Zur dynamischen Stabilität von Eisenbahnstrecken ... - Gepro Dresden

WISSEN | SCHOTTEROBERBAU AUF WEICHSCHICHTEN
Zur dynamischen Stabilität von
Eisenbahnstrecken mit Schotteroberbau
auf Weichschichten
Im Rahmen des Vorhabens „Eisenbahnstrecken mit Schottergleisen auf Weichschichten“ wurde
ein Algorithmus zum Erkennen und Bewerten von schwingungsempfi ndlichen Untergrundbereichen,
zur rechnerischen Bewertung der dynamischen Stabilität sowie zur Auswahl
bautechnischer Maßnahmen entwickelt und an mehreren ausgeführten Bauvorhaben erprobt.
>
Das System Eisenbahngleis mit
Schiene, Schwelle und Schotterbett
weist zum einen eine günstige fl ächige Verteilung
der Radsatzlasten von Eisenbahnfahrzeugen
auf den Untergrund auf und
stellt zum anderen – bei niedrigen Geschwindigkeiten
– geringe Anforderungen an Setzungsbegrenzungen
auf Grund der nahezu
uneingeschränkten Nachregulierbarkeit der
Gleislage durch vergleichsweise einfaches
Nachstopfen. Deshalb wurden in der Vergangenheit
auch heute noch genutzte verkehrstechnisch
wichtige Eisenbahnstrecken ohne
wesentliche Ertüchtigungsmaßnahmen im
Untergrund sowohl auf Dämmen als auch
bei geringer Überdeckung über Weichschichten
geführt.
Für die heutigen zunehmenden Anforderungen
an die Nutzung solcher bestehenden
Strecken mit höheren Belastungen und
höheren Geschwindigkeiten ergeben sich
wegen der wenig tragfähigen Böden im Untergrund
mit geringer Scherfestigkeit und
großer Verformbarkeit Einschränkungen.
Dies betrifft insbesondere Untergründe und
Erdbauwerke mit verlagerungsempfi ndlichen
gleichförmigen Sanden, feinkörnigen Böden
ohne ausreichende Scherfestigkeit und mit
hoher Verformbarkeit sowie Weichschichten
mit organischen Anteilen im Unterbau und
Untergrund.
Es können zusätzliche plastische Verformungen
des Untergrundes auf Grund höherer statischer
und dynamischer Beanspruchungen
auftreten. Diese zusätzlichen plastischen
Verformungen können zu zusätzlichen Setzungen
und damit kurzfristig auftretenden
Geislagestörungen führen.
Daneben können Entfestigungen des Schotterbetts
(„Schotterfl ießen“) auftreten, die
sich als Abfl achungen der Schotterböschungen
und Freilegen der Schwellenköpfe be-
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merkbar machen. Dies kann zu einer Reduzierung
des Querverschiebewiderstandes
führen. Die verstärkten dynamischen Beanspruchungen
können sich auch in Verlusten
der Trennstabilität zwischen Schotter und
Untergrund mit Ausbildung von Mischzonen
und Bildung von tiefreichenden Schottersäcken
bemerkbar machen.
In Einzelfällen kann bei sehr ungünstigen Untergrundbedingungen
auch ein Aufschwingen
des Gesamtsystems Fahrzeug-Fahrweg
entstehen, wenn die Geschwindigkeit des
Fahrzeugs in den Bereich der Oberfl ächenwellengeschwindigkeit
bzw. der Rayleighwellengeschwindigkeit
des Unterbaus und Untergrundes
gerät.
1. PROBLEMSTELLUNG
Zur Bewertung der dynamischen Stabilität
von Schottergleisen auf Weichschichten
lagen bisher keine abgesicherten rechnerischen
Verfahren vor. Dies betrifft sowohl das
Berechnungsmodell als auch die Festlegung
von Grenzwerten der Gebrauchstauglichkeit.
Ersatzweise wurden und werden die Bewertungen
auf Basis von quasistatischen Tragfähigkeitsuntersuchungen
oder Setzungsberechnungen
durchgeführt. Dies führt in
vielen Fällen zu erheblichen bautechnischen
Verbesserungsmaßnahmen, deren Notwendigkeit
aus Sicht der Dynamik nur schwer
begründbar war.
Die zunehmenden Ausbauprogramme für
das bestehende Streckennetz der Deutschen
Bahn des vergangenen Jahrzehnts begründeten
die Einrichtung eines Forschungs-und
Entwicklungsvorhabens der DB Netz mit dem
Auftrag, ein geeignetes rechnerisches Verfahren
zur Bewertung der dynamischen Stabilität
von Schottergleisen auf Weichschich-
Dipl.-Ing. Wolfgang Vogel
Fachingenieur Erd- und Grundbau
DB Netz AG, I.NVT 42, Büro München
wolfgang.vogel@deutschebahn.com
Prof. Dr.-Ing. Klaus Lieberenz
Professor an der HTW Dresden
im Ruhestand
klaus.lieberenz@kabelmail.de
Prof. Dr.-Ing. Thomas Neidhart
Professor, Lehrgebiete Geotechnik +
Bahnbau an der Hochschule
Regensburg
thomas.neidhart@hs-regensburg.de
Dipl.-Ing. Dirk Wegener
Projektingenieur der GEPRO Ingenieurgesellschaft
für Geotechnik, Verkehrs-
und Tiefbau und Umweltschutz
GmbH, Dresden
dirk.wegener@gepro-dresden.de
ten zu entwickeln. Das Vorhaben wurde
unter Leitung des Erstautors dieses Beitrags
von den Koautoren im Zeitraum zwischen
2004 und 2010 durchgeführt. Das Vorhaben
beinhaltete theoretische bodendynamische
Ableitungen, umfassende numerische Parameterstudien
und praktische Auswertungen
von Labor- und Feldversuchen sowie Schwingungsmessungen,Langzeitverformungsmessungen
und Auswertung von Gleislagemessungen
auf Versuchsstrecken.
Im Folgenden werden die Ergebnisse dieses
Forschungs- und Entwicklungs-Vorhabens
(FE-Vorhabens) vorgestellt.

2. ERGEBNISSE DES FE-VORHABENS
In dem FE-Vorhaben wurde ein Algorithmus
erarbeitet, der vom Erkennen und Bewerten
von schwingungsempfi ndlichen Untergrundbereichen
über die Berechnung der dynamischen
Stabilität bis zum Vorschlag von
bautechnischen Maßnahmen alle Lösungsschritte
in logischer Reihenfolge anbietet.
Die Ergebnisse sind als Planungshilfen aufbereitet
worden und stehen für eine Anwendung
durch Gutachter und Planer zunächst
als Technische Mitteilung der DB Netz AG zur
Verfügung. Sie sollen auch in die einschlägige
Richtlinie Ril 836 aufgenommen werden.
Die wesentlichen Ergebnisse des Vorhabens
beziehen sich auf eine qualitative Bewertung,
auf rechnerische Untersuchungen und
auf bautechnische Empfehlungen, die im Folgenden
kurz beschrieben werden.
> Für eine „Qualitative Bewertung“ wurde
eine Verfahrensweise in 4 Stufen zur Abschätzung
der dynamischen Anfälligkeit
entwickelt, bei der
– der Zustand der Strecke mit Nutzungseinschränkungen,
– die vorgesehenen Nutzungsänderungen,
– die Charakteristik der Weichschicht
und
– das Verhältnis Überdeckung zu
Mächtigkeit der Weichschicht
zusammenfassend untersucht werden.
