Geotechnik 1/2021

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44. Jahrgang März 2021 ISSN 0172-6145 21756

Bodenmechanik Erd- und Grundbau Felsmechanik Ingenieurgeologie Geokunststoffe Umweltgeotechnik

ORGAN DER DEUTSCHEN GESELLSCHAFT FÜR GEOTECHNIK

-  Beschreibung der Festigkeit mit der Grenzbedingung nach Mogi-Coulomb -  Einfluss von Reaktionspfählen auf statische Pfahlprobebelastungen -  Geotechnische Flächentragwerke auf Pfahlgründungen -  Einteilung von Boden in Homogenbereiche -  Digitalisierung in der Geotechnik – Das Fachmodell Baugrund

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Deutsche Gesellschaft für Geotechnik e.V. (Hrsg.)

Geotechnisch-markscheiderische Untersuchung, Bewertung und Sanierung von altbergbaulichen Anlagen Empfehlungen des Arbeitskreises Altbergbau

-

Praxisgerechte Darstellung einer komplexen Problemstellung Empfehlungen des Arbeitskreises 4.6 „Altbergbau“

2. Auflage

Die Empfehlungen des Arbeitskreises Altbergbau geben eine systematische Anleitung zur Erkundung, Risikobewertung, Sicherung, Verwahrung und Nachnutzung von altbergbaulichen Hinterlassenschaften durch untertägige Bergwerke oder Tagebaue im Locker- und Festgestein.

Geotechnischmarkscheiderische Untersuchung, Bewertung und Sanierung von altbergbaulichen Anlagen

2020 · 180 Seiten · 15 Abbildungen · 20 Tabellen Hardcover ISBN 978-3-433-03296-1

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eBundle (Print + PDF) ISBN 978-3-433-03297-8

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* Der €-Preis gilt ausschließlich für Deutschland. Inkl. MwSt.

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27.08.2020 18:48:56 02.03.21 12:41

Inhalt geotechnik 1/21 Zum Titelbild:  Auf der Großbaustelle des Straßen­ tunnels Kriegsstraße wurde ein wichtiges Etappenziel erreicht: Im November betonierte die Züblin Spezialtief­ bau GmbH den letzten der insgesamt 1.251 Bohrpfähle für den 1,6 km langen Tunnel in der Karlsruher Innenstadt. Innerhalb der für den Rohbau zuständigen Arbeitsgemein­ schaft erstellt Züblin Spezialtiefbau die wasserdichten Baugrubenumschließungen in Form von überschnittenen und aufgelösten Bohrpfahlwänden sowie Dichtwänden mit eingestellter Spundwand. In den vergangenen rd. 3,5 Jahren hat das Bauteam ca. 47.000 m² Dichtwände, 20.000 m Bohrstrecke für Bohrpfahlwände sowie knapp 57.000 m Verbauanker hergestellt. Zur Abdichtung der Baugrubensohle wurden insgesamt ca. 34.000 m2 Weichgel injiziert sowie umfangreiche DSV-Arbeiten durchgeführt. Diese Herstellung der Weichgelsohlen in einer Tiefe von bis zu 20 m bildete dabei das zentrale Spezialtiefbaugewerk und erforderte Präzision und Expertise (Foto: Züblin Spezialtiefbau GmbH)

Editorial

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Christos Vrettos Eine außergewöhnliche Situation

Aufsätze

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Benedikt Kosmann, Eugen Perau Beschreibung der Festigkeit von Fels unter echten triaxialen ­Bedingungen mit der Grenzbedingung nach Mogi-Coulomb

14

Sascha Henke Numerische Untersuchungen zum Einfluss von Reaktionspfählen auf statische Pfahlprobebelastungen

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Berthold Klobe The design of plane earthwork structures on pile foundations

Berichte

33

Christoph Budach Einteilung von Boden in Homogenbereiche bei maschinellen ­Tunnelvortrieben – Kennwerte, Vortriebsabschnitte, Beispiele

Michael Molzahn, Jörg Bauer, Sascha Henke, Klaus Tilger 41 Das Fachmodell Baugrund – Empfehlungen des Arbeitskreises 2.14 der DGGT „Digitalisierung in der Geotechnik“ 44. Jahrgang März 2021, Heft 1 ISSN 0172-6145 (print) ISSN 2190-6653 (online) Peer-reviewed journal  Die „Fachthemen“ in geotechnik werden vor der Veröffentlichung von mindestens zwei unabhängigen Fachleuten begutachtet.

Die geotechnik ist in Scopus von Elsevier gelistet. CiteScore 2019:

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Rubriken

52 DGGT-Mitteilungen 55 Aus der DGGT-Nachwuchsförderung 56 Persönliches 58 CBTR-Nachrichten 60 § Das aktuelle Urteil § 62 Dissertationen 71 Goetechnik akutell 72 Termine

Produkte & Objekte A4 Angewandte Geotechnik

Herausgeber

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www.ernst-und-sohn.de/geotechnik

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Call for Papers Die Zeitschrift geotechnik ist das Organ der Deutschen Gesellschaft für Geotechnik e.V. (DGGT) und erscheint seit 2011 beim Verlag Ernst & Sohn. Die Zeitschrift deckt das gesamte Fachgebiet der Geotechnik ab und veröffentlicht wissenschaftliche Fachbei träge und praxisorientierte Berichte aus den Bereichen: Bodenmechanik Erd- und Grundbau Felsmechanik Ingenieurgeologie Kunststoffe in der Geotechnik Umweltgeotechnik Alle Fachbeiträge werden standardmäßig in einem internetbasierten Peer-review-Prozess begutachtet. Die technischen Berichte werden nicht reviewt, aber redaktionell geprüft. Das von der DGGT eingesetzte Editorial Board gewährleistet eine interessante Themen auswahl und garantiert die Qualität der Inhalte auf hohem technischem und wissenschaftlichem Niveau. Nutzen Sie für die Einreichung Ihres Manuskripts bitte ausschließlich die Online-Plattform „ScholarOne Manuscripts“. Die URL lautet: https://mc.manuscriptcentral.com/gete

42. Jahrgang 2019/ 4 Ausgaben im Jahr Hrsg.: Deutsche Gesellschaft für Geotechnik e.V. (DGGT)

K. Bergholz/I. Herle: Experimentelle Bestimmung der Nichtlinearität von Spannungsgrenzbedingungen im Bereich geringer Spannungen

K. Bergholz/I. Herle: Experimentelle Bestimmung der Nichtlinearität von Spannungsgrenzbedingungen im Bereich geringer Spannungen

Tabelle 2. Versuchsrandbedingungen Table 2. Boundary conditions of laboratory tests u

σ′3, max

σ′3, min

OCR

α

e0

econ*

epeak

[kPa]

[kPa]

[kPa]

[kPa]

[–]

[°]

[–]

[–]

[–]

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–

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CD

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–

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0,483

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0,514

CD

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200

800

50

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–

0,548

0,424

0,462

CD

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400

200

800

200

8

–

0,531

0,404

0,468

CD

08

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200

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16

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0,456

0,475

CD

12

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250

200

800

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16

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0,438

0,522

CD

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0,460

CD

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800

50

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0,453

CD

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250

200

200

50

4

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0,529

0,472

0,506

Versuch

Nr.

σ3, max

σ3, min

[kPa]

kraftgesteuert

weggesteuert

Bild 4. Prinzipskizze des kraftgesteuerten Triaxialversuchsstands Fig. 4. Sketch of the load controlled triaxial testing equipment

Organ der DGGT

Die Proben wurden über das Eintreten des Versagenszu­ stands und den Beginn der Entfestigung hinaus weiter be­ lastetet; in einigen Fällen bis (annähernd) zum Erreichen des kritischen Zustands. Die weggesteuerten Versuche wurden unter Span­ nungspfadneigungen von α = 80/100/120/150° durchge­ führt und, bis auf eine Probe, alle bei einem Überkonsoli­ dierungsverhältnis von OCR = 16 und mit einer Vorschub­ geschwindigkeit von 0,0003 … 0,002 mm/min abgeschert. Auch hier wurde die Belastung nach dem Bruch bis (an­ nähernd) zum Erreichen des kritischen Zustands weiter gesteigert. Alle Proben zeigten während der Belastung im Tri­ axialgerät ein relativ homogenes Verformungsbild in fass­ artig ausbauchender Gestalt. Die Ausbildung einer ausge­ prägten Scherfuge war selbst bei den stärker überkonsoli­ dierten Probekörpern nicht zu beobachten. Dies ent­ spricht jedoch dem nach [7] für feinkörnige Böden mit hohem Schluffanteil typischen Versagensbild.

3.3 Ergebnisse

Mitglieder der DGGT erhalten die Zeitschrift print und online. Für weitere Informationen: Zum Abonnement: www.ernst-und-sohn.de/gete Zur Mitgliedschaft: www.dggt.de

Die Ergebnisse aller unkonventionellen weg­ und kraftge­ steuerten dränierten Triaxialversuche sind in Bild 5 in Form der Spannungspfade im p′­q­Diagramm zusammen­ gefasst. Versuche mit gleichen Überkonsolidierungsver­ hältnissen sind mit gleicher Farbe dargestellt. Die roten Punkte markieren jeweils den Bruchzustand. Durch Ver­ binden aller Bruchpunkte unterschiedlicher OCR ergibt sich im Rahmen akzeptabler Abweichungen eine Gren­ zumhüllende, die ebenso wie die Linie der kritischen Zu­ stände (CSL) in Bild 5 eingetragen ist. Diese Grenzumhül­ lende repräsentiert die Spannungsgrenzbedingung, eine nichtlineare Kurve, deren Verlauf sich deutlich von der CSL unterscheidet. Im Bereich niedriger Spannungen ver­

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geotechnik 40 (2017), Heft 2

* Porenzahl nach isotroper Konsolidation und Entlastung auf Ausgangsspannung der Scherung ** wegen fehlerhaftem Einbau exzentrische Belastung und frühzeitiges Versagen – Ergebnis nur bedingt verwertbar (in nachfolgenden Darstellungen in Klammern bzw. leeres Symbol)

läuft sie stark gekrümmt durch den Koordinatenursprung und geht mit wachsendem Spannungsniveau in eine Ge­ 4 Auswertung und Schlussfolgerungen rade über, bis sie ihren Schnittpunkt mit der CSL erreicht. Auf der Basis der gesammelten Ergebnisse unterschied­ Die in Abschnitt 3.3 dargestellten Ergebnisse haben ge­ liche Grenzlinien für die drei Überkonsolidierungsverhält­ zeigt, dass die Spannungsgrenzbedingung eine nichtlinea­ nisse zu finden, gelingt allerdings nicht. Es sind zum einen re Kurve beschreibt, die offensichtlich von der Vorbelas­ nicht ausreichend Versuche vorhanden und zum anderen tung des Bodens beeinflusst wird. Die Versuche CD 08 liegen die Versagenspunkte, insbesondere im unteren und 18 deuten darauf hin, dass in diesem Zusammenhang Bereich, zu dicht beieinander, als dass unter Berücksichti­ vor allem die Höhe der Vorbelastung eine Rolle spielt, das gung von Fehlertoleranzen zweifelsfrei verschiedene Kur­ Überkonsolidierungsverhältnis vermutlich eher unterge­ ven identifiziert werden könnten. Die nahezu deckungs­ ordnet. Folglich macht es keinen Sinn, alle Ergebnispunk­ gleichen Versagenspunkte der bei gleicher Deviator­ te auf einer Kurve zu vereinen. Abhängig von der Vorge­ spannung abgescherten kraftgesteuerten Versuche CD 11, schichte des Bodens, die außer der Vorbelastung bspw. CD 17 und CD 14 (OCR = 4/8/16, p′c = 800 kPa) lassen vermuten, dass das Überkonsolidierungsverhältnis an auch die Lagerungsdichte (Porenzahl) umfasst, ergeben sich keinen entscheidenden Einfluss auf die Krümmung sich unterschiedliche Spannungsgrenzbedingungen. Um hat. diesem Sachverhalt Rechnung zu tragen, wurde in Bild 6 Dennoch gibt es ein Indiz dafür, dass die Vorbelas­ eine alternative Darstellungsweise der Bruchpunkte ge­ tung einen Einfluss auf die Ausprägung der Spannungs­ wählt, bei der die Spannungen mit der jeweiligen äquiva­ grenzbedingung hat. In Bild 5 ist der in hellgrün darge­ lenten Konsolidierungsspannung p′e [8] normiert wurden. Sie gibt die Spannung an, die im normalkonsolidierten stellte Spannungspfad des weggesteuerten Versuchs Zustand auf den Boden einwirken müsste, um die gleiche CD 18 zu erkennen, der im Gegensatz zu allen anderen Porenzahl zu erzeugen. Auf diese Weise lässt sich der Ein­ Versuchen nicht bis auf 800 kPa vorbelastet worden ist, fluss der Vorgeschichte ausschalten, so dass im Ergebnis sondern nur auf 200 kPa. Nach Entlastung auf 50 kPa er­ alle Punkte (mit akzeptablen Abweichungen) auf einer gab sich demnach ein OCR von 4 – verglichen mit den gekrümmten Grenzumhüllenden liegen. übrigen weggesteuerten Versuchen (OCR = 16) also ein Zur Unterstreichung der nichtlinearen Form der Wer­ deutlich geringeres Überkonsolidierungsverhältnis. Wer Spannungsgrenzbedingung kann alternativ auch die Ent­ den die Spannungspfade der hinsichtlich der Scherung wicklung von Reibungswinkel und (scheinbarer) Kohäsi­ gleichartigen Versuche CD 18 und 08 gegenübergestellt, on über der effektiven mittleren Spannung aufgetragen so zeigen die Ergebnisse, dass das Versagen der hoch werden (Bild 7b), im Sinne von stetig variierenden Scher­ überkonsolidierten Probe später eintritt als dasF. von Versagen Havranek · Rückverankerung einer Spritzbetonschale im Rahmen einer Tunnelsanierung parametern zur Beschreibung der Grenzbedingung in des weniger vorbelasteten Nachfolgers und somit eine Bild 5. Spannungspfade aller weg- und kraftgesteuerten dräDurch die Erkundungsbohrungen war bekannt, (p′ dass = 800 Form einer Geradenschar. Bild 7a verdeutlicht, wie ϕ′ und höhere Festigkeit erlangt. Es liegt nahe, dass die Bruch­ = 200 kPa) nierten Triaxialversuche c1 = 800 kPa, p′c2 = 200 hinter dem Ausbaumauerwerk verwittertes, c′ auf der Basis der Versagenspunkte abschnittsweise be­ punkte zwei unterschiedlichen Spannungsgrenzbedingun­ Fig. stark 5. Stress paths of all teils displacement and load controlled nicht standfestes Gebirge mitdrained größeren Klüften = 800 kPa, p′c2 = 200 = 200 kPa) triaxial tests ansteht. (p′c1 = 800 stimmt worden sind. Mit Abnahme der Spannung ist ein gen zuzuordnen sind. So wie auch Litzen­ und Vollstabanker werden klassische Vollstabmikropfähle in entfestigten Gebirgen oder nicht standfesten Bohrlöchern deshalb im Schutz von Bohrroh­ 123 geotechnik 40 (2017), Heft 2 ren, dem Casing, eingebaut [4]. Der Einbau dieser Bohr­ rohre ist jedoch aufwendig, er ist wegen größerer Bohr­ durchmesser an massivere Gerätetechnik gebunden [10] und beim Bohren über Kopf wegen der zu bewegenden Massen möglicherweise nur schwer beherrschbar. Bei den dann einzubauenden Gewindevollstäben mit Kunst­ stoffripprohren als dauerhaften Korrosionsschutz ist die Herstellung der Koppelstellen mit Schrumpfschläuchen zeitraubend. Zuletzt müssten die Bohrrohre zurückgebaut und der Ringraum zwischen Stahltragglied und Gebirge verpresst werden [11]. Darüber hinaus sind die Verfahren Bild 5. Externer Spülkopf (Friedr. Ischebeck GmbH) des Spezialtiefbaus im Tunnelbau wenig beliebt. Es war Fig. 5. External flushing head (Friedr. Ischebeck GmbH) also schwer vorstellbar, wie unter diesen Umständen in den zeitlich genau fixierten Nachtsperrpausen, also in en­ Bild 8. Betonstahlgewinde (Friedr. Ischebeck GmbH) Fig. 8. Reinforcing bar thread (Friedr. Ischebeck GmbH) gen Zeitfenstern, die Arbeiten termingerecht hätten abge­ schlossen werden können.

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Rückverankerung mit selbstbohrenden Mikropfählen Titan

Auf der Grundlage positiver Erfahrungen bei der vorange­ gangenen Sofortsicherung fiel die Wahl deshalb schon in der Planungsphase auf ein selbstbohrendes System. Die Selbstbohrtechnik ist in nicht standfesten Gebirgen des­ halb vorteilhaft, weil das Stahltragglied gleichzeitig Bohr­ gestänge ist. Blockaden durch einfallende Bohrlöcher oder axiale Abweichungen beim Einschieben herkömmli­ cher Stahltragglieder durch Klüfte hindurch sind damit ausgeschlossen [11], [12]. Der Mikropfahl Titan wird als Zugpfahl mit verlorener Bohrkrone, in üblichen 3­m­ Schüssen mit der im Tunnelbau vorhandenen Bohrtech­ nik (Bild 4) eingebaut. Ergänzt durch einen Spülkopf für Dickspülung (Bild 5) kann während des Bohrens dyna­ misch verpresst werden (Bild 6 und 7). Es entfällt das Ca­ sing, denn bei Bedarf wird das Bohrloch mit Zementleim stabilisiert (Bild 7) [12]. Das erleichtert der Mannschaft

Bild 4. Herkömmliches Ankerbohrgerät (DB Netz AG) Fig. 4. Conventional anchor drilling rig (DB Netz AG)

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Bild 6. Verpresster Ringraum (Friedr. Ischebeck GmbH) Fig. 6. Pressure-grouted annular space (Friedr. Ischebeck GmbH)

Bild 7. Zementstabilisierung des Bohrlochs (Friedr. Ischebeck GmbH) Fig. 7. Borehole stabilised with grout (Friedr. Ischebeck GmbH)

F. von Havranek · Rückverankerung einer Spritzbetonschale im Rahmen einer Tunnelsanierung

vor Ort die Handhabung ganz wesentlich. So konnten dann auch übliche Tunnelbohrgeräte mit zwei Auslegern, jeweils für Hydraulikbohrhammer und Arbeitskorb, und vorhandene Verpresstechnik flexibel eingesetzt werden. Die charakteristische Ankerkraft wurde mit max. 200 kN ermittelt. Wegen genügender Belastungsreserven bzgl. unvorhersehbar auftretender Risiken, des höheren Drehmoments und der besseren Schlagenergieübertra­ gung, was beim Bohren im Festgestein für den zu erzielen­ den Bohrfortschritt vorteilhaft ist, wurde der reichlich be­ messene Mikropfahl Titan 40/16 gewählt. Mit dem be­ wusst überdimensionierten Querschnitt sind auch bei eventuellen Fehlstellen im Verpresskörper, die durch die örtlich erwarteten größeren Klüfte verursacht werden könnten, genügend Querschnittsreserven für die geplante Standzeit vorhanden [6]. Das Stahltragglied ist ein Rohr mit einem Außendurchmesser von 40 mm, einem Innen­ durchmesser von 16 mm und einem aufgewalzten Beton­ stahlgewinde (Bild 8). Der effektive Materialquerschnitt des Stahltragglieds beträgt 900 mm2, der charakteristische Widerstand 465 kN und die Bruchlast 660 kN [13]. Die Mikropfähle wurden bis zum Grenzzustand der Tragfähigkeit mit einer Prüflast von 360 kN geprüft. Da­ mit die Prüfergebnisse unverfälscht ermittelt werden konnten, wurden zur Entkopplung des Stahltragglieds vom vorhandenen Ausbaumauerwerk des Tunnels und von dessen Hinterfüllung, für die zu prüfenden Pfähle Kunststoff­Hüllrohre eingebaut. Für die Kopfausbildung in der Spritzbetonschale wurde die System­Kalottenplatte 200 × 200 × 12 mm ein­ gesetzt (Bild 2). Das war möglich, weil für Spritzbeton als weiche Schale der Nachweis auf Durchstanzen maßge­ bend ist.

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Baurechtliche Situation

Vor Beginn der Realisierung wurden vom beauftragten Bauunternehmen alternative Varianten mit Stahltragglie­

Bild 9. Bohrstangenrundgewinde (Friedr. Ischebeck GmbH) Fig. 9. Drilling rod knuckle thread (Friedr. Ischebeck GmbH)

dern R38­500 und H0500­38, beides Hohlprofile R38 aus Vergütungsstahl 28Mn6 und mit Bohrstangenrundgewin­ de gemäß ISO 10208, in die Diskussion gebracht (Bild 9). Dem konnte aus formaler, baurechtlicher Sicht und aus technischen Gründen, die in den folgenden Abschnitten behandelt werden, nicht stattgegeben werden. Baurechtlich ist zu beachten, dass DIN EN 14199 in Deutschland laut der eingeführten technischen Baube­ stimmungen gemeinsam mit DIN SPEC 18539 gelesen werden muss, das gilt ebenso für den Bereich der Eisen­ bahnen [14]. Verbundpfähle sind danach zulassungspflich­ tig [4]. Die Anforderungen an die Tragglieder für Verbund­ pfähle werden damit an die, gegenüber der europäischen Normung, höheren Anforderungen der nationalen techni­ schen Baubestimmungen Deutschlands angepasst, die in jahrzehntelanger Forschung und Entwicklung entstanden und letztlich durch die Baupraxis immer wieder bestätigt wurden. Darüber hinaus wird im Bereich der Eisenbahnen des Bundes die Verwendung von Bauprodukten mit euro­ päischer technischer Zulassung in der Eisenbahnspezifi­ schen Liste Technischer Baubestimmungen (ELTB) mit dem hier geltenden Bausatz Lfd. Nr. 4.14 und Anlage 4/11 geregelt. Danach ist ohne allgemeine bauaufsichtli­ che Zulassung (in Deutschland DIBt Berlin) nur der vorü­ bergehende Einsatz (kleiner zwei Jahre) möglich [14].

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Verbundverhalten und Duktilität von Bewehrungsstahl

Technisch gesehen, stellen die Stahltragglieder die Beweh­ rung jedes einzelnen Mikropfahls dar [4] und gehören da­ mit in den anspruchsvollen Bereich des Verbundbaus. Sie entfalten ihre Tragwirkung im Verbund mit dem Verpress­ körper aus Zement. Deshalb müssen die eingesetzten Stähle im Sinne von Betonstählen einen erweiterten Nachweis der Dukti­ lität und des Verbundverhaltens sowie speziell den Nach­ weis der Begrenzung der Rissbreiten [15] erbringen.

geotechnik 40 (2017), Heft 2

geotechnik 40 (2017), Heft 2

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Angewandte Geotechnik

Fundexpfähle im Industriepark Höchst Frankfurt a. M. / Hessen – Stump-Franki realisierte im Industriepark Höchst in Frankfurt für einen Erweiterungsbau eine Pfahlgründung auf einem besonders herausfordernden Baugrund. Dabei sorgten detaillierte Planung und aufwendige Vorarbeiten für eine termin­gerechte Fertigstellung der Pfahlarbeiten. Das Gelände wurde ursprünglich nach dem Abbruch der Altbebauung mit Sand, Kies und Schuttresten aufgefüllt. Darunter befinden sich Fundamente und Fundamentreste mit verschiedener Beschaffenheit. Außerdem war unterhalb der Altfundamente mit kontaminiertem ­Baugrund zu rechnen, weshalb der ­Fundexpfahl als Verdrängungspfahl nach DIN EN 12699 zum Einsatz kam. Er eignet sich besonders bei kontaminierten Böden, da Schadstoff belastetes Bodenmaterial nicht ausgehoben, sondern verdrängt wird. Somit entfallen Zusatzkosten für den Transport und die Entsorgung in der Deponie.

Bohrungen zum Durchtrümmern der Bestandsfundamente durchgeführt ­werden sollten. Mit einer Drehbohranlage Typ BG28 wurden mit einem Bohrdurchmesser von 880 mm die Reste der Altbebauung teilweise bis in 7 m Tiefe und durch 5 m Stahlbeton durchortet und schafften so den Raum für die Herstellung der ­Fundexpfähle. Der Baugrund stellte sich darüber hinaus als extrem abrasiv und heterogen dar. Immer wieder zeigten sich sehr hohe Drehmomente über mehrere Meter im Bohrtrieb. Ein zeitlicher Verzug der Arbeiten durch den hohen Verschleiß am Bohrgerät wurde durch eine eigens vor Ort aufgebaute Werkstatt verhindert. Das Bohrequipments wurde direkt am Einsatzort aufbereitet und stellte somit den stetigen Einsatz ohne Ausfälle sicher.

Perfekt abgestimmte Arbeitsprozesse. Beengte Bauverhältnisse durch bestehende Gebäude und ­Wasserstoffleitungen machten darüber hinaus eine besonders sensible und vorausschauende Arbeitsweise erforderlich. Im Norden des Baufeldes galt es Pfähle in unmittelbarer Nähe zur Bestandsbebauung in einer Lücke zwischen Rohrleitungs­brücken und Wasserstofftanks herzustellen.

Parallel zu den Vorbohrungen begannen die Pfahlarbeiten. Eine intensive Abstimmung der Arbeitswege, Lagerflächen und Absteckungsarbeiten waren erforderlich, um den verfügbaren Platz auf dem Baufeld so einzuteilen, dass keine Stillstandzeiten der Maschinen entstanden.

Aufwendige Kontaktbohrungen zur Erkundung und Vorbereitung der alten Fundamente

Dies erforderte eine parallel mitlaufende Arbeitsebene zur Nachbereitung der Enttrümmerungsbohrungen und Vorbereitung der Pfahlbohrungen. Insgesamt wurden bei diesem Auftrag 182 Fundexpfähle mit einem Durchmesser von 44/56 cm eingebaut.

Wenn Sie bei »Webinar« das b zwei Stellen nach rechts verschieben, kommt ebenfalls etwas sehr Gutes dabei heraus!

Marc Meißner, Bauleiter in der ZNL Düsseldorf www.stump-franki.de

(Foto: Stump-Franki)

Die Lage der alten Fundamente wurde im Vorlauf zu den Pfahlarbeiten durch 197 Kontaktbohrungen erkundet. Im Anschluss daran wurde das Pfahllayout angepasst und die Pfahlansatzpunkte exakt definiert, an welchen zunächst

Doch nüchtern betrachtet sind die kostenlosen Webinare auf unserer Webseite dann doch um einiges tiefgründiger: Genießen Sie erlesenes Expertenwissen voller Frische, überaus bekömmlich serviert, auch aus schwierigen Hanglagen. Lassen Sie Ihren Ingenieursgeist von der Leichtigkeit der GGU-Suite verzaubern bis zu einem ausbalancierten Finale voller Harmonie und Standfestigkeit. Staubtrocken war gestern. Jetzt informieren und gratis anmelden auf

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Nach dem Vorbohren mit einer Drehbohranlage Typ BG28 (im Bild links) erfolgte die Herstellung der Fundexpfähle mit einer Fundex F2800 (im Bild rechts). Civilserve GmbH · Exklusivvertrieb GGU-Software Weuert 5 · D-49439 Steinfeld Tel. +49 (0) 5492 6099996 · info@ggu-software.com

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Angewandte Geotechnik

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Größte Schilfkläranlage der Welt seit zehn Jahren in Betrieb Nimr, Oman – Inmitten einer Wüstenlandschaft betreibt die BAUER Nimr LLC, eine lokale Tochterfirma der BAUER Resources GmbH, seit zehn Jahren die weltgrößte kommerzielle Schilfkläranlage im Oman. Mit einer Fläche von 13,5 km2 ist sie in etwa so groß wie 1.600 Fußballfelder. Sogar auf Satellitenbildern ist sie zu erkennen. Die Anlage ist ein mehrfach ausgezeichnetes Leuchtturmprojekt zur biologischen Reinigung von belastetem Wasser aus der Erdölgewinnung des Nimr Ölfelds im Süden des Landes, deren erste Phase im Jahr 2011 von Bauer Nimr fertiggestellt wurde.

Nach nur drei Wochen erreichte die Anlage damals den ersten Meilenstein: „Die vertraglich vereinbarte Reinigungskapazität von 45.000 m3 pro Tag wurde bei weitem überschritten“, berichtet Ulrich Emmer, Geschäftsführer von Bauer Nimr. Die Bauarbeiten wurden mit der dritten und letzten Erweiterung im Jahr 2019 erfolgreich abgeschlossen. Heute durchlaufen die Anlage in der Spitze bis zu 175.000 m3 belastetes Wasser, insgesamt wurden schon 370 Mio. m3 Wasser gereinigt – und das mit einem hervorragenden Reinigungsergebnis: Am Ende des Prozesses kann ein Kohlenwasserstoffgehalt von weniger als 0,5 mg/l erreicht werden. Auch knapp 95 % des sich im Wasser befindlichen Rohöls können ohne Einsatz von Energie oder Chemikalien entfernt bzw. zurückgewonnen werden.

(Abb./ Foto: Bauer Group)

Insgesamt schon 370 Mio. m3 Wasser gereinigt

Bild 2

In der Spitze durchlaufen die Anlage bis zu 175.000 m3 belastetes Wasser.

Eines der bedeutendsten Projekte von Bauer Resources Einzigartig ist die innovative Pflanzenkläranlage aber nicht nur aufgrund ihrer Größe und bemerkenswerten Reinigungsleistung, sie setzt auch neue Maßstäbe in Sachen Nachhaltigkeit: Durch die Behandlung des verunreinigten Wassers mittels natürlicher Fließprozesse in Form von abgestuften Klärbecken und der Wiederverwendung der gereinigten Abwässer an der Oberfläche sind weder energieintensive Pumpen für den Durchlauf noch zur Einleitung der Restmengen in den Untergrund notwendig. „So konnten nach zehn Jahren Betrieb insgesamt ca. 1,275 Mio. t CO2-Emissionen eingespart werden – bis zum Betriebsende im Jahr 2044 schätzungsweise sogar 4,5 Mio. t CO2“, erläutert Dr. Roman Breuer, Geschäftsführer der BAUER Resources GmbH. Zudem ist die vormalige Wüstenlandschaft mit rund 1,5 Mrd. Schilfpflanzen zu einem Lebensraum für über 140 Tierarten geworden, darunter zahlreiche Vögel, Fische und Reptilien. „Die Schilfkläranlage im Oman zählt mit einem Auftragsvolumen von ca. 600 Mio. US-Dollar über die gesamte Betriebszeit zu den bedeutendsten Projekten von Bauer Resources und wird von uns noch weitere 23 Jahre betrieben“, so Dr. Roman Breuer abschließend.

Bild 1

Die weltgrößte kommerzielle Schilfkläranlage im Oman ist mit einer Fläche von 13,5 km2 in etwa so groß wie 1.600 Fußballfelder.

HOCHTIEF baut Wiener U-Bahn-Netz aus Wien / Österreich – HOCHTIEF baut in den nächsten Jahren die Wiener U-Bahn aus. Die Wiener Linien beauftragten HOCHTIEF Infrastructure Austria – gemeinsam mit Swietelsky und HABAU Hoch und Tiefbau – mit der Realisierung zweier Baulose für die ­Linien U2 und U5. Die drei Unternehmen sind zu gleichen Teilen an der Arbeits­ gemeinschaft beteiligt. Das Auftragsvolumen beträgt rund 242 Millionen Euro, der HOCHTIEF-Anteil beläuft sich auf

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www.bauer.de

zirka 80 Millionen Euro. Die vorbereitenden Arbeiten haben bereits begonnen, die Bauarbeiten dürften voraussichtlich sechs Jahre dauern. Die Wiener U-Bahn ist das Rückgrat der Mobilität in der österreichischen Hauptstadt. Ihr Ausbau ist ein Schlüsselprojekt für deren Infrastruktur. HOCHTIEF ist derzeit maßgeblich am Ausbau von innerstädtischen U- und S-Bahnnetzen in vielen Metropolen der Welt beteiligt, etwa in München, Stuttgart, Prag, Kopenhagen oder Sydney. www.hochtief.de

geotechnik 44 (2021), Heft 1

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Angewandte Geotechnik

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Implenia gewinnt Großauftrag für A7-Tunnel Altona in Hamburg Dietlikon / Schweiz – Implenia hat gemeinsam mit Projektpartner HOCHTIEF den Zuschlag zum Bau des 2,2 km langen Lärmschutztunnels Altona auf der Autobahn A7 in Hamburg mit einem Gesamtvolumen von ca. 580 Mio. € netto erhalten. Implenia wird das Vorhaben in einer Arbeits­gemeinschaft kaufmännisch leiten, HOCHTIEF hat die technische Federführung. Mit der Erweiterung auf acht Fahrtstreifen von der Anschlussstelle Hamburg-Othmarschen bis Hamburg-Volkspark wird die Lücke zu den bereits laufenden Ausbauprojekten nördlich und südlich des Elbtunnels auf der A7 geschlossen. Auf dem 2.230 m langen Lärmschutztunnel Altona werden eine Vielzahl von Kleingärten sowie Grün- und Parkanlagen entstehen, die auch die beiden angrenzenden Stadtteile Othmarschen und Bahrenfeld wieder miteinander verbinden.

qualität für die direkten Anwohnerinnen und Anwohner, die einen umfassenden Lärmschutz erhalten, sowie für alle Hamburgerinnen und Hamburger, die diesen Naherholungsraum zukünftig nutzen können. Christian Späth, Head Division Civil Engineering bei Implenia: „In dem seit November 2019 laufenden Angebotsverfahren konnten wir zahlreiche Optimierungsmöglichkeiten identifizieren. Dafür haben wir unter anderem Teile der Ausführungsplanung vorgezogen und sukzessive die Ergebnisse aus mehr als 30 Abstimmungsterminen in die Kalkulation eingearbeitet. So konnten wir die Projektrisiken für alle Beteiligten deutlich minimieren und eine gute Basis für die Zusammenarbeit in den nächsten acht Jahren bis zu einem erfolgreichen Projektabschluss schaffen.“ www.implenia.com

Das auf acht Jahre angelegte Projekt soll im April dieses Jahres starten. Auftraggeber ist die DEGES (Deutsche Einheit Fernstraßenplanungs und -bau GmbH), die als Projektmanagementgesellschaft für ihre Gesellschafter – den Bund und zwölf Bundesländer – Bundesfernstraßen plant und realisiert. Implenia wird das Vorhaben mit einem Gesamtauftragsvolumen von ca. 580 Mio. € netto in einer Arbeitsgemeinschaft mit HOCHTIEF kaufmännisch leiten, HOCHTIEF hat die technische Feder­ führung. Der Anteil von Implenia am Gesamtauftragsvolumen beträgt 35 %.

Das Projekt ist ein wichtiger Teil der Erneuerung und Verbesserung der Verkehrsinfrastruktur auf einer Hauptverkehrsader in Deutschland. Es schafft zudem mehr Lebens-

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(Abb.: implenia)

Partnerschaftlich urbane Verkehrsinfrastruktur verbessern

Der A7-Tunnel Altona in Hamburg ist ein wichtiger Teil der Erneuerung und Verbesserung der Verkehrsinfrastruktur auf einer Hauptverkehrsader in Deutschland.

geotechnik 44 (2021), Heft 1 A7

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Angewandte Geotechnik

Minimal-invasives Injektionsverfahren verhindert zukünftige Setzungen Hamburg – Immer wieder kommt es an den Zufahrten zu Brückenbauwerken, den sogenannten Brückenrampen, zu Setzungen. Schwachstelle ist die oft unzureichende Arbeitsraumverfüllung des Brückenwiderlagers. Der zumeist asphaltierte Übergang der Straße zur Brücke kann sich durch die dynamische Beanspruchung durch (Schwerlast-)Fahrzeuge absenken und wird in der Regel durch neu aufgebrachten Asphalt wieder ausgeglichen. Durch das zusätzliche Gewicht steigt aber die Gefahr weiterer Setzungen. Eine tiefgründige Verstärkung der Auffüllung durch die Injektion von Expansionsharzen bietet eine dauerhafte Lösung. Und vermeidet Sperrungen. (Bild 1)

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An der Querkanalbrücke, die eine wichtige verkehrstechnische Überquerung innerhalb des Hamburger Hafens darstellt, sind am nördlichen und südlichen Brückenwiderlager Absenkungen im Fahrbahn- und Gleisbereich aufgetreten. Im Zuge von Reparaturarbeiten wurden beide Straßenrampen im Bereich des

Bild 2

Bild 1

Die Absenkung an der Brückenrampe ist gut zu erkennen

Bild 3

Die Ergebnisse der Erkundungen; vorher (linke Bilder) – nachher (rechte Bilder)

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geotechnik 44 (2021), Heft 1

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Der Querschnitt eines Widerlagers mit der undichten Holzspundwand

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Angewandte Geotechnik Brückenwiderlagers geöffnet, mit Sand wiederverfüllt und mit Asphalt überbaut. Zur Verdichtung der Sandverfüllung kamen Injektionen von Expansionsharz zum Einsatz. Die Querkanalbrücke gründet auf gemauerten Widerlagern, welche wiederum auf Holzpfählen und einer Holzspundwand gründen. (Bild 2) Zur Erkundung der Baugrundverhältnisse im Bereich der Widerlager wurden durch Kernbohrungen in der Asphaltfahrbahn Rammkernbohrungen und Rammsondierungen mit der schweren Rammsonde bis in eine Tiefe von 7 m niedergebracht. Die Ergebnisse der Erkundung sind in Form von Bohrprofil- und Rammwiderstandsdiagramm aufgetragen (s. Bild 3 a). Aus den Profilen ist zu erkennen, dass bis in eine maximale Tiefe von 7 m unter der Fahrbahnoberkante Füllsand mit einer lockeren Lagerungsdichte ansteht. (Bilder 3 a + b) Die Ursache der Fahrbahnabsenkung der Fahrbahnrampen und der Gleise ist auf Undichtigkeiten der unter den Brückenwiderlagern befindlichen Holzspundwände bzw. der anschließenden Kaimauer und dem dadurch auftretenden Bodenentzug in Richtung Hafenbecken zurückzuführen. Um dem Bodenentzug entgegenzuwirken, musste also die sandige Spundwandhinterfüllung verdichtet werden. Nach einem Ortstermin entschied sich der Auftraggeber für das Verfahren aus dem Hause URETEK. Mit Hilfe von sekundenschnell expandierenden und erhärtenden Kunstharzen kann der Füllsand nicht nur verdichtet werden, sondern auch durch die Bildung von Harzlamellen verstärkt und verklebt werden -eine Lösung, um weitere Sackungen und Ausspülungen weitestgehend zu verhindern.

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Vor den Injektionsarbeiten wurde die genaue Lage von Leitungen wie Strom, Gas und Wasser erkundet. Aufgrund des Verdachts auf Kampfmittel im Untergrund im Bereich des südlichen Widerlagers waren entsprechende Erkundungen vor den Tiefeninjektionen notwendig. Für das Einbringen der Injektionslanzen wurden zuerst Bohrlöcher mit einem Durchmesser von 60 mm mit einer Endlosschnecke durch den Füllsand bis in eine Tiefe von 7 m, lokal auch bis 8,50 m unter der Fahrbahnoberkante, abgeteuft. Anschließend wurden diese mit entsprechend langen Kunststoffrohren zur Bohrlochsicherung verrohrt. In jedes Kunststoffrohr wurden zwischen drei und fünf in der Länge gestufte Injektionslanzen aus Stahl (16 mm) eingebracht und anschließend die Kunststoffrohre wieder gezogen. (Bild 4) Das Injektionsraster besteht aus fünf Reihen, wobei für jede Reihe verschiedene Injektionstiefen vorgesehen wurden. Die Bohr- und Injektionsarbeiten erfolgten in vier Phasen. Damit wurde die Brücke immer nur halbseitig für den Verkehr gesperrt und es ließ sich somit eine Vollsperrung dieser wichtigen ­Brücke vermeiden. (Bild 5) Während der Injektionsarbeiten wurde die Fahrbahn beobachtet und durch Höhenmessungen mit Hilfe eines Rotationslasers und digitalen Messempfängern, die miteinander im ständigen Kontakt standen, beobachtet. (Bild 6) Im Zuge der Qualitätssicherung wurden weitere Rammsondierungen zur Überprüfung der Lagerungsdichte des Füllsandes nach den Injektionen durchgeführt. Der Vergleich der Diagramme lässt eine Verbesserung der Lagerungsdichte von locker (1 bis 4 Schläge je 10 cm Eindringung) auf mitteldicht (4 bis

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geotechnik 44 (2021), Heft 1 A9

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Angewandte Geotechnik

Bild 5

Injektionsplan für das nördliche Widerlager

Bild 6

Lasermesstechnik sorgt für eine lückenlose Überwachung der Injektionsarbeiten

Bild 7

Nach den Injektionen: die Lanzen sind abgeschnitten und hinter­ lassen kaum sichtbare Spuren

Das Einsatzfahrzeug für die Injektionen ist so dimensioniert, dass der Verkehr weiter fließen kann

(Fotos / Abb.:Uretek)

Bild 4

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18 Schläge) und in einigen Tiefenbereichen bis dicht (18 bis 24 Schläge) erkennen (s. Abb. 3 b). Die gewünschte Verdichtung des Füllsandes zwischen der Fahrbahn bzw. dem Gleisbett und dem Untergrund konnte durch das URETEK-Verfahren erreicht werden. Nach den Injektionsarbeiten wurden die über der Fahrbahn­ oberkante sowie im Gleisbett hervorstehenden Injektionslanzen gekappt. (Bild 7)

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Anschließend ließ der Auftraggeber die Kernbohrungen im Straßenaufbau mit Kaltasphalt verfüllen und im Bereich der Widerlager die obersten 5 cm der Fahrbahn abfräsen und eine neue Asphaltdecke aufbringen.

