Baugrund-verhältnisse eine vorgezogene Eignungs prüfung für die Er-mittlung der Grenztragfähigkeit der Verpressanker nachder damals gültigen DIN 4125 [11] durchgeführt. Dabeiwurden je drei Anker mit Krafteintragungslängen von 3,6 und 8 m hergestellt und geprüft, wobei eine Mindesttiefedes Verpresskörpers von 5 m unter der Oberkante derTonsteinschicht gefordert wurde. Bei den meisten Ankernkonnte aufgrund beschränkter Pressenkräfte von annä-hernd 2 MN die Grenztragfähigkeit nicht ermittelt wer-den. Bei einem Anker mit 3 m und einem mit 6 m Ver-presskörperlänge wurde jedoch bei 750 und 1.600 kN dieGrenztragfähigkeit erreicht. Deshalb wurde für die Bau-grube die Gebrauchslast der Anker auf 1.000 kN be-schränkt und eine Mindestlänge des Verpresskörpers von6 m gefordert. Während der Herstellung der Baugrube er-folgte eine Wiederholung der Eignungsprüfung an derBohrpfahlwand, bei der die Größe der vorgegebenen Ge-brauchslast bestätigt werden konnte. Alle Abnahmeprü-fungen der ca. 700 Anker waren erfolgreich.

Im Bereich der rückverankerten Bohrpfahlwand aufder Westseite war eine maßgebliche Reduzierung desGrundwasserdrucks auf die Bohrpfahlwand erforderlich.Dazu muss sowohl der Grundwasserfluss zur Baugrube inden gut durchlässigen quartären Schichten unterbundenals auch das Grundwasserpotenzial im klüftigen Fels re-duziert werden. Dies sollte durch Ausführung der Bohr-pfahlwand als durchlässiges (dränierendes) Verbauele-ment erzielt werden.

4.2 Reduzierung des Wasserdrucks

Unter den vorliegenden Randbedingungen ließ sich dieBohrpfahlwand nicht wie geplant als wasserdurchlässigesVerbauelement herstellen. Um das gewählte Baugruben-konzept mit einer rückverankerten, jedoch jetzt dichten,überschnittenen Bohrpfahlwand beibehalten zu können,

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musste zusätzlich zur Abschirmung des Grundwasserzu-flusses im quartären Porengrund wasserleiter der Grund-wasserdruck im Kluftgrundwasserleiter des Tonsteins hin-ter der Bohrpfahlwand durch eine Grundwasserhaltungabgesenkt werden.

QuartärDer Grundwasserzufluss aus den quartären Schichtenwurde durch eine bis in den Tonstein reichende Baugru-benumschließung unterbunden. Als Dichtelemente dienendie ebenfalls im Tonstein gegründete Schachtschleuse aufder Westseite, die Spundwände der Fangedämme für diezukünftige Mole und die Schutzbauwerke im oberen undunteren Vorhafen, die (neue) Uferspundwand des Bauha-fens auf der Ostseite sowie eine temporäre Spundwand fürden Lückenschluss zwischen Bauhafen und oberemSchutzbauwerk (Bild 5).

Die beiden bis in den Tonstein reichenden Spund-wände des Fangedamms wirken als zwei nacheinander an-geordnete, hydraulische Sicherungselemente. Tritt eineLeckage in der wasserseitigen Fangedammspundwand(z. B. infolge Schiffsanfahrung) auf, sättigt sich der Fange-damm auf und ein Zufluss aus dem oberen Vorhafen indie Baugrube wird durch die baugrubenseitige Fange-dammspundwand verhindert. Vor dem Baugrubenaushubwurden hydraulische Tests (Pump- und Auffüllversuche)im Fangedamm durchgeführt, mit denen eine ausreichen-de Systemdichtigkeit nachgewiesen werden konnte.