Im Ergebnis kann zwischen „dynamisch
unkritisch“ ohne weiteren
Untersuchungsbedarf und „dynamisch
möglicherweise kritisch bis dynamisch
kritisch“, mit der Notwendigkeit vertiefender
Untersuchungen, unterschieden
werden.
> Für die „Rechnerische Untersuchung“
wurde ein Nachweisverfahren zur dynamischen
Stabilität entwickelt, das von
der dynamischen Lastein- und -abtragung
im System Fahrzeug/Fahrweg und
der Wechselwirkung Fahrzeug/Fahrweg
mit Oberbau, Unterbau und Untergrund
ausgeht.
> In umfangreicher Grundlagenarbeit waren
für Anwendungen bei Schottergleisen
auf Weichschichten dabei insbesondere
zu bearbeiten:
1. Festlegungen zu den Einwirkungen
mit dynamischen Lasten als Summe
nieder- und zusätzlicher hochfrequenter
Einwirkungen unter Berücksichtigung
maßgebender Lastenzüge,
der Fahrgeschwindigkeit und
typischer Abstände sowie Unebenheiten
zwischen Rad und Schiene;
2. Berücksichtigung der Elastizitäten
und Dämpfungen bei der Lastabtragung
im System Fahrzeug/Fahrweg
mit Oberbau, Unterbau und Untergrund;
BILD 1: Arbeitsschritte zur rechnerischen Untersuchung der dynamischen
Stabilität (Quelle aller Bilder: Autoren)
3. Auswahl und Erfassung relevanter
bodendynamischer Kennwerte wie
Steifemodul, Schubmodul, Querdehnzahl,
Dichte und Dämpfungsgrad;
4. Entwicklung und Strukturierung von
gleis- und bodendynamischen Berechnungen
mittels Substrukturtechnik
einschließlich Iteration. Dabei
wird die Wellenausbreitung im Boden
mittels 2D-FEM im Querschnitt
modelliert und die Ausbreitung der
Schwingungen in der 3. Dimension
über eine entsprechende Lastverteilung
in der Bahnlängsrichtung analog
dem Konusmodell erfasst.
5. Nachweis der dynamischen Stabilität
im Vergleich einwirkender Scherdehnungen
mit Scherdehnungsgrenzen
nach einem Verfahren [19], wie es
für Feste Fahrbahnen des Hochgeschwindigkeitsverkehrs
erstmals
bei der Deutschen Bahn bei Bau der
Neubaustrecke Nürnberg-Ingolstadt
entwickelt wurde. Die Scherdehnung
kann unter bestimmten Voraussetzungen
auch vereinfachend aus dem
Quotient von effektiver Schwinggeschwindigkeit
und Scherwellengeschwindigkeit
ermittelt werden.
Zusätzlich muss ein ausreichender
Abstand vom Resonanzfall nachgewiesen
werden.
Für die rechnerische Untersuchung hat
sich eine Bearbeitung in der Abfolge nach
Bild 1 als zielführend erwiesen.
Das für Schotteroberbau entwickelte
rechnerische Verfahren kann mit geeigneten
Modifi kationen auch für andere
Untergrund- und Unterbaubedingungen
und andere Oberbauarten (z. B. Feste
Fahrbahn) weiterentwickelt werden.
> Die Ableitung von „Bautechnischen
Maßnahmen“ wurde von Anfang an als
Bestandteil der Forschungsarbeit angesehen.
Die Herausarbeitung der Gebrauchstauglichkeit
mit der Begrenzung
von Setzungen und Verformungen als
maßgebendes Problem machte einen
erweiterten Ansatz für Maßnahmen zur
Erstellung eines sicheren und gebrauchstauglichen
Fahrweges möglich. Somit
wird neben den bekannten Verfahren zur
Erhöhung der Widerstände im Baugrund
durch tiefgründige Ertüchtigung auch alternativ
die Verminderung der Einwirkungen
durch elastische Elemente im Oberbau
und die Kombination beider Effekte
durch gleisnahe geokunststoffbewehrte
Tragsysteme möglich. Letztere bedürfen
allerdings noch für eine abgesicherte Anwendung
einer weiteren wissenschaftlichen
Bewertung.
Auf die Notwendigkeit der üblichen statischen
Setzungsnachweise ergänzend zu den
Nachweisen der dynamischen Stabilität bei
Bodenaustauschmaßnahmen bzw. Einbau
von Schutzschichten wird an dieser Stelle in
Ergänzung zu Bild 1 hingewiesen.
Im Folgenden werden ausgewählte neue Herangehensweisen
und Ergebnisse erläutert.
3. BODENDYNAMIK –
GRUNDLAGEN UND KENNWERTE
Neben den erforderlichen Aufschlüssen für
die konventionellen Erkundungen sind zur
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Ermittlung der bodendynamischen Kennwerte
ergänzende direkte oder indirekte Aufschlüsse
in und neben der Trasse erforderlich.
Für die labortechnischen Untersuchungen
sind aus allen relevanten Bodenschichten
ungestörte Proben der Güteklasse 1 nach DIN
4021 zu entnehmen, um daran die Scherfestigkeits-
und Steifi gkeitsparameter, die
Dichten und Wassergehalte und daraus die
Porenanteile bzw. Porenzahlen zu ermitteln.
Bei sehr weichen und/oder organischen
Böden sind die Proben vor Ermittlung der
Scherfestigkeits- und Steifi gkeitsparameter
eindimensional (1D) zu konsolidieren.
Insbesondere bei organischen Böden sind
aufgrund der Bodenbeschaffenheit zur Ermittlung
der effektiven Scherparameter (�‘,
c‘) nach der 1D-Konsolidation drainierte Versuche
(Typ D) auszuführen. Führen eventuell
erforderliche Baumaßnahmen zur Belastung
der Weichschichten, müssen auch die undrainierten
Scherparameter (� u , c u ) ermittelt
werden, wobei insbesondere für organische
Böden häufi g � u > 0° ist.
Für qualifi zierte rechnerische Untersuchungen
sind neben den genannten statischen
bodenmechanischen Kennwerten zusätzlich
Kenntnisse zu den bodendynamischen Eigenschaften
der Schichten erforderlich.
Für die bodendynamischen Berechnungen
mit FE-Methoden werden Steifemodul,
Schubmodul und Dämpfungsgrad für die
bei Eisenbahnfahrwegen systemspezifi sch
vergleichsweise sehr niedrigen Dehnungsniveaus
sowie Informationen über deren Veränderung
während der Scherbeanspruchung
benötigt. Für diese niedrigen Dehnungsniveaus
ist die labortechnische Ermittlung der
Ausgangsgrößen der Steife- und Schubmodule
aus technischen Gründen aufwändig
und dennoch häufi g fehlerbehaftet.
Es wird daher nach den Erfahrungen aus bisherigen
Untersuchungen dringend empfohlen,
die Parameter über die Ausbreitungsgeschwindigkeiten
der Druckwelle (c p ) und der
Scherwelle (c s ) durch Feldversuche in situ
nach den folgenden Gleichungen zu bestimmen:
Steifemodul E s,0 = � · c p ² [MPa] (1)
Schubmodul G 0 = � · c s ² [MPa] (2)
Der Index „0“ kennzeichnet in den Gleichungen
(1) bis (2) den Bereich niedriger Scherdehnungen
� (unterhalb der linearen Scherdehnungsgrenze
� tl nach [11]).
Mit der Feuchtdichte � des Bodens bzw. der
einzelnen Bodenschichten sowie c p und c s
können nach den Gleichungen (1) und (2) der
Steifemodul E s,0 und der Schubmodul G 0 berechnet
werden.