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(Abb.: Max Frank GmbH & Co. KG)

Flächenabdichtung bei Bohrpfählen

Bei einer Flächenabdichtung von Bohrpfählen aus Beton wird eine glatte Oberfläche benötigt, welche durch die Verlegung des Universal-Schalmaterials Pecafil® ermöglicht wird. Trennlagen vor Bohrpfahlschalungen empfehlen sich zur Betoneinsparung und eventuellen Feinjustierung der Kellerwände im Gegensatz zu ungenaueren Bohrpfählen. Falls eine Flächenabdichtung für eine erhöhte Nutzungsklasse gewünscht wird (kein Feuchteeintritt durch Haarrisse), wird die Frischbetonverbundfolie Zemseal® auf die ebene Unterschicht des Pecafil® aufgebracht. Hierdurch wird eine nachträgliche Rissverpressung, vor allem in nicht zugänglichen Bereichen im bezogenen Zustand, überflüssig. So geht‘s: – Aufbringen der Pecafil® Platten auf der Bohrpfahlwand. Die Befestigung erfolgt über Anschießen oder mithilfe von Dübeln.

– Zemseal® Bahn für die spätere Eckmontage vorfalzen. Hierbei sollte nach der Betonage der Bodenplatte ein Überstand der Zemseal® Bahn nach oben von ca. 500 mm für einen einfacheren Anschluss eingehalten werden. – Vorbereitetes Eckprofil sowie anschließend die Flächenabdichtung für den Boden auf der Sauberkeitsschicht verlegen. – Bodenplatte betonieren. Hierbei ist auf die Einlage eines Fradiflex® Fugenblechs in der Arbeitsfuge zwischen Bodenplatte und aufgehender Wand zu achten. – Vorgeschnittene Zemseal® Bahnen streifenförmig mit dem Zemseal® Klebeband (50 mm) befestigen. Eine Verklebung mit senkrechten Streifen kann im Abstand von ca. 1000 mm erfolgen (Verklebung auf dem vorstehenden Draht der Pecafil® Matten). – Wand bewehren, Wandschalung setzen und Wand betonieren. www.maxfrank.de

Mit der Umsetzung anspruchsvollster Projekte setzt die BAUER Spezialtiefbau Gruppe weltweit Maßstäbe. Von der Planung bis zur Ausführung bieten wir individuelle, kreative und wirtschaftliche Spezialtiefbaulösungen für die Bauprojekte unserer Kunden. BAUER Spezialtiefbau GmbH • BAUER-Straße 1 • 86529 Schrobenhausen

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Ein R 926 G8 Raupenbagger bei Hagedorn Hamburg – Die Firma Hagedorn führt Erdarbeiten, Kanalbauarbeiten sowie Desinfektions-, Rückbau- und Recyclingprojekte durch. Für Erdbewegungs-, Betonrohrleitungs- und Verlegearbeiten auf einer Baustelle in Hamburg hat sich das Unternehmen für den LiebherrRaupenbagger R 926 entschieden. Die Stadt Hamburg hat ein Bauprojekt gestartet, bei dem zwei neue Logistikplattformen im Stadtteil Wilhelmsburg entstehen sollen. Da der Platz begrenzt und bereits festgelegt war, wurde für dieses Projekt ein französischer Architekt hinzugezogen, der bereits ein zweistöckiges Logistikzentrum in Paris entworfen hatte – eine Weltpremiere. Diese Idee wird auch für dieses Projekt genutzt. Die Firma Hagedorn kümmert sich um die Erdarbeiten auf dem Gelände und die Ableitung des Regenwassers, das auf den Flachdächern der beiden Gebäude anfällt. Für diese Aufgaben wählte sie einen R 926-Raupenbagger der Genera­ tion 8.

Bild 1

Hagedorn entschied sich für den R 926 G8, der eine optimale Kombination aus Leistung und Stabilität bietet.

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Der R 926 G8 ersetzt das gleichnamige Vorgängermodell der Generation 6, verfügt aber über einen leistungsstärkeren Motor, der den Kraftstoffverbrauch senkt und gleichzeitig die Leistung steigert – zur vollen Zufriedenheit der Anwenderfirma.

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Mit seinem 150 kW (204 PS) starken Motor der Abgasstufe V und 27,5 t Einsatzgewicht sowie einem 6,20 m langen Verstellausleger verfügt der Bagger über eine hohe Hubkraft und ist daher perfekt für die Handhabung von Betonrohren geeignet.

Der R 926 G8 ersetzt das gleichnamige Vorgängermodell der Generation 6, verfügt aber über einen leistungsstärkeren Motor, der den Kraftstoffverbrauch senkt und gleichzeitig die Leistung steigert – zur vollen Zufriedenheit der Anwenderfirma.

Eine Entscheidung für Leistung und Stabilität Hagedorn entschied sich für den R 926 G8, der eine optimale Kombination aus Leistung und Stabilität bietet. Mit seinem 150 kW (204 PS) starken Motor der Abgasstufe V und 27,5 t Einsatzgewicht sowie einem 6,20 m langen Verstellausleger verfügt der Bagger über eine hohe Hubkraft und ist daher perfekt für die Handhabung von Betonrohren geeignet. Der Bagger soll die Betonrohre verlegen, die die Regenwasserableitungen von den Dächern der beiden Gebäude mit der zentralen Sammelstation verbinden. Der Bagger ist mit einem Schwenklöffel ausgestattet, der präzisere Erdarbeiten an Hängen ermöglicht. Der R 926 G8 ersetzt das gleichnamige Vorgängermodell der Generation 6, verfügt aber über einen leistungsstärkeren Motor, der den Kraftstoffverbrauch senkt und gleichzeitig die Leistung steigert – zur vollen Zufriedenheit der Anwenderfirma. Die Maschine hat einen Kraftstoffverbrauch von 14 Litern pro ­Stunde.

(Fotos: Liebherr)

Die Firma Hagedorn schätzt die Reaktionsschnelligkeit und das Know-how der Techniker des Liebherr-Vertragshändlers ­Grotemeier, die für den einwandfreien Zustand der Maschine sorgen und auch den Liebherr-Kundendienst übernehmen.

Kabinenkomfort und geschmeidige Bewegungen Der Raupenbagger R 926 der Generation 8 bietet großen Komfort für den Maschinenführer Michael Moritz. Diesem steht ein geräumiger und klimatisierter Arbeitsbereich mit einem luftgefederten Sitz mit Höhen- und Längsdämpfung zur Verfügung. Die Kabine ist mit einem hochauflösenden 7-Zoll-Farb-Touchscreen ausgestattet. Auch die neue LED-Beleuchtung wird vom Maschinenführer und seinen im direkten Umfeld arbeitenden Kollegen geschätzt, da sie leistungsstärker ist und eine größere Reichweite hat als das bisherige Halogensystem. Auf dem Bagger wurde ein GPS-Leitsystem installiert, um die Rohrleitungen präzise nach dem festgelegten Verlegeplan zu positionieren. Michael Moritz, der alleinige Fahrer des Baggers, steht kurz vor dem

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Ende seiner beruflichen Laufbahn und ist begeistert, dass er diesen Einsatz mit einem so komfortablen Bagger erledigen konnte. www.liebherr.com

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B&B und below software legen Grundstein für gemeinsame Zukunft Donaueschingen/Flörsheim – Der Spezialist für softwarebasiertes Infrastrukturmanagement, die B&B Ingenieurgesellschaft mbH aus Donaueschingen, und die below software GmbH aus Flörsheim sind eine strategische Kooperation eingegangen. Beide Unternehmen vernetzen seit dem 1. Januar 2021 standortübergreifend ihre Kompetenzen und ihre Organisation. Inhaltlich betrifft dies vor allem die softwarenahen Dienstleistungen, Schulungen und Services im Bereich Infrastrukturmanagement mit Schwerpunkt Tiefbau.

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Die 1989 gegründete B&B Ingenieurgesellschaft mbH war einer der ersten Anbieter für CAD-basierte Tiefbau-Software. Die Schwerpunkte liegen auf Entwicklungen und Dienstleistungen auf Basis der Produktfamilien des CAD-Anbieters Autodesk. Die Software BBSoft wird vorrangig von Ingenieurbüros, Planungs- und Vermessungsbüros, Tiefbauämtern und Baufirmen eingesetzt. Die below software GmbH hat sich seit der Gründung im Jahr 2009 als einer der größten Händler für die Software ­BricsCAD in Deutschland etabliert und fokussierte bisher ebenfalls umfassende Dienstleistungen auf das Tiefbausegment. Hintergrund der Kooperation sind die aktuellen Anforderungen beim Infrastrukturmanagement. „Wir haben bei allen Unternehmen egal ob bei Systemhäusern, Planungsbüros oder den Auftraggebern die Situation, dass ein enorm großes Projektvolumen bewältigt werden muss. Die notwendigen Personal-Ressourcen sind in der DACH-Region aber nur begrenzt verfügbar“, so Achim Bäuerle, Geschäftsführer der B&B Ingenieurgesellschaft mbH. Die fortschreitende Digitalisierung im Bauwesen, insbesondere im Bereich von BIM, bietet zwar enorme Potentiale für die Steigerung der Effizienz bei Planungs- und Bauprozessen, jedoch bestehen die Herausforderungen gerade im Tiefbaubereich darin, diese bei den Firmen, Projekten und Institutionen umfassend auszuschöpfen. Dafür spielen die Kernkompetenzen der Unternehmen eine entscheidende Rolle. „In der neuen Aufstellung können wir unsere Dienstleistungen noch besser und umfassender bereitstellen, sowie auch die Erreichbarkeit für unsere Kunden nachhaltig steigern“, so Bäuerle. Für Anwender spielt es keine Rolle, welche CAD-Systeme sie nutzen, Hauptziel ist es immer, die gesamte Softwarelandschaft im Sinne übergreifender Prozesse und individueller Anforderungen zu optimieren. Dafür bedarf es sowohl einer bestmöglichen Beratung als auch einer räumlichen Nähe zu den Kunden. In dieser Beziehung ergänzen sich die beiden Unternehmen perfekt. Nicht nur Schulungen und Seminare werden an beiden Standorten angeboten, ebenso sind Vor-Ort-Beratungen wesentlich effizienter umzusetzen. Die Unternehmen nutzen interne Synergien und erreichen so weitere Effizienzsteigerungen. Damit reagieren sie auch auf Änderungen im CAD-Markt. Diese resultieren zum einen aus Änderungen des Lizenzmodells bei Autodesk hin zu Abonnements und personifizierten Nutzern (Transition to Named User), zum anderen aus der Übernahme von Bricsys NV, dem Anbieter der dwg-basierten CAD-Software BricsCAD, durch Hexagon AB. Vielfach geht es darum, die Software so anzupassen, dass Nutzer mit jeglichem Qualifikationsniveau substanzielle Wertschöpfung im Planungsprozess eigenverantwortlich und effizient bewerkstelligen können.

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geotechnik 44 (2021), Heft 1 A13

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50 Jahre HaTelit Asphaltbewehrungen Gescher / NRW – Eine Erfolgsgeschichte, die vor 50 Jahren begann: HaTelit Asphaltbewehrungen werden 1971 erstmals im Straßenbau eingesetzt. Heute schlagen sie konventionelle Sanierungsmethoden in Sachen Nachhaltigkeit und Wirtschaftlichkeit.

HaTelit Asphaltbewehrungen schließen erfolgreich diese Lücke: sie sind durch ihren schnellen und einfachen Einbau nicht nur kurzfristig, sondern vor allem langfristig die wirtschaftlichere und nachhaltigere Lösung. Die einfache Verlegung und weniger Arbeitsschritte verkürzen Bauzeiten deutlich. Das hat zusätzlich einen positiven Effekt auf sanierungsbegleitende Verkehrsstörungen wie weiträumige Umleitungen und Staus. Unschlagbar sind Asphaltsanierungen mit HaTelit hinsichtlich ihrer Langlebigkeit. Dank der besonderen Bitumenbeschichtung (Bitumenanteil > 65 %) und einer optimalen Maschenweite zeigt HaTelit einen dauerhaft hohen Haftverbund mit den Asphaltschichten. So belegen Untersuchungen auch nach 15 Jahren nach der Sanierung einen Straßenzustand gleichwertig zu einem Vollausbau. Die verlängerte Nutzungsdauer, weniger Materialeinsatz und Transporte haben nicht nur einen positiven Einfluss auf die Kosten von bis zu 40 %, sondern reduzieren auch die CO2-Emissionen je saniertem Fahrbahnkilometer von mehr als 24,3 t.

Bild 1

Huesker HaTelit® C

(Fotos: Huesker)

Schlaglöcher, Risse und Verformungen sind nicht nur ein Ärgernis für jeden Auto- oder Zweiradfahrer, sie stellen vielerorts auch eine große Gefahr für die Verkehrsteilnehmer dar. Konventionelle Reparatur- und Sanierungsarbeiten sind oft gut gemeint und erscheinen auf den ersten Blick als schnelle, kostengünstige Lösung, langfristig können sie aber nicht immer überzeugen. Schnell werden Schäden, sogenannte Reflexions­risse, an der Fahrbahnoberfläche wieder sichtbar und müssen erneut saniert werden.

Bild 2 HaTelit®-Verlegung auf der Baustelle

Heute stehen verschiedene Ausführungen von HaTelit Asphaltbewehrungen zur Verfügung, die den Einbau auf Asphalt- und Betonflächen ermöglichen. Eine besonders nachhaltige Variante ist HaTelit C eco, das zu 100 % aus PET Recyclinggarn besteht, dem Klassiker HaTelit C aber in Leistung und Sicherheit in nichts nachsteht. www.huesker.de

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Erdbauer Scheele setzt auf Assistenzsysteme bei neuer Baggergeneration von Cat

Wägesystem, Arbeitsraumbegrenzung, Planierautomatik sowie 3D-Maschinensteuerungstechnik in der neuen Baggergeneration sind für das Bauunternehmen erfolgversprechend. „Solche ­Features erleichtern die Arbeiten auf der Baustelle und machen vieles effizienter. Wir stellen fest, dass solche Funktionen immer mehr gefordert werden“, erklärt Maik Scheele, der zusammen mit seinem Vater Karsten die Geschäftsführung verantwortet. Das Ergebnis in der Ausführung gibt ihm recht. „Die Bagger sind produktiv und schnell. Das Arbeiten ist deswegen auch angenehm, weil die Geräte leise sind. Das kommt bei unseren Mitarbeitern an“, führt Scheele aus. Abwarten will er auch, bis die neuen Cat Mobilbagger mit Assistenzfunktionen lieferbar sind. „Auch da wollen wir die Technik für uns nutzen“, erklärt er. Kein Weg führt außerdem an dem vollautomatischen Schnellwechsler OilQuick vorbei, der ebenfalls Bestandteil der Aus­ rüstung ist. Das gilt auch für den neuen Cat Umschlagbagger MH3024. Dieser dient vor allem der Sortierung und Aufarbeitung von Baumischabfällen, der sich der Mittelständler seit 1998 widmet. In der Regel bleibt die Umschlagmaschine im Greiferbetrieb, um im Zuge des Recyclings die auf den eigenen Baustellen anfallenden Abbruchmaterialien oder den Aushub auf dem Umschlagplatz weiterverarbeiten zu können. Damit setzt das Familienunternehmen seinen Weg fort und erledigt immer komplexer werdende Arbeiten rund um den Erd- und Straßenbau, den Abbruch und das Recycling. Diese werden vom Ortsteil Lüerte in Wildeshausen aus gesteuert und auf Baustellen im Umkreis von 50 km wie in Bremen, Cloppenburg, Oldenburg und Vechta ausgeführt. Das Unternehmen liefert unter anderem Sand, Mutterboden, Kies, und Schotter. Hinzu kommt ein Containerverleih. Bei der Maschinentechnik steht der Betrieb in engem Kontakt zu Zeppelin Gebietsverkaufsleiter Uwe Auner. „Er kennt unsere Bedürfnisse und weiß, was wir an Technik brauchen. Wenn es was Neues gibt, hält er uns auf dem Laufenden. Er empfiehlt uns auch schon mal, mit einer Investition noch etwas zu warten, bis sie marktreif ist, so wie es bei der neuen Ketten- und Mobilbaggergeneration der Fall war. Da ist einfach ein Vertrauen da“, so Maik Scheele.

(Foto: Scheele Erdbau)

Wildeshausen / Niedersachsen – Neue Baumaschinentechnik mit allem Drum und Dran sollte es für den Erdbauer Scheele sein. Weil die Assistenzsysteme viele Vorteile bei der Erdbewegung versprachen, wurde der Investitionszeitpunkt auf die neuen Kettengeräte in Form zweier Cat Bagger 323 abgestimmt. Diese ersetzen nun die Vorgängermodelle wie die beiden Cat 324D.

Verspricht Vorteile in der Erdbewegung: die neue Baggergeneration.

lassen sich vom Boden aus durchführen, sodass sich die routinemäßigen Aufgaben schneller, einfacher und sicherer erledigen lassen. Dazu gehört auch die zentrale Anordnung der verschiedenen Filter, die ebenfalls den Wartungsaufwand reduziert. „Solche Aspekte sind für uns sehr wichtig“, so Scheele. Trotzdem hält der Betrieb an einem Full-Service-Vertrag mit Zeppelin fest. Dabei nicht weniger entscheidend: Die neuen Cat Bagger 323 bieten verlängerte und besser abgestimmte Wartungsintervalle. Dadurch sinken die Wartungskosten. Ein konkretes Beispiel: Der neue Rücklauffilter des Hydraulikölkreises bietet etwa mit einer Nutzungsdauer von über 3000 Stunden ein um 50 Prozent höheres Partikelspeichervermögen als die vorherigen Filter. www.zeppelin-cat.de

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geotechnik 44 (2021), Heft 1 A15

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Muss er sich für eine Baumaschine entscheiden, steht der Serviceaspekt an erster Stelle. „Im Fall von Zeppelin klappt das alles ganz wunderbar, ob mit der Werkstatt in Bremen oder mit der Ersatzteilversorgung. Deswegen fahren wir natürlich auch viele Cat Maschinen“, so Scheele. An ihnen schätzt er, dass sie robust sind und was aushalten. „Uns geht es aber auch um die Zugänglichkeit zu Wartungspunkten. Wir schauen uns an, ob wir beispielsweise an den Motor gut rankommen“, räumt er ein. Das ist im Fall der neuen Maschinengeneration gegeben. Denn alle täglichen Wartungsprüfungen für Motoröl, Kraftstoff-Wasserabscheider, Kraftstofftank-Wasserablagerungen sowie Kühlmittelstand

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her Baurechtlic ngsgerüst: gaben Alu-Schalu er Schalauf ex pl m ko Nachweis 02.03.21 12:41

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Hochzugfeste Geogitter schützen vor Hochwasser Die Oderdeiche im Landkreis Uckermark wiesen als Folge von Hochwasserereignissen zahlreiche Beschädigungen auf. Ein ­bestehender Deich musste saniert werden – ein ausgezeichnetes Beispiel für Dammbewehrung auf weichen Untergründen. Mit ­Secugrid® HS hochzugfesten Geogittern ist ein sicheres Leben in der Deichumgebung wieder möglich. Im Sommer 1997 ereignete sich mit dem Oderhochwasser die größte bekannte Flut an dem deutsch-polnischen Grenzfluss. Durch die mehrwöchige Hochwassersituation wurden nach zahlreichen Deichbrüchen ca. 5.500 ha landwirtschaftliche Fläche und Siedlungen mit etwa 400 Wohnhäusern überschwemmt. Mehrere Tausend Menschen mussten evakuiert werden. Nach diesem und weiteren Hochwasser­ Bild 1 Hochwasserschutz mit hochzugfesten Geogittern ereignissen haben die Deiche vielfache Schäden davongetragen. Dies war auf Schwachstellen in der Deichgeometrie sowie auf Probleme im Die Verlegung der einzelnen Bahnen erfolgte über eine Traverse Untergrund zurückzuführen. mit der Hauptzugrichtung quer zur Deichachse. Die benachbarten Bahnen wurden quer zur Verlegerichtung jeweils mit 50 cm Um zukünftigen Hochwasserereignissen standzuhalten, wurde überlappt. zwischen Friedrichsthal und Gartz der bestehende Deich über eine Länge von 3 km ertüchtigt. Baugrunduntersuchungen unÜber die Gesamtlänge des Deichabschnittes zwischen Friedterhalb des Altdeiches ergaben relativ mächtige Weichschichten richsthal und Gartz wurden insgesamt ca. 63.000 m2 des hochaus Torf, Mudde und Ton. zugfesten Geogitters verbaut. Um eine ausreichende Standsicherheit des neuen Deiches ­sicherzustellen, wurde in der Aufstandsfläche das Geogitter ­Secugrid® HS verlegt. Dabei handelt es sich um gelegte Geo­ gitter aus hochzugfesten Polyesterfilamenten mit einer extrudierten Polyethylen-Schutzummantelung und verschweißten Knoten. Secugrid® HS kombiniert hohe Zugfestigkeiten und eine geringe Kriechneigung mit extremer Robustheit und Beständigkeit.

Der Altdeich wurde teilweise abgetragen und als 3-Zonen-Deich rekonstruiert. Als wasserseitiges Dichtungselement kam eine geosynthetische Tondichtungsbahn (GTD) zum Einsatz. Durch seine hohe Robustheit und Langzeitzugfestigkeit trägt Secugrid® HS langfristig zum Hochwasserschutz an der deutsch-polnischen Grenze bei.

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Verlegung der Geogitter über eine Traverse mit der Hauptzugrichtung quer zur Deichachse

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geotechnik 44 (2021), Heft 1

(Fotos/Abb.: NAUE)

www.naue.com

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Verlegung von Secugrid® HS in der Aufstandsflaeche

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PORR und STRABAG starten U-Bahn-Ausbau in Wien

Matzleinsdorferplatz, U2/19 Station Reinprechtsdorfer Straße, U2/20 Station Pilgramgasse sowie U2/21 Station Neubaugasse).

Wien / Österreich – Die ARGE aus den beiden größten österreichischen Bauunternehmen erhielt den Zuschlag für die erste Baustufe des größten zusammenhängenden Bauprojekts der Wiener Linien. Im Rahmen des Streckentauschs der U2 werden insgesamt 7 km Tunnel vorgetrieben und vier Stationen neugebaut. Der Auftragswert für die ARGE – zu je 50 % – liegt bei knapp einer halben Milliarde. Die Bauarbeiten werden bis Mitte 2028 andauern.

7 km Vortrieb im dicht besiedelten Wohngebiet

„Dieses zentrale Infrastrukturprojekt ist der entscheidende ­Lückenschluss im innerstädtischen U-Bahn-Netz für Wien. Mit unserer langjährigen Erfahrung und hohen technischen Kompetenz im U-Bahnbau leisten wir einen wichtigen Beitrag zur nachhaltigen Verbesserung der Wiener Verkehrs­ infrastruktur“, sagt Karl-Heinz Strauss, CEO der PORR.

Deutliche Aufwertung des öffentlichen Verkehrsnetzes

Für die anspruchsvolle Errichtung der beiden Streckenröhren im innerstädtischen Gebiet ist das Tunnelbau-Team rund um die Uhr im Schichtbetrieb im Einsatz. Rund 4 km werden mit einer Tunnelvortriebsmaschine errichtet, weitere 3 km nach Neuer Österreichischer Tunnelbaumethode. Sämtliche Arbeiten wie Tunnel-, Ingenieur-, Spezialtief- und Bahnbau werden durch die ARGE in Eigenregie ausgeführt. Bautafel: U-Bahn-Ausbau, Wien Projektart: Spezialtiefbau, Ingenieurbau, Tunnelbau, Bahnbau Leistungsumfang: Neubau U-Bahn von ca. 3 km Trassenlänge, davon ca. 4,2 km TVM-Vortriebe und 2,2 km NÖT-Vortrieb; 4 Sta­ tionsbauwerke und 3 Notausstiege mit Lüftungsschächten; Gleisausbau; diverse Hausertüchtigungen Auftraggeber: Wiener Linien GmbH & Co KG Auftragnehmer: ARGE PORR Bau GmbH, STRABAG AG (50/50) Leistungszeitraum: Februar 2021 bis Mai 2028

www.porr.de

(Abb.: Arch Mossburger, Datenquelle: Stadt Wien data.wien.gv.at)

Die Erweiterung des innerstädtischen U-Bahn-Netzes ist ein wesentlicher Meilenstein in der Wiener Stadtentwicklung. Höhere Leistungsfähigkeit, direkte Verbindungen für die Fahrgäste und maßgebliche Umweltentlastung kennzeichnen das wichtigste Zukunftsprojekt der Wiener Linien. Durch den Ausbau gibt die Linie U2 den Abschnitt zwischen Karlsplatz und Rathaus an die U5 ab und wird dafür künftig über einen neuen Süd-Ast geführt. Der Auftrag ist Teil der ersten Baustufe des U2/U5-Linienausbaus in der österreichischen Bundeshauptstadt. Dieser umfasst den Bauabschnitt U2/17-21 (U2/17 TVM-Vortriebe, U2/18 Station

„Die Bauarbeiten auf innerstädtischem Gebiet sind bedingt durch die beengten Platzverhältnisse hier die Herausforderung. Die Bohrungen neben den Fassaden der umliegenden Häuser erfordern entsprechendes Know-how und der Ansowie Abtransport durch die engen Gassen rund um die Neubaugasse ist logistisch äußerst komplex“, erklärt Thomas Birtel, Vorstandsvorsitzender der ­STRABAG SE.

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Angewandte Geotechnik

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KSI-Injektor von KEMROC: Sichere Dichtwand für Rückhaltebecken Im Triestingtal (Niederösterreich) entsteht derzeit das vermutlich größte Rückhaltebecken des Landes. Beim Anlegen des Beckendamms haben Expertinnen und Experten der PORR die Aufgabe, inmitten des Bauwerks eine Dichtwand zu erstellen. Erstmals wird dabei ein KSI-Injektor für den Spezialtiefbau vom deutschen Hersteller KEMROC verwendet. Diese modifizierte Baggeranbau-Grabenfräse taucht in den Untergrund ein und durchmischt ihn mit einer Zementsuspension. Nach dem Aushärten verbleibt eine druck- und wasserfeste, mit dem anliegenden Fels verbundene Konstruktion aus Erdbeton. Wenn die Triesting, ein Fluss im südöstlichen Wienerwald (Niederösterreich), wie schon so häufig in der Vergangenheit nach Starkregen einmal wieder Hochwasser führt, sollen die Menschen rund um Fahrafeld – ein Ortsteil der Gemeinde Pottenstein – künftig besser vor Überflutungen geschützt werden. Gegenwärtig entsteht dort ein imposantes Rückhaltebecken. Das Bauwerk mit einem Volumen von 725.000 m3 soll Bürger und Infrastruktur vor einem 100-jährlichen Hochwasserereignis schützen. Die PORR errichtet hierfür gegenwärtig einen bis zu zehn Meter hohen Hochwasserdamm. Er besteht aus zwei rund 1.300 m langen Leitdämmen zwischen dem Flussbett und einer Bahnlinie. Sie werden durch einen rund 150 m langen Querdamm miteinander verbunden. Das zentrale konstruktive Element des Hochwasserdammes soll eine Kernabdichtung aus Erdbeton bilden: eine Dichtwand, deren Unterkante an den massiven Fels im Untergrund anschließt. Die örtliche Geologie unter dem Oberboden besteht aus verschiedenen Lockergesteins-Schichten über dem Grundgebirge aus kompaktem Kalk. Um aus diesem Material eine funktionsfä-

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Eine beachtliche Tagesleistung erbringt die Bagger-Fräsen-Kombination. Der Verschleiß an Hart­metallmeißeln hält sich dabei im anliegenden Gesteins-Konglomerat und in massivem Fels aus ­Dolomit in sehr überschaubaren Grenzen.

hige Dichtwand aus Erdbeton zu erstellen, verwenden die Expertinnen und Experten der PORR erstmals ein spezielles, vom deutschen Hersteller KEMROC konstruiertes Bagger-Anbaugerät, nämlich einen KSI-Injektor. Er dringt mit seinem langen Schwert und einer daran umlaufenden Fräskette in den Boden ein, durchmischt ihn und versetzt ihn mit einer Zementsuspen­ sion, die von einer semimobilen Mischanlage über Schläuche herangepumpt wird. Nach dem Aushärten verbleibt im Boden ein stabiler, dichter Erdbetonkörper.

Verschiedene Größen und Schwertlängen

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Die umlaufende Fräskette ist mit austauschbaren Hartmetallmeißeln bestückt. Vorne am Umlenkrad sind links und rechts die Injektor­ düsen angebracht. Von einem semimobilen Mischwerk aus wird Zementsuspension über Schläuche transportiert und durch Düsen in den Boden eingebracht.

(Fotos: KEMROC)

Die KSI-Stabilisierungsmaschinen von KEMROC sind Schlüsselelemente eines neuartigen Verfahrens zur Herstellung von Erdbeton. Sie sind in mehreren Baugrößen und Schwertlängen erhältlich. Die Antriebseinheit KSI 5000 (Nennleistung 130 kW) kann mit Schwertern für 3, 4 oder 5 m Mischtiefe ausgerüstet werden und eignet sich – je nach Schwertlänge – für den Anbau an Baggern von 30–50 t Einsatzgewicht. Das größere Modell KSI 10000 (Nennleistung 220 kW) kann mit verschieden langen Schwertern für 6, 8 oder 10 m Mischtiefe bestückt werden und eignet sich für

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Ein Achttonner leistet Vorarbeit für den Großbagger mit KSI-Injektor. Er nimmt in der Flucht der künftigen Dichtwand etwas Material von der Oberfläche ab. So wird verhindert, dass durch die eingebrachte Suspension die Arbeitsstelle überfließt.

geotechnik 44 (2021), Heft 1

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Angewandte Geotechnik

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Trägergeräte von 45–70 t Einsatzgewicht. Als Zubehör für beide Modelle sind Verlängerungen der Mischkette (1 m), das Rotationsmodul KRM 80 und Ersatz-Mischmeißel erhältlich. KEMROC bietet Spezialtiefbaubetrieben auf Wunsch ein Gesamtpaket aus dem KSI-Injektor, einer Suspensions-Mischanlage sowie der erforderlichen Mess- und Regeltechnik an. Der Baumeister und Dipl.-Ing. Martin Pühringer, Bauleiter beim Projekt vom PORRSpezialtiefbau an der Triesting: „Wir arbeiten in Fahrafeld mit einem 50-t-Standardbagger aus unserem Bestand, dem KSI 5000 und einer eigens entwickelten Steuerung, um die Herstellparameter einzustellen sowie im Betrieb zu dokumentieren. Wir zeichnen die Daten kontinuierlich auf und sind dadurch in der Lage, ein Protokoll zu erstellen.“

Positive Zwischenbilanz in Fahrafeld Anfang Oktober 2020 war Halbzeit beim ersten Bauabschnitt des Rückhaltebeckens Fahrafeld im Triestingtal: Die Expertinnen und Experten des PORR Spezialtiefbaus hatten im Untergrund des künftigen südlichen Leitdammes, der an der Bahnlinie entlang führt, mit Großbagger und KSI-Injektor die Dichtwand aus Erdbeton erstellt. Dabei hielt sich der Verschleiß auf der rund 1.300 m langen Strecke in sehr überschaubaren Grenzen. Lediglich 25 Hartmetallmeißel mussten am Bagger-Anbaugerät ausgetauscht werden. „Auch dieser geringe Verschleiß bestätigt meine ursprüngliche Motivation, den KSI-Injektor zu verwenden“, kommentiert David Görgl, Teamleiter beim PORR Spezialtiefbau, das Ergebnis. „Mit vergleichbaren Soilmix-Verfahren hätten wir einen deutlich höheren Verschleiß erlebt – und ein deutlich weniger exaktes Ergebnis erzielt.“ Im Untergrund finden sich nämlich auch immer wieder massive Gesteinsblöcke. „Hier versagen alle anderen Soilmix-Verfahren mit Mischwerkzeugen wie Paddle, Cutter oder Schnecken, weil sie ungenau sind und die Werkzeuge an den größeren Blöcken zerstört werden. Beim bohrenden Verfahren weicht das Werkzeug tendenziell vom Hindernis ab, die entstehende Erdbetonwand wird undicht und schließt nicht sauber an das Grund­ gestein an. Dank der ziehenden Vorgehensweise mit dem KSIInjektor erzielen wir bei sehr geringem Verschleiß einen verlässlichen Felsanschluss der Dichtwand.“ Insgesamt, so Teamleiter David Görgl, funktioniert die Arbeit mit dem KSI-Injektor sogar besser als erwartet: „Wir erreichen hohe Einbauleistungen, die fertige Dichtwand sitzt passgenau im Untergrund und das Anbaugerät zeigt ein günstiges Verhältnis aus hoher Leistung und geringem Verschleiß. Generell bietet sich nach unseren ersten Erfahrungen das Arbeitsverfahren mit dem KSI-Injektor immer an, wenn bei schwierigen geologischen Verhältnissen abdichtende oder statische Elemente aus Erd­ beton erstellt werden sollen.“ In einer nächsten Bauphase wird etappenweise der eigentliche, rund zehn Meter hohe Hochwasserdamm aufgeschüttet. Danach wird von der Dammkrone aus die zentrale Dichtwand aus Erdbeton eingezogen, an die bestehende Dichtwand angeschlossen und vom Geländeniveau nach oben vervollständigt. Dann soll der große Bruder des KSI 5000 zum Einsatz kommen, ­nämlich der KSI 10000 mit seinem imposanten, 10 m langen Frässchwert. Bei PORR ist man zuversichtlich, dass auch diese Maschine von KEMROC sich an einem betriebseigenen Standardbagger bewähren wird, und dies als kostengünstige Variante anstelle einer vielfach teureren Spezialtiefbaumaschine. www.kemroc.de

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geotechnik 44 (2021), Heft 1 A19

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Angewandte Geotechnik

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Pfahlberechnung mit Seitendruck, Frankiund Duktilpfähle DC-Software stellt die Version 8.5 des Programms DC-Pfahl vor. Zusätzlich zu Bohrpfählen, Mikropfählen sowie Rammpfählen als I-Träger, Stahlrohr, Kasten-Hohlquerschnitt, quadratischer BetonRammpfahl und Holzpfahl sind auch Frankipfähle (runde StahlbetonRammpfähle, ggf. mit runder Fußaufweitung) sowie Duktil-Rohrpfähle verfügbar. Zusätzlich kann nun auch Seitendruck, d. h. horizontale Belastungen über die Pfahllänge verteilt, angesetzt und in der Bemessung berücksichtigt werden. In unterschiedlichen Tiefen sind verschiedene Lastwerte möglich. Diese Lasten werden berücksichtigt bei der Berechnung des Pfahls mit elastischer Bettung, die automatisch an den passiven Erddruck angepasst wird: die charakteristischen Bettungsspannungen dürfen den charakteristischen Wert des ebenen passiven Erddrucks in der jeweiligen Tiefe nicht überschreiten (passiver Erddruck als Grenze für die Bettungsspannungen) und die Summe der Bemessungswerte der Bettungsspannungen bis zum Drehpunkt darf maximal den Bemessungswert des räumlichen passiven Erddrucks bis zu dieser Tiefe erreichen (Nachweis des Erdauflagers mit Bemessungswerten). Bei Duktilpfählen kann zusätzlich der Nachweis der Mantelverpressung geführt werden und die Verwendung eines größeren Rammschuhs ist möglich. Die größere Fläche kann wahlweise nur für den Spitzendruck oder auch für die Mantelreibung angesetzt werden.

Eingabe des Seitendrucks

Damit können alle Arten von Pfählen, als Zug- oder Druckpfähle, vertikale oder geneigte Pfähle, einschl. Nachweis des aktivierten Erdkörpers bei Zugpfählen und Bestimmung der Pfahlkopfsetzung auf Basis der Widerstand-Setzungslinie, auf einfache Weise berechnet und gemäß Eurocode 2 oder 3 bemessen werden. www.dc-software.de

(Abb.: DC-Software Doster & Christmann GmbH)

Für Stahlrammpfähle und Mikropfähle ist bereits seit der Version 5.2 der Stabilitätsnachweis (Knicknachweis) nach dem Verfahren von Vogt verfügbar. Für die Bodenstützung pf sind verschiedene Ansätze möglich: Vorgabe aus dem Bodengutachten, Faktor * undränierte Kohäsion, berechnet nach Brinch Hansen oder berechnet nach Randolph.