TonsteinFür die erforderliche Reduzierung des Grundwasserdrucksim Tonstein hinter der Bohrpfahlwand bestanden prinzi-piell zwei Möglichkeiten: entweder aktiv durch Grund -wasserabsenkung mit einer Brunnenanlage hinter derBohrpfahlwand oder passiv durch Grundwasserabsenkunginfolge Ableitung des Grundwassers in die Baugrube unterAusnutzung des Potenzialunterschieds vor und hinter derBohrpfahlwand. Hierfür ist eine Durchleitung des anströ-menden Grundwassers durch die Bohrpfahlwand erforder-lich. Der Passivbetrieb weist einen erheblichen Sicherheits-vorteil gegenüber dem Aktivbetrieb auf, da sich keine unzu-lässigen Grundwasserdrücke infolge eines Ausfalls derPumpen hinter der Bohrpfahlwand einstellen können. Hie-raus ergeben sich Vorteile, da der beim Aktivbetrieb erfor-

Bild 4. Charakteristischer Baugrundquerschnitt mit Schachtschleuse und BaugrubeFig. 4. Typical cross-section with existing lock and construction pit

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derliche erhöhte Aufwand zur Sicherstellung der erforderli-chen Grundwasserabsenkung (z. B. redundantes Pumpsys-tem, ständige Überwachung der Grundwasserstände) nichtbenötigt wird. Aus baubetrieblichen Gründen war jedocheine passive Grundwasserabsenkung während des Aushubsmit Ableitung des Grundwassers durch die Bohrpfahlwandjeweils auf der Höhe der aktuellen Aushubtiefen nicht sinn-voll. Infolgedessen wurde entschieden, bis zum Erreichender Endaushubtiefe eine aktive Grundwasserabsenkunghinter der Bohrpfahlwand durchzuführen und danach aufeine passive Grundwasserabsenkung umzustellen.

5 Grundwasserhaltung

Zur Ermittlung der Grundwasserpotenziale bzw. Poren-wasserdrücke hinter der Bohrpfahlwand sowie innerhalbder Baugrubenböschungen sowie zur Dimensionierungder Grundwasserhaltung im Tonstein wurden numerischeGrundwasserströmungsberechnungen mit unterschiedli-cher räumlicher Auflösung auf drei verschiedenen Maß-stabsebenen durchgeführt [12] [13].

5.1 Aktivbetrieb

Die Grundwasserabsenkungsanlage wurde so dimensio-niert, dass die statisch zulässige Grundwasserdruckvertei-

lung mit ausreichender Sicherheit nicht überschritten wird.Dabei wurde sowohl im Aktiv- als auch im Passivbetriebder Anlage ein erhöhter Grundwasserzufluss infolge eines100-jährlichen Hochwassers in der Weser berücksichtigt.Im Aktivbetrieb wurde zusätzlich der Ausfall bzw. die Ab-schaltung einzelner Pumpen für die Auslegung der Brun-nenabstände zugrunde gelegt. Unter Berücksichtigung die-ser ungünstigen Randbedingungen ergaben die Berechnun-gen für den aktiven Betrieb der Wasserhaltung einen maxi-malen Abstand der Brunnen von 8 m sowie eineGesamtanzahl von 35 Brunnen. Während des Aktivbe-triebs der Absenkbrunnen erfolgte fortschreitend mit demBaugrubenaushub die Herstellung der in einem horizonta-len Abstand von 2 m in 4 Lagen erforderlichen Rückveran-kerung der Bohrpfahl wand. Die dazu durchgeführten Strö-mungsberechnungen ergaben, dass bei den unmittelbar ne-ben den Brunnen angeordneten Ankern durch die Grund-wasserströmung die Gefahr eines Eintrags vonVerpressmaterial in den Brunnen bestand. Dadurch konn-ten sowohl die Ankerherstellung als auch der Brunnen -betrieb beeinträchtigt werden. Deshalb wurden die Absenk -brunnen bei der Herstellung der unmittelbar angrenzendenAnker jeweils für einen Tag bis zum Aushärten der Ver-presskörper außer Betrieb genommen.

5.2 Passivbetrieb

Nach Erreichen der Endtiefe der Baugrube wurde dieGrundwasserhaltung auf einen passiven Betrieb (Bild 6)umgestellt. Dazu wurden Schrägbohrungen von der Bau-grubensohle durch die Bohrpfahlwand bis zu den hinterder Bohrpfahlwand angeordneten Absenkbrunnen ausge-führt und mit einer Verrohrung versehen. Diese Entlas-tungsbohrungen wurden dabei bis in einen bei der Brun-nenherstellung unterhalb des Brunnenrohrs angeordnetenKiesfilter durchgeführt, sodass eine direkte hydraulischeVerbindung zwischen dem Brunnen und dem Ablauf ander Baugrubensohle entstand. Unter Ausnutzung der Poten-

Bild 5. Schleusenbaugrube mit DichtwandelementenFig. 5. Outline of the construction pit including sealing elements