Aus den bodendynamischen Erkundungen
kann ebenfalls der Dämpfungsgrad D 0 der
einzelnen Bodenschichten ermittelt werden.
Zumeist reicht es jedoch aus, eine Mindestdämpfung
D 0,min anzusetzen, da die Material-
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dämpfung gegenüber der Energieabstrahlung
durch Wellenausbreitung in den Untergrund
eine untergeordnete Rolle spielt. Angaben zu
bodenartabhängigen Materialdämpfungen
fi nden sich in [4], [5] und [6].
Für mineralische Böden mit Glühverlusten,
V gl � 5 % bei bindigen bzw. V gl � 3 % bei
nichtbindigen Böden, dürfen die empirischen
Beziehungen zur Abschätzung der Steifi gkeits-
und Dämpfungsparameter nach [4]
verwendet werden. Eine Überprüfung der
abgeschätzten Kennwerte mittels bodendynamischen
Erkundungsverfahren wird empfohlen.
Für organische Böden und Böden mit organischen
Beimengungen ist der Einsatz
bodendynamischer Erkundungsverfahren
zur Ermittlung von E s,0 und G 0 grundsätzlich
erforderlich. Bodendynamische Erkundungsverfahren
sind in der Regel
> in der Trasse, z. B. in Gleisachse oder im
Bereich der Dammkrone, zur Ermittlung
der Parameter des Unterbaus und des
Dammkörpers sowie des vorbelasteten
Untergrundes und
> neben der Trasse zur Ermittlung des nicht
bzw. kaum vorbelasteten Untergrundes
durchzuführen.
Als geeignete bodendynamische Erkundungsverfahren
kommen in der Trasse im
Wesentlichen bohrlochgestützte Verfahren
und Sondierverfahren in Frage, da bei
Weichschichten unter Dämmen häufi g steifere
Schichten (Dammkörper) über weicheren
Schichten liegen und keine horizontale Geländeoberfl
äche vorhanden ist.
Außerhalb der Trasse können auch Oberfl ächenverfahren
eingesetzt werden, wenn die
vorher genannten Bedingungen erfüllt werden.
Bei organischen Weichschichten sind
außerhalb der Trasse bevorzugt bohrlochgestützte
Verfahren oder Sondierverfahren und
Oberfl ächenverfahren einzusetzen.
Hinweise für die Anwendung der einzelnen
Verfahren fi nden sich in [4] und besonderes
in [7].
4. EINWIRKUNGEN UND
GLEISDYNAMISCHE BERECHNUNGEN
Die Festlegung der Einwirkungen beinhaltet
einerseits die Bestimmung der maßgebenden
Lastbilder aus dem Betriebsprogramm und
nach DIN FB 101, Anhang F, und andererseits
die Ermittlung der tatsächlichen zeitabhängigen
Belastung im Zeit- und Frequenzbereich.
Die tatsächliche Belastung ergibt sich
aus der Superposition von quasi statischer
(niederfrequenter) und zusätzlicher dynamischer
(höherfrequenter) Einwirkung.
Da die Auswirkungen der Belastung und
Geschwindigkeit auf die Beanspruchungen
nicht eindeutig beschreibbar sind, sind ver-
schiedene Zugarten mit unterschiedlichen
Geschwindigkeiten zu betrachten. Nach
bisherigen Untersuchungen waren bei Regelverkehr
mit Achslasten � 225 kN gemäß
DIN FB 101, Anhang F folgende Lastenzüge in
Abhängigkeit der Streckenkategorie bemessungsrelevant:
> R 80/G 50 Typ 1 mit 80 km/h (Lokgezogener
Reisezug mit 6-achsiger
Lok),
> G 120/R 120 Typ 7 mit 120 km/h (Lokgezogener
Güterzug mit
4-achsigen Wagen),
> P 160/M 160 Typ 1 mit 160 km/h (Lokgezogener
Reisezug mit 6-achsiger
Lok) und
> P 230/M 230 Typ 3 mit 230 km/h
(ICE 1 mit Triebköpfen
und Mittelwagen) oder
Typ 1 mit 200 km/h (Lokgezogener
Reisezug mit 6-achsiger
Lok).
Niederfrequente Einwirkungen infolge Radsatzlasten
mit entsprechenden Wagen-, Radsatz-
und Drehgestellabständen sollen nach
dem mechanischen Modell des dynamisch
belasteten Fahrwegs, z. B. nach Fryba [13], unter
Berücksichtigung des Verhältnisses von
v Zug /c R berechnet werden.
Hochfrequente Einwirkungen treten durch
zusätzliche dynamische Beanspruchungen
infolge von Unebenheiten zwischen Fahrzeug
und Fahrweg auf. Diese können mit dem vereinfachten
Frequenzbereichsverfahren nach
Knothe [14] ermittelt werden. In die Berechnung
sind elastische Elemente im Oberbau
als Feder und Dämpfer zu implementieren.
Die höherfrequenten Einwirkungen sollten
dabei über eine Radumlaufabzeichnung [15]
in Anlehnung an EUROBALT2 erfasst werden.
Bei Zuggeschwindigkeiten bis 160 km/h
können die hochfrequenten Einwirkungen
durch entsprechende Erhöhungsfaktoren auf
die resultierenden Vertikalspannungs-Zeit-
Verläufe der niederfrequenten Einwirkungen
berücksichtigt werden.
Aus der Superposition von niederfrequenter
und hochfrequenter Beanspruchung erhält
man im Ergebnis der gleisdynamischen Berechnungen
den Vertikalspannungs-Zeit-
Verlauf in der Ebene Schwellenunterkante
bzw. OK Schotter. Dabei wird von einer Verteilungslänge
in Bahnlängsrichtung in der
Größe der zweifachen elastischen Länge L
ausgegangen.
Die weitere Lastverteilung in Bahnlängsrichtung
für die Ermittlung der für die 2D-
FE-Berechnung notwendigen Vertikalspannungs-Zeit-Verläufe
in größerer Tiefe kann
unter Berücksichtigung einer kegelförmigen
Lastausbreitung mit einem Lastausbreitungswinkel
von 60° gegen die Horizontale
nach dem in Bild 2 dargestellten Modell erfolgen.

5. GLEIS- UND BODENDYNAMISCHE
BERECHNUNGEN
5.1. GRUNDSÄTZE
Grundsätzlich ist es möglich, Oberbau, Unterbau
und Untergrund komplett 3D zu
modellieren [20], [21], [22], [23] wobei der
Modellierungs- und Rechenaufwand bei 3D
stark ansteigt, wenn die Wellenausbreitung
im geschichteten Untergrund mit erfasst
werden soll. Letzteres ist jedoch bei Eisenbahnstrecken
auf Weichschichten mit u. a.
ausgeprägten Steifi gkeitsunterschieden in
den Schichten notwendig.
Als pragmatische Vorgehensweise zur Modellierung
des dynamischen Verhaltens des
Gesamtsystems Fahrzeug-Oberbau-Unterbau-Untergrund
erfolgt die Zerlegung in
Substrukturen von „oben nach unten“. Als
Schnittstelle wird dabei die Schwellensohle
gewählt:
> Mit einem ersten Berechnungsmodell
werden Fahrzeug und Gleis betrachtet,
wobei der Oberbau und Untergrund mittels
Feder und Dämpfer modelliert werden,
die aus einem Konusmodell nach
[24] hergeleitet werden (gleisdynamische
Berechnungen). Die gleisdynamische
Berechnung liefert nach dem in Bild 2
dargestelltem Modell die Vertikalspannungs-Zeit-Verläufe
als Eingabe für die
dynamische 2D-FE-Berechnung.