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Frankipfahl mit Fußaufweitung und Seitendruck

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Duktilpfahl mit Rammschuh

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Bauwesen Bauwesen idealerweise idealerweise Schwerpunkt Schwerpunkt Geotechnik Geotechnik Schadenfälle Schadenfälle mitmit dem dem baufachlichen baufachlichen Schwerpunkt Schwerpunkt Geotechnik Geotechnik – sowohl –die sowohl er Ziel: Zukunftsweisenden Versicherungslösungen den Weg ebnen und gemeinsamen Werte mit mitmit › ›Vorzugsweise Vorzugsweise Berufspraxis Berufspraxis imim ErdErdund und Grundbau Grundbau bzw. bzw. in der in der BauBaunach nach Aktenlage Aktenlage alsals auch auch vorvor Ort. Ort. en füllen. grundgrundund und Bodenmechanik Bodenmechanik alsals Bauingenieur Bauingenieur (m/w/d) (m/w/d) oder oder BaugrundBaugrund› ›IhrIhr anspruchsvolles anspruchsvolles Aufgabengebiet Aufgabengebiet ist ist breit breit gefächert gefächert und und umfasst umfasst sachverständiger sachverständiger (m/w/d) (m/w/d) neben neben Bauschäden Bauschäden auch auch fachlich fachlich angrenzende angrenzende Themenfelder. Themenfelder. › ›Auch Auch Berufseinsteiger Berufseinsteiger (m/w/d) (m/w/d) sind sind beibei unsuns herzlich herzlich willkommen willkommen › ›MitMit großem großem Entscheidungsspielraum Entscheidungsspielraum nehmen nehmen SieSie sämtliche sämtliche Aspekte Aspekte Sehr gute gute Ausdrucksfähigkeit Ausdrucksfähigkeit in Wort in Wort und und Schrift Schrift sowie sowie Freude Freude daran, daran, genau genau unter unter diedie Lupe Lupe und und ermitteln ermitteln sowie sowie bewerten bewerten Schadenursachen Schadenursachen › ›Sehr ausführliche, ausführliche, aussagekräftige aussagekräftige und und verständliche verständliche Gutachten Gutachten zu zu verfassen verfassen und und -höhen, -höhen, u. u. a. bei a. bei KomplexKomplexund und Großschäden. Großschäden. › ›Teamfähigkeit Teamfähigkeit im im Umgang Umgang mitmit Fachkollegen Fachkollegen ausaus verschiedenen verschiedenen IngenieursIngenieurs› ›ZurZur fachlichen fachlichen Unterstützung Unterstützung schalten schalten SieSie externe externe Sachverständige Sachverständige disziplinen disziplinen und und Naturwissenschaften Naturwissenschaften (m/w/d) (m/w/d) ein,ein, koordinieren koordinieren deren deren Tätigkeiten Tätigkeiten und und kümmern kümmern sich sich umum Bestens aufgestellt: Ihr Profil Breit gefächert: Ihre Aufgaben › ›Kommunikationsstärke Kommunikationsstärke und und einein sicheres sicheres Auftreten Auftreten – auch – auch in herausforin(m/w/d) herausforQualitätssicherung. Erfolgreich abgeschlossenes Studium zum Dipl.-Ingenieur ›diedie InQualitätssicherung. Ihrer Rolle begutachten und bewerten Sie in Eigenorganisation dernden dernden Gesprächssituationen Gesprächssituationen › › Schlussendlich Schlussendlich stehen stehen Sie Sie unseren unseren Schadensachbearbeitern Schadensachbearbeitern (m/w/d) (m/w/d) als als Schadenfälle – sowohl Bestens aufgestellt:Bauwesen Ihr Profilidealerweise mit Schwerpunkt Geotechnik it gefächert: Ihre Aufgaben mit dem baufachlichen Schwerpunkt Geotechnik fachlich fachlich qualifizierte qualifizierte Ansprechperson in technischen in technischen Fragen Fragen beratend abgeschlossenes › Vorzugsweise Berufspraxis im Erd- und Grundbau nach Aktenlage alsAnsprechperson auch › beratend Erfolgreich Studium zum Dipl.-Ingenieur (m/w/d) bzw. in der Baun Ihrer Rolle begutachten und bewerten Sievor in Ort. Eigenorganisation zur zur Seite. Seite. grundund Bodenmechanik als Bauingenieur (m/w/d) oder Baugrund› Ihr anspruchsvolles Aufgabengebiet ist breit gefächert und umfasst Bauwesen idealerweise mit Schwerpunkt Geotechnik chadenfälle mit dem baufachlichen Schwerpunkt Geotechnik – sowohl sachverständiger (m/w/d) Bauschäden auch fachlich angrenzende Themenfelder. › Vorzugsweise Berufspraxis im Erd- und Grundbau bzw. in der Bauach Aktenlage alsneben auch vor Ort. Unser Unser Angebot Angebot für für Ihren Ihren Einsatz: Einsatz: nehmen Sie sämtliche Aspekte › Auch Berufseinsteiger (m/w/d) sind bei uns herzlich willkommen › Mit großem Entscheidungsspielraum grund- und Bodenmechanik als Bauingenieur (m/w/d) oder Baugrundhr anspruchsvolles Aufgabengebiet ist breit gefächert und umfasst AlsAls Ingenieur Ingenieur (m/w/d) (m/w/d) fühlen fühlen SieSie sich sich aufauf vielen vielen Feldern Feldern derder Technik Technik zu zu Hause Hause und Sie Sie können können IhrIhr Wissen Wissen gutgut kommunizieren? kommunizieren? Vielfältigen Vielfältigen und daran, ›und Sehr gute Ausdrucksfähigkeit in Wort und Schrift sowieund Freude genau unter die Lupe und ermitteln sowie bewerten Schadenursachen sachverständiger (m/w/d) eben Bauschäden auch fachlich angrenzende Themenfelder. ungewohnten ungewohnten Aufgaben Aufgaben stehen stehen Sie Sie neugierig neugierig und und aufgeschlossen aufgeschlossen gegenüber? gegenüber? Das Das trifft trifft sich sich gut: gut: Wir Wir sind sind auf auf der der Suche Suche nach nach Experten Experten (m/w/d) (m/w/d) und ausführliche, aussagekräftige undwillkommen verständliche Gutachten zu und verfassen und -höhen, u. a. bei Komplexund Großschäden. › Auch Berufseinsteiger (m/w/d) sind bei uns herzlich Mit großem Entscheidungsspielraum nehmen Sie sämtliche Aspekte Spezialisten Spezialisten (m/w/d), (m/w/d), die die mit mit Herzblut Herzblut bei bei der der Sache Sache sind, sind, um um nachhaltige nachhaltige Lösungen Lösungen zu zu finden, finden, die die unsere unsere Kunden Kunden immer immer wieder wieder begeistern. begeistern. › Teamfähigkeit Umgang mit Fachkollegen ausdaran, verschiedenen IngenieursZur und fachlichen Unterstützung schalten Sie externe Sachverständige › Sehr gute Ausdrucksfähigkeit in im Wort und Schrift sowie Freude enau unter die›Lupe ermitteln sowie bewerten Schadenursachen Eine Eine spannende spannende und abwechslungsreiche abwechslungsreiche Tätigkeit Tätigkeit in einem in einem interdisziplinären interdisziplinären Team Team ausaus Gleichgesinnten Gleichgesinnten erwartet erwartet Sie.Sie. Klingt Klingt nach nach derder passenden passenden disziplinen und (m/w/d) ein,und koordinieren deren Tätigkeiten und kümmern sich um ausführliche, aussagekräftige und Naturwissenschaften verständliche Gutachten zu verfassen nd -höhen, u. a. bei Komplexund Großschäden. Herausforderung Herausforderung fürfür Ihre Ihre Talente? Talente? Dann Dann ist ist dasdas hier hier Ihre Ihre Chance. 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Editorial

Christos Vrettos

Eine außergewöhnliche Situation Nach Jahren des reibungslosen Wachstums und sorglosen Wohlstands für die meisten wurde unsere Gesellschaft von einer Virus-Pandemie heimgesucht. Unsere Art zu reisen, zu arbeiten und Kontakte zu pflegen hat sich im letzten Jahr grundlegend geändert. Das beinahe frenetische Reisen von vielen von uns wurde plötzlich stark gebremst und durch Heimarbeit ersetzt. Webkonferenzen haben im Beruf den persönlichen Austausch ersetzt, und privat ist das Onlineangebot, das uns vor einigen Monaten noch fortschrittlich erschien, heute alltäglich geworden. Man begreift inzwischen, dass, trotz des angehäuften Reichtums, die Wirtschaft permanent wachsen muss, um den erreichten Wohlstand für alle sicherzustellen. Sich auf den Errungenschaften der vergangenen Jahre für eine gewisse Zeit auszuruhen, ist nicht mehr machbar. Die Hörsaalkulisse in den Hochschulen gab ihren Platz an die diversen, miteinander konkurrierenden, digitalen Webplattformen ab. Zunächst erschien den meisten diese Art der Wissensvermittlung beinahe surreal; über die Zeit hat man sich jedoch daran gewöhnt. Trotzdem fehlt die Interaktion zwischen Lehrenden und Studierenden. Man kann schlecht sein Gegenüber direkt ansprechen, sich austauschen oder einen Denkanstoß geben, wie sonst üblich im Hörsaal. Den Unterricht unter diesen Bedingungen lebendig und spannend zu gestalten, erfordert neue Fertigkeiten, ähnlich denen eines Hörspielschauspielers. Gegen eine Wand zu sprechen und dabei komplexe physikalische Vorgänge, auch mithilfe von Bildern, zu erläutern, musste noch geübt werden. Bodenmechanische Laborübungen, die für uns ja zu den Grundlagen gehören, konnten nur bedingt mithilfe von Filmen und Live-Vorführungen mit der Kamera bewerkstelligt werden. Gleichzeitig wuchs aber das Angebot an Onlineseminaren aus Universitäten oder technisch-wissenschaftlichen Vereinigungen des Auslands. Plötzlich konnte man, meistens am späten Nachmittag, Vorträge führender Experten zu spannenden, aktuellen Themen gemütlich verfolgen und somit sein eigenes Wissensspektrum ohne großen Aufwand erweitern und den eigenen Wissensstand besser beurteilen. Plötzlich spielte der Standort einer Institution keine große Rolle mehr; Weiterbildung aus der Ferne entwickelte sich zur Zukunftsoption. Gleiches gilt auch für den Teil der Forschung, der nicht auf Experimenten basiert: Erfolgreiche Bearbeitung sowie fachliche Betreuung erfordern nicht mehr die physische Präsenz an einem gemeinsamen Ort. Auf der anderen Seite legten die auferlegten Reisebeschränkungen den internationalen Studentenaustausch lahm, und sie haben diejenigen Universitäten außerhalb von Deutschland sehr empfindlich getroffen, deren Einnahmen sowie Forschungsleistung stark von den akquirierten ausländischen Studierenden und Doktoranden abhängen. Der Fortschritt hat eben sehr oft einen Januskopf – des einen Freud‘, des andern Leid! Die Zwangsdigitalisierung führte in der Ingenieurplanung und -beratung zu einer wesentlichen Verdichtung der Treffen, die ja bequem online ohne aufwendige Anreise stattfinden konnten. Die Erholung und Abwechslung im Zug oder im Flieger blieb aus. Gleichzeitig wurde die Bearbeitungszeit wesentlich gekürzt, da die aufwendige gemeinsame Terminfindung und der dadurch gewonnene Aufschub „bis zum nächsten Treffen“ ausblieben. Das Homeoffice wurde nicht nur zu einem neuen Wort in unserer Sprache, sondern entwickelte sich zu einem festen Bestandteil der Arbeitswelt. Ein geräumiges Arbeitszimmer in einer größeren Wohnung wird viele von dem Zeitverlust des Pendelns befreien und dazu führen, dass Büro- und andere Flächen frei werden – eine Herausforderung für die Nachbardisziplinen der Architektur und der Städteplanung. Hoffentlich wird bald etwas Normalität einkehren, sodass wir uns im nächsten Jahr an dieser Stelle nicht mehr mit dem Meistern dieser außergewöhnlichen Situation befassen müssen, sondern unseren Blick auf das Fortkommen unserer Fachdisziplin und unseres Berufsstandes richten können. Ihr Christos Vrettos

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© 2021 Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG, Berlin. geotechnik 44 (2021), Heft 1 1

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DOI: 10.1002/gete.202000013

AUFSATZ

Benedikt Kosmann, Eugen Perau

Beschreibung der Festigkeit von Fels unter echten triaxialen Bedingungen mit der Grenzbedingung nach Mogi-Coulomb Durch Untersuchungen von Fels unter echten triaxialen Bedingungen kann der Einfluss der mittleren Hauptspannung auf das Versagen gezeigt werden. Für numerische Berechnungen von Tunneln und Bohrlöchern, bei denen die mittlere und kleinste Hauptspannung nicht identisch sind, wären Grenzbedingungen vorteilhaft, die den Einfluss der mittleren Hauptspannung berücksichtigen. Mit der in den Sonderfällen triaxialer Extension und Kompression mit Mohr-Coulomb identischen Grenzbedingung nach Mogi-Coulomb kann dieser Einfluss berücksichtigt werden. Um echte triaxiale Grenzzustände besser abbilden zu können, wird in diesem Aufsatz die modifizierte Grenzbedingung nach Mogi-Coulomb untersucht, in der die Grenzbedingungen nach von Mises, Drucker-Prager und Mohr-Coulomb als Spezialfälle enthalten sind. Um Anwendungsmöglichkeiten aufzuzeigen, werden der Ursprung, die Fließfläche im Spannungsraum, der Einfluss der Parameter, die Konvexität und die Parametergewinnung aus Laborversuchen behandelt.

Describing rock strength under true triaxial conditions with the limit condition of Mogi-Coulomb It is known that investigations of rock strength under true ­triaxial conditions can show the influence of the mean principal stress on failure. For numerical calculations of tunnels and boreholes, where the mean and minimum principal stresses are not identical, limit conditions that take into account the in­ fluence of the mean principal stress would be advantageous. With the limit condition according to Mogi-Coulomb, unlike with the well-known limit condition according to Mohr-Coulomb, the influence of the mean principal stress can be taken into account. At the same time, however, these two limit conditions are identical for triaxial extension and compression. In order to be able to map limit states even more appropriate, the modified limit condition according to Mogi-Coulomb is pre­ sented in this article. In this modified form, the limit conditions according to Drucker-Prager and von Mises are included as a special case. In order to understand the Mogi-Coulomb crite­ rion and to show possible applications, the present article shows its form, the influence of the parameters, the convexity and parameter acquisition of laboratory tests are examined.

Stichworte  Mogi-Coulomb; mittlere Hauptspannung; Felsmechanik; Grenzbedingungen; Plastizität; echte Triaxialversuche; Konvexität; Parametergewinnung

Keywords  Mogi-Coulomb; limit condition; plasticity; convexity; parameter determination; effect of the mean principal stress

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Hauptspannung nicht [2]. Auf Basis der Auswertung von Laborversuchen empfiehlt es sich, eine Grenzbedingung zu verwenden, die die Abhängigkeit der Festigkeit von der mittleren Hauptspannung berücksichtigt.

Einleitung und Problemstellung

Wie bereits in [1] vorgestellt, haben diverse aus der Literatur herangezogene Untersuchungen von Fels unter echten triaxialen Bedingungen gezeigt, dass die mittlere Hauptspannung einen Einfluss auf das Versagen von Fels hat. In der Praxis muss dies insbesondere bei der Interpretation von Versuchen im Festgestein, das Tunnel und tiefe Bohrlocher umgibt, berücksichtigt werden. Hier sind zum einen die mittlere und kleinste Hauptspannung durch tektonische Gegebenheiten nicht gleich; zum anderen ist hier in erster Linie die Festigkeit des Gesteins und nicht der Einfluss von Trennflächen für die Standsicherheit entscheidend. Bei der Auswertung der Parameter aus Ergebnissen echter triaxialer Versuche mit der sowohl in der Deviator­ ebene als auch entlang der hydrostatischen Achse linearen Grenzbedingung nach Mohr-Coulomb wird je nach Konstellation der Spannungen die Festigkeit durch die fehlende Berücksichtigung der mittleren Hauptspannung unteroder überschätzt. Auch die Hoek-Brownsche Grenzbedingung in ursprünglicher Form berücksichtigt die mittlere 2

Analog zur Grenzbedingung nach Mohr-Coulomb müssen Grenzbedingungen für Fels sowohl Reibung als auch Kohäsion berücksichtigen, sodass auch die Grenzbedingungen nach Tresca und von Mises in der Regel nicht infrage kommen. Die Grenzbedingung nach Drucker-Prager berücksichtigt zwar die mittlere Hauptspannung, bildet allerdings in der Deviatorebene des Spannungsraums triaxiale Kompression und Extension nichtzutreffend ab. Für die Beschreibung von Fels unter echten triaxialen Bedingungen kommen daher die nichtlinearen Grenzbedingungen, z. B. nach Matsuoka-Nakai (kombiniert mit Hoek-Brown [2] oder mit Lade-Duncan [3]), Generalized Mohr-Coulomb [4] oder Mogi [5] infrage. Die zuerst genannten Grenzbedingungen zeichnen sich dadurch aus, dass ihre sechs Teilstücke in der Deviatorebene glatt ineinander übergehen, was bei den Grenzbedingungen nach Mohr-Coulomb und Mogi nicht der Fall ist. Bei allen vier genannten Grenzbedingungen ist für triaxiale Kompressi-

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Bild 1 Ergebnisse aus echten triaxialen Versuchen: Jeder Punkt stellt eine Hauptspannungskombination dar, die zum Bruch führt: a) Kalkstein; b) Dolomit nach [5] Experimental results of true triaxial tests: Each point represents a principal stress combination that leads to fracture: a) limestone; b) dolomite by [5]

on und triaxiale Extension die Grenzbedingung nach Mohr-Coulomb ein Spezialfall.

die größte Hauptspannung bis zum Erreichen des Grenzzustands gesteigert wird.

In der Praxis hat sich die Berechnung von felsmechanischen Problemstellungen unter der Verwendung der Grenzbedingung nach Mohr-Coulomb etabliert. Um auch echte triaxiale Bedingungen bzgl. der Festigkeit genauer zu erfassen, kann auf eine der o. g. Grenzbedingungen zurückgegriffen werden. Während [2] und [3] sich schwerpunktmäßig mit der Grenzbedingung von Matsuoka-Nakai befassen, wird im Folgenden als Alternative die Grenzbedingung nach Mogi untersucht und modifiziert. Weiterhin wird gezeigt, welche Auswirkung die Interpretation von Grenzzuständen unter echten triaxialen Bedingungen mit unterschiedlichen Grenzbedingungen auf die Auswertung von Versuchen, die Stoffparameter und letztlich die Ergebnisse von numerischen Berechnungen haben können.

[3], [5] und [7] haben die Kombinationen von Hauptspannungen (σ1, σ2, σ3), die im Experiment zum Bruch führten, in Tabellen dokumentiert. Die Ergebnisse von [5] und [7] wurden in Diagrammen dargestellt, die in Bild 1 wiedergegeben sind. In diesen Diagrammen ist die größte der drei Hauptspannungen σ1 auf der Ordinate und die mittlere Hauptspannung σ2 auf der Abszisse aufgetragen. Das so erzeugte Diagramm zeigt im Hauptspannungsraum die Sicht auf die σ1-σ2-Ebene aus Richtung der Achse der kleinsten Hauptspannung σ3.

2

Derartige Ergebnisse ein und derselben Versuchsreihe werden in der Literatur unterschiedlich interpretiert. In Bild 2 ist eine Auswahl der Versuche aus Bild 1 in einem gleichartigen Diagramm dargestellt, um das Prinzip der jeweiligen Interpretation vergleichen zu können. Für drei verschiedene Interpretationen wurden die Versuchsergebnisse für eine konstante kleinste Hauptspannung σ3, dargestellt in einheitlicher Farbe, jeweils für sich ausgewertet. Die Darstellung erlaubt also für ein jeweiliges konstantes σ3 die Zuordnung einer im Versuch erreichten größten Hauptspannung σ1 zu einer vorgegebenen mittleren Hauptspannung σ2. Da die Punktescharen hier nur jeweils für sich ausgewertet werden, ergeben sich daraus keine einheitlichen Scherparameter ϕ und c. Der Fokus in Bild 2 liegt auf dem Vergleich dreier Interpretationen

Interpretation von Versuchsergebnissen

Untersuchungen von Fels unter echten triaxialen Bedingungen sind u. a. von [3], [5] und [6] durgeführt worden. Für unsere Untersuchungen greifen wir auf die Versuchsergebnisse von [5] zurück und interpretieren dabei den Einfluss der mittleren Hauptspannung auf die Gesteinsfestigkeit. Das Versuchsgerät sowie die -durchführung sind ausführlich in [5] beschrieben. Dabei werden zwei Hauptspannungen über Druckstempel und die kleinste Hauptspannung über ein Fluid in einer Druckzelle auf einen quaderförmigen Probekörper aufgegeben. Bei der Durchführung der Versuche werden die kleinste und mittlere Hauptspannung voreingestellt und konstant gehalten, während

Für die kleinste der drei Hauptspannungen σ3, die zum Bruch führt, ist in Bild 1 für jeden Wert eine Punkteschar in einer einheitlichen Farbe aufgetragen. Exemplarisch sind in Bild 1a die Ergebnisse für Solnhofer Kalkstein und in Bild 1b für Dunham Dolomit nach [5] dargestellt.

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Bild 2 Prinzip der Interpretationen nach [5, 8, 9], unterschieden durch den Linientyp der Kurven; farblich unterschieden wird eine Auswahl von Versuchs­ ergebnissen mit identischer kleinster Hauptspannung, die jeweils einzeln ausgewertet werden; dargestellt sind die beiden Felsarten a) Kalkstein und b) Dolomit Principle of Interpretations by [5, 8, 9] represented by the line type of the curves; Selected test results with identical mean principal stresses shown in uniform colour and evaluated individually. Shown for the two types of rock a) limestone b) dolomite

zum Einfluss der mittleren Hauptspannung und nicht auf der Ermittlung von Scherparametern. Nach [5] wird, wie in Bild 2 dargestellt, der Zusammenhang für die Gesteinsfestigkeit für jede Punkteschar einer kleinsten Hauptspannung durch Parabeln beschrieben. [8] kommt zu dem Schluss, dass durch Ermitteln der Festigkeit bei triaxialer Kompression σ2 = σ3 unter der Verwendung der Grenzbedingung nach Mohr-Coulomb Ergebnisse erzielt werden, die auf der sicheren Seite liegen. Nach dieser Interpretation würde die Grenzbedingung einhergehend mit der Vernachlässigung des Einflusses der mittleren Hauptspannung, wie in Bild 2 schematisch dargestellt, eine Gerade darstellen, die den zugehörigen Punkt der triaxialen Kompression der Versuchsreihe schneidet. Die Interpretation von [8] liegt dann tatsächlich auf der sicheren Seite. Auch nach [9] wird die Grenzbedingung nach Mohr-Coulomb aufgrund der fehlenden Berücksichtigung des Einflusses der mittleren Hauptspannung als Gerade dargestellt. Im Gegensatz zu [8] verläuft diese aber durch den Mittelwert aus den zur konstanten kleinsten Hauptspannung gehörenden größten Hauptspannungen einer Versuchsreihe, wie das schematisch in Bild 2 dargestellt ist. Wie in den Legenden in Bild 2 dargelegt, stehen die Farben für unterschiedliche kleinste Hauptspannungen σ3; der Linientyp der Kurven steht entsprechend der Legende für die Interpretation verschiedener Autoren. Im Vergleich der Interpretationen nach [8, 9] mit der nach [5], gibt es nach [8] ausschließlich Bereiche, in denen die Festigkeit nach der Grenzbedingung von [5] größer ist als nach der von Mohr-Coulomb. In diesem Fall läge die Verwendung von Mohr-Coulomb als Grenz4

bedingung auf der sicheren Seite und wäre im schlimmsten Fall unwirtschaftlicher als bei der Interpretation nach [5]. Nach [9] gibt es sowohl Bereiche, in denen die Festigkeit nach Mohr-Coulomb kleiner, als auch Bereiche, in der sie größer ist, als die nach [5], da sich die Grenzbedingung nach Mohr-Coulomb den Versuchswerten im Mittleren am besten anpasst. Folglich führt die Einschätzung von [8] mit Mohr-Coulomb aus praktischer Sicht nachvollziehbar zu einer Interpretation der Experimente auf der sicheren Seite. Die Interpretation von [8] liegt jedoch – im Gegensatz dazu – auf der unsicheren Seite, wenn die Parameter aus Feldversuchen gewonnen werden, bei denen echte triaxiale Beanspruchungen des Gesteins einen Einfluss auf das Versuchsergebnis nehmen. Dann spiegelt die hohe Festigkeit im Versuch unter echten triaxialen Spannungsbedingungen auch eine hohe Festigkeit im Kompressionsbereich vor und führt zu einer Überschätzung der Mohr-Coulombschen Scherparameter. Diese inverse Parameterbestimmung ähnelt dann der Auswertung nach dem Prinzip von [9], wobei die dabei herausgearbeiteten Parameter tan ϕ und c fälschlich sogar für konservativ, nach der Interpretation von [8], gehalten werden könnten. Es empfiehlt sich daher, eine Grenzbedingung zu verwenden, die den Einfluss der mittleren Hauptspannung berücksichtigt, selbst wenn dieses „umständlicher“ [8] erscheint! Auf Details zur Parameter­ gewinnung wird im vorliegenden Aufsatz später noch ­genauer eingegangen.

3

Grenzbedingungen nach Mogi

Anhand von Triaxialversuchen an unterschiedlichen Felsarten unter echten triaxialen Bedingungen hat Mogi un-

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terschiedliche Ansätze für Grenzbedingungen formuliert. Zunächst wurde beobachtet, dass unter echten triaxialen Bedingungen die Scherebenen sich so ausbilden, dass ihre Normalen orthogonal zur Richtung der mittleren Hauptspannung stehen. Mogi argumentiert weiter, dass der Grenzzustand dann erreicht ist, wenn die oktaedrischen Schubspannungen nach Gl. (1) einen Grenzwert τoct,grenz erreichen. 1 (1) τ oct = (σ 1 − σ 2 )2 + (σ 2 − σ 3 )2 + (σ 3 − σ 1 )2 3 Der Grenzwert τoct,grenz ist nach Gl. (2) eine monoton steigende Funktion des Mittelwerts aus der kleinsten und größten Hauptspannung.  σ +σ3  (2) τ oct,grenz = f  1  2   Da sich die Scherebenen nicht bei allen untersuchten Felsarten exakt eben und die Normalen nicht exakt orthogonal zur mittleren Hauptspannungsrichtung ergaben, hat Mogi seinen Ansatz nach Gl. (2) wie folgt modifiziert:

(

)

τ oct,grenz = f σ 1 + σ 2 ⋅ α + σ 3 (3) Darin ist α eine Konstante zwischen 0 und 1, die nach [7] für Dolomit in einer Größenordnung von 0,1 und für Kalkstein etwa bei 0 liegt. [10] haben Gl. (2) als eine lineare Funktion mit den Parametern a und b nach Gl. (4) spezifiziert und für triaxiale Zustände über die Roscoe-Invarianten in Bezug zu den bekannten effektiven Scherparametern ϕ′ und c′ mit der Grenzbedingung nach Mohr-Coulomb in Verbindung gebracht.  σ +σ3  τ oct,grenz = a + b ⋅  1 (4)  2   Das bedeutet, dass diese beiden Grenzbedingungen in den Sonderfällen triaxialer Kompression und Extension identisch sind. Dabei konnten folgende Zusammenhänge nach Gl. (5) ermittelt werden [10]:

Die Invarianten werden benötigt, um Stoffgesetze, hier also Grenzbedingungen, unabhängig von der Lage des Koordinatensystems zu formulieren. Auch (σ1, σ2, σ3) als Wertetripel für die größte, mittlere und kleinste Hauptspannung stellen Invarianten dar, weil sie durch ihre Sortierung der Größe nach nicht von der Lage des Ko­ ordinatensystems abhängen. Werden in Gl. (6) spezielle Bedingungen angesetzt, wie σ2 = σ3 für triaxiale Kompression oder σ2 = σ1 für triaxiale Extension, ergibt sich für die Grenzbedingung ein Ausdruck, der für diese Bereiche mit der Grenzbedingung nach Mohr-Coulomb identisch ist. Hier allein liegt der Grund, die Parameter nach Mogi-Coulomb ebenfalls mit ϕ und c zu bezeichnen. Die Übereinstimmung beschränkt sich allerdings auf diese beiden Bereiche. Für eine möglichst gute Annäherung der Grenzbedingung nach Mogi an Versuchsergebnisse unter echten triaxialen Bedingungen ist es nach Auffassung der Autoren sinnvoll, auch den erweiterten Ansatz von Mogi nach Gl. (3) zu berücksichtigten. Danach geht die mittlere Hauptspannung nicht nur in die oktaedrische Schubspannung ein, sondern auch mit dem Parameter α in den Anteil der Grenzbedingung, der die der Größe nach sortierten Hauptspannungen enthält. Als Parameter der Grenzbedingung muss α für alle Kombinationen von (σ1,σ2,σ3) genau wie die Scherparameter ϕ und c eine Konstante sein. Da die sortierten Hauptspannungen invariant sind, gilt dies auch für Vielfache der einzelnen Invarianten wie α · σ2 und gleichermaßen für Summen der Invarianten. Daher ist für alle konstanten α auch die Summe σ1 + α · σ2 + σ3 invariant bzgl. der Lage des Koordinatensystems. Für α = 0 ergibt sich die Funktion nach Mogi-Coulomb aus Gl. (6), die als Spezialfall in Gl. (9) enthalten bleibt. Die Grenzbedingung nach Mogi-Coulomb wird analog zu [10] nun wie folgt zu Gl. (8) modifiziert: FMogi,mod.(σ 1 , σ 2 , σ 3 , α , ϕ , c ) = 0 (8) mit

(

)

2⋅ 2 2⋅ 2 a= c cos ϕ b= sin ϕ (5) 3 3

FMogi,mod. = I12 − 3I2 − sin ϕ σ1 + σ 3 + ασ 2 − 2c cos ϕ (9)

Werden die Parameter a und b nach Gl. (5) in Gl. (4) eingesetzt, ergibt sich nach [10] durch Äquivalenzumformung folgende Gl. (6) für die Grenzbedingung nach Mogi:

In dieser modifizierten Form fallen für α ≠ 0 auch bei identischen Werten für ϕ und c unter Kompressions- und Extensionsbedingungen die Grenzbedingungen nach ­Mogi-Coulomb und Mohr-Coulomb allerdings nicht mehr zusammen.

(

)

FMogi = I12 − 3I2 − sin ϕ σ 1 + σ 3 − 2c cos ϕ = 0 (6) Die Grenzbedingung nach Gl. (6) wird auch als MogiCoulomb-Kriterium bezeichnet. Darin sind I1 und I2 die erste bzw. zweite Invariante des Spannungstensors [11] nach Gl. (7): I1 = σ 1 + σ 2 + σ 3 I2 = σ 1 ⋅ σ 2 + σ 2 ⋅ σ 3 + σ 3 ⋅ σ 1 (7)

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3.1

Grafische Darstellung der modifizierten Grenzbedingung nach Mogi

Um eine genauere Vorstellung von der Grenzbedingung nach Mogi zu bekommen und diese mit anderen Grenzbedingungen vergleichen zu können, soll diese im Haupt-

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spanungsraum dargestellt werden. Dafür werden im Hauptspannungsraum Schnittkurven der Grenzbedingung nach Mogi mit einer Deviatorebene visualisiert. Eine Deviatorebene kann bekanntlich, wie in Gl. (10a) dargestellt, anhand ihrer Punkt-Normalen-Form mit einem Normalenvektor n in Richtung der hydrostati schen Achse und einem Vektor σ a zu einem beliebigen Punkt auf dieser Deviatorebene beschrieben werden. σ i steht darin für jeden Punkt auf der Deviatorebene.

(

)

n ⋅ σi − σa = 0 (10a) Wenn für den beliebigen Punkt auf der Deviatorebene σ a der Schnittpunkt mit der hydrostatischen Achse (sa, sa, sa) gewählt wird, ergibt sich aus Gl. (10a) mit identischen Komponenten von n daraus Gl. (10b):

σ 1 + σ 2 + σ 3 = 3σ a (10b) Um die Schnittebene der Fließfläche nach Mogi mit einer Deviatorebene zu bestimmen, wird Gl. (10b) nach σ2 ­umgeformt und dieser Ausdruck in die Grenzbedingung eingesetzt, sodass dort nur noch σ1 und σ3 verbleiben. Für den Bereich im Hauptspannungsraum, für den σ1 ≥ σ2 ≥ σ3 gilt, ist zur Eliminierung einer weiteren Spannung für die Beziehung zwischen σ1 und σ3 der Ansatz nach Gl. (11) gewählt worden, bei dem β ein Kurvenparameter zwischen ~0 bis 1 ist:

σ 3 = σ1 ⋅ β (11) Wird eine der drei Hauptspannungen derart durch die beiden anderen ausgedrückt, kann dann die Schnittlinie der Grenzbedingung nach Mogi mit einer Deviatorebene berechnet werden. Um σ2 und σ3 zu eliminieren, werden Gl. (10b) und Gl. (11) in Gl. (9) eingesetzt. Nach σ1 um­ gestellt, ist die so erzeugte Gleichung eine Funktion F(σ1,3σa,a,b,ϕ′,c′). Durch Vorgabe von 3σa,a,b,ϕ′ und c′ werden σ1 und mit Gl. (10b) und Gl. (11) auch σ2 und σ3 berechnet. Durch eine Permutation der drei Hauptspannungen wird die gesamte Fließflache berechnet. In Bild 3 ist die Grenzbedingung nach Mogi-Coulomb für die Parameter α = 0, ϕ = 30° und c = 0 MPa für äquidistante Deviatorebenen exemplarisch dargestellt.

Bild 3 Fließfläche nach Mogi-Coulomb im Hauptspannungsraum (α = 0, ϕ = 30°, c = 0 MPa) Yield surface of Mogi-Coulomb in principal stress space (α = 0, ϕ = 30°, c = 0 MPa)

Grenzbedingung (vgl. Bild 4). Um zu zeigen, dass die in Bild 3 dargestellte Grenzbedingung nach Mogi-Coulomb ebenso wie die Grenzbedingung nach Mohr-Coulomb und anders als die Grenzbedingung nach Hoek-Brown entlang der hydrostatischen Achse linear ist, ist in Bild 5 die Sicht in Richtung der hydrostatischen Achse auf fünf exemplarischen Deviatorebenen dargestellt. Die Kurvenparameter in MPa entsprechen dem Schnittpunkt der jeweiligen Deviatorebene mit den Hauptspannungsachsen. Die Abstände der dargestellten Deviatorebenen zueinander sind somit konstant. Die dargestellten Deviatorebenen haben aufgrund der Linearität in Richtung der hydrostatischen Achse den gleichen Abstand zueinander, sodass jeder Punkt der Grenzbedingung nach Mogi-Coulomb eine erzeugende Gerade enthält.

Wie bereits beschrieben, liegen die Grate der Fließfläche nach Mohr-Coulomb genau auf den Graten der Fließfläche nach Mogi-Coulomb, wenn für α = 0 die gleichen Parameter ϕ und c angesetzt werden. Im gegenständlichen Fließflächenmodell (Bild 4) sind die Grenzbedingungen nach Mohr-Coulomb und Mogi-Coulomb in drei Deviatorebenen dargestellt. Hier wird ersichtlich, dass unter der Bedingung σ2 = σ3 für triaxiale Kompression oder σ2 = σ1 für triaxiale Extension die Grenzbedingungen bei gleichen Parametern in den Graten zusammenfallen.

3.2 Linearität in der Grenzbedingung nach Mogi Die modifizierte Grenzbedingung nach Mogi-Coulomb innerhalb einer Deviatorebene ist eine nichtlineare 6

Bild 4 Vergleich der Grenzbedingungen nach Mohr-Coulomb und MogiCoulomb mit gleichen Parametern im Fließflächenmodel Comparison of the limit condition by Mohr-Coulomb and Mogi-­ Coulomb with the same parameters in a yield surface model

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Mogi-Coulomb ist demnach äquivalent zu der Grenzbedingung nach Drucker-Prager, jedoch in einer alterna­ tiven Formulierung. Wird in Gl. (9) nämlich der Wert α = 1 eingesetzt, werden bereits auf den ersten Blick deutliche Parallelen zur Grenzbedingung nach Drucker-Prager erkennbar: eine Wurzel aus zwei Invarianten, ein Parameter für Reibung, multipliziert mit der ersten Invariante des Spannungstensors, und ein Parameter für einen stützenden hydrosta­ tischen Druckspannungszustand. Um die Grenzbedingung nach Drucker-Prager in die modifizierte Grenzbedingung nach Mogi-Coulomb zu überführen, können die Parameter der Grenzbedingung nach Drucker-Prager αDP und KDP nach Gl. (12) berechnet werden: Bild 5 Grenzbedingung nach Mogi-Coulomb: Schnitte in unterschiedlichen Deviatorebenen (α = 0, ϕ = 30°, c = 0 MPa) Limit condition by Mogi-Coulomb: cuts in different deviatoric planes (α = 0, ϕ = 30°, c = 0 MPa)

3.3

Einfluss des Aufweitungsparameters a

Der Einfluss des von [5] und [7] vorgeschlagenen und hier der Grenzbedingung Mogi-Coulomb [10] neu hinzugefügten Parameters α auf Gl. (9) ist für das bereits gezeigte Beispiel für eine Deviatorebene in Bild 6 dargestellt. Bild 6 zeigt, dass mit zunehmenden α eine Aufweitung, verbunden mit einer Ausrundung des Bereichs innerhalb der Fließfläche, erfolgt. Daher wird α im Folgenden als Aufweitungsparameter bezeichnet. Es handelt sich hier jedoch nicht um einen Parameter, der eine Verfestigung des Materials beschreiben soll. Die Aufweitung hat zur Folge, dass die Bereiche der triaxialen Kompression und Extension nach Mohr-Coulomb nicht mehr identisch mit der modifizierten Grenzbedingung nach Mogi sind. Bei α = 1 wird die Grenzbedingung im Hauptspannungsraum zu einem Kegel. Die modifizierte Grenzbedingung nach

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sin ϕ 2 ⋅ c ⋅ cos ϕ α DP = KDP = (12) 3 3

3.4

Einfluss von Reibung und Kohäsion

Wird bei der modifizierten Grenzbedingung nach MogiCoulomb nach Gl. (8) und Gl. (9) ϕ = 0° eingesetzt, verbleibt als Parameter die Kohäsion. Der Aufweitungsparameter α hat bei ϕ = 0° keinen Einfluss, da dieser durch seine Multiplikation mit sin (ϕ) in Gl. (9) entfällt. Aus Gl. (9) ergibt sich, wie zu erwarten, ein Zylinder in der Form nach der Grenzbedingung nach von Mises. Dieser ist in Bild 7 dargestellt. Die modifizierte Grenzbedingung nach Mogi-Coulomb enthält daher auch als Spezialfall die Grenzbedingung nach von Mises, allerdings in einer alternativen Formulierung. Die Grenzbedingung nach von Mises hat mit Gl. (9) bei ϕ = 0° folgende Gemeinsam­ keiten: da sin (ϕ) zu null wird, fällt der Parameter für Reibung aus der Gleichung. Es bleibt eine Wurzel aus ­Invarianten und ein Parameter für einen stützenden hy­ drostatischen Druckspannungszustand. Die Überführung der Grenzbedingung nach von Mises in Mogi-Coulomb erfolgt mit dem Parameter KDP nach Gl. (12). Der Einfluss der Reibung auf die modifizierte Grenz­ bedingung nach Mogi-Coulomb soll durch Variationen von ϕ in einer Deviatorebene gezeigt werden. Die Parameter wurden wie folgt vorgegeben: α = 0, c = 0 MPa. Das Ergebnis ist in Bild 8 dargestellt. Mit zunehmendem ϕ nehmen die Auswölbungen an den Punkten der triaxialen Kompression und Extension unterschiedlich stark zu. Während bei der Kompression die Auswölbungen linear zunehmen, sind diese bei der Extension zunehmend weniger stark ausgeprägt.

3.5

Bild 6 Einfluss des Parameters α auf die modifizierte Grenzbedingung nach Mogi-Coulomb (ϕ = 30°, c = 0 MPa) Influence of the parameter α on the modified limit condition by ­Mogi-Coulomb (ϕ = 30°, c = 0 MPa)

Einfluss von Aufweitung und Reibung

Überschreitet der Parameter ϕ 30° bei α = 1, ergibt sich auch für c = 0 MPa, dass durch die Aufweitung der Fließfläche in den Extensionsbereichen auch negative Spannungen die Grenzbedingung nach Gl. (8) erfüllen können. Bei α = 0 kann ϕ bis 60° angesetzt werden, ohne dass

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Bild 7 Fließfläche nach Mogi-Coulomb für ϕ = 0° und c ≠ 0 MPa Yield surface of Mogi-Coulomb for ϕ = 0° und c ≠ 0 MPa

negative Spannungen die Grenzbedingung nach Gl. (8) erfüllen. Mit zunehmender Kohäsion können diese bereits bei kleineren Wertekombinationen von ϕ und α entstehen. Negative Hauptspannungen innerhalb der Fließfläche zuzulassen bedeuten hier, dass das Material nicht nur Druck, sondern beschränkt auch Zug aufnehmen kann. Dies mag als Argument gegen Mogi aufgeführt werden, ein solches Materialverhalten kann jedoch für Fels der Realität durchaus entsprechen. Sollen Zugspannungen definitiv ausgeschlossen werden, etwa weil entsprechende Zugversuche nicht ausgeführt werden, so muss für Fälle 1 ≥ α > 0 ein Tension cut off-Kriterium verwendet werden, wie das im Bereich von Zugspannungen ansonsten auch praktiziert wird.

3.6

Konvexität der Grenzbedingung nach Mogi-Coulomb

Um keine numerischen Probleme bei der Anwendung der Fließregel einer Grenzbedingung zu erzeugen, empfiehlt es sich, eine konvexe Grenzbedingung zu verwenden. Wenn eine Grenzbedingung nicht konvex ist, kann dies dazu führen, dass auch das plastische Potenzial nicht konvex und somit die Fließregel nicht eindeutig ist [12]. Nach [11] ist die Grenze der Konvexität dann erreicht, wenn die Krümmung der Fließfläche an einer Stelle verschwindet, demnach liegt bei Mohr-Coulomb schon der Grenzfall vor. Betrachtet man für Gl. (9) die in Bild 8 dargestellten Reibungswinkel, lässt sich bereits intuitiv auf den ersten Blick erkennen, dass in den Bereichen von triaxialer Kompression die Oberfläche der Grenzbedingung konvex ist. In den Bereichen von triaxialer Extension hingegen ist die Oberfläche der Grenzbedingung konkav. Geht der Parameter ϕ gegen null, strebt die Oberfläche der Grenzbedingung gegen einen Zylinder, der bekanntermaßen konvex ist. Der Aufweitungsparameter α wirkt der fehlenden Konvexität im Bereich bei triaxialer Extension entge8

Bild 8 Einfluss des Parameters ϕ auf die Grenzbedingung nach Mogi-­ Coulomb (c = 0 MPa, α = 0; Darstellung in einer Deviatorebene) Influence of the parameter ϕ on the limit condition by Mogi-Coulomb (c = 0 MPa, α = 0; shown in a deviatoric plane)

gen. Für das in Bild 6 gezeigte Beispiel ist Gl. (9) ab einem Aufweitungsparameter von α ≈ 0,5 bereits konvex. Um für Gl. (9) Konvexität nicht nur intuitiv beurteilen zu können, soll ein analytischer Ansatz formuliert werden, der geometrisch auf einer Ebenengleichung im Hauptspannungsraum basiert. Im Vergleich mit [11] soll dieser bereits durch die Untersuchung der Punkte triaxialer Kompression und Extension, in einer beliebigen Deviatorebene zeigen, ob eine Grenzbedingung konvex ist oder nicht: Werden die Normalenvektoren für Gl. (9) in den Punkten von triaxialer Kompression oder Extension über die jeweiligen Gradienten berechnet, kann aus der Normalenform die Tangentialebene im Hauptspannungsraum ermittelt werden. In die Normalenform gehen neben der Normalen aus dem Gradienten der implizit formulierten Grenzbedingung nach Gl. (9) die Vektoren σ i für unterschiedliche Hauptspannungskombinationen auf der Tan gentialebene und σ F als fester Punkt auf der Fließfläche nach Gl. (9) ein. Damit die Grenzbedingung konvex ist und es zu keiner Uneindeutigkeit kommen kann, darf Gl. (13) nur einen Schnittpunkt mit der Grenzbedingung in der jeweiligen Deviatorebene besitzen, d. h. Gl. (13) darf nur für einen Punkt der Tangentialebene erfüllt sein.

(

)(

)

(13) gradFMogi σ 1 , σ 2 , σ 3 ⋅ σ i − σ F = 0 In ausgeschriebener Form lautet Gl. (13):  ∂F  Mogi    ∂σ 1   ∂F   σ 1 − σ F1   Mogi    ⋅ σ − σ F2  = 0 (14)  ∂σ 2   2    σ 3 − σ F3   ∂ FMogi   ∂σ  3   Das beschriebene Vorgehen soll durch Bild 9 verdeutlicht werden: Im Punkt A ist die Fließfläche konvex, da

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von [5] unter echten triaxialen Bedingungen für die Felsarten Dolomit (n = 54 Versuche) und Kalkstein (n = 30 Versuche) hier neu ausgewertet. Im Fokus soll jedoch das Prozedere stehen; die Werte für die Parameter selbst stehen im Hintergrund. Für die Interpretation der Laborversuche zur Parametergewinnung wird folgend die Methode der kleinsten Quadrate nach Gl. (15) angewendet:

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n

∑

R = F 2(σ 1i , σ 2i , σ 3i , ϕ , c, α ) ⇒ min (15) i=1

Bild 9 Konvexität und Eindeutigkeit einer Fließfläche Convexity and explicitly of a yield surface

Gl. (14) nur für diesen Punkt erfüllt ist. Für den Punkt B ist Gl. (14) auch im Punkt C erfüllt und damit nicht eindeutig, also ist die Fließfläche nach Gl. (9) in Punkt B nicht konvex.