Bild 6. Schematische Darstellung der Grundwasserhaltungim PassivbetriebFig. 6. Schematic sketch of the dewatering system in passivemode

zialdifferenz strömt das Grundwasser von den Brunnenüber die Entlastungsbohrungen und Rohrleitungen zu Sam-melschächten in der Baugrubensohle und wird von dortmittels Pumpen der Vorflut zugeführt. Die Sicherheitsan-forderungen für den Betrieb der Absenkanlage konntennach Umstellung auf den passiven Betrieb deutlich redu-ziert werden, da die Gefahr einer statischen Überbeanspru-chung der Bohrpfahlwand durch einen erhöhten Grund-wasserdruck infolge Pumpenausfall nicht mehr bestand.

5.3 Dränagesystem

Zur Fassung des der Baugrube zuströmenden Grundwas-sers wurde an der Baugrubensohle vor der Herstellung derBetonsohle der Schleusenkammer ein Dränagesystem er-stellt. Dieses besteht aus 0,5 m breiten und 1,0 m tiefen,mit Dränkies verfüllten und mit einem Dränrohr versehe-nen Dränagegräben, die in einem Abstand von ca. 8 msenkrecht zur Schleusenachse angeordnet wurden. DieDränrohre führen zu Sammelschächten, die in der Schleu-senachse in den Dränage gräben erstellt wurden. An dieSammelschächte wurden die am Fuß der Baugruben -böschungen verlegten Dränrohre und die Ableitungenvon den Entlastungsbohrungen der Passivbrunnen hinterder Bohrpfahlwand über ebenfalls in den Dränagegräbenverlegte Rohrleitungen angeschlossen. Die Ableitung desWassers aus den Sammelschächten erfolgte mittels Pum-pen. Die Dimensionierung und Auslegung des Dränage-systems erfolgte durch die BAW auf Grundlage einer dreidimensionalen, numerischen Grundwasserströmungs-modellierung. Das Dränagesystem dient neben der Tro-ckenlegung der Baugrubensohle insbesondere zur Ge-währleistung der Auftriebssicherheit der Betonsohle derSchleusenkammer. Dazu werden in die SammelschächteRohre eingestellt, die durch die Betonsohle bis in denGrundlauf der Schleuse geführt werden (Bild 7). Ein Aus-fall der Pumpen führt nicht zu einem Standsicherheitspro-blem, da das gefasste Grundwasser in den Grundlauf derKammersohle abströmen kann.

6 Baugrubenböschungen

Die Felsböschungen auf der Ostseite der Baugrube besit-zen eine maximale Höhe von 14 m und eine maximale

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Neigung von 70° gegen die Horizontale. Die darüber lie-genden quartären Bodenschichten sind flacher und mit ei-ner Neigung von 1:1,5 bis 1:2 geböscht. Die Entwässerungder Böschungen im Fels erfolgt über Entspannungsboh-rungen, die in zwei Lagen und in einem Abstand von 2 mhergestellt wurden. Wie aus dem Grundriss der Schleu-senbaugrube (Bild 5) ersichtlich, ergibt sich für mehrereBöschungsbereiche eine räumlich konzentrierte Anströ-mung des Grundwassers zur Baugrube, wodurch sich hö-here Grundwasser stände als im vergleichbaren ebenenFall ergeben. Um dies zu berücksichtigen, wurde die mitdem dreidimensionalen Grundwasserströmungsmodellberechnete Potenzial verteilung in die vertikal-ebenen Mo-delle für die Standsicherheitsberechnungen der Böschungimportiert. Für den Transfer der Potenzialverteilung ausdem räumlichen Grundwassermodell auf die entsprechen-den Querschnitte des mechanischen Modells wurde inZusammenarbeit mit der Firma Plaxis b.v., Delft, eine ent-sprechende Schnittstelle programmiert [14].