> In einem 2-ten Berechnungsmodell wird
der Input von oben (Beanspruchungen in
der Ebene der Schwellensohlen) als Einwirkung
angesetzt, um die Wellenausbreitung
im Untergrund mittels 2D-FEM
zu modellieren. Zur Berücksichtigung der
Lastausbreitung in Streckenachse werden
die Lasten gemittelt und zusätzlich
in Streckenachse tiefenabhängig verteilt
(bodendynamische Berechnungen).
> Wie bei jeder Substrukturtechnik ist auch
hier ein iteratives Vorgehen erforderlich:
Nach jedem Berechnungsgang ist zu
überprüfen, ob der Input an den Schnittstellen
angepasst werden muss und dies
ggf. Rückwirkung auf die Berechnung
und die Ergebnisse der Struktur hat, die
den Input lieferte.
Konkret müssen die resultierenden Verformungen
der dynamischen FE-Berechnungen
in der Ebene UK Schwelle mit den resultierenden
Verformungen der gleisdynamischen
Berechnungen übereinstimmen. Dazu ist
eine iterative Berechnung unter vorheriger
Annahme des Bettungsmoduls für die gleisdynamische
Berechnung notwendig.
5.2. BODENDYNAMISCHE
BERECHNUNGEN
Die bodendynamischen FE-Berechnungen
BILD 2: Lastverteilung in Streckenachse
können für zeitabhängige Belastungen an einem
ebenen Modell (2D-FE-Berechnung) z. B.
mit dem Programm „PLAXIS“ im Zeitbereich
durchgeführt werden. Die Vorgehensweise
unterteilt sich in folgende Schritte:
1. Festlegung der Bodenkennwerte für eine
dynamische FE-Berechnung mit linear
elastischem Stoffgesetz und scherdehnungsabhängig
angepassten Steifi gkeiten:
– Dichte �,
– Dynamischer Schubmodul G in Abhängigkeit
von der Scherdehnung �
(iterativ),
– Querdehnzahl � oder dynamischer
Steifemodul E S ,
– Dämpfungsgrad D.
2. Dynamische 2D-FE-Berechnung,
(Ergebnis sind u. a. Verformungs-,
Schwinggeschwindigkeits- und Scherdehnungs-Zeit-Verläufe
für konkrete
Lastbilder.)
3. Überprüfung des Bettungsmoduls k der
gleisdynamischen Berechnung durch
Vergleich der Verformungs-Zeit-Verläufe
in der Ebene UK Schwelle zwischen FEM
und gleisdynamischer Berechnung. Ggf.
erneute Berechnung des 2. Schrittes.
In [9] und [10] liegen für 2 Bauvorhaben mit
mehreren Teilbereichen organischer Böden
gleis- und bodendynamische Berechnungen
sowie rechnerische Nachweise zur dynamischen
Stabilität vor.
Folgende Mindestanforderungen sind an die
dynamischen FE-Berechnungen zu stellen:
> Der Zeitschritt �t muss ausreichend
klein sein, um die Achsabstände der Wagen
und den Schwellenabstand erfassen
zu können; er sollte zwischen 1/5 und 1/10
des sich aus der kleinsten charakteristischen
Länge (zumeist des Schwellenabstandes)
ergebenden Zeitintervalls sein.
In der Regel sollte �t = 0,002 s für Zuggeschwindigkeiten
v � 160 km/h betragen.
> Die Abstände (= Elementlängen L e ) der
einzelnen Verformungspunkte des FE-
Netzes müssen so klein gewählt werden,
dass die für die FE-Berechnungen
wichtigen Wellenlängen erfasst werden
können. Dazu muss der kleinste Abstand
zwischen 2 beliebigen Elementknoten l c
kleiner als das Produkt aus der charakteristischen
Wellengeschwindigkeit c c
und dem Zeitintervall �t sein [26]. So ergibt
sich beispielsweise für c c � 100 m/s
und �t = 0,001 s ein maximaler Abstand
der einzelnen Verformungspunkte von
l c � 0,10 m.
> Die Größe des FE-Netzes muss ausreichend
groß gewählt werden, so dass Refl
ektionen von den Rändern die Berechnungsergebnisse
nicht beeinfl ussen. Es
wird empfohlen, absorbierende Ränder
zu verwenden.
Bodendynamische FE-Berechnungen im Frequenzbereich
sind ebenfalls möglich. Die
Mindestanforderungen gelten analog.
6. NACHWEISE DER DYNAMISCHEN
STABILITÄT
Der Nachweis der dynamischen Stabilität erfolgt
durch den Vergleich der vorhandenen
Scherdehnungsamplitude � mit der zulässigen
Scherdehnungsgrenze �* tv
� � �* tv , (3)
da das Scherdehnungsniveau einen wesentlichen
Einfl uss auf die dynamische Steifi gkeit
und das Verformungsverhalten (Langzeitsetzungen)
hat. Als Scherdehnungsgrenze
kann bei Schotteroberbau die volumetrische
Scherdehnungsgrenze � tv = �* tv verwendet
werden, unterhalb der nur ein gering nichtlineares
Materialverhalten und keine für
die Gleislage kritische Akkumulation von
bleibenden Verformungen und kein schädlicher
Anstieg des Porenwasserdruckes mit
Abnahme der effektiven Spannungen und
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damit der Scherfestigkeit eintritt. Es kann
auch davon ausgegangen werden, dass bis
zu dieser Grenze Setzungsberechnungen mit
quasistatischen Ansätzen zu zutreffenden
Ergebnissen führen und ein Schotterfl ießen
nicht auftritt.
Die Scherdehnungsamplitude � darf nach [17]
und [19] vereinfacht aus dem Quotienten der
effektiven Schwinggeschwindigkeit nach [18]
und der Scherwellengeschwindigkeit
� � � � F,max / cS (4)
ermittelt werden, wenn in (3) �* für I = 0
tv P
gewählt wird. (4) kann als Abschätzung für
den oberfl ächennahen Fernbereich mit entsprechend
großem Abstand von der Lasteintragung
angewendet werden. Bei realisierten
Bauvorhaben hat sich nach derzeitigem
Kenntnisstand die Verwendung von (4) in
Verbindung mit der Nachweisführung nach
(3) bewährt.
Grundsätzlich sollten die Nachweise mit der
direkt in der FE-Berechnung ermittelten invarianten,
effektiven Scherdehnung entsprechend
[16] und [18] mit
�� � � (5)
F tv
geführt werden. Bei Nachweisführung gemäß
(5) darf für mineralische Böden bis zu
einer Plastizitätszahl von I = 50 als Scherdeh-
P
nungsgrenze � nach [12] verwendet werden.
tv
Damit ergibt sich für einen Boden mit I = 0 P
eine Scherdehnungsgrenze � = 8 · 10 tv -5 und
für ausgeprägt plastische Tone und Schluffe
mit IP = 50 % erhält man � = 6 · 10 tv -4 .
Die Scherdehnungsgrenzen wurden stichpunktartig
durch Laborversuche an bautechnisch
umgesetzten Projekten überprüft.