4 Parametergewinnung Die Genauigkeit von Berechnungsergebnissen vor allem bei Standsicherheitsberechnungen in der Felsmechanik ist stark abhängig von der verwendeten Grenzbedingung. Bei einer Grenzbedingung mit wenigen Parametern werden für die Parametergewinnung nur wenige und oft auch nur einfache Versuche benötigt. Beispielsweise kann anhand eines einaxialen Druckversuchs die undränierte Scherfestigkeit bestimmt werden und damit die Grenzbedingung nach von Mises Anwendung finden. Für die Beschreibung von Fels wäre dies aber aufgrund des dann vernachlässigten Einflusses der Reibung keinesfalls ausreichend. Da wir uns im vorliegenden Aufsatz auf den Einfluss der mittleren Hauptspannung konzentrieren, sollen hier Felsarten betrachtet werden, bei denen die Abhängigkeit vom hydrostatischen Spannungszustand nach Hoek-Brown von untergeordneter Bedeutung ist oder sich nach den Untersuchungen von [2] als untergeordnet erwiesen haben. Eine Untersuchung der Versuchsergebnisse mit der Grenzbedingung nach Hoek-Brown würde dann keine nennenswerte Verbesserung darstellen. Für die Verwendung der Grenzbedingungen nach MohrCoulomb und Mogi-Coulomb sind theoretisch genau zwei Triaxialversuche mit unterschiedlichen Spannungen für die Parametergewinnung von Reibungswinkel und Kohäsion notwendig. Für Berechnungen, bei denen die mittlere und kleinste Hauptspannung durch tektonische Gegebenheiten nicht gleich sind, können anhand von Versuchsergebnissen unter echten triaxialen Bedingungen qualitativ gute Parameter gewonnen werden, wenn eine Grenzbedingung verwendet wird, die die mittlere Hauptspannung berücksichtigt. Um zu untersuchen, wie sich die Parameter der Grenz­ bedingungen nach Mohr-Coulomb und Mogi-Coulomb unterscheiden, werden diese am Beispiel der Versuche

Nach Gl. (15) sind die Grenzbedingungen F für MogiCoulomb aus Gl. (9) und die Gleichung zur Grenzbedingung nach Mohr-Coulomb quadriert und die Bruchspannungen aus den Versuchsergebnissen darin als Wertetripel eingesetzt und über alle n-Versuche (1, …, n) aufsummiert worden. Die Grenzbedingungen F nehmen für Versuche, deren Hauptspannungen zum Versagen führen, den Wert null an. Kleine Fehlerquadrate bedeuten also kleine Abweichungen der Versuchswerte von der Grenzbedingung. Ein kleiner Wert für die Summe der Fehlerquadrate spricht tendenziell für eine gute Übereinstimmung aller Versuchswerte mit der Grenzbedingung. Durch eine Variation der Parameter ϕ und c wird nun das minimale Residuum und damit eine optimale Lösung für die variierten Parameter bestimmt; der Parameter α wurde mit null angenommen. Die analytische Lösung zur Parameterbestimmung aus Gl. (9) führt hier zu einem nichtlinearen Gleichungssystem. In den Bildern 10 bis 13 sind die sich aus Gl. (15) jeweils ergebenden Residuen für die Gewinnung der Parameter und durch die grüne Markierung leicht identifizierbar Kombinationen von ϕ und c, die die Grenzbedingungen mit relativ kleinen Residuen erfüllen, dargestellt. Um zu zeigen, dass sich bei der Auswertung je nach verwendeter Grenzbedingung die Parameter ϕ und c signifikant unterscheiden, werden zunächst die über Gl. (15) ermittelten optimalen Parameter für zwei unterschiedliche Felsarten aus den Bildern ausgelesen. In den Bildern 10 und 11 sind die Parameterkombination für Dolomit ausgewertet. Die optimale Parameterkombination mit dem kleinsten Residuum für die Grenzbedingung nach Mohr-Coulomb ergab: c = 100,8 MPa und ϕ = 36,2°. Der in Bild 10 grün dargestellte Bereich optimaler Parameter ist ein diagonal über den Wertebereich der Kohäsion verlaufendes Band. Im Vergleich dazu liefert die Auswertung nach Mogi-Coulomb ein eher schmales Band mit c = 108,7 MPa und ϕ = 29,4° als Parameterkombination mit dem kleinsten Residuum. Für Kalkstein, ausgewertet in den Bildern 12 und 13, beträgt die Parameterkombination mit dem kleinsten Residuum für die Grenzbedingung nach Mohr-Coulomb c = 83,9 MPa und ϕ = 35,9°. Der in Bild 12 grün dargestellte Bereich optimaler Parameter verläuft ähnlich wie in Bild 10 für Dolomit bandförmig, nur schmaler, aber auch diagonal durch den Wertebereich der Kohäsion. Die Auswertung nach Mogi-Coulomb liefert im Vergleich

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Bild 10 Residuum nach Gl. (15) für Dolomit nach Mohr-Coulomb; Ergebnis: ϕ = 36,2° und c = 100,8 MPa Residuum according to eq. (15) for dolomite by Mohr-Coulomb; ­result: ϕ = 36,2° and c = 100,8 MPa

Bild 11 Residuum nach Gl. (15) für Dolomit nach Mogi; Ergebnis: ϕ = 29,4° und c = 108,7 MPa Residuum according to eq. (15) for dolomite by Mogi; result: ϕ = 29,4° and c = 108,7 MPa

Bild 12 Residuum nach Gl. (15) für Kalkstein nach Mohr-Coulomb; Ergebnis: ϕ = 35,9° und c = 83,9 MPa Residuum according to eq. (15) for limestone by Mohr-Coulomb; result: ϕ = 35,9° and c = 83,9 MPa

dazu Werte optimaler Parameterkombinationen entlang eines sehr schmalen Bands mit c = 101,8 MPa und ϕ = 26° für das kleinste Residuum. Zur Verdeutlichung der Ergebnisse sind die Grenzbedingungen nach Mohr-Coulomb und Mogi-Coulomb mit den 10

hier ermittelten Parametern den Versuchsergebnissen echter triaxialer Versuche für die beiden untersuchten Felsarten in Bild 14 gegenübergestellt. Anhand der ermittelten Parameter, der mittleren und kleinsten Hauptspannung aus den Versuchsergebnissen, wird die zugehörige größte Hauptspannung aus der jeweiligen Grenzbedin-

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B. Kosmann, E. Perau: Describing rock strength under true triaxial conditions with the limit condition of Mogi-Coulomb

Bild 13 Residuum nach Gl. (15) für Kalkstein nach Mogi; Ergebnis: ϕ = 26° und c = 101,8 MPa Residuum according to eq. (15) for limestone by Mogi; result: ϕ = 26° und c = 101,8 MPa

Bild 14 Vergleich der Grenzbedingungen nach Mogi-Coulomb und Mohr-Coulomb unter Verwendung der ermittelten Scherparameter für die beiden Felsarten a) Kalkstein und b) Dolomit Comparison of the limit conditions according to Mogi-Coulomb and Mohr-Coulomb using the determined shear parameters for the two types of rock a) limestone and b) dolomite

gung bestimmt und die Grenzbedingung als Graph in Bild 14 aufgetragen. Die ermittelten optimalen Parameter liefern naturgemäß für beide untersuchten Grenzbedingungen Kurven für die maximale Hauptspannung, obwohl die Versuche für beide Felsarten vornehmlich in der Nähe des Kompressionsbereichs liegen. Mit der Grenzbedingung nach Mogi-Coulomb werden die vorliegenden Versuchsergebnisse recht gut beschrieben, weil die Abhängigkeit der maximalen Hauptspannung, die zum Bruch führt, von der mittleren Hauptspannung grundsätzlich gut erfasst wird. Mit der Grenzbedingung nach Mohr-Coulomb werden die Versuchsergebnisse für die größte Hauptspannung gemäß der Interpretation nach [9] nur als deren ungefährer Mittelwert für die jeweilig kleinste Hauptspannung ausgewertet. Bei einem niedrigen Spannungsniveau der kleinsten

Hauptspannung ist der Bereich zulässiger Spannungen unterhalb des Grenzzustands nach Mogi-Coulomb deutlich größer als der nach Mohr-Coulomb. Mit zunehmendem Spannungsniveau der kleinsten Hauptspannung vergrößert sich der Bereich zulässiger Spannungen nach Mohr-Coulomb, wobei bei niedrigen mittleren Hauptspannungen (triaxiale Kompression) der Grenzzustand im Vergleich mit den Versuchsergebnissen und mit MogiCoulomb deutlich überschätzt wird. Bei großen mittleren Hauptspannungen (triaxiale Extension) wird der Grenz­ zustand nach Mohr-Coulomb im Vergleich mit Mogi-Coulomb ebenfalls überschätzt, wobei hier in den vorliegenden Reihen die Versuchsergebnisse fehlen. Bei mittleren Werten für die mittlere Hauptspannung wird der Bereich zulässiger Spannungen unterhalb des Grenzzustands nach Mohr-Coulomb im Vergleich mit den Versuchsergebnissen und mit Mogi-Coulomb deutlich unterschätzt.

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B. Kosmann, E. Perau: Beschreibung der Festigkeit von Fels unter echten triaxialen Bedingungen mit der Grenzbedingung nach Mogi-Coulomb

Aus den Auswertungen für zwei verschiedene Felsarten für die beiden Grenzbedingungen nach Mohr-Coulomb bzw. Mogi-Coulomb lassen sich die folgenden Schlüsse ziehen: – Für beide Grenzbedingungen lassen sich über die Minimierung der Residuen optimale Parameterkombinationen j und c bestimmen, die plausible Lösungen darstellen. Innerhalb einer Grenzbedingung stellt der Vergleich der Residuen in Abhängigkeit der Parameterkombination das Qualitätskriterium dar. – Die Größe der Residuen beim Vergleich zwischen den beiden Grenzbedingungen stellt jedoch bei dieser Art der Auswertung kein Qualitätsmerkmal für die jeweilige optimale Parameterkombination und die zugehörige Grenzbedingung dar. Die Werte für die Grenzbedingungen nach Mohr-Coulomb und MogiCoulomb sind nämlich nicht ohne Weiteres vergleichbar, da die Wertebereiche auch im nahen Umfeld der Grenzbedingung F ≈ 0 stark voneinander abweichen können. Eine Grenzbedingung wird in erster Linie als Kriterium zur Unterscheidung von elastischem und plastischem Materialverhalten herangezogen, und dazu reicht die Unterscheidung F < 0 oder F ≥ 0 aus. In den Wert für F geht dahingegen z. B. auch die Einheit für die Spannung ein, sodass die Werte von F und damit auch die der Residuen nicht relevant sein können. – Um die Eignung verschiedener Grenzbedingungen zur Beschreibung der Festigkeit eines Gesteins zu vergleichen, empfiehlt sich die „Least mean standard deviation misfit method“, wie sie in [2] angewendet wurde. Bei dieser Methode werden die Abweichungen zwischen den größten Hauptspannungen aus Versuchs­ ergebnissen zu denen anhand der jeweiligen Grenz­ bedingung berechneten größten Hauptspannungen bestimmt. Die größte Hauptspannung der in Bild 14 gezeigten Grenzbedingungen ist analog zu diesem Vorgehen berechnet worden. – Die Ergebnisse für die optimalen Parameterkombinationen zeigen im Vergleich zwischen den beiden Grenzbedingungen die gleiche Tendenz; bei MogiCoulomb ist c stets größer als bei Mohr-Coulomb, und für ϕ liegen die Werte nach Mogi-Coulomb unter den Werten nach Mohr-Coulomb. – Die ermittelten Parameter für die beiden Grenzbedingungen haben nur auf den ersten Blick eine identische Bedeutung. Bei der Auswertung ausschließlich axialsymmetrischer Versuche ergeben sich die gleichen Parameter ϕ und c für die beiden Grenzbedingungen. Bei der Einbeziehung von nicht axialsymmetrischen Versuchen führt dies bei Mogi-Coulomb und MohrCoulomb zu unterschiedlichen Parametern ϕ und c.

12

Wenn also Versuche unter echten triaxialen Bedingungen durchgeführt werden, dürfen diese nicht ohne Weiteres mit der Grenzbedingung nach Mohr-Coulomb ausgewertet und dann für Mogi-Coulomb verwendet werden. Ansonsten wird die Gesteinsfestigkeit im Bereich von Extension und Kompression überschätzt. Dies gilt sowohl für entsprechende Labor- als auch für Feldversuche, in denen drei nennenswert unterschiedliche Hauptspannungen vorliegen.

5 Fazit und Ausblick Die Grenzbedingung nach Mogi-Coulomb ist eine interessante Alternative, die bei der Beschreibung der Gesteinsfestigkeit die mittlere Hauptspannung berücksichtigt und für Kompression und Extension die Grenzbedingung nach Mohr-Coulomb als Spezialfall enthält. Die Erweiterung der Grenzbedingung nach Mogi-Coulomb um den Aufweitungsparameter α ist interessant, da der zusätzliche Parameter dazu führt, die Grenzbedingung besser an die Versuchsergebnisse anpassen zu können und darüber hinaus die Grenzbedingungen von Drucker-Prager und von Mises als Spezialfall enthalten sind. Ergänzend wirkt sich α günstig auf die Konvexität der Grenzbedingung aus, kann aber in Verbindung mit hohen Werten für den Parameter ϕ sogar Spannungen im Zugbereich zulassen, die die Grenzbedingung erfüllen. Bei α > 0 sind die Bereiche triaxiale Kompression und Exten­ sion nicht mehr identisch mit denen von Mohr-Coulomb. Im vorliegenden Aufsatz wurde die Grenzbedingung nach Mogi-Coulomb für α = 0 ausgewertet. Da die Lösung von α = 0 in einer Variation 0 ≤ α ≤ 1 enthalten ist, könnten Versuche nach Gl. (15) noch besser abgebildet werden. Die Grenzbedingung nach Mogi-Coulomb ist im Extensionsbereich nicht durchweg konvex. Die neu ausgewerteten Versuche nach [5] unter echten triaxialen Bedingungen konnten mit der Grenzbedingung nach Mogi-Coulomb gut beschrieben werden. Im Vergleich mit der Auswertung der Versuche nach MohrCoulomb wurden signifikant unterschiedliche Parameter ϕ und c für die beiden Grenzbedingungen ermittelt. Eine Auswertung von Versuchen unter Verwendung der MohrCoulombschen Grenzbedingung führt also nicht automatisch zu Ergebnissen, die auf der sicheren Seite liegen. Derzeit befindet sich für die Berechnung von dreidimensionalen Problemstellungen eine Implementierung der modifizierten Grenzbedingung nach Mogi-Coulomb als Bestandteil für ein User Defined Soil Model (UDSM) für die FEM-Software Plaxis 3D [13] in Bearbeitung.

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Literatur [1] Kosmann, B.; Perau, E. (2019) Eignung unterschiedlicher Fließbedingungen hinsichtlich der Beschreibung von Fels unter der Berücksichtigung echter triaxialer Versuche in: 23 Symposium Felsmechanik und Tunnelbau, Würzburg. Fachsektionstage Geotechnik, S. 308–313. [2] Benz, T.; Schwab, R. (2008) A quantitative comparison of six rock failure criteria in: International Journal of Rock Mechanics Science 45, pp. 1176–1186. [3] Ma, X.; Rudnicki, J. W.; Haimson, B. C. (2017) The application of a Matsuoka-Nakai-Lade-Duncan limit condition to two porous sandstones in: International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences 92, pp. 9–18. [4] Grimstad, G.; Ronningen, J. A.; Nordal, S. (2018) Application of a generalized continuous Mohr-Coulomb criterion in: Numerical Methods in Geotechnical Engineering IX, pp. 77–84. [5] Mogi, K. (2007) Experimental Rock Mechanics. London: Routledge Taylor & Francis Group. [6] Couture, C.; Besuelle, P. (2019) Diffuse and localized deformation of a porous Vosges sandstone in true triaxial conditions in: E3S Web of Conferences 92:06007. https://doi. org/10.1051/e3sconf/20199206007. [7] Mogi, K. (1971) Effect of the triaxial stress system on the failure of dolomite and limestone in: Tectonophysics 11, pp. 111–127.

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Autoren M. Sc. Benedikt Kosmann (Korrespondenzautor) benedikt.kosmann@uni-due.de Universität Duisburg-Essen Fachgebiet Geotechnik Universitätsstraße 15 45141 Essen

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B. Kosmann, E. Perau: Describing rock strength under true triaxial conditions with the limit condition of Mogi-Coulomb

Kosmann, B.; Perau, E. (2021) Beschreibung der Festigkeit von Fels unter echten triaxialen Bedingungen mit der Grenzbedingung nach Mogi-Coulomb. geotechnik 44, H. 1, S. 2–13. https://doi.org/10.1002/gete.202000013 Dieser Aufsatz wurde in einem Peer-Review-Verfahren begutachtet. Eingereicht: 19. Mai 2020; akzeptiert: 2. Oktober 2020.

Univ.-Prof. Dr.-Ing. Eugen Perau eugen.perau@uni-due.de Universität Duisburg-Essen Fachgebiet Geotechnik Universitätsstraße 15 45141 Essen

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DOI: 10.1002/gete.202000017

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Sascha Henke

Numerische Untersuchungen zum Einfluss von Reaktionspfählen auf statische Pfahlprobebelastungen In diesem Beitrag wird im Rahmen einer numerischen Variationsstudie der Einfluss von Reaktionspfählen auf das Last-Verformungs-Verhalten des Probepfahls im Rahmen von statischen Pfahlprobebelastungen untersucht. Hierbei werden die Einflussfaktoren lichter Abstand der Pfähle untereinander, Pfahllängen, Länge der Reaktionspfähle im Verhältnis zur Probepfahllänge sowie die Anzahl der Reaktionspfähle untersucht. Es zeigt sich, dass bei einigen Konfigurationen die Empfehlungen des Arbeitskreises „Pfähle“ (EA Pfähle) der Deutschen Gesellschaft für Geotechnik e. V. (DGGT) hinsichtlich des einzuhaltenden Mindestabstands der Pfähle zueinander nicht ausreichend sind, um einen Einfluss der Reaktionspfähle auf das Tragverhalten des Probepfahls zu vermeiden.

Numerical investigation on the influence of reaction piles regarding static load test results The present paper investigates the influence of reaction piles on the load-settlement behavior of the test pile during static load testing by means of a numerical study using FEM. In this investigation mainly the parameters distance between piles, pile length, length of reaction piles in comparison to the test pile’s length as well as the number of reaction piles are varied. It is found out that the recommendations of the working group piles (EA Pfähle) regarding the minimum distance between test and reaction piles is not sufficient to avoid an influence of the reaction piles on the test pile’s bearing behavior.

Stichworte  Pfahlprobebelastung; Reaktionspfahl; Widerstand-Setzungslinie; FEM

Keywords  pile load test; reaction pile; load-settlement curve; FEM

1 Einleitung

Im Rahmen dieser Studie wird anhand von Variationsberechnungen mit der Finite-Elemente-Methode (FEM) untersucht, wie sich die Reaktionspfähle auf das WiderstandSetzungs-Verhalten eines Probepfahls auswirken. Hierbei liegt der Fokus auf Systemen mit vier Reaktionspfählen.

Als Verfahren zur wirklichkeitsnahen Erfassung des LastVerformungs-Verhaltens von Pfählen hat sich die Durchführung statischer Pfahlprobebelastungen bewährt. Im Rahmen der statischen Pfahlprobebelastung wird ein Testpfahl mit einer vorher definierten Last sukzessive belastet, wobei die Pfahlverformungen in Abhängigkeit der Last aufgezeichnet werden. Zur Lastaufbringung ist es erforderlich, dass ein entsprechendes Widerlager geschaffen wird. Hierzu haben sich verschiedene Möglichkeiten etabliert, die z. B. in [1] beschrieben sind. Die gängigen Widerlagermöglichkeiten sind:

Das Ziel der Studie ist, anhand verschiedener exemplarischer Variationsberechnungen zu untersuchen, inwieweit die Empfehlungen aus [1] zum erforderlichen Mindestabstand zwischen Probepfahl und Reaktionspfählen allgemein ausreichen, oder ob Fälle denkbar sind, wo trotz

– Totlasten, – Reaktionspfähle, – Verpressanker. Den vorgenannten Möglichkeiten ist gemein, dass hierdurch u. U. Lasteinflüsse auf den Probepfahl resultieren, die Einfluss auf den Lastabtrag des zu prüfenden Pfahls haben. Um diesen Einfluss möglichst zu minimieren, wird in [1] empfohlen, dass z. B. bei Widerlagerkonstruktionen mit Reaktionspfählen der lichte Abstand zwischen Probepfahl und Reaktionspfählen mindestens das 2,5-fache des Pfahldurchmessers D oder mindestens 2,5 m betragen muss (Bild 1). Es wird in [1] nicht differenziert bzgl. weiterer Parameter wie Pfahllänge, Baugrundschichtung oder Länge der Reaktionspfähle im Verhältnis zum Probepfahl sowie Pfahltyp. 14

Bild 1 Erforderliche Mindestabstände zwischen Probepfahl und Reaktionspfählen bei einer statischen Pfahlprobebelastung nach [1] Minimum distance between test pile and reaction piles during static load testing after [1]

© 2020 Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG, Berlin. geotechnik 44 (2021), Heft 1

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Einhaltung dieser Empfehlungen eine Störung des LastVerformungs-Verhaltens des Probepfahls durch die benachbarten Reaktionspfähle resultiert. Es wird hierbei eine Baugrundschichtung aus einer gering tragfähigen über einer tragfähigen Schicht untersucht. Hierbei werden vorrangig der Abstand der Pfähle zueinander sowie die Einbindelänge der Pfähle in die tragfähige Schicht variiert. Zudem wird im Rahmen einer Vergleichsberechnung untersucht, inwiefern die Länge der Reaktionspfähle im Vergleich zur Länge des Probepfahls einen Einfluss hat. Abschließend wird an einem Beispiel untersucht, welche Unterschiede resultieren, wenn statt des Systems mit vier Reaktionspfählen eines mit lediglich zwei entsprechend höher belasteten Reaktionspfählen betrachtet wird.

2

Stand des Wissens

In der Literatur sind nur wenige Studien zu finden, die sich mit dem Einfluss von Reaktionspfählen auf die Widerstand-Setzungslinie eines Probepfahls quantitativ befassen. In [2] wird basierend auf analytischen Beziehungen für den Pfahl bzw. eine Pfahlgruppe im elastischen Halbraum untersucht, inwieweit sich die Setzungen eines idealen Pfahls ohne benachbarte Reaktionspfähle im Vergleich zu einem System mit zwei benachbarten Reaktionspfählen unterscheiden. In [2] wird hierauf basierend ein Korrekturfaktor Fc als Quotient der Setzungen des idealen Pfahls zu den Setzungen des Pfahls unter Berücksichtigung von benachbarten Reaktionspfählen definiert. In [2] wird dargestellt, dass bei zu geringem Abstand zwischen Probepfahl und Reaktionspfählen die Setzungen des Probepfahls in der Regel unterschätzt werden. Weiterhin wird in [2] erläutert, dass auch das Verhältnis aus Pfahllänge zu -durchmesser sowie die Baugrundschichtung Einfluss auf den definierten Korrekturfaktor haben. Aufbauend auf den vorgenannten Arbeiten wird in [3] ein vergleichbarer Ansatz zur Untersuchung des Einflusses der Reaktionspfähle auf das Setzungsverhalten eines Probepfahls entwickelt. In [3] werden aber Systeme mit vier Reaktionspfählen untersucht, da dies nach Aussagen der Autoren in Japan den Regelfall darstellt. Es zeigt sich, dass die Anzahl der Reaktionspfähle erwartungsgemäß ebenfalls einen Einfluss auf das Pfahltragverhalten hat. Eine weitere Arbeit, in der ein analytischer Ansatz auf Basis von unabhängigen linearen Federn verfolgt wird, um die Pfahl-Pfahl-Interaktion zu beschreiben, findet sich in [4]. Diese basiert in Teilen auf den vorgenannten Arbeiten von [2] und [3], erweitert diese aber um einige nichtlineare Anteile. Die Ergebnisse sind aber mit den Arbeiten von [3] grundsätzlich vergleichbar. Messtechnische Untersuchungen in der geotechnischen Zentrifuge werden in [5] diskutiert. In dieser Arbeit wird

ein Rohrpfahl als Probepfahl mit vier benachbarten Reaktionspfählen belastet. Einschränkend ist festzuhalten, dass im Rahmen dieser Zentrifugenversuche lediglich das Tragverhalten relativ kurzer und gedrungener Pfähle betrachtet wird und dass die Untersuchungen ausschließlich in homogenen, dicht gelagerten Sanden erfolgten, was in der Regel nicht die typischen Randbedingungen für eine Pfahlgründung darstellt. Die Untersuchungen zeigen, dass in dem betrachteten Fall durch die Reaktionspfähle, die einen lichten Abstand zueinander von etwa dem vierfachen Pfahldurchmesser aufweisen, ein erkennbarer Einfluss sowohl auf die Mantelreibung als auch auf den Spitzendruck des Probepfahls resultiert.

3

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S. Henke: Numerical investigation on the influence of reaction piles regarding static load test results

Numerische Variationsstudie

3.1 Motivation Die zuvor genannten Studien zeigen, dass bei statischen Pfahlprobebelastungen auch bei Abständen der Pfähle zueinander, die größer als der 2,5-fache Pfahldurchmesser sind, Einflüsse aus den Reaktionspfählen auf das Tragverhalten des Probepfahls resultieren können. Dies ist in den Empfehlungen in [1] aktuell nicht vollumfänglich berücksichtigt. Zudem zeigt sich, dass bei einer Beurteilung der gegenseitigen Beeinflussung der Pfähle neben dem Abstand zwischen Probepfahl und Reaktionspfählen auch weitere Parameter wie z. B. die Anzahl der Probepfähle, die Pfahllänge und -geometrie sowie die Baugrundschichtung zu berücksichtigen sind. Die in der Literatur beschriebenen Untersuchungen beschränken sich aber im Wesentlichen auf analytische Betrachtungen im elastischen Raum, d. h. das komplexe Materialverhalten des Bodens und dessen Einfluss auf die Pfahl-Pfahl-Interaktion wird nur unzureichend berücksichtigt. Ebenso ist durch die einfache stoffliche Formulierung von Einschränkungen hinsichtlich der BodenPfahl-Interaktion auszugehen. Demnach ist es auf Basis der vorgenannten Untersuchungen nicht möglich, abschließend zu erfassen, in welchen Fällen die Empfehlungen in [1] ausreichend sind bzw. in welchen Fällen größere Abstände zwischen den Pfählen erforderlich werden. Somit entstand die Idee, im Rahmen einer Variationsstudie mit der FEM den Einfluss verschiedener Faktoren auf das Tragverhalten eines Probepfahls unter Berücksichtigung der Reaktionspfähle zu untersuchen. Es wird an dieser Stelle explizit hervorgehoben, dass diese Untersuchungen v. a. beleuchten, in welchen Fällen ggf. ein Einfluss der Reaktionspfähle auf den Probepfahl vorhanden ist, auch wenn die Abstandsregeln nach [1] eingehalten wurden, um den Planer von Pfahlprobebelastungen auf diese Problematik und die maßgebenden Einflussfaktoren zu sensibilisieren. Diese Studie hat nicht das Ziel, abschließende neue Empfehlungen zur Planung und Durchführung von statischen Pfahlprobebelastungen zu erarbeiten. Dies wäre Aufgabe weiterer Forschungstätigkeiten.

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S. Henke: Numerische Untersuchungen zum Einfluss von Reaktionspfählen auf statische Pfahlprobebelastungen

3.2 Das numerische Modell 3.2.1 Modellbildung Die numerischen Berechnungen erfolgen grundsätzlich an räumlichen Finite-Elemente-Modellen (FE-Modellen) mit dem Programmpaket Plaxis3D [6]. Es wird im Wesentlichen das in Bild 2 dargestellte System mit einem Probepfahl und vier benachbarten Reaktionspfählen betrachtet. Die Pfähle haben in allen Berechnungen jeweils einen Durchmesser von 0,8 m. In den meisten Berechnungen wird vorausgesetzt, dass die Reaktionspfähle die gleiche Länge L wie der Probepfahl aufweisen. In einer vertiefenden Variationsstudie wird ergänzend auch der Fall untersucht, wo die Länge der Reaktionspfähle LRP größer ist als die Länge LPP des Probepfahls. In Bild 2 ist erkennbar, dass die Untersuchungen mit einem für eine Pfahlgründung üblichen Baugrundaufbau mit einer gering tragfähigen Schicht oberhalb von gut tragfähigen Sanden erfolgen. Ein numerisches Modell mit vier Reaktionspfählen ist exemplarisch in Bild 3 dargestellt. Die Maße des Modells werden zu L × B × H = 20 × 20 × 30 m gewählt, um Randeinflüsse möglichst zu minimieren, was durch eine Betrachtung der Spannungsverteilung im Endzustand bestätigt wurde. Der Probepfahl befindet sich im Zentrum des Modells und wird von den vier Reaktionspfählen regelmäßig umgeben, wobei die lichten Abstände der Reaktionspfähle zum Probepfahl im Rahmen der Studie variiert werden. Für die Vernetzung wurden Zehn-Knoten-Tetraeder-Elemente mit quadratischem Ansatz für die Verformungen gewählt. Hierbei wurden üblicherweise Modelle mit ca. 40 000 dieser Elemente berechnet. Im Rahmen einer vorlaufenden Studie zum Einfluss des Diskretisierungsgrads auf die Ergebnisse wurde diese Netzfeinheit als ausreichend bewertet.

Bild 3 Exemplarisches numerisches Modell Exemplary numerical model

Die Reibung zwischen den Pfählen und dem umgebenden Boden wird über Interface-Elemente berücksichtigt, wobei ein Wert Rinter = 0,5 für alle Schichten vorausgesetzt wird. Dieser Wert wurde bewusst niedrig gewählt, da davon auszugehen ist, dass die gegenseitige Beeinflussung der Pfähle untereinander bei Ansatz höherer Reibungsbeiwerte größer ausfallen wird, sodass die vorliegende Untersuchung eine untere Grenze darstellt. Die Probebelastung wird im numerischen Modell idealisiert modelliert. Das heißt, nachdem die Pfähle wished-inplace im Modell aktiviert wurden, wird der Probepfahl mit der Probelast am Pfahlkopf sukzessive beansprucht, während die vier Reaktionspfähle sukzessive mit einer Zuglast in der Größe von jeweils einem Viertel der jeweils wirkenden Drucklast belastet werden. Auf eine diskrete Modellierung der Traversen wird verzichtet, da sie für die untersuchte Fragestellung nicht relevant sind.

3.2.2 Stoffliche Modellierung Das mechanische Bodenverhalten wird mit dem Hardening-Soil-Stoffmodell beschrieben. Hierbei handelt es sich um ein elastoplastisches Stoffmodell mit isotroper Doppelverfestigung. Dies bedeutet, dass neben rein elastischen Verformungen auch plastische Scherverformungen und Volumenänderungen abgebildet werden können. Eine detaillierte Beschreibung des Stoffmodells ist in [7] enthalten.

Bild 2 Skizze des untersuchten Systems mit maßgebenden Größen und ­variierten Parametern Sketch of the investigated system including relevant values and ­varied parameters

16

Die für das untersuchte Randwertproblem verwendeten Stoffkennwerte sind in der Tab. 1 zusammengefasst. Auf eine Berücksichtigung von Grundwasser wurde im vorliegenden Fall verzichtet. Die Pfähle werden in den Berechnungen jeweils linear elastisch mit Kennwerten für Stahlbeton abgebildet.

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Tab. 1 Hardening-Soil-Stoffkennwerte für die untersuchten Böden Harding soil parameters of the investigated soils

Kennwert

Gering trag­ fähige Schicht

Tragfähige Schicht

g /g ′ [kN/m3]

18/8

20/10

1

50

1

50

3

150

m [–]

0,7

0,5

pref

100

100

υur [–]

0,2

0,2

ϕ ′ [°]

20

32,5

ψ [°]

0

2,5

10

0

ref Eoed

[MN/m2]

ref [MN/m2] E50 ref [MN/m2] Eur

c′

[kN/m2]

[kN/m2]

3.2.3 Untersuchte Variationen Im Rahmen des vorliegenden Beitrags werden folgende Parameter bzw. Randbedingungen variiert, um den Einfluss auf das Widerstand-Setzungs-Verhalten des Probepfahls zu untersuchen: – Lichter Abstand a der Reaktionspfähle zum Probepfahl bei konstanter Pfahllänge L von Probe- (LPP) und Reaktionspfählen (LRP), also L = LPP = LRP sowie kon­stanter Baugrundschichtung, – Länge L (LPP = LRP) der Pfähle bei konstantem Abstand a und Baugrundschichtung, – Länge der Reaktionspfähle LRP bei konstanter Länge LPP des Probepfahls, – Anzahl der Reaktionspfähle n. Ziel dieser Variationen ist es zu untersuchen, inwieweit die vorgenannten Parameter bzw. Randbedingungen Einfluss auf das Tragverhalten des Probepfahls haben. Damit der jeweilige Einfluss quantitativ bewertet werden kann, wird für jede geometrische Randbedingung der Probepfahl auch ohne benachbarte Reaktionspfähle als sog. idealer Pfahl im numerischen Modell berechnet. Die so erhaltene Widerstand-Setzungslinie wird in der Ergebnisdiskussion als Referenzlösung (Einzelpfahl) ohne Einfluss von Reaktionspfählen betrachtet.

4 Ergebnisse 4.1 Abstand zwischen Probepfahl und Reaktionspfählen 4.1.1 Grundlagen Zur Untersuchung des lichten Abstands a zwischen den Reaktionspfählen und dem Probepfahl werden unterschiedliche Systeme betrachtet. Es wird zunächst davon ausgegangen, dass Probe- und Reaktionspfähle die gleiche Länge L (LPP = LRP) haben, d. h. die Absetztiefe liegt in

gleicher Tiefe. Weiterhin wird in allen Berechnungen die Mächtigkeit der gering tragfähigen Schicht auf t1 = 6 m festgelegt. Demnach werden die folgenden Parameter ­variiert: – Länge der Pfähle: L = 8 m, 12 m und 16 m, – Lichter Abstand zwischen Probepfahl und Reaktionspfählen: a = 1,2 m; 1,7 m; 2,2 m und 2,7 m (a/D = 1,5; 2,125; 2,75 und 3,375). Damit liegt der lichte Abstand sowohl ober- als auch unterhalb der Empfehlungen zum Mindestabstand aus [1].

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S. Henke: Numerical investigation on the influence of reaction piles regarding static load test results

Die Belastung des Probepfahls erfolgt sukzessive bis zu einer maximalen Last von 20 bzw. 40 MN je nach betrachteter Variante. Hierbei werden die Verformungen des Probepfahls am Pfahlkopf aufgezeichnet, um hieraus die Widerstand-Setzungslinie ermitteln zu können. Die Ergebnisse dieser Variationen werden nachfolgend sowohl in Form der Widerstand-Setzungslinien für die untersuchten Varianten als auch über einen Korrekturfaktor in Anlehnung an [2] diskutiert. Der Korrekturfaktor Fc ist hierbei folgendermaßen definiert: Fc =

Setzung bei Last x ohne Reaktionspfähle Setzung bei Last x mit Reaktionspfählen

Demnach gibt dieser Wert an, inwieweit sich die Setzungen des Probepfahls infolge der Reaktionspfähle gegenüber einem idealen Pfahl ohne benachbarte Reaktionspfähle vergrößern (Fc < 1) bzw. verkleinern (Fc > 1).

4.1.2 Ergebnisse In Bild 4 sind die aus den numerischen Berechnungen erhaltenen Last-Verschiebungslinien des Probepfahls für die Variante mit 12 m langen Pfählen dargestellt. Es werden in Bild 4a der gesamte untersuchte Lastbereich bis 40 MN Prüflast und in Bild 4b der für die praktische Anwendung relevante Bereich bis zum Versagenskriterium von s/D = 0,1 gemäß [1] abgebildet. Hierbei wurde in Bild 4b der Übersichtlichkeit halber, da die Kurven in diesem Bereich sehr dicht beieinander liegen, auf die Darstellung der Kurve für den lichten Abstand von a = 2,7 m verzichtet. Anhand der Widerstand-Setzungslinien kann für die untersuchte Konfiguration erkannt werden, dass die Reaktionspfähle zunächst im niedrigen Lastniveau unabhängig vom betrachteten Abstand zum Probepfahl einen vernachlässigbaren Einfluss haben. Der Einfluss der Reaktionspfähle wird erst ab ca. 10 cm Setzungen (s/D ≈ 0,12) maßgeblich erkennbar. Bis zum Versagenskriterium von s/D = 0,1 ist somit in diesem Fall kein signifikanter Einfluss der Reaktionspfähle erkennbar.

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S. Henke: Numerische Untersuchungen zum Einfluss von Reaktionspfählen auf statische Pfahlprobebelastungen

Bild 4 Vergleich des Widerstand-Setzungs-Verhaltens des Probepfahls in Abhängigkeit des Abstands zu den Reaktionspfählen für die Variante mit 12 m langen Pfählen bei gleicher Länge von Probe- und Reaktionspfählen: a) Lastbereich bis 40 MN; b) Detaildarstellung bis zum Versagenskriterium von s /D = 0,1 Comparison of pile load settlement behavior depending on the distance between test and reaction piles for 12 m long piles: a) loading until 40 MN; b) detailed graph with maximum at a settlement of s /D = 0,1

Es ist außerdem festzustellen, dass bei höherem Lastniveau die Probepfahlsetzung umso größer ist, je niedriger der Abstand von Reaktionspfählen zum Probepfahl ist. Da die Reaktionspfähle offensichtlich von wesentlicher Bedeutung für das Tragverhalten des Probepfahls sein können, wird zur Plausibilisierung der Ergebnisse in Bild 5 für den Fall mit 12 m langen Pfählen und einem Abstand a = 1,7 m die Hebung eines Reaktionspfahls exemplarisch der Setzung des Probepfahls gegenübergestellt. Da jeder Reaktionspfahl ein Viertel der Gesamtlast des Probepfahls als Beanspruchung erfährt, beträgt die maximale Last der Reaktionspfähle in der durchgeführten Berechnung 10 MN.

Bild 5 Vergleich des Widerstand-Setzungs-Verhaltens des Probepfahls mit der Hebung eines Reaktionspfahls für die Variante mit 12 m langen Pfählen bei gleicher Länge von Probe- und Reaktionspfählen Comparison of pile load settlement behavior with heave of a reaction pile for 12 m long piles

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Es ist erkennbar, dass die Hebungen der Reaktionspfähle mit zunehmender Belastung überproportional zunehmen, was den allgemeinen Erwartungen entspricht und somit die Plausibilität der Berechnungen unterstreicht. Weiterhin wird in Bild 4 deutlich, dass der Einfluss der Reaktionspfähle auf das Verhalten des Probepfahls mit zunehmender Last immer größer wird. Dieses Verhalten ist dadurch begründet, dass mit zunehmender Belastung der Reaktions- sowie des Probepfahls ein ausgeprägterer Versagensmechanismus im Boden um die Pfähle herum resultiert. Sobald sich die Mechanismen der einzelnen Pfähle „überlappen“, resultiert eine gegenseitige Beeinflussung der Pfähle, die sich in dem vom idealen Einzelpfahl abweichenden Pfahltragverhalten äußert (Bild 6). In Bild 6a sind die plastischen Punkte (Failure Points) bei Erreichen der maximalen Last von 40 MN dargestellt. Es wird deutlich, dass sich die plastizierten Bereiche um die Pfahlfüße in diesem Zustand überlappen. Es ist anzumerken, dass natürlich auch im Mantelbereich Punkte vorhanden sind, die auf der Schergrenzfläche liegen. Diese wurde aus Gründen der Übersichtlichkeit jedoch ausgeblendet. In Bild 6b ist die Verteilung der relativen Schubspannungen trel dargestellt. Diese geben Aufschluss darüber, inwieweit die maximalen Schubspannungen, die der Boden aufnehmen kann, bereits mobilisiert wurden. Bei einem Wert von trel = 1 sind die Schubspannungen im Boden vollständig ausgenutzt. Auch anhand von Bild 6b wird demnach deutlich, dass sich die Versagensmechanismen der Reaktionspfähle sowie des Probepfahls überschneiden, da großflächig im gesamten Fußbereich ein Wert von trel = 1 vorhanden ist. Abschließend sind in Bild 6c die deviatorischen Spannungen bei Erreichen der

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S. Henke: Numerical investigation on the influence of reaction piles regarding static load test results

Bild 7 Korrekturfaktor Fc in Abhängigkeit des Abstands zwischen den Probe- und Reaktionspfählen für die Laststufen 14 und 40 MN (12 m lange Pfähle) Correction factor Fc depending on distance between test and reaction piles for load level 14 and 40 MN (12 m long piles)

Setzungen des Probepfahls durch den Einfluss der Reaktionspfähle um teilweise 5 % größer als beim idealen Pfahl.

Bild 6 Exemplarische Ergebnisse der numerischen Berechnungen mit 12 m langen Pfählen: a) Plastische Punkte (Failure Points) bei Erreichen der Maximallast von 40 MN; b) relative Ausnutzung der mobilisierbaren Schubspannungen im Baugrund bei Erreichen der Maximallast von 40 MN; c) deviatorische Spannungen bei Erreichen der Maximallast von 40 MN Exemplary results for the calculation with 12 m long piles: a) failure points at 40 MN load; b) relative stresses at 40 MN load; c) deviatoric stresses at 40 MN load

Maximallast von 40 MN als Konturplot visualisiert. Auch diese Darstellung bestätigt die Erkenntnis, dass sich die Einflussbereiche der Reaktionspfähle und des Probepfahls signifikant gegenseitig beeinflussen. Ergänzend werden für die Laststufen 14 MN (entspricht etwa s/D = 0,1) und 40 MN (maximale Belastung Probepfahl) die Korrekturfaktoren Fc ermittelt. Diese sind in Bild 7 dargestellt. In Bild 7 ist zu erkennen, dass abhängig von der jeweiligen Laststufe sowie vom Abstand a eine Setzungszunahme am Probepfahl resultiert. Gemäß [1] ist für den vorliegenden Fall ein Mindestabstand von a = 2,5 m vorgeschrieben. Dieser wurde in Bild 7 ebenfalls markiert. Wie bereits festgestellt wurde, ist bei den hier gewählten Randbedingungen bei Einhaltung des Mindestabstands von a = 2,5 m bis zum Grenzkriterium von s/D = 0,1 kein merklicher Einfluss auf das Probepfahltragverhalten vorhanden. Erst bei lichten Abständen von a < 2 m sind die

Erst bei deutlich größeren Lasten, die aber im vorliegenden Fall keine praktische Relevanz haben und als akademisch anzusehen sind, wäre auch bei lichten Abständen von > 2,5 m ein Einfluss der Reaktionspfähle auf das Ergebnis der Pfahlprobebelastung vorhanden. In den Bildern 8 und 9 werden ergänzend die Ergebnisse der Variationsstudien für die Pfahllängen 16 m (Bild 8) und 8 m (Bild 9) dargestellt. Grundsätzlich sind die Ergebnisse vergleichbar mit den zuvor diskutierten Berechnungen an 12 m langen Pfählen. Es zeigt sich aber, dass insbesondere für die kurzen Pfähle bei zu geringen Pfahlabständen bereits bei Erreichen des Setzungsverhältnisses s/D = 0,1 größere Einflüsse der Reaktionspfähle auf das Tragverhalten des Probepfahls erkennbar sind (Bild 10). Gemäß Bild 10b können die Reaktionspfähle bereits in diesem Lastniveau dazu führen, dass die Probepfahlsetzungen bei zu geringem Abstand um bis zu 30 % überschätzt werden (lichter Abstand 1,2 m). Es ist aber festzuhalten, dass auch bei diesen Variationen die Empfehlungen von [1] mit einem erforderlichen Mindestabstand der Pfähle von 2,5 m ausreichend scheinen. Es ist an dieser Stelle zu erwähnen, dass für den Fall der 16 m langen Pfähle bei lichten Abständen von > 2,2 m der Korrekturfaktor FC geringfügig größer als 1,0 errechnet wurde. Dies ist numerisch bedingt, z. B. durch leichte, unvermeidbare Unterschiede in der Vernetzung bei den unterschiedlichen Modellen, und für die praktische Bewertung von untergeordneter Bedeutung, da die Set-

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S. Henke: Numerische Untersuchungen zum Einfluss von Reaktionspfählen auf statische Pfahlprobebelastungen

Bild 8 Vergleich des Widerstand-Setzungs-Verhaltens des Probepfahls in Abhängigkeit des Abstands zu den Reaktionspfählen für die Variante mit 16 m langen Pfählen bei gleicher Länge von Probe- und Reak­tionspfählen: a) Lastbereich bis 40 MN; b) Detaildarstellung bis zum Versagenskriterium von s /D = 0,1 Comparison of pile load settlement behavior depending on the distance between test and reaction piles for 16 m long piles: a) loading until 40 MN; b) detailed graph with maximum at a settlement of s /D = 0,1

Bild 9 Vergleich des Widerstand-Setzungs-Verhaltens des Probepfahls in Abhängigkeit des Abstands zu den Reaktionspfählen für die Variante mit 8 m langen Pfählen bei gleicher Länge von Probe- und Reak­tionspfählen: a) Lastbereich bis 20 MN; b) Detaildarstellung bis zum Versagenskriterium von s /D = 0,1 Comparison of pile load settlement behavior depending on the distance between test and reaction piles for 8 m long piles: a) loading until 20 MN; b) detailed graph with maximum at a settlement of s /D = 0,1

zungsunterschiede im Vergleich zum idealen Einzelpfahl im Bereich weniger Millimeter liegen.

schnitt aus einer Vielzahl an praktisch denkbaren Konfigurationen darstellt, sodass diese Bewertung nicht abschließend sein kann. Insbesondere bei Vorliegen sehr langer Pfähle können andere Beurteilungen resultieren.