6.1 Berechnung der Standsicherheit

Der Nachweis einer ausreichenden Standsicherheit derBaugrubenböschungen wurde sowohl unter der Annahmedes Tonsteins als Kontinuum als auch als Material mit dis-kreten Trennflächen geführt. Beim diskreten Modell fin-det das Versagen auf felsmechanisch wirksamen Trennflä-chen (Schichtflächen oder Klüften) statt. Maßgebend sinddabei im Regelfall die Scherparameter der Trennflächenund nicht die Gesteinsparameter. Das kontinuumsmecha-nische Modell erfordert die Definition eines Ersatzmateri-als analog zur Bodenmechanik für Gestein mit Trennflä-chen. Für den Nachweis der Standsicherheit mit dem Kon-tinuumsmodell wurden die aus der inversen Parameterbe-stimmung erhaltenen Parameter für das Bruchkriteriumnach Hoek-Brown verwendet [15]. Beide Ansätze wurdenmithilfe von FE-Modellen untersucht. Die felsmechani-sche Untersuchung für die Standsicherheit der Baugru-benböschungen wurde an das Ingenieurbüro Prof. Dr.-Ing.Wittke vergeben. Die kontinuumsmechanischen Unter -suchungen wurden in der BAW durchgeführt, wobei dieSicherheit entsprechend [16] berücksichtigt wurde.

Unter der Annahme von Tonstein ohne Schwä-chungszonen wird sowohl mit dem diskreten Modell als

Bild 7. Dränagesystem unterhalb der KammersohleFig. 7. Drainage system below the bottom of the lock chamber

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auch mit dem Kontinuumsmodell eine ausreichendeStandsicherheit berechnet. Die Berücksichtigung vonSchwächungszonen im Tonstein ergab jedoch bei beidenModellen im Ergebnis eine nicht ausreichende Standsi-cherheit der Böschung.

6.2 Herstellung der Böschungen

Als Maßnahme wurde eine konstruktive Sicherung mitFelsnägeln und Dränageelementen empfohlen, die vor Ortauch durchgeführt wurde (Bild 8). Zusätzlich wurde dieBaugruben böschung zügig mit konstruktiv bewehrtemSpritzbeton gesichert, um den Tonstein vor Verwitterungzu schützen.

Bei der Herstellung der Baugrubenböschungen wur-den das Trennflächensystem und die Klassifizierungs-merkmale des Fels kontinuierlich durch einen Geologenerfasst. Dabei wurde bereichsweise ein sehr hoher Durch-trennungsgrad der steil verlaufenden Klüfte festgestellt,der weder mithilfe der Bohrungen noch mit den eingesetz-ten geophysikalischen Methoden in dieser Ausprägung er-kannt werden konnte. Der hohe Durchtrennungsgrad vonSchichtung und Klüftung erklärt vermutlich auch die ver-gleichsweise hohe Durchlässigkeit des Tonsteins.

7 Ausblick

Der Endaushub der Baugrube wurde im Sommer 2012 fer-tiggestellt (Bild 9). Das Monitoring umfasste bautechni-sche, geotechnische und geohydraulische Messungen. In-folge des Baugrubenaushubs und der Wasserhaltung tra-ten an der Schachtschleuse nur geringe zusätzliche Set-zungen bzw. Lageveränderungen in der Größe vonwenigen Millimetern auf, die einen ausreichenden Ab-stand von den vorgegebenen Alarm- bzw. Reaktionswer-ten hatten. Die Überwachung der Bauwerksfugen zeigtekeine Verschiebungen infolge der Baumaßnahme.

Eine Rückrechnung der Elastizitätsparameter ausden ebenfalls gemessenen Hebungen der Baugrubensohle

infolge des Aushubs bestätigte die Größenordnung der an-genommenen Elastizitätsparameter.

Die in den Brunnen hinter der Bohrpfahlwand in-stallierte Grundwasserabsenkanlage wies eine hohe Zu-verlässigkeit auf. Durch die automatisierte Regelung derPumpen mittels Drucksonden und Frequenzumformernkonnte das Absenkziel exakt eingestellt werden. Sowohlwährend des Aktivbetriebs als auch während des Passivbe-triebs der Brunnen wurden die zulässigen Grundwasser-stände an keiner Stelle und zu keinem Zeitpunkt über-schritten. Das an der Baugrubensohle installierte Dräna-gesystem zur Fassung der Grundwasserzuflüsse hat sichbei der Herstellung der Kammersohle bewährt. Mit denMassivbauarbeiten wurde im Sommer 2012 begonnen.Die Fertigstellung der Schleuse ist für 2014 geplant. EineBildergalerie mit Fotos von der Baustelle und dem Bau-fortschritt kann unter www.nba-hannover.wsv.de/bau-massnahmen/aktuelle_baumassnahmen/neubau_schleuse_minden besichtigt werden.