Für organische Böden und Böden mit organischen
Beimengungen sollte � wie G(�)
tv
BILD 3: Baugrundschichtung und Ergebnisse der Downhole-Messungen (in Gleisachse) und der refraktionsseismischen
Messungen (ca. 20 m neben GA)
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aufgrund der großen Schwankungsbreite
und noch geringen Erfahrungen mit diesen
Böden vorzugsweise mit Ergebnissen von
bodendynamischen Laboruntersuchungen
abgesichert werden. In begründeten Ausnahmefällen
kann nach derzeitigem Kenntnisstand
für organische Böden und Böden mit
organischen Beimengungen � = 8 · 10 tv -5 wie
für mineralische Böden mit I = 0 auf der si-
P
cheren Seite liegend abgeschätzt werden.
Bei sehr weichem Untergrund mit geringer
Rayleighwellengeschwindigkeit c und hoher
R
Zuggeschwindigkeit v können auch bei ho-
Zug
her Scherdehnungsgrenze � im Extremfall
tv
Resonanzeffekte auftreten und sich im Boden
ein Machscher Kegel ausbilden. Dies trat
z. B. bei Hochgeschwindigkeitsfahrten bei ca.
200 km/h in Ledsgård in Schweden [20] auf.
Um beim Schotteroberbau einerseits ausreichend
weit unterhalb des Resonanzfalls zu
liegen und andererseits keine signifi kanten
Vergrößerungsfaktoren für die Beanspruchung
zu erhalten, ist
� = v / c � 0,50 (6)
Zug R
einzuhalten.
Die Rayleighwellengeschwindigkeit c errech-
R
net sich dabei nach folgender Beziehung:
0,87 + 1,12 �m c � ·
R 1 + � �� m
Gm �
(7)
m
mit dem mittleren Schubmodul G , der mitt-
m
leren Dichte � und der mittleren Querdehn-
m
zahl � nach dem Konusmodell [24] und [25].
m
Im Ergebnis der Nachweise sind bautechnische
Maßnahmen zur Anpassung der Tragfähigkeit
und Gebrauchstauglichkeit der Erdbauwerke
bestehender Eisenbahnstrecken an
die geplante höhere Streckenbelastung bzw.
Streckenkategorie abzuleiten.
Die bisher überwiegend angewandten tiefgründigen
erdbautechnischen Maßnahmen
im Unterbau und Untergrund können zukünftig
noch konsequenter mit Maßnahmen
im Gleis bzw. in Gleisnähe optimiert werden.
Gleisnahe bewehrte oder verfestigte Tragsysteme
verteilen und vergleichmäßigen mögliche
Setzungen auf für die Gleislage und den
Fahrkomfort größere Längen und reduzieren
damit die dynamischen Beanspruchungen
unterhalb dieser Tragsysteme. Elastische Elemente
im Oberbau reduzieren als Feder- und
Dämpfungselemente die quasistatischen und
insbesondere dynamischen Einwirkungen.
7. VERIFIKATION DER ERGEBNISSE
Wesentliche erste praxisorientierte Anregungen
zur Entwicklung des beschriebenen Berechnungsverfahrens
ergaben sich aus Untersuchungen,
die ab dem Jahr 2001 für die ABS
Hamburg-Berlin durchgeführt wurden. Dort
erfolgte der Nachweis der dynamischen Stabilität
[27] sowie die Verifi zierung eines 2D- und
3D-FE-Berechnungsmodells mit Schwingbeschleunigungsmessungen,
aus denen bis zu
einer Tiefe von 5,0 m unter SO der Verlauf der
Schwinggeschwindigkeiten und elastischen
Verformungen im Zeit- und Frequenzbereich
ermittelt werden konnte [28].
Das im Rahmen des FE-Projektes „Weichschichten“
[1] entwickelte Nachweisverfahren
wurde inzwischen an ca. 50 Moorbereichen
auf 10 verschiedenen Bahnstrecken
der DB AG mit Streckengeschwindigkeiten
von 120 bis 230 km/h getestet, alternative
bautechnische Maßnahmen erprobt sowie
teilweise bereits Messprogramme zum Nachweis
des Ertüchtigungserfolges realisiert:

Bahnstrecke Berlin – Hamburg (VDE 8.1,
2. Ausbaustufe auf v e = 230 km/h). Hier
wurde im Bereich Neustadt/Dosse bei
einem zersetzten Torf bzw. organischen
Sand HZ/OH alternativ zu dem ursprünglich
vorgesehenem Bodenaustausch eine
gleisnahe Ertüchtigung mit zweifach
geokunststoffbewehrter Tragschicht
ausgeführt [29].
> Bahnstrecke Angermünde – Rossow (DB-
Grenze), v e = 160 km/h. Hier konnte in 14
Moorbereichen die ursprünglich vorgesehene
tiefgründige Ertüchtigung mit
Bodenaustausch auf einer Gesamtlänge
von 3700 m durch alternative tiefgründige
Ertüchtigungsverfahren auf lediglich
1270 m Länge (Rüttelstopfsäulen, geokunststoffbewehrte
Erdkörper über Fertigmörtelstopfsäulen
oder Bodenaustausch),
oberfl ächennahe Dammertüchtigung bis
2,50 m unter SO auf 550 m Länge sowie
Einbau eines zweifach geokunststoffbewehrten
Tragschichtsystemes auf 1525 m
Länge optimiert werden [9].
> Bahnstrecke Saarbrücken – Ludwigshafen
(ABS 23, POS Nord), v e = 200 km/h.
Hier erfolgte alternativ zur ursprünglich
vorgesehenen tiefgründigen Untergrundertüchtigung
mit FMI-Verfahren
eine gleisnahe Ertüchtigung durch den
gleisgebundenen Einbau eines zweifach
geokunststoffbewehrten Tragschichtsystems
[10].
> Bahnstrecke Augsburg – München (ABS
29/1), v e = 230 km/h. Hier erfolgten in
mehreren Moorbereichen (bei Mering,
Haspelmoor und Rotem Moor) optimierte
Ertüchtigungslösungen mit Säulen-
Geogitter-Polster-Bauweise, Rüttelstopfsäulen
sowie geogitterbewehrter
Tragschicht.
> Rosenheim – Freilassing (DB-Grenze), v e =
130 km/h. Hier wurde an mehreren Moorstellen
im Streckenabschnitt Prien-Übersee
eine gleisnahe Ertüchtigung durch
den gleisgebundenen Einbau einer geogitterbewehrten
Tragschicht ausgeführt.
> Ulm – Friedrichshafen (Moorstelle Einsingen),
v e = 160 km/h [30].
> Berlin – Dresden (Moorstelle Elsterwerda-
Hohenleipisch), v e = 160 km/h.
> Berlin – Cottbus (Moorstellen Bestensee,
Groß Köris, Teurow), v e = 160 km/h. Hier
erfolgten an mehreren Moorstellen eine
gleisnahe Ertüchtigung durch den Einbau
einer geogitterbewehrten Tragschicht
oder eine Ertüchtigung mit Rüttelstopfsäulen
alternativ zur ursprünglich geplanten
Ertüchtigungslösung mit FMI-
Verfahren oder geokunststoffbewehrten
Erdkörpern über Fertigmörtelstopfsäulen.
> Rostock – Berlin (Moorstellen im Bereich
Nassenheide – Löwenberg), v e = 160 km/h
[31] und Moorstellen im Bereich Waren –
Lalendorf, v e = 160 km/h,
> Oldenburg – Wilhelmshafen (mehrere
Moorstellen im Bereich Weser-Jade-Port),
v e = 120 km/h, [32].