4.1.3 Zwischenfazit Die bisher dargestellten Berechnungen zeigen, dass bei den untersuchten Systemen, bei gleicher Absetztiefe der Reaktionspfähle und des Probepfahls, die Empfehlungen hinsichtlich des erforderlichen lichten Abstands zwischen den Pfählen aus [1] ausreichen, um einen signifikanten Einfluss der Reaktionspfähle auf das Probepfahltragverhalten zu vermeiden, obwohl offensichtliche Einflussfaktoren wie z. B. die Pfahllänge bzw. das Verhältnis L/D nicht in [1] berücksichtigt werden. Es ist jedoch anzumerken, dass die hier präsentierte Studie nur einen exemplarischen Aus20

4.2 Länge der Reaktionspfähle 4.2.1 Grundlagen Es ist denkbar, dass die Reaktionspfähle tiefer als der Probepfahl in den Baugrund einbinden müssen. Dies ist u. a. dadurch begründet, dass die Zugpfahltragfähigkeit meist deutlich geringer ist als die Tragfähigkeit auf Druck belasteter Pfähle. Zudem sind auch die anzusetzenden Teilsicherheiten bei Zugpfählen höher.

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S. Henke: Numerical investigation on the influence of reaction piles regarding static load test results

Bild 10 Korrekturfaktor FC in Abhängigkeit des Abstands zwischen den Probe- und Reaktionspfählen: a) Variationsberechnung mit 16 m langen Pfählen für die Laststufen 18 und 40 MN; b) Variationsberechnung mit 8 m langen Pfählen für die Laststufen 11 und 20 MN Correction factor FC depending on distance between test and reaction piles: a) 16 m long piles at load level 18 and 40 MN; b) 8 m long piles and load level 11 and 20 MN

Bild 11 Vergleich des Widerstand-Setzungs-Verhaltens des Probepfahls in Abhängigkeit des Abstands zu den Reaktionspfählen für die Variante eines 8 m ­langen Probepfahls mit 12 m langen Reaktionspfählen: a) Lastbereich bis 20 MN; b) Detaildarstellung bis zum Versagenskriterium von s /D = 0,1 Comparison of pile load settlement behavior depending on the distance between test and reaction piles for 8 m long test pile and 12 m long reaction piles: a) loading until 20 MN; b) detailed graph with maximum at a settlement of s /D = 0,1

Aus diesem Grund wird im Rahmen einer weiteren Variationsberechnung der Einfluss der Länge der Reaktionspfähle auf das Tragverhalten des Probepfahls untersucht. Hierbei wird erneut die Variante mit einem 8 m langen Probepfahl betrachtet. Es wird aber nunmehr davon ausgegangen, dass die Reaktionspfähle eine Länge LRP = 12 m haben. Die übrigen Randbedingungen werden analog zu den Berechnungen aus Abschnitt 4.1 gewählt.

4.2.2 Ergebnisse In Bild 11 sind die numerisch ermittelten WiderstandSetzungslinien für die Variante mit 12 m langen Reakti-

onspfählen und einem 8 m langem Probepfahl dargestellt. Es zeigt sich, dass im Vergleich zu den Ergebnissen mit gleich langen Pfählen (vgl. Bild 9) auch bei einem lichten Abstand von > 2,5 m ein signifikanter Einfluss der Reaktionspfähle auf das Verformungsverhalten des Probepfahls vorhanden ist. Die zugehörigen Korrekturfaktoren sind in Tab. 2 für den hier betrachteten Fall mit vier Reaktionspfählen und für den im Abschnitt 4.3 diskutierten Fall mit zwei Reaktionspfählen zusammengefasst. Es wird anhand der Ergebnisse in Tab. 2 deutlich, dass für das System mit vier Reaktionspfählen bei einem lichten Abstand a ≥ 2,5 m nach [1] eine Überschätzung der Pfahlsetzungen um > 10 % resultiert, d. h. in diesem Fall würde der Probepfahl als deutlich weicher beurteilt, als er unter

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S. Henke: Numerische Untersuchungen zum Einfluss von Reaktionspfählen auf statische Pfahlprobebelastungen Tab. 2 Korrekturfaktoren für den Fall unterschiedlich langer Probe- und Reaktionspfähle LPP = 8 m, LRP = 12 m Correction factors for piles with different length LPP = 8 m, LRP = 12 m

Lichter ­Abstand a

Korrekturfaktor Fc Vier Reaktionspfähle

Zwei Reaktions­pfähle

2,2 m

0,879

0,939

2,7 m

0,903

0,954

ungestörten Bedingungen wäre. Dies ist dadurch begründet, dass die Reaktionspfähle in entgegengesetzter Richtung belastet werden als der Probepfahl. Hierdurch resultiert ein Bruchkörper, der sich auf den Fuß und den Mantel des Probepfahls auswirkt. Eine skizzenhafte Darstellung eines möglichen Bruchkörpers im Sinne des „angehängten Bodenkörpers“ für Zugpfahlgruppen nach [1] ist in Bild 12 dargestellt. Anhand Bild 12 wird deutlich, dass der Einfluss auf den Probepfahl bei längeren Reaktionspfählen ausgeprägter ausfällt als z. B. bei Reaktionspfählen mit gleicher Länge wie der Probepfahl, da der angenommene Bruchkörper um die Reaktionspfähle auf größerer Länge auf den Probepfahl einwirkt.

4.3 Anzahl der Reaktionspfähle

Bild 12 Skizze eines möglichen Bruchkörpers um die Reaktionspfähle Sketch of a possible deformation mechanism around the reaction piles

aktionspfahl eine entsprechend größere Zuglast erfährt, was in den Berechnungen entsprechend berücksichtigt wurde.

4.3.2 Ergebnisse In Bild 13 sind die Widerstand-Setzungslinien für den Fall LPP = 8 m und LRP = 12 m mit Systemen mit zwei bzw. vier Reaktionspfählen gegenübergestellt.

4.3.1 Grundlagen Abschließend wird in einer weiteren Variationsberechnung untersucht, wie sich das in Abschnitt 4.2 diskutierte Verhalten verändert, wenn statt vier nur zwei Reaktionspfähle vorgesehen werden. Dies bedeutet, dass jeder Re-

Erwartungsgemäß ist der Einfluss auf den Probepfahl geringer, wenn statt vier Reaktionspfählen nur zwei vorhanden sind. Dennoch ist auch bei nur zwei Reaktionspfählen weiterhin ein Einfluss der Reaktionspfähle auf den Probepfahl erkennbar. So werden gemäß Bild 13 und

Bild 13 Vergleich des Widerstand-Setzungs-Verhaltens des Probepfahls in Abhängigkeit des Abstands a zu den Reaktionspfählen für die Variante eines 8 m langen Probepfahls und 12 m langen Reaktionspfählen bei unterschiedlicher Anzahl an Reaktionspfählen (RP): a) Lastbereich bis 20 MN; b) Detaildarstellung bis zum Versagenskriterium von s /D = 0,1 Comparison of pile load settlement behavior depending on the distance a between test and reaction piles for 8 m long test pile and 12 m long reaction piles with respect to the number of reaction piles (RP): a) loading until 20 MN; b) detailed graph with maximum at a settlement of s /D = 0,1

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Tab. 2 die Setzungen des Probepfahls auch bei einem lichten Abstand von > 2,5 m um mehr als 5 % überschätzt, d. h. auch bei diesem System wird der Probepfahl als „weicher“ eingeschätzt, als er tatsächlich ist.

5 Fazit und Ausblick Im Rahmen dieser Studie wurde mittels FEM untersucht, inwieweit Reaktionspfähle bei der Durchführung statischer Pfahlprobebelastungen einen Einfluss auf das LastVerformungs-Verhalten des Probepfahls haben. Es konnten für die gewählten Randbedingungen folgende Erkenntnisse gewonnen werden: – Für den Fall, dass Probe- und Reaktionspfähle gleich lang sind, scheinen die Empfehlungen nach [1] bzgl. des Mindestabstands dieser Pfähle zueinander, mindestens für Fälle mit vergleichbaren Randbedingungen, ausreichend zu sein. – Wenn die Reaktionspfähle jedoch größere Längen aufweisen als der Probepfahl, konnte beispielhaft gezeigt werden, dass auch bei Einhaltung der Empfehlungen aus [1] durch die Reaktionspfähle maßgebliche Einflüsse auf den Probepfahl resultieren. Diese führen in der Regel dazu, dass der Probepfahl in seinem Tragverhalten als „weicher“ prognostiziert wird, als er tatsächlich ist. Das bedeutet, dass die Setzungen zumeist überschätzt werden. Diese Erkenntnis weicht von den Ergebnissen in z. B. [3] ab, wo die Probepfähle infolge des Einflusses benachbarter Reaktionspfähle als „steifer“ prognostiziert werden. Dies ist voraussichtlich dadurch begründet, dass die Berechnungen in [3] mit vereinfachten linear elastischen Ansätzen erfolgten und zudem nur eine vereinfachte Berücksichtigung der gegenseitigen Interaktionen beinhalten.

– Erwartungsgemäß zeigt sich, dass die Anzahl der Reaktionspfähle einen Einfluss auf die Größe der Beeinflussung des Probepfahls hat. Resümierend ist somit festzustellen, dass es infolge der Reaktionspfähle bei einer statischen Pfahlprobebelastung je nach vorliegenden Randbedingungen zu einer Überschätzung der Setzungen des Einzelpfahls kommen kann. Die Einflüsse scheinen sich in einer Größenordnung bis etwa 10 % zu bewegen, was aus praktischer Sicht in zahlreichen Fällen ggf. als akzeptabel beurteilt wird. Es ist aber zu beachten, dass z. B. die Bemessung komplexer Gründungssysteme wie bspw. kombinierte Pfahl-Plattengründungen, in der Regel basierend auf numerischen Berechnungen am Gesamtsystem erfolgt. Diese Berechnungen benötigen eine möglichst realistische Abbildung des Pfahltragverhaltens, das auf Basis von Pfahlprobebelastungen abgeleitet wird. In diesem Fall sind Fehleinschätzungen bzgl. des Setzungsverhaltens in o. g. Größenordnung voraussichtlich nicht akzeptabel.

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S. Henke: Numerical investigation on the influence of reaction piles regarding static load test results

Es ist abschließend festzuhalten, dass diese Variationsstudie exemplarische Fallbeispiele beleuchtet, sodass hieraus keine umfassenden Bemessungshilfen erarbeitet werden können. Hierfür sind umfangreiche weitere Forschungsarbeiten erforderlich. So müssen v. a. weitere Parameterkombinationen untersucht werden. Weiterhin sind Einflüsse, z. B. aus dem Herstellvorgang unterschiedlicher Pfahlsysteme zu untersuchen. Abschließend ist eine Validierung der Modelle erforderlich. Dies kann zum einen basierend auf Nachrechnungen von In-situ-Probebelastungen erfolgen. Es wäre jedoch sinnvoll, modelltechnische Untersuchungen z. B. in der geotechnischen Zentrifuge durchzuführen, da nur hierbei die wesentlichen Randbedingungen gezielt variiert werden können und es dort möglich ist, den Fall eines ungestörten Einzelpfahls ebenfalls zu modellieren.

Literatur [1] Deutsche Gesellschaft für Geotechnik e. V. – DGGT [Hrsg.] (2012) Empfehlungen des Arbeitskreises „Pfähle“ – EA Pfähle. Berlin: Ernst & Sohn, 2. Aufl., S. 114–117. [2] Poulos, H. G.; Davis, E. H. (1980) Pile Foundation Analysis and Design. Wiley. [3] Kitiyodom, P.; Matsumoto, T.; Kanefusa, N. (2004) Influence of reaction piles on the behavior of a test pile in static load testing in: Canadian Geotechnical Journal 41, No. 3, pp. 408–420. https://doi.org/10.1139/t03-098. [4] Zhang, Q.; Li, S.; Zhang, Z. (2013) Influence of reaction piles on test pile response in a static load test in: Journal of Zhejiang University SCIENCE A, No. 14, pp. 198–205.

[5] Latotzke, J.; König, D.; Jessberger, H. L. (1997) Effects of reaction piles in axial pile testing in: Proceedings of the 14th International Conference on Soil Mechanics and Foundation Engineering 1997. A.A. Balkema, Rotterdam, Vol. 2, pp. 1097–1101. [6] Plaxis (2019) Plaxis Connect Edition V20. User manuals. [7] Schanz T. (1998) Zur Modellierung des mechanischen Verhaltens von Reibungsmaterialen. Habilitation, Universität Stuttgart.

Autor Univ.-Prof. Dr.-Ing. habil. Sascha Henke (Korrespondenzautor) sascha.henke@hsu-hh.de Helmut-Schmidt-Universität Universität der Bundeswehr Hamburg Professur für Geotechnik Holstenhofweg 85 22043 Hamburg

Zitieren Sie diesen Beitrag Henke, S. (2021) Numerische Untersuchungen zum Einfluss von Reaktionspfählen auf statische Pfahlprobebelastungen. geotechnik 44, H. 1, S. 14–23. https://doi.org/10.1002/gete.202000017 Dieser Aufsatz wurde in einem Peer-Review-Verfahren begutachtet. Eingereicht: 29. Juni 2020; akzeptiert: 23. September 2020.

geotechnik 44 (2021), Heft 1 23

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DOI: 10.1002/gete.202000015

AUFSATZ

Berthold Klobe

The design of plane earthwork structures on pile foundations A newly developed design concept for plane earthwork structures on pile foundations is presented. This design concept is based on a complex mathematical background that has been derived using fundamental mechanical principles. The mechanical system comprises the arching effect in a plane earthwork structure on punctual supports. It incorporates the effect of an elastic membrane that is formed by orthogonal ribs of geogrids, the modulus of subgrade reaction between the piles and the elastic settling of the piles. Some practical design examples are shown. The important aspects of the analysis and the design are pointed out. The complete mathematical background and a comprehensive design tool for free use have been prepared and are provided through a download link: https://gft-pes.blogspot.com.

Entwurf und Bemessung von geotechnischen Flächen­trag­ werken auf Pfahlgründungen Es wird ein neuartiges Entwurfs- und Bemessungskonzept für geotechnische Flächentragwerke auf Pfahlgründungen vor­ gestellt. Die Berechnungsmethode basiert auf einem komplexen mathematischen Formelwerk, das aus grundlegenden mecha­nischen Ansätzen abgeleitet wurde. Das mechanische System erfasst die Gewölbebildung in einem punktgestützten Erdkörper. Es umfasst die Wirkung einer elastischen Membran, die aus rechtwinklig verlegten Geogittern gebildet wird, die Bettung des Erdkörpers zwischen den Pfählen und die elastische Nachgiebigkeit der Pfähle selbst. Einige praktische Beispiele werden vorgeführt und an diesen die wesentlichen Punkte bei der Bemessung und dem Entwurf aufgezeigt. Das komplette mathematische Formelwerk und ein leistungsfähiges Bemessungswerkzeug werden für einen Download bereitgestellt: https://gft-pes.blogspot.com.

Keywords  Foundation engineering; calculation methods; geosynthetics; embankments; piles

Stichworte  Grundbau; Berechnungsverfahren; Geokunststoffe; Erddämme; Pfähle

1 Introduction

All examples shown in this paper are produced with that design tool.

Traffic embankments crossing areas with soft subsoil will suffer extensive settlement with time. This might not be a problem for the embankment itself, but inevitably it causes problems at the conjunction with a civil engineering structure such as a bridge. On soft subsoil, the bridge will be constructed on a pile foundation and experience only little settlement. With time, a step will develop between the bridge on the pile foundation and the embankment with a shallow foundation on the soft subsoil. Among others, one possibility to avoid this problem is the construction of a pile foundation for the embankment. In this case, a plane structure is needed to transfer the distributed load of the embankment to the punctual support of the piles. This article examines the design of such plane earthwork structures. Various practical examples are demonstrated herein. The design is based on a newly developed mathematical background. It has been detailed in [1]. The application of the mathematical background in a design process is not straight forward. Especially, the described optimization of the arch structure is tricky. A “booklet” with the complete mathematical background [1] and a comprehensive design tool are, therefore, prepared for free use. They can be downloaded using the link: https://gft-pes.blogspot.com. 24

Three national guidelines that provide generally acknow­ ledged rules and methods for the design of earthworks on pile foundations shall be mentioned. – Germany: Recommendations for design and analysis of earth structures using geosynthetic reinforcements [Empfehlungen für den Entwurf und die Berechnung von Erdkörpern mit Bewehrungen aus Geokunst­ stoffen] – EBGEO] [2]. – The Netherlands: Design guideline basal reinforced piled embankments [3]. – Great Britain: Code of practice for strengthened/re­ inforced soils and other fills [4]. Comparing the design concept presented in this paper with the EBGEO, the following differences shall be pointed out: – In the EBGEO, the arching effect within the earthwork is considered with a model that consists of four posts on a rectangular grid and an arch that spans between those posts. In the present paper, a unit cell with one post in the centre and an arch shaped like a mushroom head is used instead. The unit cells are rectangular or hexagonal. The analytical model is based on a circular

© 2021 Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG, Berlin. geotechnik 44 (2021), Heft 1

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Fig. 1

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B. Klobe: Entwurf und Bemessung von geotechnischen Flächen­trag­werken auf Pfahlgründungen

Traffic embankment with a pile foundation Verkehrsdamm mit einer Pfahlgründung

cell. The maximal radius of the rectangular or hexagonal unit cell is used for proofs of ultimate limit states. The mean radius is used to compute all other values of interest. – The analytical model proposed in the present paper assumes a uniform support pressure at the base of the earthwork between the pile heads in a first computa­ tion step. In a second step, the abruptly decreasing stress at the transition from pile head to field area is computed by fulfilling the Mohr-Coulomb failure criterion within the embankment. Especially for high embankments, the second computation step leads to a stress distribution resembling an inverse triangle. In the EBGEO, the stress distribution upon the geogrid strips between the pile heads is assumed to have a triangle shape with pressure zero next to the highly loaded pile head. – The EBGEO does not provide a design option with triangular, equilateral pile grids. The new design concept presented herein, however, yields that they are the best option concerning the load bearing capacity of the earthwork. – The EBGEO gives some geometrical restrictions in order to guarantee a sufficiently robust construction.

These geometrical restrictions, however, do not con­ sider the internal friction of the earthwork or the amount of the live load. In the present paper, the limitation of the settlement under live load is suggested as a criterion to guarantee the robustness of the construction. This criterion considers geometry, internal friction and the amount of live load. – Cemented earthworks are not considered within the EBGEO. In the present paper, cemented earthworks are presented as an excellent option for low embankments. The analytical model used in the new design concept has already been presented in a former paper of the author [5]. In the present paper, the focus has been put on the application of the developed concept on practical engineering design examples, with the following design aspects being particularly emphasized: Differences between high and low embankments, the consideration of the superstructure and the settlement under live load as a criterion for robustness. By working through the presented examples, the reader will gain more insight into the design consideration and problem handling of the plane earthworks in various conditions.

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B. Klobe: The design of plane earthwork structures on pile foundations

2

Earthworks on piles – Arching effect

Fig. 1 shows an embankment with a pile foundation. Even though the pile grid is rather dense, the pile head area covers only about 10 % of the footprint area of the embankment. The “Earthwork” labelled in the part of the embankment is the structure that is designated to transfer the load to the top of the piles. It is well known that, due to arching effects within earthworks, the load is concentrated on the stiff supports, the piles in our case. The key to develop a rational design concept for plane earthworks on pile foundations is to quantify the arching effect.

3

The unit cell concept

The top view of the pile grid used in Fig. 1 is illustrated in Fig. 2. Unlike the design concepts suggested in the aforementioned national guidelines, the new analytical concept uses a unit cell with one pile in its centre. A closed form solution has been derived for a rotationally symmetric system with a uniform load on top of it. When a circular cell is used as a substitute for a square cell, there are two radiuses that should be taken into consideration: One is the mean radius which represents a circle with equal area. The other one is the maximal radius that represents the maximal span of the unit cell. A safe construction must not fail at any location of the construction. For that reason, the most unfavourable maximal radius is used for proofs of ultimate limit states. All other values of interest are area integrals over the unit cell or half of the unit cell or mean values derived from such an area integral. These values are computed using the mean radius.

4

certain support from below to prevent it from failing. As a reasonable approach, the required minimum support is set equal to the self-weight of the layer that contains the arch. With this approach the arch itself is supported safely and the arching effect allows to support additional load on top of the structure. The bearing capacity of an arch strongly depends on the rise of its crown. Hence, one single and high arch within a layer with maximal thickness would provide the maximum bearing capacity. However, the self-weight of such a thick single layer is the main fraction of the total embankment load. That would require a very high support pressure and cause extensive settlement comparable to that of a shallow foundation of the embankment. Hence, adopting one single arch does not seem to be promising. A feasible solution is a stack of sublayers with arches. Fig. 3 shows the solution computed for the example shown in Fig 1 and 2. The minimal support pressure p0,r below the lowermost sublayer is equal to its self-weight. The bearing capacity of the lowermost arch allows for a next sublayer with increased thickness and the uppermost sublayer is just able to bear the imposed load on it. The solution is the result of a numerical optimization aiming at minimizing the support pressure p0,r. With less support pressure, the lowermost sublayer would be thinner and the bearing capacity of the lowermost arch would be less and as a consequence, the bearing capacity of the uppermost arch would be insufficient to bear the imposed load.

Earthwork with internal friction

4.1 Analysis of the arch structure within the earthwork The Mohr-Coulomb failure criterion with cohesion c = 0 is used in the analysis. This failure criterion does not allow any state of unconfined condition. Therefore, it is clear that an arch structure within the earthwork needs a

Fig. 3 Fig. 2

Pile grid used in Fig. 1, divided into unit cells Pfahlraster aus Bild 1 mit umgebenden Einheitszellen

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Cross-section of a unit cell: Stack of arches and stress distribution under the lowermost sub-layer Querschnitt durch eine Einheitszelle: Gewölbestapel und Spannungsverteilung unter der untersten Teilschicht

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This optimization of the stack of arches is an ultimate limit state problem. Therefore, the analysis is done using the most unfavourable maximal radius. The solution (stack of sublayers and minimal support pressure) found for the maximal radius will also work for the medium radius, but not the other way round. In the real square unit cell, as shown in Fig. 2, different stack of arches for the maximal and the medium radius would be incom­ patible. Therefore, the layer thicknesses optimized for the maximal radius are also used for computations with the mean radius.

4.2 Limitation of stress differences For the example shown in Fig. 1, 2 and 3 the minimal support pressure under the lowermost sublayer is p0,r = 24.7 kN/m2 which is the value of its self-weight. The pressure on the top of the pile is p1 = 1 449  kN/m2. Regarding the bottom view of the embankment there is the highly loaded area above the pile cap and the adjacent area with the relatively low minimal support pressure. With this high pressure difference the pile cap will punch into the base of the embankment. According to the Mohr-Coulomb failure criterion, the pressure difference between two adjacent areas is limited to the factor Kp2 with Kp = tan2(45° + ϕ/2). In our example, with ϕ = 35° being the angle of internal friction of the earthwork, the pressure adjacent to the impost must be p0,i = 106.4 kN/m2 which is much larger than the minimal support pressure p0,r (Fig. 3). With increasing distance to the impost, the support pressure may decrease. In order to compute the decrease of pressure, a virtually increased impost radius r1* is as­ sumed. A reduced pressure p1* is acting upon that increased impost radius and the support pressure next to its rim is p0* = p1*/Kp2. This assumption allows to compute the decrease of the support pressure with increasing ra­dius. It declines until the minimal support pressure p0,r is reached and remains constant for further increasing ra­dius. The computed pressure distribution is integrated over the area and then divided by the area to obtain the mean support pressure p0,m. In our example, this yields p0,m = 32.9 kN/m2. The computed pressure distribution resembles an inverse triangle. A similar distribution is achieved with a completely different analytical model proposed by van Eekelen et al. [6].

4.3

Geogrid reinforcement acting as an isotropic membrane

The required mean support pressure of 32.9 kN/m2 is moderate. In some cases, the soft subsoil may be able to bear it. For very soft subsoil, however, that relative low soil pressure can be too high so that an additional sup-

porting element is needed to ensure the stability. In that case, a geogrid reinforcement is installed above the piles. Generally, this reinforcement is constructed with two ortho­gonal layers of geogrids with uniaxial stiffness. In the analysis these two orthogonal reinforcements are modelled as an isotropic membrane that is stretched over the piles with its isotropic stiffness being equal to the stiffness of the orthogonal geogrid layers.

AUFSATZ  ARTICLE

B. Klobe: Entwurf und Bemessung von geotechnischen Flächen­trag­werken auf Pfahlgründungen

The support pressure is apportioned by subsoil and geo­ grid membrane according to their stiffness with respect to vertical load. The subsoil is represented by the modulus of subsoil reaction, consisting of a set of infinite number of linear elastic springs. With the geogrid membrane, it is more complicated. The geogrid itself is considered to be linear elastic. But note that due to geometrical reasons, at the start when the membrane is plane, its stiffness with respect to vertical load is equal to zero. The stiffness starts to increase with the sagging of the membrane. Consequently, with respect to vertical load, the membrane acts like a strongly nonlinear spring. In the rotationally symmetric analytical model with the supporting pile in the centre, the behaviour of the isotropic membrane depends on its stiffness in radial direction. In [1] there is an analytical solution for the apportioning of the support pressure between subsoil and geogrid membrane. In most cases the pile settlement will be negligible. But in the case of relative soft supports, the settlement of the pile head will cause additional subsoil reaction and reduce the load portion that is carried by the membrane. The presented analytical model allows to model the piles as elastic springs in order to consider this effect. The analysis of the rotationally symmetric system yields the tensile force in radial direction within the isotropic membrane. It must be proved that the design value of the tensile force is smaller than the design resistance of the geogrid material. As mentioned in the beginning, the proofs of ultimate limit states should normally be carried out using the unfavourable maximal radius of the unit cell. In the case of the membrane this principle is modified. Within the rotationally symmetric system of the analytical model, the membrane stiffness in tangential direction is irrelevant. In the real square unit cell shown in Fig. 2, the membrane stiffness in the tangential direction will lessen the differences between different radiuses. The membrane experiences the maximal sagging at the segment with maximal radius and less sagging at the ad­ jacent segments with smaller radius. The stiffness of the membrane in tangential direction allows the segments of the membrane with smaller radius to support the adjacent segment with maximal radius. In order to consider this effect adequately, the average value of tensile forces computed using maximal radius and mean radius is recommended as design value of the tensile force.

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not the case with a one-directional reinforcement. As noted above, the renouncement of the membrane effect requires a subsoil that can bear permanently the computed required support pressure. The reinforcement perpendicular to the dam axis is designed to bear the maximum force out of earth thrust and horizontal arch forces.

Fig. 4

4.4

Earth thrust Ea acting in direction of the slope of the embankment Böschung mit einwirkender Dammspreizkraft Ea

Earth thrust and horizontal arch forces

In general, the earth thrust Ea (Fig. 4) acting in direction of the slope of the embankment, must be considered. It can be computed by means of the coefficient of active earth pressure Ka = tan2(45° – ϕ/2). The analysis of the arch structure described above also yields a horizontal arch force acting in the same direction as the earth thrust Ea. These two forces result from two different ultimate limit state mechanisms. Only one of both can exist at a given time. Both forces must not be added, but the larger one is decisive. Normally, it is the earth thrust computed with Ka. In the other direction along the axis of the embankment, the earth thrust is not relevant because the height of the embankment remains almost constant. Just as well, the horizontal arch forces in that direction cause no problems because the adjacent sections of the embankment can easily bear them.

4.5

The design of the reinforcement

A dam construction on soft subsoil with a pile foundation generally needs a reinforcement. Without reinforcement, the earth thrust will charge the piles horizontally. In the soft subsoil, there is only little lateral support for the piles and hence, they will normally fail. There are three possible reinforcement schemes:

With the second scheme, the membrane effect helps with bearing the support pressure below the arch structure and reduces the settlement of the embankment. Firstly, it must be checked whether the reinforcement is able to bear the stress due to the membrane effect induced by the vertical load. Secondly, it must be checked whether the reinforcement perpendicular to the dam axis is able to bear the maximum force out of earth thrust and horizontal arch forces. Both checks must be carried out independently and there is no need to add the tensile force due to the membrane effect and the tensile force due to earth thrust. The third scheme is appropriate especially for high embankments. These embankments require a high-strength geogrid perpendicular to the dam axis due to high earth thrust. Depending on the subsoil, the analysis of the earthwork may yield that a membrane with lower strength and stiffness is sufficient. The geogrid parallel to the dam axis is determined by considering the membrane effect. This results in an anisotropic reinforcement. As a safe assumption, the stiffness of the isotropic membrane in the analysis is set equal to the stiffness of the geogrid with lower strength.

5

The described analysis handles a uniform load upon the earthwork. On traffic embankments, the actual live load consists of punctual wheel loads, which are not compatible with the analysed model. But all traffic routes have a superstructure that is capable of distributing the wheel loads uniformly: Rails, ties and sub-ballast for railroads, and covering layer and base layers for highways. These superstructures are about 50 to 80 cm thick. The superstructure is a structure of its own and must not be considered as part of the load bearing earthwork that concentrates the loads upon the stiff piles, as shown in Fig. 1. The load imposed upon the analysed earthwork structure consists of the live load due to traffic and of the dead load of the superstructure.

6 1. Reinforcement only perpendicular to the dam axis, 2. Two orthogonal reinforcements with equal strength and stiffness, 3. A strong reinforcement perpendicular to the dam axis and a weaker one in dam axis. With the first scheme, no membrane effect is considered because that requires a stiffness in all directions which is 28

The superstructure

Square grids and triangular, equilateral pile grids

For piles arranged with a triangular grid, the difference between the mean radius and the maximal radius is much smaller than with a square grid, comparing Fig. 5 with Fig. 2. For a relatively high embankment, as shown in Fig. 1, the difference in terms of required support pressure, strength of the geogrid and settlement, between a triangular grid and a square grid is moderate. The arch

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Tab. 1 Comparison between a triangular and a square pile grid Vergleich zwischen einem Dreiecksraster und einem Quadratraster

Pile grid Type

Triangle Square

Unit cell

Support pressure

Spacing

Area ratio

Mean radius

Max. radius

ax | ay

A1/A0

rmean

rmax

[m]

[–]

[m]

1.94 | 1.68 1.80 | 1.80

0.087 0.087

1.019 1.016

Settlement1

Geogrid reinforcement Stiffness

Tension

Resistance

Total

Due to live load

p0,mean

Jx = Jy

Zd,x = Zd,y

Rd,x = Rd,y

s1

s1,q

[m]

[kN/m2]

[kN/m]

[kN/m]

[kN/m]

[mm]

[mm]

1,120 1.273

26.7 35.4

2730 4096

142 205

146 219

66.5 69.3

8.3 10.3

AUFSATZ  ARTICLE

B. Klobe: Entwurf und Bemessung von geotechnischen Flächen­trag­werken auf Pfahlgründungen

1 average settlement at footprint level

structure developed within the earthwork is robust and hence an increase of the maximal radius does not matter much.

Fig. 5

Unit cells for a triangular grid Einheitszellen für ein Dreiecksraster

Fig. 6

Embankment with moderate height on a triangular pile grid Damm mit mittlerer Höhe auf einem dreiecksförmigen Pfahlraster

With decreasing height of the embankment, the difference between a triangular grid and a square grid becomes more important. In Fig. 6, an example of an embankment with a moderate height is shown. The embankment is planned on a triangular pile grid. The analysis of the plane earthwork structure is made for the triangular and, for comparison, for a square grid with the same area ratio A1/A0, where A1 is the cross-section of a pile and A0 is the area of a unit cell. The results of the analysis are shown in Table 1. With the triangular grid, the reinforcement can

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be decreased. In addition, the settlement is less even though a lower-strength reinforcement is adopted. Two computations are necessary to evaluate the settlement due to live load s1,q. The computation with both dead load and live load is firstly carried out which yields the total settlement s1. Secondly, the computation is carried out considering only the dead load and that yields s1,g, the settlement resulting from dead load alone. The settlement due to live load is computed as s1,q = s1 – s1,g. It must be noted that the settlement due to live load is small considering the load fraction. The load fraction is q/(g1 + g2 + q) = 33.3/(44 + 17.6 + 33.3) = 0.351, but the settlement fraction is only s1,q/s1 = 8.3/66.5 = 0.125. That phenomenon is a characteristic of an effective arch structure formed in the earthwork. It needs relative high settlement to be established. Once it is established, it requires only little additional settlement to bear additional load.

7 Low embankments and cyclic load For low embankments, the described construction concept comes to a limit because the arch structure formed within the earthwork becomes less and less effective when the height of the earthwork decreases. The loss of effectiveness of the arch structure causes an increasing vertical load on the geogrid membrane and makes a highstrength reinforcement necessary. But even a high-

Fig. 7

Low embankment founded on piles with a pile cap Niedriger Damm gegründet auf Pfählen mit einer Pfahlkopfplatte

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strength geogrid membrane is flexible under vertical load and therefor, the vertical deflection under cyclic load strongly increases. Moreover, it is difficult to effectively anchor a high-strength geogrid under a low embankment. The only way to deal with that problem is to increase the area ratio A1/A0. Densifying the pile grid is, however, not a good option because that will increase costs enormously and may lead to installation problems. Constructing a large pile cap on each pile can solve the problem. A solution to this demonstrated case is shown in Fig. 7. The area ratio of the foundation is A1/A0 = 0.242. Due to the high area ratio, a moderate reinforcement is sufficient. This facilitates the anchorage of the tensile force. A criterion is needed to check long term serviceability under cyclic load. It is clear that the ratio of cyclic load to permanent load is a crucial parameter. But this parameter cannot be influenced because it depends on the live load and the height of the embankment and, generally, both parameters cannot be changed. The selected criterion should allow an unfavourable stress ratio of cyclic to permanent load to be compensated with a more elaborate construction. Numerous computations with variation of the pile grid, the subsoil, the embankment height and the internal friction of the earthwork show that the settlement under live load s1,q is a simple and appropriate criterion. Moreover, it is intelligible that a high value of s1,q will put stability under cyclic load into question.

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Fig. 8

Low embankment on piles and with cemented earthwork Auf Pfählen gegründeter, niedriger Damm mit druckfester Tragschicht

As a criterion for stability under cyclic load, it is suggested to limit the computed average settlement at footprint level under live load to s1,q ≤ 10 mm.

8

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Cemented earthwork

Adopting pile caps for low embankments as shown in Fig. 7 is not always the best option. Another possibility to deal with low embankments is to cement the earthwork. This strongly increases the bearing capacity of the arch structure. Note that with cemented earthwork, the failure criterion changes from Mohr-Coulomb to the one of unconfined strength. An important consequence is that the arch structure does not need any support pressure. The design of cemented earthwork strongly depends on the material strength fm,k. The value of fm,k should be evaluated similar to the procedure used for concrete. Firstly, it refers to the strength of cylinders with h/d = 2.0. If cubic specimens are tested then the test result must be reduced by a factor of 0.80. Secondly, a series of minimal three specimens must be tested. The average value of that series must be multiplied with a factor of 0.60 to obtain the characteristic material strength fm,k = 0.60fm,mean. That means that fm,k is slightly less than half of the mean unconfined strength qu obtained from a series of tests on cubic specimens.

When strength fm,k is introduced into the new analytical model, the analysis becomes much easier. The optimal geometry is always one arch with a maximal rise of crown. For a given load and a given geometry (thickness of the earthwork, pile spacing and pile diameter), the necessary strength of the earthwork can be calculated with a closed form solution (see [1]). The design shown in Fig. 8 is made with fm,k = 2 000  kN/m2. The area ratio can be reduced to A1/A0 = 0.057 which would not be possible with uncemented earthwork. Due to the low rise of crown and the large span of the arches, this system exerts relatively high horizontal forces. It is essential for the stability of the structure that the horizontal force is held back at the edge of the pile group. This can be accomplished with a reinforcement. If synthetic geogrids are used for that purpose, the chemical durability of the geogrid material in cemented earthwork must be checked.

Supporting Information Additional supporting information may be found in the online version of this article: https://onlinelibrary.wiley. com/doi/10.1002/gete.202000015/suppinfo

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References [1] Klobe, B. (2006) Die erdstatische Berechnung geotechnischer Flächentragwerke – Formelwerk, https://gft-pes.blogspot. com. (Available for download: https://onlinelibrary.wiley. com/doi/10.1002/gete.202000015/suppinfo) [2] German Geotechnical Society (eds.) (2011) Recommendations for Design and Analysis of Earth Structures using Geosynthetic Reinforcements – EBGEO, Berlin: Ernst & Sohn. [3] CUR 226 (2016) Design guideline basal reinforced piled embankments, CRC Press.

Author Dr.-Ing. Berthold Klobe (corresponding author) Berthold.Klobe@bauer.de BAUER Spezialtiefbau GmbH BAUER-Straße 1 86529 Schrobenhausen, Germany

32

[4] BS 8006-1 + A1 (2010 + 2016) Code of practice for strengthened/reinforced soils and other fills. [5] Klobe, B. (2007) Die erdstatische Berechnung geotechnischer Flächentragwerke in: Bautechnik 84, H. 2, S. 94–102. https://doi.org/10.1002/bate.200710009 [6] van Eekelen, S.J.M.; Bezuijen, A.; van Tol, A.F. (2013) An analytical model for arching in piled embankments in: Geotextiles and Geomembranes 39, pp. 78–102.

How to Cite this Paper Klobe, B. (2021) The design of plane earthwork structures on pile foundations. geotechnik 44, H. 1, S. 24–32. https://doi.org/10.1002/gete.202000015 This paper has been peer reviewed. Submitted: 8. June 2020; accepted: 14. August 2020.

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1185.ind

Partnerschaft mit akademischen Institutionen Ernst & Sohn hat mit seiner Muttergesellschaft John Wiley & Sons, Inc. 2019 einen Vertrag mit dem Projekt DEAL unterzeichnet. Das Projekt DEAL repräsentiert als Konsortium etwa 700 akademische Einrichtungen in Deutschland. Um die allgemeine Förderung der wissenschaftlichen Forschung zu unterstützen, starten Wiley und Projekt DEAL im Rahmen der Partnerschaft gemeinsam drei wichtige neue Initiativen. Die richtungsweisende Vereinbarung ermöglicht Forschern aller Projekt DEAL-Institutionen Artikel als „Open Access“ in Wiley Zeitschriften veröffentlichen.

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Steel Construction

Volume 12 May 2019 ISSN 1867-0520

Design and Research

 Berechtigte Autoren an teilnehmenden deutschen Institutionen können

Open Access veröffentlichen und profitieren zugleich vom Lesezugriff auf die Zeitschriften von Wiley und Ernst & Sohn.  Autoren

von Projekt-DEAL-Institutionen können Forschungs- und Übersichtsartikel OA in Wiley-Zeitschriften veröffentlichen. Das Urheberrecht an ihren Werken bleibt erhalten, ohne dass Kosten für Autoren entstehen. ISSN 2625-073X

VOLUME 2 / OCTOBER 2020

Ernst & Sohn ist mit den Zeitschriften Civil Engineering Design und Steel Construction Bestandteil dieser Partnerschaft und bietet ab 2019 Veröffentlichungen im Open Access Modell an.

– Eurocode 4 Development – Local buckling strength of HSS stub cruciform column – Reusing steel parts from single-storey buildings – MOCAPE – Experimental behaviour of bolted connections with stiffeners – Box girder selection for cable-supported railroad bridges – Tension-shear interaction of HS bolts in fire – Dynamic behaviour of unbraced steel frames resting on soft ground – European buckling curves for aluminium members – Review of Wöhler’s fatigue strength research

04

Gedruckte Ausgaben der Steel Construction, die dazu auch als Print-Ausgabe erhältlich ist, können zur Online-Variante dazu bestellt werden. Damit erhalten die Leser auch die ergänzenden Industrieberichte und Produktinformationen.