Literatur

[1] MSD: Merkblatt Standsicherheit von Dämmen an Bundes-wasserstraßen, Ausgabe 2005, Bundesanstalt für Wasserbau,Karlsruhe.

[2] Kauther R., Herten, M.: Optimierte Baugrunderkundung fürden Neubau der Weserschleuse Minden. In: Katzenbach(Hrsg.): Darmstädter Geotechnik Kolloquium 2006, Universi-tät Darmstadt, Vortragsband, S. 161−170.

[3] DIN 4094-5:2001-06 Baugrund – Felduntersuchungen –Teil 5: Bohrlochaufweitungs versuche.

[4] DIN 4020:2003-09 Geotechnische Untersuchungen für bau-technische Zwecke.

[5] EAU 2004: Empfehlungen des Arbeitsausschusses „Uferein-fassungen“: Häfen und Wasserstraßen. Berlin: Ernst & Sohn,2009.

[6] DIN EN ISO 14689-1:2004-04 Geotechnische Erkundungund Untersuchung – Benennung, Beschreibung und Klassifi-zierung von Fels – Teil 1: Benennung und Beschreibung.

[7] Arbeitskreis AK 6.1 der Deutschen Gesellschaft für Geotech-nik e.V.: Empfehlungen Geotechnik der Deponiebauwerke

Bild 8. Tonsteinböschung mit Spritzbetonsicherung, Fels -nägeln und DränmattenFig. 8. Slope of construction pit with protection measures(shotcrete, rock nails, drainage mats)

Bild 9. Luftbild der Baugrube (Quelle: WSV)Fig. 9. Aerial view of the construction pit

(GDA). Empfehlung E1-4-Bestimmung der Gebirgsdurchlässig-keit.

[8] Hekel, U., Odenwald: Bohrlochversuche zur Bestimmung derGebirgsdurchlässigkeit von Fels. BAW Mitteilungen Nr. 95, S. 139–150, 2012.

[9] Zimmerer, M., Kauther, R., Herten, M., Schwab, R., Schanz, T.:Anwendung von Optimierungsverfahren bei der Auswertungvon Labor- und Feldversuchen für Schleusenneubauten, 3. Workshop des DGGT Arbeitskreises 1.6 Numerik in derGeotechnik, 2009, Karlsruhe.

[10] Hoek, B.: Strength of jointed rock masses. 23rd RankineLecture. In: Géotechnique 23, (1983), No. 3, pp. 187−223.

[11] DIN 4125:1990-11 Verpressanker, Kurzzeitanker und Dau-eranker, Bemessung, Ausführung und Prüfung.

[12] Montenegro, H., Odenwald, B., Kauther, R.: Optimierungdes Baugrubenkonzeptes durch eine angepasste Wasserhal-tung beim Bau der neuen Weserschleuse Minden, 9. Österrei-chische Geotechniktagung, 2013, Wien.

[13] Odenwald, B., Montenegro, H., Kauther, R., Herten, M.:Geohydraulische Aspekte bei der Baugrube für die neue We-serschleuse Minden, 4. RuhrGeo-Tag „Baugruben und Grund-wasser“, 2013, Essen.

[14] Montenegro, H., Kauther, R.: A Multi-Scale Approach for theConsideration of Spatial Groundwater Flow in the StabilityAnalysis of a Large Excavation Pit. 7th European Conferenceon Numerical Methods in Geotechnical Engineering NUMGE2010, 2010. Trondheim, Norway.

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[15] Kauther, R., Benz, T.: Weserschleuse Minden – Nachweisder Standsicherheit der Baugrubenböschung unter Berücksich-tigung des Hoek-Brown Versagenskriteriums, Ohde Kollo-quium, 2009, Dresden.

[16] Benz, T., Schwab, R., Kauther, R., Vermeer, P.: A Hoek-Brown criterion with intrinsic material strength factorization.In: Int J Rock Mech Min Sci (2008), No. 45, pp. 210−222.

Autoren Dipl.-Ing. Regina Kauther, [email protected]. Markus Herten, [email protected]. Hector Montenegro Dr.-Ing. Bernhard Odenwald

Alle:Bundesanstalt für Wasserbau – Abteilung Geotechnik Kußmaulstraße 17 76187 Karlsruhe

Eingereicht zur Begutachtung: 4. März 2013Überarbeitet: 26. April 2013Angenommen zur Publikation: 27. April 2013

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Geotechnische und geohydraulische Aspekte beim Bau der Weserschleuse in Minden