8. ANWENDUNGSBEISPIEL
PRIEN-ÜBERSEE
Im Folgenden wird exemplarisch anhand des
Bauvorhabens Prien-Übersee auf der Bahnstrecke
Rosenheim – Freilassing (DB-Grenze)
innerhalb der stark befahrenen Städteverbindung
zwischen München und Salzburg
der Nachweis der dynamischen Stabilität
einschließlich der erforderlichen Baugrunduntersuchungen
sowie der Nachweis des
Ertüchtigungserfolges durch Schwingungsmessungen
und Langzeitverformungsmessungen
nach erfolgter Ertüchtigung gezeigt.
Die in dem Streckenabschnitt anstehenden
tiefreichenden Weichschichten führten zu
deutlich erhöhten Instandhaltungsaufwändungen
und Langsamfahrstellen. Aus baubetrieblichen,
technologischen und vor allem
bauzeitlichen Zwängen schied eine vollständige
Ertüchtigung des Unterbaus aus. Offen
blieb die Frage, ob mit oberfl ächennahen
Verbesserungen auch eine Verbesserung des
Gleistragverhaltens ohne Langsamfahrstellen
erreicht werden kann. Zur Klärung wurde das
beschriebene Berechnungsverfahren eingesetzt.
8.1. GEOMETRIE, BAUGRUNDVER-
HÄLTNISSE UND BODENKENNWERTE
Die Bahnstrecke wird in diesem Bereich auf
einem niedrigen Damm geführt, der sich auf
nacheiszeitlich entstandenen Seesedimenten
aus Torf HN-HZ und Seeton TM befi ndet.
Exemplarisch ist in Bild 3 einer von 6 Messund
Berechnungsquerschnitten mit den Ergebnissen
der geophysikalischen Untersuchungen
dargestellt.
Die Messquerschnitte unterscheiden sich
hinsichtlich Torfmächtigkeit und Überdeckung,
wobei die Unterschiede zwischen
den einzelnen Messstellen geringer als zwischen
den Ergebnissen in Gleisachse und
am Dammfuß sind. In Tabelle 1 sind exemplarisch
die Ergebnisse für den Torf in allen
Messstellen zusammengestellt.
Neben geophysikalischen Feldversuchen der
Geophysik und Geotechnik Leipzig GmbH,
wurden auch Klassifi zierungsversuche (Dichte,
Wassergehalt, Glühverlust, Konsistenzgrenzen)
sowie für den Torf und den Seeton
Resonant-Column-Versuche am Fachgebiet
Grundbau und Bodenmechanik an der TU
Berlin zur Bestimmung der Abnahme des
Schubmoduls mit zunehmender Scherdehnungsamplitude
und zur Ermittlung der
Scherdehnungsgrenze � durchgeführt.
tv
Exemplarisch ist in Bild 4 die Abnahme des
Schubmoduls mit zunehmender Scherdehnungsamplitude
für einen Torf HN-HZ dargestellt.
»
MIT EBA-ZULASSUNG
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Für die Entwässerung im Gleis- und
Tunnelbau. Maximale Sicherheit im
Untergrund.
- EBA-Zulassung für das SN16-Rohr-
system, somit Einbau im inneren
Lastbereich ohne ZIE möglich
- Entsprechend DBS 918064, gemäß
HPQ der DB AG
- Einsetzbar unter besonders hohen sta-
tischen und dynamischen Belastungen
- Unempfindlich durch hohe Schlagzähig-
keit und Steifigkeit selbst bei rauen
Baustellenbedingungen unter 0 °C
- Reinigung mit Kettenschleuder nach Be-
treiber- und Herstellervorgaben möglich
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ETR | SEPTEMBER 2011 | NR. 9
51

WISSEN | SCHOTTEROBERBAU AUF WEICHSCHICHTEN
BILD 4: Abnahme von G(�) und Zunahme von � v (�) mit � für den Torf (HN)
(Quelle: TU Berlin)
Ausgehend von den Ergebnissen der Labor-
und Feldversuche wurden die bodendynamischen
Kennwerte (Dichten, Scher- und
Kompressionswellengeschwindigkeiten
bzw. die Grundwerte der Schubmodule G 0
und Querdehnzahlen) für die Berechnung
abgeleitet. Exemplarisch sind davon in Bild
5 die Scherwellengeschwindigkeiten c s0 für
die einzelnen Bodenschichten zusammengestellt.
8.2. BERECHNUNGSMODELL UND
BODENDYNAMISCHE BERECHNUNGEN
Zur Verifi kation des Berechnungsmodells
und zum Vergleich mit den Ergebnissen der
Schwingungsmessungen erfolgten dynamische
FE-Berechnungen nach dem rechnerischen
Untersuchungs- und Nachweis-
TABELLE 1: Bodendynamische Kennwerte und Spannungen für den Torf HN-HZ
Bezeichnung
HN-HZ
u. Damm
HN-HZ
n. Damm
Tiefe u.
GOK [m]
3,0 - 6,0
Ø 4,0
0,0 - 5,0
Ø 1,5
w
[%]
200 - 500
Ø 350
400 - 700
Ø 550
52 ETR | SEPTEMBER 2011 | NR. 9
v Gl
[%]
70 -90
Ø 80
85 - 95
Ø 90
verfahren zur Beurteilung der dynamischen
Stabilität [2].
Als niederfrequente Einwirkung wird entsprechend
den aufgezeichneten Zugüberfahrten
bei den Schwingungsmessungen ein
ICE (Railjet 60) bestehend aus einer Elektrolok
der BR 182 (ÖBB 1116) und Reisezugwagen
mit einer Zuggeschwindigkeit von 130 km/h
angesetzt.
Die hochfrequenten Einwirkungen werden
entsprechend dem gleisdynamischen Modell
nach Knothe [14] unter Verwendung der
Rundlaufabzeichnungen eines speziell präparierten
unrunden ICE-Rades [15] berücksichtigt.
Diese Vorgehensweise ist ausführlich
in [2] dargestellt.
In Bild 5 ist das FE-Modell exemplarisch für
den Berechnungsquerschnitt nach Bild 3 dargestellt.
�
[g/cm³]
1,00 - 1,05
Ø 1,03
0,97 - 1,03
Ø 1,00
� d
[g/cm³]
0,17 - 0,35
Ø 0,23
0,12 - 0,20
Ø 0,15
e
[-]
3,9 - 7,8
Ø 6,0
6,8 - 11,5
Ø 9,2
�‘ v
[kN/m²]
50 - 65
Ø 58
5,0 - 21
Ø 13
Aufgrund der höheren mittleren Spannung
(�’ 0 = �’ x + �’ y + �’ z )/3 ist die Steifi gkeit bzw.
der Grundwert des Schubmoduls G 0 und damit
auch die Scherwellengeschwindigkeit c s0
einer Bodenschicht unter dem Damm höher
als neben dem Damm, z. B. für den Torf
HN: unter dem Damm c s0 = 90 m/s und neben
dem Damm c s0 = 70 m/s. Es ist deshalb
eine Unterteilung der einzelnen Schichten
in mehrere Teilbereiche entsprechend Bild 5
erforderlich.
8.3. VERGLEICH MIT
SCHWINGUNGSMESSUNGEN
Es wurden sowohl vor als auch nach erfolgter
Ertüchtigung Schwingungsmessungen sowie
gleisdynamische und FE-Berechnungen geführt.
Die Messungen und Berechnungen vor
der Ertüchtigung dienten zur Beurteilung des
bodendynamischen Verhaltens im vorhandenen
Zustand sowie zur Prognose für den Zustand
nach der Ertüchtigung.