Bei Fragen wenden Sie sich an: marketing@ernst-und-sohn.de

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03.11.2020 16:44:05 02.03.21 12:41

Chefredakteur: Prof. Dr. Konrad Bergmeister Editorial Board: Prof. Dr. Peter Mark, Prof. Dr. Manfred Curbach, Prof. Dr. Oliver Fischer, Prof. Dr. Jan Akkermann, Dipl.-Ing. Torsten Schoch

Call for Papers Civil Engineering Design

engl. Sprache, 6 Ausgaben pro Jahr interdisziplinärer und materialunabhängiger Ansatz

ISSN 2625-073X

hybride Open-Access Zeitschrift, ausschließlich Online VOLUME 2 / DECEMBER 2020

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05/ 06

fokussiert auf wissenschaftliche Veröffentlichungen erfahrener Beirat, kurze Begutachtungsund Veröffentlichungszeiträume Manuskripteinreichung und Begutachtungsverfahren über ScholarOne Einfachblindgutachten unabhängiger Experten

Die Zeitschrift Civil Engineering Design befasst sich mit innovativen theoretischen, numerischen und experimentellen Methoden für aktuelle und neuartige Baustoffe wie Beton, Stahl, Aluminium, Glas, Holz, Mauerwerk, Verbundwerkstoffe und allen Aspekten der konzeptionellen, baulichen und leistungsbezogenen Planung, der experimentellen Prüfung und der numerischen Modellierung von Errichtung, Instandhaltung und Abriss für den gesamten Lebenszyklus von Bauwerken. Abgerundet wird dies durch die Einbeziehung der Geotechnik und Bodenmechanik aus bautechnischer Sicht.

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EINREICHUNGEN Sie sind eingeladen am Start dieser neuen Zeitschrift aktiv teilzunehmen, sie zu formen und die Entwicklung ihrer Ausrichtung zu bestimmen. mc.manuscriptcentral.com/cend Dirk Jesse (Managing Editor) + 49 (0)30 470 31-275 dirk.jesse@wiley.com

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BERICHT

Christoph Budach

Einteilung von Boden in Homogenbereiche bei maschinellen Tunnelvortrieben – Kennwerte, Vortriebsabschnitte, Beispiele Die Einteilung des Baugrunds in Homogenbereiche spielt bereits seit 2015 eine wichtige Rolle bei der Kalkulation und Ausführung von Infrastrukturprojekten. Die Anzahl der Projekte, bei denen der Baugrund in Homogenbereiche unterteilt wird, wenn Tunnelbohrmaschinen im Lockergestein genutzt wurden, ist aktuell hingegen noch sehr gering, wird in den kommenden Jahren aber weiter steigen und somit die Einteilung des Baugrunds an Bedeutung gewinnen. Bei maschinellen Vortrieben im Lockergestein können u. U. mehrere Schichten an der Ortsbrust auftreten, die bei der Einteilung des Baugrunds in Homogen­ bereiche zu berücksichtigen sind. Der vorliegende Beitrag geht auf die wesentlichen Merkmale bei der Einteilung des Baugrunds in Homogenbereiche bei maschinellen Vortrieben im Lockergestein unter Berücksichtigung der DIN 18312:2019 und der aktuellen Empfehlung des Deutschen Ausschusses für unterirdisches Bauen e. V. (DAUB) zur Auswahl von Tunnelbohrmaschinen ein. Ferner werden Empfehlungen zusammengefasst, welche über die in DIN 18312:2019 aufgeführten geotechnischen Parameter hinaus bestimmt bzw. welche Versuche zusätzlich durchgeführt werden sollten, um den Baugrund für den Vortrieb zu ­beschreiben. Es werden Möglichkeiten aufgezeigt, wie bei ­unterschiedlichen Baugrundverhältnissen die Einteilung in ­Homogenbereiche erfolgen kann und wie eine Umsetzung im Leistungsverzeichnis möglich ist. Basierend auf diesen Möglichkeiten werden Empfehlungen aufgeführt, wie die Berücksichtigung von geo- und tunnelbautechnischen ­Besonderheiten eines maschinellen Vortriebs im Lockergestein zu einer transparenten Ausschreibung führt.

Classifying the subsoil into homogeneous areas for tunnel ­drives using tunnel boring machines in soft soil – parameters, tunnel sections, examples Since 2015, classifying the subsoil into homogeneous areas plays an important role for the calculation and construction of infrastructure projects. Currently, the number of projects with tunnel boring machines in soil, that consider homogeneous areas, is small, but will increase in the next couple of years. At the tunnel face in soft soils many layers could be present, that have to be considered for classifying the subsoil. The paper enlarge on essential characteristics for the division of the subsoil into homogeneous areas for TBM drives and takes into account DIN 18312:2019 and the updated recommendation for the choice of tunnel boring machines by the DAUB. In this paper, recommendations will be summarized, which tests beside the tests mentioned in DIN 18312:2019 should be done to describe the soil for the tunnel drive. Options to classify the subsoil in different soil conditions and possibilities to consider the homogeneous areas in the specifications will be shown. Based on these options, recommendations will be presented, how the consideration of geotechnical and tunneling para­ meter will lead to a transparent tender for projects with tunnel boring machines in soft soil.

Stichworte  Homogenbereiche; Vortrieb; TBM; Baugrund

Keywords  homogeneous areas; tunnel drive; TBM; subsoil

1 Einleitung

Typs der TBM wichtig sein. Die im Jahr 2010 vom DAUB erstellten „Empfehlungen zur Auswahl von Tunnelvortriebmaschinen“ [2] wurden aktualisiert und im Mai 2020 als „Empfehlungen zur Auswahl von Tunnelbohrmaschinen" veröffentlicht [3]. Gemäß dem in [3] vorgeschlagenen Vorgehen wird die Angabe der Homogenbereiche aus dem geotechnischen Bericht nach DIN 4020 als Basis genutzt, um, basierend auf dem Systemverhalten, u. a. die Vortriebsklassen zu ermitteln, die dann in der Ausschreibung berücksichtigt werden.

Bereits seit 2015 ist für Untertagebauarbeiten eine Unterteilung des Baugrunds bei maschinellen Vortrieben im Boden in Homogenbereiche im Rahmen des geotechnischen Berichts nach DIN 4020 vorgesehen [1]. Aufgrund der sehr geringen Anzahl an Projekten öffentlicher Auftraggeber, die seither in Deutschland realisiert worden sind, gibt es kaum Erfahrungen mit Homogenbereichen bei maschinellen Vortrieben im Lockergestein. Dies wird sich zukünftig ändern, da zahlreiche Projekte mit Tunnelbohrmaschinen (TBM) im Lockergestein in der Planung weit voranschreiten und demnächst mit maschinellen Vortrieben die Unterteilung des anstehenden Baugrunds in Homogenbereiche für die Kalkulation und Abrechnung erforderlich sein wird. Bei den Projekten im Lockergestein wird die adäquate Auswahl des einzusetzenden

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BERICHT  REPORT

DOI: 10.1002/gete.202000035

Einteilung des Baugrunds in Homogenbereiche

Die Basis der Unterteilung des Baugrunds in Homogenbereiche bei Vortrieben im Lockergestein mit TBM sind die stichprobenartigen direkten bzw. indirekten Bau-

© 2021 Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG, Berlin. geotechnik 44 (2021), Heft 1 33

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C. Budach: Einteilung von Boden in Homogenbereiche bei maschinellen Tunnelvortrieben – Kennwerte, Vortriebsabschnitte, Beispiele

grundaufschlüsse und die daran anschließenden üblichen Laboruntersuchungen. Bei der Einteilung in Homogen­ bereiche sind in den geotechnischen Berichten verschiedene geotechnische Kennwerte für den Zustand vor dem Lösen anzugeben (Abschnitt 3.1).

nellen Vortrieben mit großem Durchmesser und aktiver Ortsbruststützung bzw. heterogenem Baugrund zu beachten und bei der Unterteilung des Baugrunds zu berücksichtigen.

Auf Basis der nach [4] anzugebenden Kennwerte erfolgt die Unterteilung in folgende Vortriebsklassen:

3 Relevante geo- und tunnelbautechnische Kennwerte 3.1

– Vortriebsklasse VS 1: Ausbruch ohne Stützung der Ortsbrust, – Vortriebsklasse VS 2: Ausbruch mit flüssigkeitsgestützter Ortsbrust, – Vortriebsklasse VS 3: Ausbruch mit erddruckgestützter Ortsbrust.

Kennwerte nach DIN 18312:2019

Die für die einzelnen Homogenbereiche anzugebenden Kennwerte und Eigenschaften nach [4] können auf Basis von Laborversuchen bestimmt und auch auf der Grundlage von Erfahrungen abgeleitet werden. In Tab. 1 sind die nach [4] im geotechnischen Bericht anzugebenden Eigenschaften und Kennwerte des Bodens vor dem Lösen aufgelistet. Weiterhin sind in Tab. 1 Normen und Empfehlungen aufgeführt, mit denen die Eigenschaften und Kennwerte für Vortriebe mit TBM im Lockergestein bestimmt werden können. Bei der Angabe mehrerer Verfahren nach diesen Normen und Empfehlungen ist das im Streitfall zu nutzende Verfahren im Vorfeld zu definieren.

Bei der Beschreibung des Baugrunds sind zusätzlich folgende Hinweise zu beachten [4]: – Angaben zu Vortriebsklassen getrennt nach Homogenbereichen, – Berücksichtigung von umwelttechnischen Aspekten, – Änderung der Eigenschaften und Zustände von Boden und Fels bei und nach dem Lösen, insbesondere in Verbindung mit Luft, Wasser, Stützflüssigkeit oder sonstigen Konditionierungsmitteln, – Abrechnungseinheiten des Ausbruchs im Leistungsverzeichnis als Raummaß in m3 bzw. Längenmaß in m, getrennt nach Vortriebsklassen unter Berücksich­ tigung der Homogenbereiche.

Für die Einteilung des Baugrunds in Homogenbereiche bei Vortrieben mit TBM im Lockergestein können die nachfolgend aufgeführten Leitparameter – in Anlehnung an [5] und [6] – genutzt werden (vgl. [7]). Diese spielen sowohl in [4] als auch bei der Auswahl von TBM nach [3] eine zentrale Rolle: – Korngrößenverteilung mit Feinkornanteil, – Konsistenz (Konsistenzzahl) bzw. bezogene Lagerungsdichte, – Abrasivität (Abriebwert ABR und Brechbarkeitskoeffizient BR) nach [8].

Bei Projekten im Lockergestein können häufig auch unterschiedliche geologische Schichten an der Ortsbrust auftreten, sodass von einer „gemischten Ortsbrust“ gesprochen werden kann. Dies ist insbesondere bei maschi-

Tab. 1 Im geotechnischen Bericht anzugebende Eigenschaften und Kennwerte nach [4] für Vortriebe im Lockergestein mit TBM sowie Empfehlungen für ihre Bestimmung der Eigenschaften und Kennwerte Characteristics and parameters according to [4] to be provided for underground work with tunnel boring machines and recommendations to determine them

Eigenschaften und Kennwerte

Empfehlung zur Bestimmung der Eigenschaften und Kennwerte

Ortsübliche Bezeichnung

–

Korngrößenverteilung mit Körnungsbändern

DIN EN ISO 17892–4

Massenanteil Steine, Blöcke und große Blöcke

DIN EN ISO 14688–1

Feuchtdichte

DIN EN ISO 17892–2, DIN 18125–2

Undränierte Scherfestigkeit

DIN 4094–4, DIN EN ISO 17892–7, DIN EN ISO 17892–8

Wassergehalt

DIN EN ISO 17892–1

Plastizitäts– und Konsistenzzahl

DIN EN ISO 17892–12

Bezogene Lagerungsdichte

DIN 18126

Abrasivität

NF P18–579

Bodengruppe

DIN 18196

Organischer Anteil

DIN 18128

Mineralogische Zusammensetzung der Steine und Blöcke

DIN EN ISO 14689

Kohäsion

DIN EN ISO 17892–9, DIN EN ISO 17892–10

Sensitivität

DIN 4094–4

34

geotechnik 44 (2021), Heft 1

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3.2

Kennwerte nach DAUB-Empfehlungen [3]

Das Systemverhalten zwischen TBM und anstehendem Baugrund spielt für einen reibungslosen Vortrieb eine wichtige Rolle und nimmt daher in den DAUB-Empfehlungen zur Auswahl von Tunnelbohrmaschinen [3] eine besondere Stellung ein. Aus diesem Grund sind für die Auswahl von geeigneten TBM weitere über die in [4] hinausgehenden geo- und tunnelbautechnischen Kennwerte relevant, die u. a. in Laboruntersuchungen zu bestimmen sind und nachfolgend erläutert werden. Der Verschleiß von Abbauwerkzeugen und die Abrasi­ vität des Bodens spielt im maschinellen Tunnelbau eine wichtige Rolle. Die Abrasivität wird gemäß [4] mittels der in [8] aufgeführten Untersuchungen, im Einzelnen der Abriebwert ABR und der Brechbarkeitskoeffizient BR, bestimmt. Dieser Versuch wird aber in der Fachwelt kontrovers diskutiert, sodass nach [3] empfohlen wird, bei entsprechenden Schichten, die keine oder nur einen geringen Anteil der Kornfraktion zwischen 4 und 6,3 mm aufweisen, den Abriebwert mit einer Korngrößenverteilung zwischen 0 und 6,3 mm zu bestimmen. Dieser Wert sollte ABR,0-6,3 genannt werden, um bereits aufgrund der Bezeichnung auf die genutzte Kornfraktion hinzuweisen. Da der Verschleiß an TBM bzw. ihren Abbauwerkzeugen häufig aufgrund von quarzhaltigen Materialien stattfindet, sollte nach [3] zudem der äquivalente Quarzgehalt ÄQu bestimmt werden. Dieser Parameter wird nach [3] auch genutzt, um die Einsatzbereiche von TBM im Lockergestein zu kategorisieren. Ferner können weitere (Index-)Versuche für die Abschätzung des Verschleißverhaltens durchgeführt werden. In feinkörnigen Böden können Verklebungen an Teilen der TBM auftreten. Aus diesem Grund sind nach [3], neben der Bestimmung der nach [4] anzugebenden Plastizitäts- bzw. Konsistenzzahl, sowohl die Ermittlung der Schrumpfgrenze als auch die Durchführung von tonmineralogischen Analysen zur Bestimmung des Massenanteils der wichtigsten Minerale sinnvoll, um ein mögliches Verklebungspotenzial feinkörniger Böden abschätzen zu können. Zudem können weitere Untersuchungen, z. B. mit Indexversuchen, durchgeführt werden, um das Verklebungspotenzial detaillierter zu beschreiben.

können aufgrund der einzusetzenden Konditionierungsmittel bei gemischt- bzw. grobkörnigen Boden z. B. die Bestimmung des Setzmaßes nach [10] und der Wasserdurchlässigkeit von u. a. mit Schaum konditionierten Böden nach [11] durchgeführt werden. Bei feinkörnigen, mit flüssigen Konditionierungsmitteln aufbereiteten Böden bietet sich die Bestimmung der Zustandsgrenzen nach [12] und [13], bestenfalls in Verbindung mit der Ermittlung der Scherparameter, z. B. nach [14], bei unterschiedlichen Konsistenzzahlen, an. Zudem sind bei der Konditionierung umwelttechnische Fragestellungen zu berücksichtigen.

BERICHT  REPORT

C. Budach: Classifying the subsoil into homogeneous areas for tunnel drives using tunnel boring machines in soft soil – parameters, tunnel sections, examples

Das in Abhängigkeit der Verfahrenstechnik möglicherweise konditionierte oder/und separierte Lockergestein kann unterschiedliche Eigenschaften aufweisen, die bei der Entsorgung zu beachten sind. Für eine mögliche Verwertung können unterschiedliche Maßnahmen realisiert werden, um das ggf. zuvor nicht geeignete Material verwerten zu können. Im Rahmen der Auswahl von Maßnahmen zur Veränderung der geotechnischen Eigenschaften von abgebautem bzw. zu entsorgendem Material sind nach [3] die Bodeneigenschaften zu bestimmen und Anforderungen zur Entsorgung zu überprüfen. Aus diesem Grund sollten bereits im Vorfeld entsprechende Versuche bei unterschiedlichen Maßnahmen durchgeführt werden.

3.3

Empfehlung zur Durchführung zusätzlicher Versuche in Abhängigkeit der Vortriebsklasse

Aufgrund der oben aufgeführten Ausführungen und wegen der speziellen Randbedingungen sollten bei maschinellen Vortrieben im Lockergestein mittels TBM im Rahmen der geo- und tunnelbautechnischen Untersuchungen, neben den in [4] aufgeführten Untersuchungen, weitere Versuche durchgeführt werden. Um den Baugrund bestmöglich beschreiben zu können, sind in den Tab. 2 und 3 die zusätzlichen Untersuchungen zur Ermittlung weiterer geo- und tunnelbautechnischer Para­ meter in Abhängigkeit der Vortriebsklasse aufgeführt.

4 Vortriebsabschnitte Bei Vortrieben mit erddruckgestützter Ortsbrust werden üblicherweise Konditionierungsmittel dem anstehenden bzw. abgebauten Boden zugeführt, um die Eigenschaften des Stützmediums für den Vortrieb positiv zu beeinflussen. Die Zugabe von Konditionierungsmitteln kann wiederum einen wesentlichen Einfluss auf die umweltund geotechnischen Eigenschaften haben, sodass diese Eigenschaften bei der Entsorgung zu berücksichtigen sind [9]. Daher sollten nach [3] bereits im Vorfeld Untersuchungen durchgeführt werden, um die Veränderung der Eigenschaften zu ermitteln. Dies entspricht auch der Forderung nach [4], den Einfluss von Konditionierungsmitteln o. Ä. auf die Eigenschaften des Bodens bei bzw. nach dem Lösen zu beschreiben. Als Untersuchungen

Die Empfehlungen nach [3] sehen einzelne Arbeitsschritte vor, um die bestmögliche Verfahrenstechnik für die speziellen Projektrandbedingungen zu bestimmen. Neben den o. g. Homogenbereichen bzw. Vortriebsklassen spielen dabei die aus der Analyse des Systemverhaltens, des Materialtransports und der Materialentsorgung abhängigen bzw. resultierenden Vortriebsabschnitte (VA) eine wesentliche Rolle. VA sind dabei Teilabschnitte eines geplanten Tunnels, die aufgrund planerischer Aspekte eine Einheit darstellen. Ein einzelner VA kann einem Homogenbereich entsprechen, aber auch nur Teil eines einzelnen Homogenbereichs sein [3, 15]. Die VA sollten in einem tunnelbautechnischen Längsschnitt dargestellt

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C. Budach: Einteilung von Boden in Homogenbereiche bei maschinellen Tunnelvortrieben – Kennwerte, Vortriebsabschnitte, Beispiele Tab. 2 Empfohlene zusätzliche Untersuchungen für Vortriebe mit der Vortriebsklasse VS 2 (Ausbruch mit flüssigkeitsgestützter Ortsbrust) Recommend additional tests for tunnel drives with VS 2 (excavation with slurry face support)

Eigenschaften und Kennwerte

Empfehlung zur Bestimmung der ­Eigenschaften und Kennwerte

Anmerkung

ABR,0–6,3

In Anlehnung an NF P18–579

Bei Böden mit einem maßgeblichen ­ nteil der Kornfraktion < 4 mm A

Äquivalenter Quarzgehalt ÄQu

Bei gemischt– und grobkörnigen Böden

Indexversuche zur Bestimmung des Ver­ schleißes

Bei besonderen Fragestellungen

Schrumpfgrenze

DIN EN ISO 17892–12

Als Basis zur Abschätzung des Ver­ klebungspotenzials

Tonmineralogische Analysen

Als Basis zur Abschätzung des Ver­ klebungspotenzials

Indexversuche zur Abschätzung des Ver­ klebungspotenzials

Bei besonderen Fragestellungen

Bestimmung der geotechnischen Eigenschaften von abgebautem bzw. zu entsorgendem ­Material

z. B. DIN 4094–4 bzw. DIN EN ISO 17892–12

Als Basis zur Abschätzung der Ent­ sorgungsmöglichkeiten

Bestimmung der geotechnischen Eigenschaften von abgebautem bzw. zu entsorgendem ­Material nach Durchführung von Maßnahmen

z. B. DIN 4094–4 bzw. DIN EN ISO 17892–12

Als Basis zur Abschätzung des Einflusses von Maßnahmen zur Aufbereitung von abgebautem Material

Tab. 3 Empfohlene zusätzliche Untersuchungen für Vortriebe mit der Vortriebsklasse VS 3 (Ausbruch mit erddruckgestützter Ortsbrust) Recommend additional tests for tunnel drives with VS 3 (excavation with EPB face support)

Eigenschaften und Kennwerte

Empfehlung zur Bestimmung der Eigenschaften und Kennwerte

Anmerkung

ABR,0–6,3

In Anlehnung an NF P18–579

Bei Böden mit einem maßgeblichen ­ nteil der Kornfraktion < 4 mm A

Äquivalenter Quarzgehalt ÄQu

Bei gemischt– und grobkörnigen Böden

Indexversuche zur Bestimmung des Verschleißes

Bei besonderen Fragestellungen

Schrumpfgrenze

DIN EN ISO 17892–12

Bei besonderen Fragestellungen

Tonmineralogische Analysen

Als Basis zur Abschätzung des Ver­ klebungspotenzials

Indexversuche zur Abschätzung des Ver­ klebungspotenzials

Als Basis zur Abschätzung der Ver­ klebungspotenzials

Bestimmung des Setzmaßes

z. B. DIN EN 12350–2

Zur Abschätzung der Konditionierbarkeit

Bestimmung der Wasserdurchlässigkeit

z. B. DIN EN ISO 17892–11

Zur Abschätzung der Konditionierbarkeit

Bestimmung der geotechnischen Eigenschaften von abgebautem bzw. zu entsor­gendem Material

z. B. DIN 4094–4 bzw. DIN EN ISO 17892–12

Als Basis zur Abschätzung der Ent­ sorgungsmöglichkeiten

Bestimmung der geotechnischen Eigenschaften von abgebautem bzw. zu entsorgendem Material nach Durchführung von Maßnahmen

z. B. DIN 4094–4 bzw. DIN EN ISO 17892–12

Als Basis zur Abschätzung des Einflusses von Maßnahmen zur Aufbereitung von abgebautem Material

werden, der sowohl als technische und auch als kalkulatorische Vertragsgrundlage dienen soll. Die Einteilung des Baugrunds in VA nach [3] stellt daher im Vergleich zur Berücksichtigung von Vortriebsklassen unter Berücksich­ tigung der Homogenbereiche nach [4] eine weitere abschnittsweise Unterteilung des maschinell aufzufahrenden Tunnels für die Ausschreibung bzw. Abrechnung dar. 36

5

Berücksichtigung von Homogenbereichen im Leistungsverzeichnis anhand verschiedener Beispiele

Die Möglichkeit der Berücksichtigung von Homogen­ bereichen im Leistungsverzeichnis wird nachfolgend anhand von drei Beispielen mit heterogenem bzw. komplexem Baugrund erläutert.

geotechnik 44 (2021), Heft 1

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BERICHT  REPORT

C. Budach: Classifying the subsoil into homogeneous areas for tunnel drives using tunnel boring machines in soft soil – parameters, tunnel sections, examples

Bild 1 Vortrieb innerhalb einer Schicht und Angabe möglicher VA Tunnel drive in one layer and classifying potential tunnel sections

5.1

Vortrieb innerhalb einer Schicht

Der einfachste Fall stellt einen Vortrieb komplett innerhalb eines Homogenbereichs dar (Bild 1, Homogenbereich A). Dieser Homogenbereich kann bei bestimmter Vortriebsklasse aufgrund tunnelbauspezifischer Randbedingungen, wie z. B. zu unterquerende Gewässer (vgl. Bild 1) oder abschnittsweise hohe Lasten, infolge von Gebäuden in unterschiedliche VA unterteilt werden (Bild 1). Im Rahmen einer Ausschreibung können die aufgrund tunnelbauspezifischer Besonderheiten definierten VA in einzelnen Leistungspositionen ausgeschrieben werden. In der Regel haben unterschiedliche Klassen nach der Bund-/Länderarbeitsgemeinschaft Abfall (LAGA) einen enormen Einfluss auf die Entsorgungskosten. Wenn unterschiedliche umwelttechnische Eigenschaften des Baugrunds im Rahmen einer Baugrunderkundung erkundet worden sind und diese zu einer Bandbreite an Einbauklassen nach LAGA innerhalb eines Homogenbereichs geführt haben, können in der Kalkulation von Entsorgungsleistungen unterschied­liche Anteile an LAGA-Klassen innerhalb eines Homogenbereichs zu deutlich unterschiedlichen Kosten bzw. Angebotspreisen führen. Für eine transparente Kalkulationsgrundlage wäre im Leistungsverzeichnis entweder in einer Leistungsposition ein zu kalkulierendes Verhältnis an LAGA-Klassen im Rahmen des betrachteten Homogenbereichs anzugeben oder verschiedene Leistungspositionen eines Homogenbereichs mit jeweils unterschied­licher LAGA-Klasse vorzusehen. Auf diese Weise würden die anbietenden Firmen in der Angebotsphase gleiche kalkulatorische Randbedingungen haben. Falls sich der Auftraggeber entscheidet, sich verantwortungsvoll selbst um die Entsorgung des Aushubmaterials zu kümmern, müssen die zuletzt aufgeführten Hinweise bei der Umsetzung im Leistungsverzeichnis nicht berücksichtigt werden.

5.2

Vortrieb in maximal zwei an der Ortsbrust anstehenden Schichten

Als Beispiel eines Vortriebs mit maximal zwei an der Ortsbrust anstehenden Schichten dient der in Bild 2 dargestellte Längsschnitt. Die aufgrund der Baugrunderkundung durchgeführte Planung sieht vor, dass im Bereich der Tunneltrasse die Schichten entweder komplett anstehen oder nur teilweise (gemischte Ortsbrust) vorherrschen. Ein Homogenbereich kann je Schicht bzw. für einen Bereich der gemischten Ortsbrust (Bild 2) festgelegt werden, sodass diese Homogenbereiche bzw. VA im Leistungsverzeichnis berücksichtigt werden. Bei Bedarf können die Übergangsbereiche auch weiter z. B. hinsichtlich ihres bodenmechanischen Verhaltens unterteilt werden [16]. Eine Herausforderung bei dieser Art der Berücksichtigung der Homogenbereiche im Leistungsverzeichnis ist die Angabe der geotechnischen Kennwerte und Parameter im Übergangsbereich (vgl. Bild 2, Homogenbereich C), da diese eine enorme Bandbreite annehmen können. Alternativ können daher für die Übergangsbereiche die geotechnischen Kennwerte und Parameter entsprechend der anstehenden Schichten bzw. der Homogenbereiche A und B angegeben werden (Bild 3). Für den Übergangsbereich kann dann durch Angabe von prozentualen Verhältnissen bzw. absoluten Massen eine klare Kalkulationsgrundlage geschaffen werden. Auf diese Weise gibt es im Übergangsbereich keinen einzelnen Homogenbereich mit einer enormen Bandbreite an Kennwerten. Bei weiteren tunnelbautechnischen Aspekten können VA definiert werden, die wiederum als Position im Leistungsverzeichnis unter Beachtung der Homogenbereiche Eingang finden. Auf diese Weise werden bei möglichen Unterschieden zwischen den in-situ-Verhältnissen und der Kalkulationsgrundlage Abweichungen vertraglich geregelt. Bei einer entsprechenden Bandbreite an LAGA-Klassen eines oder mehrerer Homogenbereiche wären diese Klassen in unterschiedlichen Leistungspositionen des bzw. der Homogenbereiche zu berücksichtigen.

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C. Budach: Einteilung von Boden in Homogenbereiche bei maschinellen Tunnelvortrieben – Kennwerte, Vortriebsabschnitte, Beispiele

Bild 2 Vortrieb in maximal zwei an der Ortsbrust anstehenden Schichten und Angabe möglicher VA, in Anlehnung an [16] Tunnel drive in maximum two layers at the tunnel face and classifying potential tunnel sections, according to [16]

Bild 3 Vortrieb in Homogenbereichen, wobei der Übergangsbereichs im Leistungsverzeichnis berücksichtigt wird, und Angabe möglicher VA, in Anlehnung an [16] Tunnel drive in homogeneous areas, where the transition area will be considered in the specifications, and classifying potential tunnel sections, according to [16]

Bild 4 Vortrieb in mehreren im Tunnelquerschnitt anstehenden Schichten und Angabe möglicher VA Tunnel drive in several layers at the tunnel face and classifying potential tunnel sections

5.3

Vortrieb mit mehreren im Tunnelquerschnitt anstehenden Schichten

Wenn im Tunnelquerschnitt mehrere unterschiedliche Schichten anstehen, die jeweils einen Homogenbereich darstellen, könnte im Tunnellängsschnitt nicht mehr von 38

einzelnen Homogenbereichen oder Übergangsbereichen zwischen einzelnen Schichten ausgegangen werden (Bild 4). Bei solchen komplexen Baugrundverhältnissen ist davon auszugehen, dass eine wie in den Beispielen 2 und 3 eindeutige Darstellung von Homogenbereichen entlang der Vortriebsrichtung nicht möglich ist.

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BERICHT  REPORT

C. Budach: Classifying the subsoil into homogeneous areas for tunnel drives using tunnel boring machines in soft soil – parameters, tunnel sections, examples

Bild 5 Empfohlenes Vorgehen zur Unterteilung des Baugrunds in Homogenbereiche bei Nutzung von TBM im Lockergestein mit Darstellung der Verantwortlichkeit, in Anlehnung an [5, 16] Recommended procedure for classifying the subsoil into homogeneous areas when applying tunnel boring machines in soft ground, including ­presentation of responsibility, according to [5, 16]

In diesem Fall ist der Baugrund auf Basis der tunnelbautechnischen Aspekte in VA zu unterteilen (vgl. Bild 4). Für diese VA sind dann die möglichen Massen der unterschiedlichen, an der Ortsbrust anstehenden Homogenbereiche sowohl hinsichtlich des absoluten Volumens bzw. der erwarteten Verhältnisse zueinander als einheitliche kalkulatorische Grundlage anzugeben. Zudem ist darauf hinzuweisen, dass die prozentualen Verhältnisse der jeweiligen Homogenbereiche an der Ortsbrust schwanken können und die Verhältnisse entsprechend bei der Auswahl der TBM zu berücksichtigen sind. Auch bei dieser Möglichkeit der Berücksichtigung von Homogenbereichen in der Ausschreibung sollten bei Bedarf umwelttechnische Belange separat betrachtet werden.

6

Empfehlung der Berücksichtigung geo- und tunnelbautechnischer Besonderheiten in der Ausschreibung

Die Homogenbereiche stellen die Grundlage für die Planung des Geräteeinsatzes des Auftragnehmers und somit auch für die Kalkulation der Bauleistungen dar. Zudem

sind die Homogenbereiche und die Angabe der Eigenschaften die Basis für die Auswahl von geeigneten TBM. Für die Unterteilung des Baugrunds in einzelne Homogenbereiche sind sowohl die geotechnischen Parameter als auch die einzusetzende Maschinentechnik zu beachten. Da im Lockergestein oftmals mehrere Schichten bzw. Homogenbereiche an der Ortsbrust anzutreffen sind, ist eine genaue Beachtung dieser Bereiche für eine transparente Kalkulations- und Vertragsgrundlage erforderlich und resultierende VA in einzelnen Positionen zu berücksichtigten. Es wird empfohlen, bei der Unterteilung des Bodens in Homogenbereiche den in Bild 5 dargestellten Ablauf zu berücksichtigen. Dabei wird im 1. Schritt die geotechnische Voruntersuchung durchgeführt, auf deren Basis das prinzipielle Vortriebsverfahren und die prinzipiell geeigneten Vortriebsklassen abgeschätzt werden. Im 2. Schritt wird die geotechnische Hauptuntersuchung umgesetzt, die für die Erstellung des geotechnischen Berichts, inklusive des Vorschlags zur Einteilung des Bodens in Homogenbereiche, anhand der o. g. Leitparameter im 3. Schritt erforderlich ist. Im geotechnischen Bericht sollten auch

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C. Budach: Einteilung von Boden in Homogenbereiche bei maschinellen Tunnelvortrieben – Kennwerte, Vortriebsabschnitte, Beispiele

die Ergebnisse weiterer, in Abhängigkeit der Vortriebsklasse durchgeführter Untersuchungen enthalten sein. Anschließend erfolgt im 4. Schritt die optimale Auswahl der TBM, der Vortriebsklasse und der VA nach Durchführung der in [3] angegebenen Analysen. Im 5. Schritt wird der aktuelle Stand der Planung und der geotechnische Bericht u. a. in Bezug auf die Unterteilung des Baugrunds in Homogenbereiche verglichen. Abschlie-

ßend kann im 6. Schritt die Leistungsbeschreibung und das -verzeichnis unter Berücksichtigung der Homogenbereiche, der Vortriebsklassen und der VA erstellt ­werden. Gegebenenfalls sind Leistungspositionen erforderlich, die bei gleichen Homogenbereichen bzw. VA unterschied­ liche umwelttechnische Eigenschaften berücksichtigen. Auf diese Weise wird eine klare Kalkulations- bzw. Vertragsgrundlage geschaffen.

Literatur [1] DIN 18312 (2015) VOB Vergabe- und Vertragsordnung für Bauleistungen – Teil C: Allgemeine Technische Vertrags­ bedingungen für Bauleistungen (ATV) – Untertagebauarbeiten. Berlin: Beuth Verlag. [2] DAUB-Empfehlungen (2010) Empfehlungen zur Auswahl von Tunnelvortriebsmaschinen. Deutscher Ausschuss für unterirdisches Bauen e. V [Hrsg.], Oktober 2010. [3] DAUB-Empfehlungen (2020) Empfehlungen zur Auswahl von Tunnelbohrmaschinen. Deutscher Ausschuss für unterirdisches Bauen e. V [Hrsg.], April 2020. [4] DIN 18312 (2019) VOB Vergabe- und Vertragsordnung für Bauleistungen – Teil C: Allgemeine Technische Vertragsbedingungen für Bauleistungen (ATV) – Untertagebauarbeiten. Berlin: Beuth Verlag. [5] Kayser, J. (2018) Geotechnische Prinzipien bei der Umsetzung der Homogenbereiche nach VOB/C für den Verkehrswasserbau nach MEH in: Bundesanstalt für Wasserbau (BAW), Kolloquium Einteilung des Baugrunds in Homogenbereiche am 30. Januar 2018 in Hannover, S. 15–19. [6] Kayser, J. (2019) Eine Systematik für die Einteilung des Baugrunds in Homogenbereiche in: geotechnik 42, H. 3, S. 160–168. [7] Budach, C.; Pohl, C.; Röchter, L. (2019) Einteilung des Baugrunds in Homogenbereiche bei Vortrieben mit Schildmaschinen in: tunnel 5, S. 34–45. [8] NF P18-579 (2019) Gesteinskörnungen – Bestimmung der Koeffizienten der Abrasivität und Mahlbarkeit. Berlin: Beuth Verlag. [9] Budach, C.; Estermann, U.; Kolb, T. (2016) Wiederverwertung von konditionierten Böden bei Projekten mit EPB-

Schilden in: Tagungsband zur 34. Baugrundtagung in Bielefeld, S. 281–288. [10] DIN EN 12350-2 (2019) Prüfung von Frischbeton – Teil 2: Setzmaß. Berlin: Beuth Verlag. [11] DIN EN ISO 17892-11 (2019) Geotechnische Erkundung und Untersuchung – Laborversuche an Bodenproben – Teil 11: Bestimmung der Wasserdurchlässigkeit. Berlin: Beuth Verlag. [12] DIN EN ISO 17892-12 (2020) Geotechnische Erkundung und Untersuchung – Laborversuche an Bodenproben – Teil 12: Bestimmung der Fließ- und Ausrollgrenze. Berlin: Beuth Verlag. [13] DIN 18122-2 (2000) Baugrund – Untersuchung von Bodenproben – Zustandsgrenzen (Konsistenzgrenzen) – Teil 2: Bestimmung der Schrumpfgrenze. Berlin: Beuth Verlag. [14] DIN 4094-4 (2002) Baugrund – Felduntersuchungen – Teil 4: Flügelscherversuche. Berlin: Beuth Verlag. [15] Maidl, U.; Wehrmeyer, G. (2019) Auswahl von Tunnelbohrmaschinen: Variable-Density-Technologie, Bodenverwertung und -deponierung – Neuauflage der DAUB-Empfehlung. STUVA-Tagung 2019, Forschung + Praxis 53, S. 99– 104. [16] Budach, C.; Pohl, C.; Röchter, L. (2020) Vortriebe mit Tunnelbohrmaschinen im Lockergestein: Einteilung des ­ Baugrunds in Homogenbereiche im Kontext der aktuellen Normung in: 12. Kolloquium Bauen in Boden und Fels, S. 291–298.

Autor Prof. Dr. Christoph Budach (Korrespondenzautor) Christoph.Budach@th-koeln.de Technische Hochschule Köln Fakultät für Bauingenieurwesen und Umwelttechnik Lehr- und Forschungsgebiet Geotechnik und Tunnelbau Campus Deutz Betzdorfer Straße 2 50679 Köln

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Budach, C. (2021) Einteilung von Boden in Homogenbereiche bei ­maschinellen Tunnelvortrieben – Kennwerte, Vortriebsabschnitte, Beispiele. geotechnik 44, H. 1, S. 33–40. https://doi.org/10.1002/gete.202000035

geotechnik 44 (2021), Heft 1

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BERICHT

Michael Molzahn, Jörg Bauer, Sascha Henke, Klaus Tilger

Das Fachmodell Baugrund

BERICHT  REPORT

DOI: 10.1002/gete.202000040

Empfehlungen des Arbeitskreises 2.14 der DGGT „Digitalisierung in der Geotechnik“ Im Rahmen der ersten Empfehlungen des Arbeitskreises 2.14 der DGGT „Digitalisierung in der Geotechnik“ werden wichtige Begriffe definiert, die die Grundlage aller weiteren Empfeh­ lungen sind. Weiterhin wird das Fachmodell Baugrund hinsichtlich der Einordnung in das Gesamtmodell, hinsichtlich der SubFachmodelle, aus denen das Fachmodell bestehen kann, sowie bezüglich der für das Fachmodell Baugrund relevanten Daten und Grundlagen betrachtet. Abschließend erfolgt eine kurze Diskussion zur datentechnischen Struktur des Fachmodells Baugrund.

The specialized model “subsoil” – Recommendations of the working group 2.14 (DGGT) “Digitalization in geotechnical engineering” Within the first recommendations of the working group 2.14 “Digitalization in geotechnical engineering” relevant terms are defined to build-up the basis for further recommendations. Further­more, the discipline-specific model “subsoil” is discussed regarding the classification in conjunction with the comprehensive model, regarding the sub-specialized models forming the specialized model “subsoil” as well as relevant data and basis for the specialized model “subsoil”. Finally, the data-relevant structure of the specialized model “subsoil” is shortly discussed.

Stichworte  Fachmodell Baugrund; Building Information Modeling; Datenstruktur; Empfehlungen

Keywords  specialized model “subsoil”; building information modeling; datastructure; recommendations

1 Einleitung

2 Begriffsdefinitionen

Bei der Einführung des Building Information Modeling (BIM) lag der Fokus bisher im Wesentlichen auf dem Hochbau. Der Bereich der Geotechnik findet oftmals nur eine untergeordnete oder keine Beachtung. Mit Einführung des BMVI-Stufenplans [1] für den Infrastrukturbau sind jedoch auch in der Geotechnik zukünftig „alle zu erbringenden Leistungen […] auf der Grundlage 3D-fachmodellbasierten Arbeitens in digitaler Form zu liefern“ – wenngleich der Stufenplan die Geotechnik nicht explizit behandelt. Zur Umsetzung dieser Anforderung besteht dringender Handlungsbedarf. Dieser Aufgabe nimmt sich der im Jahr 2018 gegründete Arbeitskreis 2.14 der DGGT „Digitalisierung in der Geotechnik“ mit seinen Mitgliedern unterschiedlicher Bereiche, wie Auftraggeber, Ingenieurbüros, Spezialtiefbaufirmen und Softwareentwicklung an. Es wird angestrebt, schnellstmöglich Empfehlungen zur Umsetzung des BIM in der Geotechnik für die Praxis zur Verfügung zu stellen. Damit dieser Prozess zeitnah erfolgen kann, werden die Empfehlungen sukzessive in der Zeitschrift „geotechnik“ publiziert.

Nachfolgend werden, insbesondere mit Fokus auf die Geotechnik, wichtige Begriffe im Kontext des Building Information Modeling (BIM) definiert. Grundlage dieser Begriffsdefinitionen sind die Definitionen von DIN EN ISO 23386:2020-11 [2], VDI 2552 Blatt 2, Entwurf [3] und die Handreichungen BIM4INFRA2020 [4], die, soweit möglich, übernommen und hinsichtlich der Erfordernisse der Geotechnik spezifiziert wurden. Die nachfolgenden Begriffsdefinitionen sollen eine einheitliche Sprache schaffen, die als Grundlage für diese sowie die folgenden Empfehlungen des AK 2.14 dienen. Sofern in einer Definition Begriffe verwendet werden, die ebenfalls in dieser Liste definiert werden, so sind diese Begriffe zur besseren Kenntlichkeit kursiv dargestellt.

Die vorliegende erste Empfehlung des Arbeitskreises 2.14 beinhaltet folgende Themen: – Definition grundlegender Begriffe zur Schaffung einer einheitlichen Sprache, – Einordnung, Struktur und Bestandteile des Fachmodells Baugrund, – Überblick über die datentechnische Struktur des Fachmodells Baugrund.