Mit den Schwingungsmessungen nach der
Ertüchtigung konnte eine Verifi zierung sowie
der Nachweis der Verbesserungswirkung gegenüber
dem Zustand vor der Ertüchtigung
gezeigt werden, siehe Bild 6.
Beim Vergleich von Bild 6 oben und Bild 6 unten
ist zu sehen, dass es bei den Messergebnissen
und bei den Berechnungsergebnissen
sowohl zu einer deutlichen Reduzierung als
auch zu einer geringeren Streuung der effektiven
Schwinggeschwindigkeiten nach der
Ertüchtigung (Bild 6 unten) gegenüber vor
der Ertüchtigung (Bild 6 oben) kam.
So betrugen z. B. die effektiven Schwinggeschwindigkeiten
in der Ebene UK Schwelle
bzw. OK Schotter vor der Ertüchtigung messtechnisch
15 – 33 mm/s, im Mittel 24 mm/s
und rechnerisch ca. 28 mm/s. Nach der Er-
�‘ 0
[kN/m²]
37 -48
Ø 42
4,0 - 15
Ø 10
BILD 5: FE-
Modell für den
Berechnungsquerschnitt
nach
Bild 3 mit Baugrundschichtung
c s
[m/s]
80 - 120
Ø 100
50 - 90
Ø 70
G 0
[MN/m²]
6,4 -15,1
Ø 10,3
2,4 - 8,3
Ø 4,9

tüchtigung wurden hingegen nur Schwinggeschwindigkeiten
von 12 – 22 mm/s – im
Mittel 17 mm/s – gemessen und ca. 22 mm/s
berechnet.
8.4. LANGZEITVERFORMUNGEN UND
GLEISLAGE
Zum Nachweis des Ertüchtigungserfolges erfolgten
Auswertungen der Gleismessschriebe
sowie an 3 ausgewählten Messquerschnitten
Langzeitverformungsmessungen mittels Inklinometer,
bei denen jeweils der Kopfpunkt
gegenüber einem außerhalb des Bahndammes
befi ndlichen Fixpunkt eingemessen
wurde.
In Bild 7 ist zu sehen, dass die größten Setzungen
im Bereich der Außenschiene auftreten
und bei der 1. Folgemessung ca. 8 mm und
bei der 2. Folgemessung ca. 12 mm betrugen.
Die Setzungen treten dabei relativ einheitlich
in Bahnlängsrichtung auf und die Setzungsgeschwindigkeiten
nehmen ab (�s = 8 mm
in den ersten 5 Monaten, �s = 4 mm in den
folgenden 6 Monaten).
Die Gleismessschriebe zeigen für den gesamten
ertüchtigten Bereich des Gleises
Übersee – Prien, km 37,400 bis km 29,726,
insgesamt eine ausreichend gute Gleislage.
Der SR 100 -Wert und der SR A -Wert werden stets
eingehalten. Zumeist liegen die Messwerte
unter 50 % des SR A -Wertes.
Ausnahmen bilden lediglich die Bereiche um
die Überleitstelle (Üst) Rottau, die bei dem
Belastungsstopfgang ausgespart wurde sowie
lokal ein Bereich bei einer EÜ, die jedoch
nicht auf Auffälligkeiten im Unterbau und
Untergrund, sondern auf die Örtlichkeit zur
EÜ zurückzuführen sind.
8.5. WERTUNG DES BAUVORHABENS
PRIEN-ÜBERSEE
Mit den vorgesehenen oberfl ächennahen Verbesserungsmaßnahmen
konnte eine deutliche
Verbesserung der dynamischen Stabilität
erzielt und sowohl messtechnisch als
auch rechnerisch nachgewiesen werden. Eine
vollständige dynamische Stabilität entsprechend
dem Kriterium � < � tv nach Abschnitt
6 dieses Artikels wurde allerdings bei der
Prognoseberechnung vor der Ertüchtigung
nicht erreicht. Es konnte mit den Messungen
und Berechnungen aber gezeigt werden,
dass das Verhältnis der Zuggeschwindigkeit
zur Rayleighwellengeschwindigkeit � = v Zug /
c R < 0,50 und damit nach Gleichung (6) eine
Resonanzgefahr, also die Ausbildung von
kritischen Zuständen mit Sicherheit ausgeschlossen
werden kann.
Im Vergleich zu vollständig dynamisch stabil
verbesserten Gleisen muss deshalb zwar
mit einem noch erhöhten, jedoch gegenüber
dem bisherigen Zustand deutlich reduzierten
Instandhaltungsaufwand gerechnet werden.
BILD 6: Vergleich der effektiven Schwinggeschwindigkeiten der Berechnungsergebnisse
mit den Messergebnissen infolge ICE-Wagen für Berechnungsquerschnitt
nach Bild 2. oben: vor der Ertüchtigung, unten: nach der Ertüchtigung
9. SCHLUSSBEMERKUNGEN
Die bisherigen Anwendungen des im Rahmen
des FE-Pojektes entwickelten Berechnungsverfahrens
bestätigen, dass damit
zutreffende Ergebnisse erzielt werden
können, die als Grundlage für Bewertun-
gen und auch als Nachweise geeignet sind.
Naturgemäß ergeben sich besondere Anforderungen
bei der zutreffenden Ermittlung
der Bodenparameter, die bei den Berechnungen
angesetzt werden. Hierzu ist geotechnische
Erfahrung, unterstützt durch Variationsrechnungen
mit oberen und unteren
ETR | SEPTEMBER 2011 | NR. 9
»
53

WISSEN | SCHOTTEROBERBAU AUF WEICHSCHICHTEN
charakteristischen Kennwerten, erforderlich.
Das Verfahren soll durch weitere Auswertungen
fortentwickelt und abgesichert werden.
Dies betrifft insbesondere die Absicherung
der Berechnungsansätze mit 3-dimensionalen
Berechnungen, die Absicherung der
Scherdehnungsgrenzen, die Kalibrierung mit
relevanten Instandhaltungsdaten sowie die
weitere Verbesserung des Erfahrungsstandes
und die weitere Absicherung der Wirksamkeit
von Ertüchtigungsverfahren (siehe [33]). <
Literatur
[1] Vogel, W. (Projektleiter), Ingenieurgemeinschaft GEPRO
/ Prof. Lieberenz / Prof. Neidhart: Erarbeitung von Kriterien
zur Beurteilung der Notwendigkeit von Ertüchtigungen
bei Eisenbahnstrecken auf Weichschichten,
Abschlussbericht, 06.12.2010. (unveröffentlicht).
[2] Vogel, W. (Projektleiter), Ingenieurgemeinschaft GEPRO
/ Prof. Lieberenz / Prof. Neidhart: Rechnerisches Untersuchungs-
und Nachweisverfahren zur Beurteilung der
dynamischen Stabilität, Stand 14.12.2010, unveröffentlicht,
erscheint voraussichtlich 2011 als TM.
[3] Vogel, W.; Lieberenz, K.: Gebrauchstauglichkeit von
Bahnstrecken auf weichen Untergrund, Eisenbahningenieur,
59 (2008) Heft 9, S. 28 – 36.
[4] DGGT e. V.: Empfehlungen des Arbeitskreises AK 1.4
„Baugrunddynamik“, Hrsg.: Deutsche Gesellschaft für
Geotechnik e. V., Essen (2002). Hinweis: Überarbeitete
Neuaufl age mit wesentlichen Ergänzungen, erscheint
voraussichtlich 2012.
[5] Vrettos, C.: Bodendynamik, In: Witt, K. J. (Hrsg.), Grundbau-Taschenbuch,
7. Aufl age Teil 1 (2008); Verlag Ernst &
Sohn Berlin, Kapitel 1.8, S. 451 – 500.