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3D-Modell: Im Gegensatz zum klassischen 3D-Modell, das lediglich aus räumlicher Geometrie ohne Semantik besteht, wird im Folgenden das 3D-Modell als BIM-Modell verstanden. 4D-Modell: Das 4D-Modell ist das Ergebnis der Verknüpfung des BIM-Modells mit einem Terminplan, sodass eine Simulation von Abläufen mit dem Modell möglich ist. 5D-Modell: Das 5D-Modell ist ein Modell mit modellbasierten Mengen und Kosten. 5D-Modelle schließen ein 4D-Modell in der Regel ein. Die Unterscheidung trifft der entsprechende BIM-Anwendungsfall. Die 5D-Darstellung aus dem 4D-

© 2021 Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG, Berlin. geotechnik 44 (2021), Heft 1 41

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M. Molzahn, J. Bauer, S. Henke, K. Tilger: Das Fachmodell Baugrund – Empfehlungen des Arbeitskreises 2.14 der DGGT „Digitalisierung in der Geotechnik“

Modell ermöglicht die Visualisierung der Kosten zu bestimmten Zeitpunkten. Attribut: Ein Attribut ist eine Eigenschaft des Baugrunds und zeichnet ein Fachobjekt mit Fachdaten in Form eines Namens und eines dazugehörigen Werts wie z. B. Name = „Wassergehalt“, Wert = „15,7 %“ aus. Während der Name eines Attributs in den Auftraggeberinformationsanforderungen festgelegt wird und im BIM-Abwicklungsplan ange­passt werden kann, ist der Attributwert vom Fach­autor festzustellen und vom Modellautor in das BIM-Modell zu übertragen. Die Attributwerte können verschiedene ein­fache Typen aufweisen wie bspw. „Ja/Nein“ oder einen alphanumerischen Wert haben. Attribute können in obligatorische Attribute (müssen definiert sein) und optionale Attribute (können definiert sein) unter­schieden werden. Attribuierung: Bezeichnet die Zuführung von Attributen in das BIMModell. Da der Geotechniker überwiegend Attribute verarbeitet, schließt die Attribuierung umgangssprachlich die Zuweisung von Parametern mit ein. Auftraggeberinformationsanforderungen (AIA): Dokument, in dem der Auftraggeber die für ihn relevanten Ziele und vor allem die Anforderungen zu Workflows beim Datenfluss, bei der Modellierung, Qualitätssicherung und Kollaboration definiert. Damit sind die vom Auftragnehmer geforderten Leistungen und Fachdaten inhaltlich und qualitätsgerecht beschrieben und vorge­ geben. Die AIA geben somit die Rahmenstruktur für die allgemeine spezifische Projektabwicklung mit BIM vor. Darüber hinaus definieren sie spezifische Anforderungen für einzelne BIM-Anwendungsfälle, die im Allgemeinen unabhängig vom konkreten Projekt sind. Es werden insbesondere der Level of Development, Fach- und Modellstrukturen, Schnittstellen und Prüfalgorithmen festgelegt. Die AIA sind Vertragsbestandteil zwischen Auftraggeber und ‑nehmer. Building Information Modeling (BIM): Bezeichnet eine kooperative Arbeitsmethodik auf der Grundlage genau eines Gesamtmodells für das Bauwerk oder Infrastrukturprojekt, inkl. des Fachmodells Baugrund. Das Gesamtmodell enthält alle relevanten Fachdaten, die den gesamten Lebenszyklus wie Planung, Bau, Betrieb und Rückbau des Bauwerks oder der Infrastrukturanlage abbilden. Alle relevanten Fachdaten sind in diesem Gesamtmodell vollständig und konsistent enthalten und werden darin erfasst und verwaltet. Austausch und Kommunikation finden transparent zwischen allen Beteiligten über das Gesamtmodell und in einer einheit­ lichen Umgebung, der Common Data Environment statt. Es werden folgende Arbeitsmethoden unterschieden: – BIG BIM: Durchgängige und interdisziplinäre Anwendung von BIM, bei der die gesamten Potenziale 42

der Methode genutzt werden. Durchgängige Anwendung von BIM innerhalb der Planungsphase oder im gesamten Lebenszyklus eines Bauwerks oder einer Infrastrukturanlage. – Little BIM: Beschränkt BIM auf ein einzelnes Gewerk. – Closed BIM: Arbeitsweise, die durch die Produkte eines spezifischen Softwareherstellers beschränkt ist. Alle Projektbeteiligte müssen mit den jeweiligen Closed-BIM-Anwendungen arbeiten. – Open BIM: BIM basiert auf herstellerneutralen Standards und Workflows. Open BIM ermöglicht den verlustfreien Datenaustausch zwischen verschiedenen Systemen und ist nicht von einem Softwarehersteller abhängig. Die herstellerneutralen Standards garantieren die Weiterverwendbarkeit zukünftiger Anwendungen dieser Daten. BIM-Abwicklungsplan (BAP): Dokument, das die Grundlage einer BIM-basierten Zusammenarbeit in einem konkreten Projekt beschreibt. Es definiert die projektspezifischen Arbeitsabläufe zur Realisierung der Leistungen, die im konkreten Projekt unter Erfüllung der Vorgaben der Auftraggeberinformationsanforderungen (AIA) gefordert sind. Die Definition umfasst u. a. die personelle Zuweisung von Rollen, Schnittstellen der verschiedenen Akteure wie organisatorische Strukturen und Verantwortlichkeiten, die zu verwendenden Technologien, die Realisierung der Datenübergabe sowie die Liefergegenstände mit Lieferterminen. Der BIM-Abwicklungsplan wird sukzessive während des Projekts zwischen Auftraggeber und -nehmer angepasst und kann Vertragsbestandteil werden. BIM-Anwendungsfall: Ist eine spezifische Anwendung des BIM-Modells, die im Zuge der BIM-Projektabwicklung vom Auftragnehmer umzusetzen ist. Gemäß Umsetzung des Stufenplans „Digi­tales Planen und Bauen“ [5] beschreiben die BIMAnwendungsfälle „auf welche Weise und zu welchem Zweck BIM-Modelle im Projekt genutzt werden“. BIM-Gesamtkoordinator: Führt seitens des Auftragsnehmers den Qualitätssicherungsprozess der Fachmodelle durch, steuert operativ die konkreten Projektleistungen und stellt die gewünschte Qualität aller BIM-Modelle sicher. Der BIM-Gesamt­ koordinator prüft die Erfüllung der Auftraggeberinformationsanforderungen und die Anforderungen aus dem BIM-Abwicklungsplan. BIM-Koordinator: Führt seitens des Auftragsnehmers mit seinem spezifischen Fach den Qualitätssicherungsprozess der Fach­ modelle durch, steuert operativ die konkreten Projektleistungen seines Gewerks und stellt die gewünschte Qualität aller BIM-Modelle seines Gewerks sicher. Der BIM-Koordinator prüft die Erfüllung der Auftraggeberinformationsanforderungen und die Anforderungen aus dem BIM-Abwicklungsplan an den Modellen seines Gewerks.

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BIM-Manager: Definiert die Anforderungen und Bedürfnisse an das Projekt und leitet sowie steuert übergeordnet die Projektabwicklung seitens des Auftraggebers. BIM-Modell: Ist ein dreidimensionales virtuelles Abbild eines Bauwerks, einer Infrastrukturanlage oder des Baugrunds. Das BIM-Modell ist ausschließlich aus Fachobjekten mit geometrischen und semantischen Fachdaten zusammengesetzt und kann in 2D und 3D ausgewertet werden. Es dient der Durchführung der Arbeitsmethode BIM. Common Data Environment (CDE): Ist die Basis des Kollaborationsprozesses aller Projekt­ beteiligten für die Projektabwicklung und bezeichnet eine gemeinsame Datenaustauschplattform mit oder ohne Workflow-Orientierung. Die CDE dient als zentraler Projektraum. Datenaustauschszenario: Prozess an einem definierten Zeitpunkt (Data Drop), mit dem Fachdaten zwischen Projektbeteiligten ausgetauscht werden. Digitales Geländemodell (DGM): Ist die Darstellung des Geländes als unregelmäßiges Dreiecks­netz Triangulated Irregular Network. Es ist die Menge von Punkten und einer ausgewählten Triangulierung, die eine dreidimensionale Fläche bezeichnen, wobei die Punkte neben ihren Koordinaten X, Y und Z auch weitere Fachdaten wie Intensitäts- oder Farbwerte enthalten können. Im Gegensatz zum Digitalen Höhenmodell (DHM) kann das Digitale Geländemodell (DGM) Überhänge wie Nichteindeutigkeiten der Höhe bzgl. der Lage enthalten. Das Digitale Geländemodell bildet über seine spezifischen Fachobjekte ein eigenes Fachmodell – das Fach­ modell DGM, das vom Fachmodell Baugrund mittels Referenzierung verwendet wird. Digitales Höhenmodell (DHM): Ist eine eindeutige Höhenzuweisung der Lage, z. B. realisiert als unregelmäßiges Dreiecksnetz Triangulated Irregular Network. Im Gegensatz zum Digitalen Geländemodell (DGM) weist das Digitale Höhenmodell jedem Lagepunkt eindeutig eine Höhe zu. Es kann im Gegensatz zum Digitalen Geländemodell (DGM) keine Überhänge im Gelände abbilden. Das Digitale Höhenmodell (DHM) ist Teil des Fachmodells DGM. Eigenschaft: Ist ein Attribut, ein Parameter oder eine Referenz. So wird das Datum eines Aufschlusses oder dessen Nummer B. Datum = „23.01.2020“ als Attribut abgebildet, z.  bzw. Aufschlussnummer = „001“. Der Bereich, in dem eine bestimmte Bodenart angesprochen wurde, entspricht einem Parameter, sofern die Softwareapplikation aus diesen Angaben eine Geometrie berechnet wie z. B. obere

Bereichsgrenze = „182,3 mNN“, untere Bereichsgrenze = „181,5 mNN“. Die Aufschlussart oder Zuordnung zu einer Baugrundschicht sind mit Referenzen abzubilden, z. B. Referenz innerhalb einer Datenbank/Tabelle mit Aufschlussarten, inkl. der Bezeichnung „Drucksondierung“ bzw. Referenz zum Fachobjekt „Baugrundschicht Sand“, in der der Geotechniker gleichartige Ansprechbereiche in den Aufschlüssen zusammenfasst.

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Eigenschaften weisen Namen der Eigenschaften und Werte der Eigenschaften auf. Der Eigenschaftsname ist vom Datenschema und damit vom Auftraggeber in den Auftraggeberinformationsanforderungen festgelegt und kann im BIM-Abwicklungsplan angepasst werden. Der Wert der Eigenschaften ist vom Auftragnehmer bzw. vom Fachautor festzustellen und vom Modellautor dem BIMModell zuzuführen. Eigenschaften sind in Eigenschaftstabellen organisiert, bspw. Auflistung aller verwendeten Bodenarten oder geotechnischen Kenngrößen. Jede Eigenschaftstabelle wird genau von einer Kategorie gebildet. Eigenschaften werden im Industry Foundation Classes (IFC) als „Property“ und nach DIN EN ISO 23386:2020-11 [2] als „Merkmal“ bezeichnet. Eigenschaftsobjekt: Bindet alle Eigenschaften über entsprechende Kategorien eines Fachobjekts. Dies sind bspw. alle Bodenarten, die in einem Aufschluss auftreten, die Position des Aufschlusses, Aufschlussdaten wie die Aufschlussart und -bezeichnung und alle weiteren Eigenschaften, die den Aufschluss beschreiben. Im Industry Foundation Classes (IFC) gibt es aktuell keine solchen Eigenschaftsobjekte, sie bieten jedoch datentechnisch den Vorteil, dass eine Menge von gruppierten Kategorien eines Fachobjekts innerhalb der Datenbank mittels Referenzierung wiederverwendet werden kann. Fachautor: Ist für die Produktion von Fachdaten verantwortlich. Der Fachautor ist als Experte allein für den Inhalt seines Fachs zuständig und kann ebenso die Rolle des Modellautors für sein Fach übernehmen. Beim Fachmodell Baugrund nimmt der Sachverständige für Geotechnik die Rolle des Fachautors ein. Fachdaten: Sind alle fachplanungsspezifischen Daten eines Gewerks. Fachdaten sind die Summe aus den geometrischen Daten und den semantischen beschreibenden, nicht geometrischen Daten des Gewerks, bspw. des Baugrunds. Fachmodell (FM): Inhaltspezifisches oder gewerkspezifisches BIM-Modell der verschiedenen Fachinhalte oder Fachplaner, die am

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Projekt beteiligt sind wie z. B. Strecke, Brücke, Umwelt und Baugrund. Das Fachmodell ist wie jedes BIM-Modell ausschließlich aus Fachobjekten zusammengesetzt und enthält somit geometrische und semantische Fachdaten des Projekts. Fachmodell Baugrund: Enthält sämtliche Fachobjekte mit seinen Fachdaten, die den Baugrund beschreiben. Dazu zählen sowohl geo­ metrische Fachdaten, wie bspw. die Mächtigkeiten der Baugrundschichten, als auch semantische Fachdaten des Baugrunds, wie bspw. die Bodenarten und geotechnischen Kenngrößen. Das Fachmodell Baugrund basiert auf Bestandsdaten, dem geotechnischen Bericht und weiteren Kenntnissen zum Baugrund, bspw. aus der Bauausführung. Das Fachmodell Baugrund ist eine Ergänzung des geotechnischen Berichts und gilt nur in Verbindung mit diesem. Fachobjekt (FO): Werden aus Fachdaten gebildet, die fachlich mindestens einem Fachobjekt eines Fachmodells zuzuordnen sind. Beim Fachmodell Baugrund bildet bspw. jeder Aufschluss oder jede Baugrundschicht ein Fachobjekt. Sie enthalten eine explizite Geometrie, bspw. das gezeichnete Volumen, das eine Baugrundschicht abbildet, oder eine implizite Geometrie durch parametrisierte Eigenschaften, d. h. durch Parameter wie die Angabe der georeferen­ zierten Mächtigkeit der Baugrundschicht in einer Datenbank. Den Fachobjekten werden Eigenschaftsobjekte zugewiesen, die über die Geometrie hinaus semantische Fachdaten des Baugrunds enthalten, wie bspw. den Namen dieser Baugrundschicht und deren geotechnische Kenngrößen. Ein Fachobjekt kann beliebig wiederverwendet werden. So wird bspw. ein Baugrundaufschluss von jeder Baugrundschicht referenziert, die diesen Baugrundaufschluss zur Modellierung benutzt. Fachobjekte sind im Fachmodell Baugrund und im Gesamtmodell vernetzt. Gesamtmodell: Das Gesamtmodell ist ein gewerkübergreifendes BIMModell, das aus der Summe der Fachmodelle besteht und damit sämtliche Fachdaten eines Projekts vollständig enthält sowie die Fachobjekte aller Fachmodelle übergreifend vernetzt. Es dient der Ausführung der BIM-Anwendungsfälle. Das Gesamtmodell stellt somit das Projekt in der Gesamtheit dar. Demnach ist das Projekt gemäß des BIM-Abwicklungsplans vollständig bzgl. aller planerischen Details und Themen. Industry Foundation Classes (IFC): Ist eine hersteller- und länderübergreifende Schnittstelle für den modellbasierten Daten- und Informationsaustausch in allen Planungs-, Ausführungs- und Bewirtschaftungsphasen. IFC ist ein offenes, neutrales Datenschema. 44

Kategorie: Ist eine Menge von Eigenschaften, die einen Teilaspekt eines Fachobjekts und damit Eigenschaftsobjekts vollständig und überschneidungsfrei zu anderen Kategorien beschreibt. Diese definierte, thematisch zusammenge­hö­ rige Menge an Eigenschaften ist Inhalt genau einer Kategorie. So können bspw. die Eigenschaften mit dem Namen „Wassergehalt“, „Glühverlust“ etc. und den Werten dieser Laborversuche, z. B. „15,7 %“ bzw. „2,1 %“, zur Kategorie „klassifizierende Laborversuche“ zusammengefasst werden. Eine Menge von Kategorien kann zu einem Eigenschaftsobjekt zusammengefasst werden. Kategorien können innerhalb der Datenbank beliebig oft wiederverwendet werden (Referenzierung). Beim IFC werden Kategorien als Familien (Typen) bezeichnet, die mittels „Property-Sets“ (Objekte) befüllt sind. Koordinationsmodell: Ist ein für die Koordination temporär aus separaten Fachmodellen zusammengestelltes BIM-Modell. Es enthält keine Vernetzung zwischen den Fachmodellen und dient ausschließlich der Abstimmung der beteiligten Gewerke und insbesondere der geometrischen Kollisionsprüfung. Im Gegensatz zum Gesamtmodell enthält das Koordina­ tionsmodell keine fachübergreifende Vernetzung. Level of Development (LOD): Fertigstellungsgrad von Fachobjekten mit ihren angehängten Eigenschaften und damit den Fachdaten zu einer bestimmten Leistungsphase eines Projekts. Setzt sich zusammen aus dem Level of Geometry (LOG) und dem Level of Information (LOI). Dient der Definition des Fertigstellungsgrads zwischen den Projektbeteiligten in den Auftraggeberinformationsanforderungen für die Datenübergabe (Datenaustauschszenario). Level of Geometry (LOG): Detaillierungsgrad der geometrischen Darstellung von Fachdaten. Ist ein Teil von Level of Development. Findet beim Fachmodell Baugrund keine Anwendung. Level of Information (LOI): Definiert den Informationsgehalt als alphanumerische und referenzierte Fachdaten eines Fachobjekts. Aktuell ist es in Diskussion, inwieweit das Konzept des LOI auf das Fachmodell Baugrund anwendbar ist. Modellautor: Ist für die Produktion von Fachmodellen aus vorgegeben Fachdaten verantwortlich. Der Modellautor produziert und plant keine Fachdaten, sondern nur deren Abbild als Modell. Dabei nutzt er die Referenzierung zu anderen Fachmodellen, bspw. die Referenzierung des Baugrundschichtenmodells auf das Fachmodell DGM.

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Obligatorisches Attribut: Sind Attribute, die definiert sein müssen. Optionales Attribut: Sind Attribute, die angegeben sein können. Parameter: Ist eine geometrische Eigenschaft in Form eines Namens und eines dazugehörigen Werts, z. B. Name = „X-Koor­ dinate“, Wert = „5831452 m“. Der Name ist in den Auftraggeberinformationsanforderungen festgelegt und kann im BIM-Abwicklungsplan angepasst werden. Der Wert ist vom Fachautor festzustellen und vom Modellautor in das BIM-Modell zu übertragen. Aus den Parametern lassen sich die Geometrien rekonstruieren, bspw. die Bereiche eines Aufschlusses mit derselben Bodenart. Semantisch und syntaktisch sind Parameter und Attribute identisch, der Modellautor muss im Allgemeinen über die software­interne Weiterverarbeitung seiner Angaben nicht entschei­den. Verwendet die Softwareapplikation Koordinatenangaben für geometrische Berechnungen, ist diese Eigenschaft als Parameter zu bezeichnen. Ist diese Koordinatenangabe nur informativ, liegt sie als Attribut vor. Referenz: Ist ein Verweis einer Eigenschaft auf ein anderes Eigenschaftsobjekt, das wiederum aus Eigenschaften einer oder mehrerer Kategorien besteht. Durch bestimmte Referenzen auf Eigenschaftsobjekte genau einer definierenden Kategorie werden in der Softwareapplikation Drop-downListen abgebildet. Referenzen sind in einer Datenbank als Relation mit fester Kardinalität (1 : 1, 1 : N, M : N) modelliert, d. h. eine Referenz kann auf ein Eigenschaftsobjekt oder auf eine Liste von Eigenschaftsobjekten verweisen. So enthält bspw. die Eigenschaft Attribut mit dem Namen „Wassergehalt“ seinen Wert von z. B. „15,7 %“, demgegenüber verweist die Eigenschaft Referenz mit dem Namen „Versuchsnorm“ auf das Eigenschaftsobjekt „DIN EN ISO 17892-01:2015-03“. Die Namen der Referenzen sind in den Auftraggeberinformationsanforderungen festgelegt und ggf. im BIM-Abwicklungsplan angepasst. Den Wert der Referenz stellt der Fachautor fest, der Modellautor ordnet den Wert im BIM-Modell zu.

Teilmodell: Ist ein geometrisch abgegrenzter Ausschnitt eines BIMModells. Wird das Teilmodell aus einem Fachmodell produziert, ist dies ein Teilfachmodell (TFM). Ist es aus dem Gesamtmodell entstanden, ist dies ein Teilgesamtmodell (TGM). So wird bspw. die Unterteilung eines Projekts in mehrere Bauabschnitte mittels Teilmodellen vorgenommen.

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Triangulated Irregular Network (TIN): Unregelmäßiges Dreiecksnetz zur Beschreibung einer Oberfläche. Dient als Hüllfläche von Volumenkörpern (dann als Triangulated Boundary). Vernetzung: Datentechnische Referenzen innerhalb und untereinander von Fachobjekten sowie auch Fachmodell-übergreifend (vgl. Referenz/Referenzierung). Volumenkörper: Ist ein geometrisch abgegrenztes Volumen, das durch ein Triangulated Irregular Network als Oberfläche beschrieben ist. Dient beim Fachmodell Baugrund bspw. zur Modellierung von Baugrund-, Homogenbereichs- und Grundwasserschichten und ist dabei die geometrische Information in Fachobjekten.

3

Einordnung des Fachmodells Baugrund

Das Fachmodell Baugrund ist ein gewerkspezifisches Modell zum Abbilden des Fachgewerks Geotechnik und enthält sämtliche Informationen, die den Baugrund beschreiben. Dies sind zum einen geometrische Fachdaten, wie bspw. die Mächtigkeiten der Baugrundschichten, und zum anderen semantische beschreibende, nicht geometri-

Datentechnische Referenzen innerhalb und untereinander von Fachobjekten und auch Fachmodell-übergreifend werden als Vernetzung bezeichnet; demnach beziehen sich Referenzen auf Eigenschaften. Referenzierung: Ist der Prozess der Erstellung von Referenzen oder der Erstellung der Vernetzung in einem BIM-Modell. Damit ist die Befüllung der Referenzwerte gemeint und nicht die datentechnische Modellierung selbst (vgl. Attribuierung). Sub-Fachmodell: Ist eine Menge zusammengefasster Fachobjekte, bspw. mit der Maßgabe einer thematischen Gruppierung. So können Sub-Fachmodelle z. B. die Aufschlüsse einer bestimmten Aufschlusskampagne zum Inhalt haben.

Bild 1 Einbettung des Fachmodells Baugrund im Gesamtmodell Embedding of the discipline-specific model subsoil into the com­ prehensive model

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sche Fachdaten, wie bspw. die Bodenarten und geotechnische Kenngrößen. Das Fachmodell Baugrund basiert auf dem geotechnischen Bericht und ergänzt diesen. Es gilt nur in Verbindung mit dem geotechnischen Bericht. In einer Projektumgebung stellt das Fachmodell Baugrund ein Fachmodell unter vielen gewerkspezifischen Fachmodellen dar. Zusammen bilden diese Fachmodelle das gewerkübergreifende Gesamtmodell (Bild 1). Die gegenseitigen Abhängigkeiten der Fachmodelle werden ausschließlich in diesem Gesamtmodell abgebildet und verwaltet. Die Definition und Prüfung dieser Abhängigkeiten stellen eine grundlegende Anforderung von BIM dar. Ändert sich bspw. im Fachmodell Leitungen eine Informa­ tion zur Lage einer Leitung, muss sich diese Information über die im Gesamtmodell vernetzten gegenseitigen Abhängigkeiten auf alle anderen Fachmodelle auswirken. Die Integration des Fachmodells Baugrund in das Gesamtmodell ist notwendig, um schon während der Planung die Eigenschaften des Baugrunds bei den anderen Gewerken zu berücksichtigen und die Informationen für Abläufe und Kostenprognosen auszuwerten.

Wie alle Fachmodelle wird das Fachmodell Baugrund über den gesamten Lebenszyklus des Projekts fortgeschrieben und ist in seiner jeweiligen Entwicklungsstufe abhängig von der zu bearbeitenden Leistungsphase. Nach der Erstellung des Fachmodells Baugrund mit den Fachdaten aus dem geotechnischen Bericht sollten zusätzliche, neu generierte Fachdaten zum Baugrund im Fachmodell Baugrund integriert werden. Es existieren demnach mehrere Entwicklungsstufen des Modells. Hinweis: Welche Fachdaten das Fachmodell Baugrund in welcher Entwicklungsstufe enthält, ist vom Auftraggeber im Rahmen der AIA festzulegen. Mit Fertigstellung des geotechnischen Berichts sollte sich das Fachmodell Baugrund mindestens aus den folgenden Sub-Fachmodellen zusammensetzen, die jeweils thematische Gruppierungen von Fachdaten darstellen und miteinander vielfältig vernetzt sind: – Sub-Fachmodell der Aufschlüsse, – Sub-Fachmodell der Baugrundschichten,

Bild 2 Fachdaten zur Bildung des Fachmodells Baugrund Specialist data for development of the discipline-specific model subsoil

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Tab. 1 Erläuterung zu den Fachdaten des Fachmodells Baugrund Explanation regarding the specialist data of the discipline-specific model subsoil

Fachdaten oder Modell

Beschreibung

Geologische Karten

Können in einer ersten Entwicklungsstufe des Fachmodells Baugrund als Grundlage dienen, bspw. für eine Variantenuntersuchung einer Trasse.

Digitales Höhenmodell

Oberfläche des Baugrundschichtenmodells. Das Digitale Höhenmodell wird über ein externes Fachmodell referenziert und im Fachmodell Baugrund „nur“ verwendet.

Grundwassermodell

Schichtmodell der Grundwasserstände mit Eigenschaften des Grundwassers.

Baugrundaufschlüsse

Baugrundaufschlüsse sind Bohrungen mit Probeentnahme oder indirekte Untersuchungsmethoden ohne Probeentnahme und können unterschieden werden in:

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–  Altaufschlüsse, d. h. vorhandene Aufschlüsse von früheren Projekten oder einer früheren Projektphase im Projektgebiet, –  Projektaufschlüsse der aktuellen Projektphase, –  Fiktive Aufschlüsse, die das Modell in Bereichen ergänzen, in denen die vorhandene Untersuchungsdichte für eine sinnvolle geometrische Modellierung nicht ausreicht, z. B. in Randbereichen des Modells oder zur Abgrenzung von Linsen; fiktive Aufschlüsse werden vom Sachverständigen für Geotechnik auf Basis seiner Erfahrungen und Expertise definiert und müssen im Modell deutlich als solche kenntlich gemacht werden. Baugrundschichtenmodell

Modell der Baugrundschichten mit deren Eigenschaften.

Homogenbereichsmodell

Modell der Homogenbereiche mit deren Eigenschaften, abgeleitet aus dem Baugrundschichtenmodell.

Modelle anderer Projekte oder Bestandsbauwerke

Digitale Daten aus anderen Projekten im selben Baufeld, um neue Untersuchungen zu reduzieren, Kollisionsprüfungen durchzuführen oder den Bestand zu modellieren.

Altlasten oder Kampfmittel

Bereiche im Baugrund als Verdachtsflächen für Altlasten oder Kampfmittel.

Fachdaten von der Bau­ ausführung

Bspw. Schichtinformationen aus der Bauausführung, z. B. bei der Pfahlherstellung oder Kontrolluntersuchungen, die Rückschlüsse auf den Baugrund zulassen.

Fachdaten aus dem geo­ technischen Bericht

Relevante Daten aus dem geotechnischen Bericht, die als Grundlage für die Erstellung des Fach­ modells Baugrund dienen.

Geophysikalische Daten

Dienen zumeist als Ergänzung der Baugrundaufschlüsse für die Ableitung von Schichtverläufen oder für den Gewinn zusätzlicher Fachdaten zum Baugrund. Geophysikalische Daten können als Fach­objekt im Fachmodell Baugrund integriert sein oder ein eigenes Fachmodell darstellen.

– Sub-Fachmodell der Homogenbereichsschichten (nach VOB, Teil C), – Sub-Fachmodell der Grundwasserschichten und -körper. Hinweis: Die Homogenbereichsschichten entwickeln sich aus den Baugrundschichten, indem diese hinsichtlich der ausgeschriebenen Bauverfahren zu gewerkespezifischen Homogenbereichen zusammengefasst werden. Da diese Zuordnung zu neuen Geometrien führt und dem Modell neue spezifische Fachdaten zugewiesen werden (Kenngrößen der Homogenbereiche), entstehen aus dem Sub-Fachmodell der Baugrundschichten datentechnisch die Sub-Fachmodelle der Homogenbereichsschichten. Hinweis: Vereinfachend werden diese Sub-Fachmodelle im Folgenden als Aufschluss-, Baugrundschichten-, Homogenbereichs- und Grundwassermodell bezeichnet. Über die genannten Sub-Fachmodelle hinaus kann das Fachmodell Baugrund eine Vielzahl weiterer Sub-Fachmodelle und Fachdaten aufweisen oder mit anderen

Fachmodellen innerhalb des Gesamtmodells vernetzt sein. Eine Zusammenstellung von Fachdaten, die das Fach­ modell Baugrund bilden können, zeigt Bild 2 und erläutert Tab. 1.

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Überblick zur datentechnischen Struktur des Fachmodells Baugrund

Die Weiterverarbeitbarkeit der digitalen Daten des Baugrunds, die zusammen das Fachmodell Baugrund bilden, erfordert im Sinne von BIM strenge Vorgaben. So reicht eine reine Auflistung der Daten über Freitexte nicht aus, sondern die Daten müssen computerinterpretierbar erfasst werden. Dem Modell sind Eigenschaften, beim IFC als Property und in DIN EN ISO 23386:2020-11 [2] als Merkmal bezeichnet, zuzuordnen. Eigenschaften können je nach ihrer datentechnischen Weiterverarbeitung in der Softwareapplikation in Attribute, Parameter und Refe­ renzen unterschieden werden und weisen jeweils einen Namen und einen Wert auf (Tab. 2). Während die Namen der Attribute, Parameter und Referenzen vom Auftrag­ geber in den AIA festgelegt werden und vom Auftragnehmer im BAP angepasst werden können, sind die Werte

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M. Molzahn, J. Bauer, S. Henke, K. Tilger: Das Fachmodell Baugrund – Empfehlungen des Arbeitskreises 2.14 der DGGT „Digitalisierung in der Geotechnik“ Tab. 2 Eigenschaften, Attribut, Parameter und Referenzen Properties, attributes, parameters and references

Eigenschaft = = Attribut oder Parameter oder Referenz

Eigenschaftsname und

Eigenschaftswert

=

Attributname

und

Attributwert

=

Parametername

und

Parameterwert

=

und

stets vom spezialisierten Auftragnehmer, z. B. dem Sachverständigen für Geotechnik, festzustellen und dem Modell hinzuzufügen. Hinweis: Die jeweilige Kombination aus Eigenschaftsname und -wert, Attributname und -wert, Parametername und -wert sowie Referenzname und -wert wird vereinfachend zu den Bezeichnungen Eigenschaft, Attribut, Parameter bzw. Referenz zusammengefasst. Attribute und Parameter sind in ihrer Eingabe in der Softwareapplikation identisch. Sind Attribute nicht geome­

trische Informationen, z.  B. Name = „Wassergehalt“, Attribut(-wert) = „15,7 %“, so dienen Parameter der Konstruktion von Geometrien, z. B. Name = „Schichtgrenze oben“, Parameter(-wert) = „182,3 mNN“ und Name = „Schichtgrenze unten“, Parameter(-wert) = „181,5 mNN“. Referenzen dienen dem Verweis auf eine andere Eigenschaft, z. B. das Attribut „Wassergehalt“ referenziert auf: Name = „Versuchsnorm“, Referenz(-wert) = „DIN EN ISO 17892-01:2015-03“. Jeder Wassergehalt referenziert auf die einmal in der Datenbank angelegte Versuchsnorm. Referenzen werden in Softwareapplikationen zumeist als Drop-down-Listen umgesetzt. Hinweis: Da der Geotechniker überwiegend Attribute feststellt und dem Modell zuführt, wird diese Tätigkeit im Allgemeinen als Attribuierung bezeichnet und beinhaltet umgangssprachlich auch die Zuweisung von Parametern und oftmals auch der Referenzen. Eine datentechnische Trennung der Begrifflichkeiten ist jedoch sinnvoll und notwendig, da in einer Datenbank dieselben Eigenschaften nicht mehrfach angelegt werden dürfen, sondern bei Mehrfachverwendung einer Eigenschaft auf diese referenziert werden muss. Eine Menge thematisch zusammengehöriger Eigenschaften wird zu einer Kategorie zusammengefasst [2], bspw. die Eigenschaften „Aufschlussdatum“, „Aufschlussnummer“,

Bild 3 Beispiel für Eigenschaften beim Fachmodell Baugrund Examples of properties of the discipline-specific model subsoil

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„Aufschlussart“ etc. zur Kategorie „Aufschlussdaten“. Kategorien wie auch Eigenschaften dürfen in einer Datenbank nur genau einmal angelegt werden und können durch Referenzen beliebig oft wiederverwendet werden. So sollte bspw. die Kategorie „Hauptbodenart“ mit einer Liste der Hauptbodenarten für jeden Bereich aller Aufschlüsse genutzt werden. Beim IFC werden Kategorien als Familien (Typen) bezeichnet, die mittels Property-Sets (Objekte) befüllt sind. Eine Menge an zumeist thematisch zusammengehörigen Kategorien kann zu einem Eigenschaftsobjekt gruppiert werden. Eigenschafsobjekte finden beim IFC derzeit keine Entsprechung, sind datentechnisch jedoch vorteilhaft, da auch sie durch Referenzierung wiederverwendet werden können. So ist die Summe an Eigenschaften und Kategorien eines Aufschlusses oftmals auch bei weiteren Aufschlüssen mit anderen Eigenschaftswerten verwendbar. Bild 3 zeigt ein Beispiel eines Ausschnitts aus einer Datenbank mit Erläuterung der Begrifflichkeiten.

Ein Eigenschaftsobjekt ist jeweils genau einem Fachobjekt zugeordnet. Fachobjekte bilden thematisch einen fachplanungsspezifischen Aspekt an Fachdaten ab, z. B. alle Eigenschaften des Aufschlusses 1, des Aufschlusses 2 etc. oder alle Eigenschaften der Baugrundschicht 1, der Baugrundschicht 2 etc. Fachobjekte können neben der Geometrie, die mittels der Parameterwerte als Eigenschaft definiert wurde, z. B. die obere und untere Schichtgrenze an einer georeferenzierten Stelle des Baugrunds, alter­ nativ auch eine explizite Geometrie enthalten, z. B. das in CAD gezeichnete Volumen einer Baugrundschicht. Auch ein Fachobjekt kann durch Referenzierung im Fachmodell Baugrund beliebig oft wiederverwendet werden. So wird bspw. jeder Aufschluss von jeder Baugrundschicht referenziert.

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Eine zumeist thematisch zusammengehörige Menge an Fachobjekten ist zu einem Sub-Fachmodell zusammenfassbar (vgl. Abschnitt 3), z. B. alle Fachdaten und damit Fachobjekte der vorhandenen Baugrundaufschlüsse oder Baugrundschichten einer Aufschlusskampagne.

Bild 4 Teilbereich einer datentechnischen Modellierung der Sub-Fachmodelle der Aufschlüsse und Baugrundschichten Portion of data-related modelling of the discipline-specific model models soil exploration and soil layering

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Bild 5 Datentechnische Struktur und Bezeichnungen beim Fachmodell Baugrund Data-related structure and descriptions in the discipline-specific model

Bild 4 zeigt beispielhaft für die Sub-Fachmodelle der Aufschlüsse und Baugrundschichten jeweils einen Teilbereich der datentechnischen Modellierung. Bild 5 gibt einen Überblick zur datentechnischen Struktur und den Bezeichnungen des Fachmodells Baugrund.

5 Abschließende Bemerkungen Die hier zusammengestellten Empfehlungen wurden maßgeblich durch die genannten Autoren aufbereitet. Es wird aber an dieser Stelle hervorgehoben, dass diese Empfehlungen nicht ausschließlich die Meinung der genannten Autoren, sondern eine Empfehlung des gesamten Arbeitskreises 2.14 „Digitalisierung in der Geotechnik“ darstellen.

Literatur [1] Bundesministerium für Verkehr und digitale Infrastruktur (BMVI) [Hrsg.] (2015) Stufenplan Digitales Planen und Bauen [online]. https://www.bmvi.de/SharedDocs/DE/ Publi­kationen/DG/stufenplan-digitales-bauen.pdf?__blob= publicationFile [Zugriff am: 13. Nov. 2020]. [2] DIN EN ISO 23386:2020-11 (2020) Bauwerksinformations­ modellierung und andere digitale Prozesse im Bauwesen – Methodik zur Beschreibung, Erstellung und Pflege von Merkmalen in miteinander verbundenen Datenkatalogen (ISO 23386:2020). Berlin: Beuth Verlag. [3] VDI 2552 Blatt 2:2018-06, Entwurf (2018) Building Information Modeling – Begriffe. Berlin: Beuth Verlag.

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[4] Bundesministerium für Verkehr und digitale Infrastruktur (BMVI) [Hrsg.] (2019) BIM4INFRA2020, Anhang: Glossar – Handreichungen und Leitfäden – Glossar. [online]. https:// bim4infra.de/wp-content/uploads/2019/07/BIM4INF RA2020_AP4_Glossar.pdf [Zugriff am: 13. Nov. 2020]. [5] Bundesministerium für Verkehr und digitale Infrastruktur (BMVI) [Hrsg.] (2018) Umsetzung des Stufenplans „Digi­ tales Planen und Bauen“. [online]. https://www.bmvi.de/ SharedDocs/DE/Anlage/DG/digitales-planen-und-bauen. pdf?__blob=publicationFile [Zugriff am: 13. Nov. 2020].

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Autoren Dr. rer. nat. Michael Molzahn Obmann des Arbeitskreises 2.14 michael.molzahn@deutschebahn.com DB Netz AG Beim Strohhause 17 20097 Hamburg

Dr. rer. nat. Klaus Tilger klaus.tilger@apluss.de A+S Consult GmbH Schaufußstraße 19 01277 Dresden

BERICHT  REPORT

M. Molzahn, J. Bauer, S. Henke, K. Tilger: The specialized model “subsoil” – Recommendations of the working group 2.14 (DGGT) “Digitalization in geotechnical engineering”

Dr.-Ing. Dipl.-Wirtsch.-Ing. Jörg Bauer joerg.bauer@baw.de Bundesanstalt für Wasserbau (BAW) Kußmaulstraße 17 76187 Karlsruhe Univ.-Prof. Dr.-Ing. habil. Sascha Henke (Korrespondenzautor) sascha.henke@hsu-hh.de Helmut-Schmidt-Universität/UniBW Hamburg Professur für Geotechnik Holstenhofweg 85 22043 Hamburg

Zitieren Sie diesen Beitrag Molzahn, M.; Bauer, J.; Henke, S.; Tilger, K. (2021) Das Fachmodell Baugrund – Empfehlungen des Arbeitskreises 2.14 der DGGT „Digitalisierung in der Geotechnik“. geotechnik 44, H. 1, S. 41–51. https://doi.org/10.1002/gete.202000040

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Aus dem Inhalt DGGT-Mitteilungen  ................................................................................  52 Aus der DGGT-Nachwuchsförderung  .................................................  55 Persönliches  ............................................................................................  56 CBTR-Nachrichten  .................................................................................  58 § Das aktuelle Urteil §  ............................................................................  60 Dissertationen  .........................................................................................  62 Goetechnik akutell  ..................................................................................  71 Termine  ....................................................................................................  72

geotechnik Rubriken 1/21

D G G T - M ittei l u ngen

Willkommen zu den digitalen Vortragsveranstaltungen 2021 der DGGT Als Alternative zur Veranstaltung „Fachsektionstage Geotechnik 2021“, die wegen der Coronavirus-Pandemie leider nicht als Präsenzveranstaltung stattfinden kann, führt die DGGT in diesem Jahr

­ igitale Vortragsveranstaltungen ­ihrer d sechs Fachsektionen durch. Das ­„Forum für junge Geotechnik-Ingenieure 2020“, das aufgrund der Absage der 36. Baugrundtagung verschoben wurde und im Rahmen der „Fachsektionstage Geotechnik“ stattfinden sollte, wird in diese vir­ tuellen Angebote einbezogen werden.

Seien Sie dabei und nutzen Sie die Möglichkeit zur kostenfreien Teilnahme an den digitalen Vortragsveranstaltungen von sechs Fachsektionen und des ­„Forums für junge Geotechnik-Ingenieure“. Detaillierte Informationen zu den Vortrags-Programmen und Einwahl-Links finden Sie rechtzeitig vor der jeweiligen Veranstaltung auf unserer Website www. dggt.de unter „Digitale Vortragsveranstaltungen 2021“ sowie unter „Fachsektionen“. Dort können Sie auch die 1. Ankündigung mit allen Terminen aufrufen. Bitte beachten Sie, dass bis auf eine Ausnahme (KGeo) keine Anmeldung zu den vorgenannten Vortragsveranstaltungen notwendig ist, dass jedoch die Teilnehmerzahl der einzelnen Veranstaltungen begrenzt ist.

Forum für junge Geotechnik-Ingenieure als Online-Veranstaltung Das „Forum für junge Geotechnik-Ingenieure 2020“ der abgesagten 36. Baugrundtagung, das ersatzweise während der „Fachsektionstage Geotechnik“ hätte stattfinden sollen, wird diesmal in Zusammenarbeit mit der BAW Bundes­ anstalt für Wasserbau, Karlsruhe, am 14. April 2021, von 15:00 bis ca. 18:00 Uhr im digitalen Format stattfinden. Es gliedert sich in folgende drei Themenblöcke:

– Bodenmechanik – Erd- und Grundbau – Spezialtiefbau und Tunnelbau Die drei besten Vorträge des Forums werden aus sechs für die Fachsektionstage vorgesehenen Vorträgen ausgewählt und mit einem Preisgeld von insgesamt 2.000 Euro prämiert werden. Der Einladungsflyer kann unter www.dggt.de – ­Digitale Vortragsveranstaltungen 2021 sowie unter www.baw.de – Veranstaltungen abgerufen werden.

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Rubriken

DGGT-Mitteilungen

unter www.­junge-geotechniker.de aufgerufen werden (siehe hierzu auch Rubrik „Aus der DGGT-Nachwuchsförderung“).