[6] Wegener, D.: Bodendynamische Eigenschaften weicher
organischer Böden, Ohde-Kolloquium, Dresden (2009).
[7] DGZfP und DGGT e. V.: Merkblatt zur seismischen Baugrunderkundung;
(in Vorbereitung).
[8] Neidhart, T.; Herle, I.; Wegener, D.; Vogel, W.: Dynamische
Beanspruchung weicher Böden unter Eisenbahnverkehr;
Tagungsband zur 30. Baugrundtagung in Dortmund,
DGGT, Essen (2008), S. 311 – 318.
[9] Wegener, D.; Weisemann, U.; Neidhart, T.; Neumann, G.:
Ertüchtigung von Eisenbahnstrecken auf Weichschichten,
Eisenbahningenieur, 59 (2008) Heft 12, S. 34 – 42.
[10] Fischer, R.; Kipper, R.; Moede, M.; Mortag, M; Wegener,
D.: Untergrundertüchtigung eines Streckenabschnittes
über Weichschicht, Eisenbahningenieur, 60 (2009) Heft
6, S. 29 – 36.
[11] Vucetic, M.: Cyclic threshold shear strains in soils, ASCE,
Journal of Geotechnical Engineering, 120 (1994) Heft 12,
S. 2208 – 2228.
54 ETR | SEPTEMBER 2011 | NR. 9
[12] Hsu, C. C.; Vucetic, M.: Volumetric Thresold Shear Strain
for Cyclic Settlement, ASCE, Journal of Geotechnical
and Geoenvironmental Engineering, 130 (2004) Heft 1,
S. 58 – 70.
[13] Fryba, L.: Vibrations of Solids and Structures under Moving
Loads, 3. Aufl age, Telford Verlag London (1999).
[14] Knothe, K.: Gleisdynamik, Verlag Ernst & Sohn Verlag für
Architektur und technische Wissenschaften (2001).
[15] imb-dynamik: Model Wheel Unevennesses Calculations,
Follow-Up Calculation and Prognosis; imb-dynamik -Aktennotiz
N11223AC of 21 Dec. 1998, unveröffentlicht.
[16] Wegener, D.; Herle, I.: Zur Ermittlung von Scherdehnungen
unterhalb von dynamisch belasteten Flächen, Geotechnik,
33 (2010) Heft 1, S. 12 – 18.
[17] DIN 45672-1: Schwingungsmessungen in der Umgebung
von Schienenverkehrswegen – Messverfahren, Deutsches
Institut für Normung, (2009-12).
[18] DIN 45672-2: Schwingungsmessungen in der Umgebung
von Schienenverkehrswegen - Auswerteverfahren, Deutsches
Institut für Normung, (1995-07).
[19] Hu, Y.; Gartung, E.; Prühs, H.; Müllner, B.: Bewertung der
dynamischen Stabilität von Erdbauwerken unter Eisenbahnverkehr,
Geotechnik, 26 (2003), Heft 1, S. 42 – 56.
[20] Holm, G.; Andréasson, B.; Bengtsson, P.-E.; Bodare, A.;
Eriksson, H.: Mitigation of Track and Ground Vibrations
by High Speed Trains at Ledsgård, Sweden, Report 10,
(2002), Swedish Deep Stabilization Research Centre, Linköping.
[21] Savidis, S.; Hirschauer, R.; Bode, C.; Bergmann, S.: Dynamische
Wechselwirkung zwischen Schienenfahrwegen
und dem geschichteten Untergrund unter Berücksichtigung
von Nichlinearitäten; Tagungsband zur 30. Baugrundtagung
in Hannover, DGGT, Essen (2000), S. 285
- 294.
[22] Savidis, S.; Schepers, W.: Dynamische Beanspruchung
des Untergrundes bei einer Baugrundverbesserungsmaßnahme
infolge Verkehrsbelastung, In: Raithel, M.;
Rudolph, M. (Hrsg.): Festschrift zum 60. Geburtstag von
Prof. Dr.-Ing. H.-G. Kempfert, Schriftenreihe Geotechnik
Universität Kassel, Heft 18 (2005), S. 73 – 82.
[23] SUPERTRACK – Sustained Performance of Railway Tracks;
Final Report, Dec. 2005, NGI, G1RD-CT-2002-00777.
[24] Wolf, J.P.: Foundation Vibration Analysis using Simple
Physical Models, Prentice Hall, Englewood Cliffs (1994).
[25] Adam, D.; Kopf, F.: Dynamische Effekte durch bewegte
Lasten auf Fahrwegen, Bauingenieur, 78 (2003), S. 1 – 12.
[26] Neidhart, T.: Lösung dreidimensionaler linearer Probleme
der Bodendynamik mit der Randelementmethode,
Veröffentlichungen des Instituts für Bodenmechanik
und Felsmechanik der Universität Fridericiana in Karlsruhe,
Heft 131 (1994).
[27] Lieberenz, K.; Müller-Boruttau, F.H.; Weisemann, U.: Sicherung
der dynamischen Stabilität von Unterbau/Untergrund
– Herangehensweise und Lösungswege an der
ABS Hamburg – Berlin, Eisenbahningenieur, 54 (2003)
Heft 2, S. 14 – 24.
[28] Lieberenz, K.; Wegener D.; Müller-Boruttau, F. H.: Dynamische
Stabilität der Fahrbahn, Edition ETR, ABS Hamburg
- Berlin, Eurailpress (2005).
BILD 7: Ergebnisse
der Inklinometermessungen
für den Messquerschnitt
nach Bild 3
[29] Lieberenz, K.; Wegener, D., Weisemann, U.: Bewehrte
Tragschichten über Weichschichten - Erste Erfahrungen
aus Praxiseinsätzen, Fachtagung Kunststoffe in der Geotechnik
(KGEO), München (2009).
[30] Kempfert, H.-G., Krist, O., Raithel, M.: Fahrweggründungen
– Nachweise und Untersuchungen zur dynamischen
Stabilität, ETR 59 (2010), Heft 07+08, S. 469 – 472.
[31] Tost, S.; Vogt, L.; Neidhart, T.; Einnatz, G.: ABS Rostock
- Berlin: Bandbreite geotechnischer Untersuchungen
und Beurteilungen bei schwierigen Untergrundverhältnissen,
8. Tiefbaufachtagung des VDEI, 03.-04.02.2011 in
Dresden.
[32] Richter, T.; Appel, S.: Anwendung der Planungshilfe am
Beispiel der Ausbaustrecke Oldenburg – Wilhelmshaven,
8. Tiefbaufachtagung des VDEI, 03.-04.02.2011 in Dresden.
[33] Vogel, W.; Lieberenz, K.; Neidhart, T.; Wegener, D.: Bewertung
von Weichschichten unter Gleisen - Entwicklung
einer Planungshilfe, 8. Tiefbaufachtagung des VDEI, 03.-
04.02.2011 in Dresden.
SUMMARY
Dynamic stability of ballasted railway
tracks on soft strata
This report deals with an algorithm that was
developed as part of an R&D programme under
a title that translates as “ballasted railway
tracks on soft strata”. The algorithm is used for
recognising and evaluating substructure zones
that are sensitive to vibrations, for computing
dynamic stability and for selecting engineering
measures. It has already been tried out at
several construction sites.
Experience to date in applying the computation
method has confi rmed that it is capable of
producing pertinent results, which can be used
as inputs for evaluations and which are also
suitable as documentary records.