Die digitalen Vortragsveranstaltungen 2021 finden jeweils an einem Mittwoch statt: 17. März

08:30 – 13:10 14:00 – 17:30

22. Tagung für Ingenieurgeologie mit Forum für junge Ingenieurgeologen

24. März und 19. Mai

16:00 – 18:00 16:00 – 18:00

17. Informations- und Vortragstagung über Kunststoffe in der Geotechnik – FS-KGEO 2021

14. April

15:00 – ca. 18:00

Forum für junge Geotechnik-Ingenieure

21. April

09:00 – 12:15

3. Bodenmechanik-Tagung

05. Mai

10:00 – 15:00

9. Symposium Umweltgeotechnik

16. Juni und 22. Sept.

14:00 – ca. 17:30

Fachsektion Erd- und Grundbau (Vorträge der abgesagten 36. Baugrundtagung)

07. Juli

09:00 – 12:30

Aktuelles aus Fachsektionen und ­Arbeitskreisen der DGGT Wahl der Fachsektionsleitung Felsmechanik Die schriftliche Wahl der Leitung der Fachsektion „Felsmechanik“ für die Amtsperiode 2021 bis 2024 fand im vierten Quartal des Jahres 2020 statt. Wiedergewählt wurden der bisherige Leiter Herr Univ.-Prof. Dr.-Ing. Conrad Boley und der 1. Stellvertreter Herr Dipl.-Ing. Dr. techn. Klaus Rieker. Neugewählt wurde Herr Dr.-Ing. Michael Eckl für das Amt des 2. Stellvertreters.

14:00 – ca. 17:30 24. Symposium Felsmechanik und Tunnelbau

37. Baugrundtagung 2022 in Wiesbaden Wie bereits berichtet, wird die 37. Baugrundtagung vom 5. bis 7. Oktober 2022 (mit Exkursion/en am Folgetag) im RheinMain CongressCenter in Wies­ baden stattfinden.

Die Ankündigung der 37. Baugrund­ tagung ist der vorliegenden Ausgabe der „geotechnik“ beigefügt.

Wahl der Fachsektionsleitung ­Ingenieurgeologie Die schriftliche Wahl der Leitung der Fachsektion „Ingenieurgeologie“ für die Amtsperiode 2021 bis 2024 fand ebenfalls im vierten Quartal des Jahres 2020 statt. Sowohl der Leiter Herr Univ.-Prof. Dr. habil. Kurosch Thuro als auch der 1. Stellvertreter Herr Dr.-Ing. Dipl.-Geol. Christian Wawrzyniak und der 2. Stellvertreter Herr Prof. Dr. Tomás FernándezSteeger wurden wiedergewählt.

Call for Papers der 37. Baugrundtagung Zu folgenden Themenschwerpunkten sind sowohl nationale als auch interna­ tionale Beitragsthemen willkommen: – Forschung und Innovation – Geotechnik im Zeichen des Klimawandels / Nachhaltigkeit im Tief- und Tunnelbau – Digitalisierung in der Geotechnik – Infrastruktur- und Tunnelbau – Erd- und Grundbau – Spezialtiefbau / Baugrundverbesserungsverfahren – Bauen im Bestand

Arbeitskreis 2.2 „Ufereinfassungen“ Der Arbeitskreis 2.2 „Ufereinfassungen“ ist ein gemeinsamer Arbeitsausschuss/ Arbeitskreis der Hafentechnischen ­Gesellschaft (HTG) und der Deutschen Gesellschaft für Geotechnik.

Kurzfassungen für die Spezialsitzung „Forum für junge Geotechnik-Ingenieure“ (maximal eine DIN A4-Seite) können ebenfalls bis zum 8. November 2021 bei der DGGT eingereicht werden (E-Mail: i.piechottka@dggt.de). Auch hier werden längere Kurzfassungen nicht berücksichtigt. Alle Einsender von Kurzfassungen erhalten eine Eingangsbestätigung ihrer Vortragsanmeldung.

(Titelfoto: RMCC, Thomas Ott)

Kurzfassungen von Vortragsvorschlägen für die Hauptvortragsveranstaltung werden mit einem Umfang vom maximal einer DIN A4-Seite bis zum 8. November 2021 an die Geschäftsstelle der DGGT erbeten (E-Mail: i.piechottka@dggt.de). Längere Kurzfassungen werden nicht ­berücksichtigt.

1. Ankündigung der 37. Baugrundtagung

4. Workshop der AG „Junge ­Geotechniker in der DGGT“ Der 4. Workshop der Arbeitsgruppe „Junge Geotechniker in der DGGT“ zum Thema „Kein Lockdown für den Berufseinstieg – Das Online-Special des Workshops der jungen Geotechniker“ findet am 25.03.2021 statt. Das Programm liegt vor und kann unter www.dggt.de und

In der 210. Sitzung des Arbeitskreises am 19. Februar 2020 wurde Herr Dipl.Ing. Frank Feindt, Hamburg Port Authority, als Nachfolger von Herrn Univ.Prof. Dr.-Ing. Jürgen Grabe zum neuen Obmann gewählt. Herr Feindt hat sein neues Amt am 1. Januar 2021 angetreten. Die DGGT dankt Herrn Prof. Grabe für rund 11 Jahre engagierter und erfolgreicher Arbeit als Obmann und wünscht Herrn Feindt für sein neues Amt viel ­Erfolg. Herr Prof. Grabe hat zwar die Obmannschaft abgegeben, bleibt aber weiterhin Mitglied des Arbeitskreises.

Arbeitskreis 3.3 „Versuchstechnik Fels“ In der Sitzung des Arbeitskreises 3.3 „Versuchstechnik Fels“ am 30. September und 1. Oktober 2020 wurde Herr Dr. rer. nat. Ralf J. Plinninger, Dr. Plinninger Geotechnik, Bernried, als Nachfolger von Herrn Dipl.-Ing. Thomas Mutschler, zum Obmann des Arbeitskreises 3.3 gewählt. Die offizielle Berufung durch den

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Rubriken Vorstand der DGGT erfolgte am 4. Fe­ bruar 2021. Die DGGT dankt Herrn Mutschler für sein jahrzehntelanges engagiertes Wirken zum Wohle der DGGT und wünscht Herrn Dr. Plinninger viel Erfolg. Herr Mutschler bleibt weiterhin Mitglied des Arbeitskreises und wird somit auch künftig dessen Arbeit aktiv mitgestalten.

ISSMGE International Society for Soil Mechanics and Geotechnical ­Engineering 20. ICSMGE 2021 in Sydney ins Jahr 2022 ­verschoben Die 20. International Conference on Soil Mechanics and Geotechnical Engineering (20th ICSMGE), die ursprünglich vom 12. bis 17. September 2021 statt­ finden sollte, wurde in das Jahr 2022 ­verschoben. Gemäß Mitteilung der ISSMGE wird die Konferenz vom 2. bis 5. Mai 2022 durchgeführt werden. Der Termin zur Einreichung der schrift­ lichen Fassungen der Vortragsbeiträge wurde bis zum 1. Juni 2021 verlängert. Die Papers dürfen max. 6 DIN á 4 Seiten umfassen und müssen über das OnlinePortal der ICSMGE eingereicht werden. Weitere Informationen zur Konferenz finden Sie unter www.icsmge2021.org

ISSMGE Bulletin In der Oktober-Ausgabe 2020 (Vol. 14, Issue 5) des ISSMGE Bulletins wird in der Rubrik „TC Corner“ über die fünfte ISSMGE Suzanne Lacasse Lecture des TC 304 „Engineering Practice of Risk Assessment and Management“ berichtet. Der Titel der Lecture lautete „Risk-informed Landslide Hazard Mitigation in Mountain Highway Design“. Diese wurde von Prof. Limin Zhang, Hong Kong University of Science and Technology, am 6. Oktober 2020 während des 7. Asian-Pacific Symposiums on Structural Reliability and its Applications (APSSRA 2020) ­online vorgetragen. Die Dezember-Ausgabe (Vol. 14, Issue 6) des ISSMGE Bulletins informiert in der Rubrik „TC Corner“ über das TC107 Symposium „Laterites and lateritic soils“, das von Prof. E. C. Shin, Incheon University, Korea, mit einer Keynote Lecture zum Thema „Use of weathered granite soil for construction of earth structures” eröffnet wurde.

DGGT-Mitteilungen

28. EYGEC 2020 in Moskau findet im ­September 2022 statt Die 28. European Young Geotechnical Engineers Conference (EYGEC) sollte ursprünglich vom 17. bis 19. September 2020 in Moskau stattfinden und wurde in Anbetracht der Coronavirus-Pandemie auf den 17. bis 19. Dezember 2020 verlegt. Wegen der weiter andauernden Pandemie wurde die Konferenz erneut verschoben. Diese wird nun vom 15. bis 17. September 2022 in Moskau statt­ finden.

ISRM International Society for Rock Mechanics and Rock Engineering ISRM Newsletter In der Dezember-Ausgabe 2020 (No. 52) des Newsletters wird über das ISRM Council Meeting berichtet, das am 28. Oktober 2020 als Videokonferenz stattfand. Ferner wird über die Sitzung des ISRM-Vorstands, die vom 20. bis 22. Oktober 2020 ebenfalls in digitaler Form durchgeführt wurde, informiert. Die genannte Ausgabe sowie ältere Ausgaben können auf der ISRM-Website www.isrm.net abgerufen werden.

ISRM Online Lectures Der 32. Vortrag der ISRM Online Lectures wurde von Prof. Antonio Samaniego am 17. Dezember 2020 zum Thema „Empirical Design Methods in Underground Mining” gehalten. Samaniego war 1985 Mitgründer des Unternehmens SVS Ingenieros, das 2011 mit SRK Consulting, Peru, zusammengeführt wurde. Zudem war er von 2011 bis 2015 Vizepräsident Südamerika der ­ISRM und von 2014 bis 2016 Präsident des “Institute of Engineers of Peru (IIMP)“. Alle bisherigen Online-Lectures sind auf der ISRM-Website www.isrm.net verfügbar.

Europäisches Felsmechanik-Symposium ­EUROCK 2021 Das europäische Felsmechanik-Sympo­ sium EUROCK 2021, das ursprünglich vom 21. bis 25. Juni 2021 in, Turin, Ita­ lien, stattfinden sollte, wurde aufgrund der Pandemie verschoben und wird nun vom 20. bis 25. September 2021 am ­genannten Tagungsort stattfinden.

IAEG International Association for ­Engineering Geology and the ­Environment IAEG-Newsletter Die vier Ausgaben des IAEG-Newsletters im Jahr 2020 sowie ältere Ausgaben sind auf der IAEG-Website (www.iaeg.info) verfügbar. EUROENGEO 2020 in Athen findet im Oktober 2021 statt Die 3rd European Regional Conference der IAEG (EUROENGEO 2020) sollte ursprünglich vom 20. bis 24. September 2020 in Athen, Griechenland, veranstaltet werden und wurde aufgrund der Pandemie zunächst auf den 8. bis 12. April 2021 verschoben. Wegen der fortdauernden Pandemie war eine erneute Verschiebung notwendig. Die Konferenz findet nun vom 7. bis 10. Oktober 2021 am zuvor genannten Tagungsort statt.

IGS International Geosynthetics ­Society IGS News Alle News der IGS können unter ­https://www.geosyntheticssociety.org/ news/ aufgerufen werden. Die Mitglieder der IGS werden vom Sekretariat der IGS monatlich per E-Mail über neu auf der Website veröffentlichte Artikel informiert. Neuer Termin der EuroGeo7: 19. bis 22. September 2021 Die 7th European Geosynthetics Conference (EuroGeo7), die ursprünglich vom 6. bis 9. September 2020 in Warschau, Polen, stattfinden sollte, wurde wegen der Pandemie zunächst auf den 16. bis 19. Mai 2021 verschoben. Infolge der Fortdauer der Pandemie war eine erneute Verschiebung notwendig. Neuer ­Termin der Konferenz ist der 19. bis 22. September 2021. Weitere Informa­ tionen zur EuroGeo7 sind unter https://eurogeo7.org/ abrufbar. 12 ICG – 12th International Conference on Geosynthetics 2022 Die 12th International Conference on Geosynthetics wird vom 18. bis 22. September 2022 in Rom, Italien, stattfinden. Dr. Kirsten Laackmann

Weitere Informationen finden Sie auf der Konferenzwebsite www.eurock2021. com.

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Rubriken

Aus der DGGT-Nachwuchsförderung

A u s d e r D G G T - N a c h w u c h s f ö r d e r u ng

Ankündigung 4. Karriereworkshop – „Kein Lockdown für den Berufseinstieg – Das Online-Special des Workshops der Jungen Geotechniker“

für die Unterstützung der teilnehmenden Firmen und hoffen möglichst viele von Euch online anzutreffen.

In der letzten Ausgabe wurde darüber informiert, dass wir an einem Konzept für den 4. Karriereworkshop arbeiten. Heute können wir mitteilen, dass der Workshop als rein digitales Format am 25. März 2021 stattfinden wird.

Erste Erfolge der neuen Blogreihe „Junge Geotechniker*innen stellen sich vor”

Bei dem Workshop werden die ver­ schiedenen Berufszweige der Geotechnik und Ingenieurgeologie von Junginge­ nieur*innen vorgestellt und so ein Einblick in die unterschiedlichen Berufs­ perspektiven gegeben. Dabei werden der Einstieg in eine Behörde, in ein Planungsbüro, in ein Bauunternehmen und in eine Promotion näher beleuchtet. Im Anschluss daran besteht bei der digitalen Kontaktbörse die Möglichkeit für Stu­ dierende und Absolvent*innen mit Firmenvertreter*innen unkompliziert ins Gespräch zu kommen. Dabei können sowohl generelle Fragen geklärt, als auch konkrete Job- oder Praktikumsmöglichkeiten erörtert werden. Bisher haben ­bereits 16 Firmen aus der Geotechnik-Branche für die Veranstaltung zugesagt. Sofern möglich, versuchen die Firmen virtuell Inhalte aus dem Berufsalltag zu präsentieren. Zum Abschluss freuen wir uns, ein Webinar mit professionellen ­Bewerbungstipps anbieten zu können. Die Veranstaltung ist für alle Teilnehmenden kostenlos und eine Anmeldung ist über unsere ­Website (www.junge-­ geotechniker.de) möglich. Um sich bereits vorab über die bei der Kontaktbörse vertretenen Firmen informieren zu können, besteht nach der Anmeldung die Möglichkeit, auf einen internen Bereich unserer Website zu gelangen, in dem Kurzprofile der Firmen zusammengestellt sind. Wir freuen uns schon sehr auf den Workshop, bedanken uns bereits jetzt

Seit August 2020 veröffentlichen wir ­jeden ersten Freitag im Monat einen Gastbeitrag in unserer neuen Blogreihe (www.junge-geotechniker.de). In der ersten Ausgabe hat Leonie Soltek uns die Begeisterung für Hangrutschungen nähergebracht. Daran anschließend konnten wir durch Kristin Ader einen spannenden Einblick in die Prognose von Setzungen beim Tunnelvortrieb bekommen. Vom Tunnelbau ging es dann mit Jannik Beuße in den Hafenbau und zum Tragverhalten von Spundwänden. Moritz Heine wiederum nahm uns mit in ein

Realprojekt einer Deponie, bei der es darum geht, die Standsicherheit der Oberflächenabdichtung zu bewerten. Zum Jahresabschluss im Dezember konnten wir durch Pauline Kaminski die Schnittstelle zwischen Geologie und Geotechnik bezogen auf Kontinentalhänge kennenlernen. Wir freuen uns bereits auf viele weitere spannende Artikel, die sich bereits angekündigt haben und können nur empfehlen regelmäßig auf unserem Blog vorbei zu schauen. Wenn auch Du gerne einen Beitrag über Deine Arbeit veröffentlichen möchtest, schreib uns gerne eine ­E-Mail.

Forum für junge Geotechnik-Ingenieure 2020 Das „Forum für junge Geotechnik-Ingenieure 2020“ stand wie die Baugrund­ tagung unter keinem guten Stern. Erst wurde die Baugrundtagung aufgrund der Corona-Virus-Pandemie abgesagt und das Forum sollte im Rahmen der Fachsektionstage Geotechnik 2021 in Würzburg nachgeholt werden. Dann mussten die Fachsektionstage als Präsenzveranstaltung abgesagt werden. Wir freuen uns daher umso mehr, ankündigen zu können, dass das „Forum für junge Geotechnik Inge­ nieure“ nun offiziell am 14. April 2021 als digitale Veranstaltung abgehalten wird. Von den ursprünglich im Rahmen der Baugrundtagung geplanten Beiträgen wurde eine weitere Auswahl getroffen, so dass wir uns nun auf sechs spannende Vorträge freuen dürfen. Weitere Informationen zum genauen Programm und der Anmeldung sind auf unserer Webseite www.junge-­geotechniker. de sowie auf der DGGTWebsite (www.dggt.de) zu finden. Die Arbeitsgruppe Junge Geotechniker in der DGGT

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RUBRIKEN

PERSÖNLICHES

PERSÖNLICHES

In memoriam DSc h.c. Dr. John Michael West

Nach schwerer Krankheit verstarb am 25. November 2020 der langjährige Vorstandsvorsitzende und spätere Aufsichtsratsvorsitzende der Keller Group, Dr. Michael West, in London. Geboren am 27. August 1937 in Ballycassidy, Nordirland, begann Michael West nach dem Besuch der Portora ­Royal School 1955 sein Studium am ­Department of Civil Engineering an der Queens University in Dublin, das er 1960 abschloss. Nach seiner Promotion mit einer Arbeit über „Further Studies of Foundation Group Behaviour“ im Jahr 1964 nahm er eine Tätigkeit als Soils Engineer bei einem zum GKN-Konzern gehörenden Spezialtiefbauunternehmen in England an. Aus diesem Unternehmen entwickelte sich in kurzer Zeit die GKN Foundation Division, die neben Pfahlgründungen auch Baugrundverbesserungen mit Tiefenrüttlern der Firma Keller ausführte, mit welcher ein Lizenzvertrag existierte. Bereits 1968 wurde Dr. West zum Chief Engineer und 1973 zum stellvertretenden Geschäftsführer ernannt. Nur ein Jahr später erwarb GKN die ­Johann Keller GmbH, die nun als GKN Keller in die Foundation Division von GKN integriert wurde, wodurch sich Dr. Wests Verantwortungsbereich beträchtlich vergrößerte. Um die schwierige Aufgabe der Integration der beiden

Geschäftsbereiche zu lösen, übernahm Dr. West 1978 die Geschäftsführung der GKN Keller GmbH und verlegte seinen Wohnsitz bis 1981 nach Deutschland. Diese Jahre waren geprägt von einer intensiven Reisetätigkeit, besonders in den Mittleren Osten, wo es Keller gelungen war, zahlreiche bedeutende Aufträge im Irak, in Saudi Arabien, in den Golf Staaten und in Pakistan zu akquirieren. Hier seien zum Beispiel die Injektions- und Ankerarbeiten an den beiden seinerzeit größten Dämmen der Welt erwähnt: Der Tarbela Damm in Pakistan und der Mosul Damm im Irak. Nach seiner Rückkehr nach England wurde Dr. West schließlich die Gesamtverantwortung für die GKN Foundation Division übertragen. Unter seiner Führung wurden alsbald die Tätigkeitsgebiete in die USA, nach Fernost und Australien ausgedehnt. Gegen Ende der 1980er-Jahre traten dann allerdings gravierende Unterschiede in der strategischen Ausrichtung der GKN Gruppe und der Zielrichtung der Foundation Division auf. Den drohenden Verkauf konnte Dr. West schließlich gemeinsam mit einer kleinen Gruppe seiner engsten Mitarbeiter durch einen Management Buyout abwenden, der dann 1990 erfolgreich abgeschlossen wurde. Die von Dr. West nun geleitete Firma firmierte fortan als Keller Group, arbeitete neben den Hauptstandorten in Großbritannien, Deutschland und den USA weltweit in etwa 30 Ländern und beschäftigte über 2000 Mitarbeiter. Als dann 1994 der Börsengang an der London Stock Exchange erfolgreich vollzogen wurde, war für Dr. West das wesentliche Ziel erreicht, nämlich die völlige Unabhängigkeit von den Interessen eines Konzerns oder eines einzelnen Besitzers, die nach seiner Meinung erst die gedeihliche Entwicklung der Keller Group plc gewährleisteten konnte.

wickelte Dr. West die Keller Group durch organisches Wachstum und Firmenzukäufe und die Gründung von weiteren Niederlassungen in Osteuropa zum weltweit größten unabhängigen Spezialtiefbauunternehmen. In Anerkennung seiner Verdienste für die britische Bauindustrie wurde Dr. West im Jahr 1997 die Würde des Doctor of Science, honoris causa, der Faculty of Engineering an der Queens University in Dublin verliehen. Seinen 45-jährigen Dienst für Keller beendete Dr. West im Jahr 2009 als er den Aufsichtsratsvorsitz des Unternehmens niederlegte. Er konnte dabei auf ein außerordentlich erfolgreiches Arbeitsleben zurückblicken, in welchem er die Keller Group zu weltweiter Anerkennung und beachtlicher Größe führte. Der Bericht über Dr. Wests berufliches Leben wäre unvollständig, ohne sein außerordentliches soziales Engagement zu würdigen. Er unterstützte gemeinsam mit seiner Frau Ruth zahlreiche Wohltätigkeitsorganisationen und förderte vor ­allem als Liebhaber und Kenner klassischer Musik die Ausbildung junger Musiker durch die Glyndebourne-Gesellschaft und die Royal Society of Music. Das Ableben von Dr. Michael West beendet ein beispielloses, erfolgreiches ­Leben, das ohne die fürsorgliche Unterstützung seiner Ehefrau Ruth so nicht möglich gewesen wäre. Die Keller Group verliert eine außerordentliche Führungspersönlichkeit, deren Vision und Durchsetzungskraft unvergessen bleiben. Kollegen im Unternehmen und außerhalb trauern um einen außergewöhnlichen Menschen. Ihre Gedanken und ihr Mitgefühl gelten nun besonders seiner Frau Ruth. Seine engsten Weggefährten verlieren einen unvergleichlichen Kollegen und guten Freund.

In den folgenden Jahren bis zu seinem Ausscheiden als CEO im Jahr 1998 ent-

Klaus Kirsch

Dr. Wellin Sadgorski, geboren am 05.03.1935 im bulgarischen Burgas am Schwarzen Meer, besuchte dort die Deutsche Schule und studierte von 1952 bis 1959 Bauingenieurwesen an der Technischen Hochschule Sofia mit einem Abschluss als Diplom­ ingenieur.

Seine Berufslaufbahn begann er 1959 bei der Hafenverwaltung Burgas, bei der er bis 1961 mit ersten Ingenieuraufgaben betraut wurde.

PERSÖNLICHES

Dr. techn. Wellin Sadgorski verstorben Am 25. Januar 2021 verstarb im Alter von 85 Jahren nach schwerer Krankheit Dr. techn. Dipl.-Ing. Wellin Sadgorski, der die deutsche Geotechnik mitgestaltete und sie in den letzten 50 Jahren in europäischen Gremien in vielfältiger Weise vertrat.

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Nach der gelungenen Übersiedlung in den Westen blieb er dem Hafenbau treu und begann 1962 beim Amt für Stromund Hafenbau der Freien und Hanse-

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Rubriken

PERSÖNLICHES

e­ nglischsprachigen Ausland war dies ein großer Nachteil, da international die ursprünglich mit führende deutsche Geotechnik nicht mit einem eigenen Journal vertreten war. So gehörte er 1978 mit Prof. Smoltczyk zu den Gründungsvätern der Zeitschrift „geotechnik“! Und – wie konnte es anders sein – er wurde sogleich deren verantwortlicher Redakteur! Diese Funktion hatte er fast 20 Jahre ­inne.

stadt Hamburg, wo er bis 1964 tätig war. Die Geotechnik ließ ihn trotz seines Wechsels zur Rhein-Main-Donau AG in München im Jahre 1964 nicht los. Dort erfolgten gerade die Planungen für den Main-Donau-Kanal, der von 1960 bis 1992 gebaut wurde. Im Jahre 1972 wechselte er zur damals sehr international geprägten Geo-Messtechnik-Firma Interfels und übernahm die technische Leitung ­eines ihrer Tochterunternehmen. Ab 1974 zog es Dr. Sadgorski wieder in den Süden nach München. Dort begann er beim Bayerischen Landesamt für ­Wasserwirtschaft im Talsperrenbüro, die Sachgebietsleitung für Grundbau, ­Bodenmechanik und Statik übernahm er ab 1980. Diese Aufgabe hatte er bis zu seinem Ruhestand im Jahr 2000 ­inne. Schon in seiner Zeit bei der Rhein-MainDonau AG war ihm der Meinungsaustausch mit Fachkollegen wichtig. So initiierte er Ende der 1960er-Jahre die Gründung des Geotechniker-Zirkels in München, während der Vorlesungszeiten eine monatliche Zusammenkunft von Fachleuten aus Wissenschaft, Ämtern, Ingenieurbüros und Fachfirmen mit Vorträgen über Forschungsthemen und Erfahrungen bei Bauausführungen. Dieser Zirkel besteht seit gut 50 Jahren noch immer und bildet auch heute noch eine willkommene Plattform zum fachlichen und persönlichen Austausch! Neben seiner beruflichen Tätigkeit beim Bayerischen Landesamt für Wasserwirtschaft promovierte er 1978/79 an der Wiener Universität für Bodenkultur mit dem Thema „Ableitung von Stoffbeziehungen für verschiedene Zonen des Dammes Mauthaus aus den Messergebnissen“. Bis in die 1970er-Jahre gab es in Deutschland keine Fachzeitschrift für Geotechnik. Beiträge aus der Geotechnik wurden damals noch in allgemeinen Zeitschriften des Bauwesens veröffentlicht. Insbesondere gegenüber dem

Schon zu Beginn seiner Tätigkeit in ­verschiedenen Gremien der DGGT ­waren ihm Kontakte zu Geotechnikern hinter dem „Eisernen Vorhang“ wichtig. Er ­unterhielt mit Fachleuten dieser ­Länder regen Schriftverkehr, versorgte sie mit Freiexemplaren der Zeitschrift „geotechnik“ oder mit anderer westlicher Fachliteratur. Mit Beginn des Prozesses der Harmonisierung der Normen innerhalb der EU in den 1990er- Jahren waren Fachleute für deren internationale Ausgestaltung gefragt. Von Beginn an vertrat Dr. ­Sadgorski in diesen Gremien die deutschen Interessen im Fachgebiet ­Geotechnik. Sowohl bei den Kontakten nach Ost-, Süd- als auch nach Westeuropa kamen Dr. Sadgorski seine hohen fachlichen als auch seine sprachlichen Fähigkeiten und Kenntnisse zugute. Dr. Sadgorski konnte sich außer in seinen zwei Muttersprachen Bulgarisch und Deutsch, fließend in Russisch, Serbo-Kroatisch sowie Italienisch, Portugiesisch und in Englisch unterhalten. Beim Austausch von Auffassungen und Diskussionen zwischen Fachleuten aus europäischen Ländern über das zu schaffende europäische Regelwerk für die Bemessung von Baukonstruktionen, den ­sogenannten Eurocodes, waren für Dr. Sadgorski seine Fach- und Sprachkenntnisse besonders vorteilhaft. Oft bewegte er sich wie ein geschulter Diplomat zwischen den Kollegen, suchte schon vor den eigentlichen Abstimmungen Mehrheiten, sodass die formalen ­Abstimmungen dann oft nur noch eine Formsache waren! So vertrat er mit großem Geschick die deutschen Interessen in doch sehr heterogenen Gremien. Er hat sich als Vermittler in diesen Gremien aber auch um die Geotechnik im deutschsprachigen und internationalen Raum sehr verdient gemacht! Er genoss in all diesen Gre­ mien ein hohes Ansehen und gewann auch in den Fachkreisen viele Freunde.

Wegen seiner herausragenden Verdienste für das Fachgebiet Geotechnik ernannte die Deutsche Gesellschaft für Geotechnik e. V. im Jahre 2016 Herrn Dr. Wellin Sadgorski zum Ehrenmitglied der Gesellschaft. Bis zu seinem Ausscheiden aus dem öffentlichen Dienst im Jahre 2000 übte Dr. Sadgorski all diese Aktivitäten ehrenamtlich neben seiner hauptberuflichen Tätigkeit im Bayerischen Landesamt für Wasserwirtschaft aus. Seine ehrenamtlichen und nebenberuflichen Tätigkeiten wurden von seiner liebenswürdigen Frau Annemarie geduldig und unterstützend all die Jahre mitgetragen. So war das gastfreundliche Haus in München immer wieder Treffpunkt von Mitstreitern, aber auch von zu bekehrenden Widersachern, die nicht zuletzt durch die hervorragenden Koch- und Backkünste von Frau ­Annemarie durchaus wohlwollender ­gestimmt wurden. Der Tod von Dr. techn. Wellin Sadgorski ist ein großer Verlust für die Fachwelt. Viele seiner Initiativen werden heute als Selbstverständlichkeit betrachtet, so der „Geotechniker-Zirkel“ in München und die Zeitschrift „geotechnik“ sowie das Zustandekommen der ersten einheitlichen europäischen Bemessungsnormen für das Bauwesen, die derzeit überarbeitet werden. Kollegen und Freunde werden ihn sehr vermissen und ihm stets voller Hochachtung ein ehrendes Andenken bewahren. Nicht zuletzt werden ihn auch die ehemaligen Mitstreiter aus dem DIN-Ausschuss „Baugrund – Berechnungsverfahren“, die sich nach ihrer ­aktiven Mitarbeit als „DIN-Senioren“ noch weiterhin jährlich treffen, sehr ­vermissen. Für diesen Nachruf konnte ich mich auch auf verschiedene veröffentlichte Würdigungen stützen, so die von Prof. Dr.-Ing Ulrich Smoltczyk zum 65. Geburtstag (geotechnik 23 (2000)) und die zur Ernennung von Dr. Sadgorski zum Ehrenmitglied der Deutschen Gesellschaft für Geotechnik e. V. im Jahre 2016 (geotechnik 39 (2016)). Dafür danke ich den Autoren sehr. Des Weiteren danke ich den Herren Prof. Vogt und Prof. Schulz für Ihre Anregungen. Manfred Nußbaumer

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Rubriken

CBTR-Nachrichten

C B T R - N a c h r ic h ten

Generationen- und Adresswechsel bei der Deutschen Gesellschaft für ­Baurecht e. V. (DGfB): Zwei CBTRTiefbaurechtspreisträger verabschiedet

aus der Baurechtspraxis, der Gerichtsbarkeit und dem Sachverständigen- sowie ­Architektur- und Ingenieursbereich gesteigert. Unter seiner Führung entstand in Zusammenarbeit mit dem Deutschen Beton- und Bautechnik-Verein E. V. die maßgebliche Streitlösungsordnung für Bauprobleme (SLBau), deren permanenter Kommission er weiterhin als Vorsitzender dient. Prof. Franke war es auch mit zu verdanken, wie sein Nachfolger Dr. Burkhard Siebert in seiner Laudatio hervorhob, dass sich das Baurecht in Deutschland in den vergangenen 15 Jahren positiv entwickelt hat: Unermüdlich schaltete er sich in Gesetzesvorhaben und Diskussionsrunden zur Verbesserung der Rechtssituation „am Bau“ ein. Dazu verhalf ihm auch seine frühere ­Profession als Hauptgeschäftsführer des Hauptverbands der Deutschen Bau­industrie e. V.

Dr. Burkhard Siebert neuer ­Vorsitzender der DGfB – weiterhin drei CBTR-Mitglieder im Vorstand

Dr. Burkhard Siebert

Rechtsanwalt Prof. Horst Franke Mit den Neuwahlen 2020, die wegen der Corona-Pandemie digital abgehalten wurden, leitete die Deutsche Gesellschaft für Baurecht e. V., die eng mit dem ­CBTR zusammenarbeitet, einen Generationen- und damit gleichzeitig auch Adresswechsel ein: Sowohl der 71-jährige Vorsitzende, Rechtsanwalt Prof. Horst Franke (Frankfurt a. Main), als auch sein gleichaltriger Stellvertreter, Rechtsanwalt Prof. Dr. Klaus Englert (Schrobenhausen), wie auch Rechtsanwältin Martina Meyer-Postelt (Bremen), stellten ihre Ämter zur Verfügung, „um mit neuem Schwung die nunmehr 50-jährige Erfolgsgeschichte der Deutschen Gesellschaft für Baurecht fortsetzen zu können“, wie Prof. Horst Franke betonte.

Rechtsanwalt Prof. Dr. Klaus Englert Der langjährige Vorsitzende hatte in ­seiner Amtszeit die im Baurecht in Deutschland mit maßgebliche Gesellschaft, der auch Mitglieder des VII. Senats (Bausenat) beim Bundesgerichtshof angehören, entscheidend geprägt und die Mitgliederzahl auf rund 1000 Experten

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Ebenso machte auch der stellvertretende Vorsitzende Prof. Dr. Klaus Englert den Weg für die jüngere Generation zum Ende des Jahres 2020 frei. Er wirkte von 2007 an im Vorstand, von 2009 bis 2016 auch als Repräsentant der Gesellschaft im Institut für deutsches und internationales öffentliches und privates Baurecht der Juristischen Fakultät an der Humboldt-Universität zu Berlin, zuletzt zusammen mit Prof. Dr. Rainer Schröder (†), Prof. Horst Franke und Prof. Dr. Olaf Reidt im Vorstand und als Vorsitzender des Beirats des Fördervereins. Zusammen mit dem Richter am BGH, Dr. ­Johann Kuffer, dem Rechtsanwalt ­Michael Halstenberg, Rechtsanwältin Martina Meyer-Postelt und Rechtsanwalt Dr. Helmut Miernik verfassten die beiden scheidenden Vorsitzenden den Kommentar zur SLBau sowie gemeinsam mit Rechtsanwalt Prof. Dr. Winfried Grieger auch das Werk „Streitlösung ohne Gericht in Bausachen“. Beide nunmehr in die zweite Reihe zurückgetretenen Führungskräfte, die immer noch als Vorsitzender der permanenten Kommission (Prof. Franke) und Leiter des Arbeitskreises „Außergerichtliche Streit­ lösung“ (Prof. Dr. Englert) tätig sind, verbindet nicht nur eine langjährige Freundschaft: Gemeinsam ist beiden auch, dass sie Tiefbaurechtspreisträger des CBTR und Träger des Bundesverdienstkreuzes für ihren Einsatz zur Entwicklung des deutschen Baurechts sind. Mit dem Ende der Ära „Franke – ­Englert“ begann für die Deutsche Gesellschaft für Baurecht auch ein Neuanfang im Vereinssitz. Dieser wurde von Frankfurt a. Main nach Wiesbaden in die ­Abraham-Lincoln-Str. 30 verlegt.

Dr. Florian Englert Der Präsident des CBTR, Prof. Dr. Axel Wirth, gratulierte dem neuen Vorsitzenden, Dr. Burkhard Siebert, ebenso wie dem Vorstand des CBTR, Rechtsanwalt Dr. Florian Englert, der als Schriftführer neu in den Vorstand der DGfB gewählt wurde. Mit der Wahl des Hauptgeschäftsführers des Bauindustrieverbands Hessen-Thüringen e. V. mit Sitz in Wiesbaden, Rechtsanwalt Dr. Burkhard ­Siebert, haben die Mitglieder der DGfB einen bereits seit vielen Jahren im Vorstand aktiven Baujuristen für das höchste Amt bestimmt. Er war bereits seit 2001 Geschäftsführer des Bauindustrieverbands Hessen-Thüringen e. V., ab 1. Januar 2013 dann Hauptgeschäftsführer dieses Verbands und Vorstandsvorsitzender des Bildungswerks Bau HessenThüringen e. V.; ebenso seit 2013 Geschäftsführer der ibw Innovation Bildung Wiesbaden GmbH und auch Mitglied im Vorstand des Vereins für die Präqualifikation von Bauunternehmen sowie Mitglied im Beirat der Urlaubs- und Lohnausgleichskasse der Bauwirtschaft. Seit 2018 wirkt der neue Vorsitzende der DGfB auch als Vertreter der Bauindus­ trie im Deutschen Vergabe- und Ver-

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Rubriken tragsausschuss für Bauleistungen (DVA) mit. Diese vielfältigen „Baubeziehungen“ werden nach den Worten von Präsident Prof. Dr. Axel Wirth sicherlich der weiteren Fortentwicklung des Baurechts in ­allen Bereichen sehr gut tun und die Kontinuität der Arbeit des scheidenden Vorsitzenden-Teams ermöglichen. Neu gewählt wurde auch der im Kampfmittel- und Tiefbaubereich, insbesondere dem Spezialtief-, Tunnel- und Pipelinebau erfahrene Experte, Rechtsanwalt Dr. Florian Englert, der bereits viele Jahre das Forum Junges Baurecht zusammen mit der ebenso neu gewählten Anwältin Vanessa Werner geleitet hatte. Der Lehrbeauftragte für Baustrafrecht und Baugrundrisiken an der Akademie der Hochschule Biberach ist Mitautor im Handbuch Baugrund- und Tiefbaurecht sowie Redaktionsleiter und Mitautor im Großkommentar zur VOB Teil C in den Verlagen C.H.Beck und Beuth, 4. Auflage 2021.

Univ.-Prof. Dr.-Ing. Rolf Katzenbach

Rechtsanwalt Ernst Wilhelm Mit der Wahl von Dr. Florian Englert zum Schriftführer der DGfB sind weiterhin drei Mitglieder des CBTR im Vorstand der DGfB vertreten und bilden so den Schulterschluss zwischen den baurechtlichen Vereinigungen: Tiefbaurechtspreisträger und CBTR-Beirat Univ.Prof. Dr.-Ing. Rolf Katzenbach (Darmstadt) und der Berliner Rechtsanwalt Ernst Wilhelm von HFK-Rechtsanwälten, einer der aktivsten CBTR-Mitglieder

CBTR-Nachrichten

seit Anbeginn, repräsentieren das CBTR im neuen Vorstand der DGfB, dem u. a. auch der Richter am BGH (VII. Senat), Prof. Dr. Andreas Jurgeleit, der Bundesgeschäftsführer des Bundesverbands Freier Immobilien- und Wohnungsunternehmen, Christian Bruch, und der Hauptgeschäftsführer des Norddeutschen Baugewerbeverbands in Hamburg, Rechtsanwalt Michael Seitz, sowie die beiden Experten für internationales Recht, Rechtsanwälte Dr. Wolfram Grauer und Prof. Dr. Bastian Fuchs, ­neben allen Vorgenannten angehören.

Besonderheiten des schweizerischen Baugrundrechts vorgestellt

Großkommentar zur VOB Teil C ­erschienen

Dr. Stephanie Englert-Dougherty

Was lange währt, wird bekanntlich endlich gut: So auch die durch die CoronaPandemie sehr erschwerte Drucklegung der 4. Auflage 2021 in den Verlagen C.H.Beck und Beuth (München/Berlin), die nunmehr zur Veröffentlichung dieses aus der Bau- und Baurechtspraxis nicht mehr wegdenkbaren Großkommentars auf der Basis der aktuellen VOB-Ausgabe 2019 geführt hat: Auf über 2900 Seiten werden alle ATV der VOB Teil C von Experten aus Technik und Recht kommentiert, insbesondere auch sämtliche Tiefbaunormen von der ATV DIN 18300 (Erdarbeiten) bis zur ATV DIN 18326 (Renovierungsarbeiten an Entwässerungskanälen). Das Werk, das in Kooperation mit dem CBTR seit dem Jahr 2003 in immer wieder neuer Auflage durch die CBTR-Beiräte und Tiefbaurechtsträger Prof. Dr. jur. Klaus Englert, Univ.-Prof. Dr.-Ing. Rolf Katzenbach und ­VorsRiOLG a. D. Prof. Dr. jur. Gerd Motzke herausgegeben und von über 100 Mitautoren bearbeitet wird, ist für die tägliche Arbeit von Planern, Ingenieuren, Handwerkern, Baujuristen und den Gerichten mittlerweile als Standardwerk unverzichtbar.

Im Rahmen der Befassung mit dem internationalen Baugrund- und Tiefbaurecht durch das CBTR hat die Expertin und Fachanwältin für internationales Wirtschaftsrecht sowie für Bau- und Architektenrecht, Dr. Stephanie Englert-Dougherty, LL.M (Phil./USA), die auch amerikanische Anwältin (Attorney-at-Law, New York/USA) ist und eine preisgekrönte Abschlussarbeit an der Temple University Philadelphia zum amerikanischen Baugrundrecht geschrieben hat, im Rahmen einer Vorstandsschulung auf die Besonderheiten des Baugrundrechts in der Schweiz hingewiesen. Ausgehend davon, dass die Normen des Schweizerischen Ingenieur- und Architektenvereins (SIA) in der Praxis eine sehr große Bedeutung haben, weil sie unter vielen ­Aspekten als ausgewogen und daher von der Praxis als akzeptiert gelten, verwies sie für das Baugrundrecht im Nachbarland ganz besonders auf die SIANorm 118 „Allgemeine Bedingungen für Bauarbeiten“ (SIA 118:2013). Gemäß Art. 25 Abs. 3 SIA-Norm 118 hat der Unternehmer die ihm übergebenen Pläne, den von ihm zu bearbeitenden Baugrund und die bestehende Bausub­ stanz nur dann zu prüfen, wenn der ­Bauherr weder durch eine Bauleitung vertreten noch selbst sachverständig, noch durch einen beigezogenen Sachverständigen beraten ist. Gemäß dem Schweizerischen Obligationenrecht (OR) gilt die gleiche Rechtslage als Grundsatz. Die Ausnahmen gehen jedoch weiter: Auch der sachverständig vertretene Bauherr darf u. U. eine Überprüfung der Pläne nach Treu und Glauben erwarten, wenn z. B. der Sachverstand des Unternehmers bedeutend weiter reicht als der Sachverstand aufseiten des Bauherrn oder wenn der Unternehmer gerade wegen seines spezifischen Sachverstands als Fachfirma beigezogen wurde. Im Normalfall aber gilt: Gemäß

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Rubriken Art. 58 Abs. 2 SIA-Norm 118 hat der Unternehmer Anrecht auf eine zusätzliche Vergütung, wenn sich die Ausführung der Bauleistung wegen Verschuldens des Bauherrn erschwert. Als Verschulden sind dem Bauherrn insbesondere mangelhafte Angaben in den Ausschreibungsunterlagen über den Baugrund und die bestehende Bausubstanz anzurechnen. Voraussetzung hierfür ist, dass der Bauherr durch eine Bauleitung vertreten (Art. 33 ff. SIA-Norm 118) oder selbst sachverständig oder durch einen beigezogenen Sachverständigen beraten war. Das Verschulden des Bauherrn an den besonderen Verhältnissen fällt weg, wenn in der Ausschreibung auf die Unvollständigkeit bzw. Ungenauigkeit der Angaben zu Baugrund und Bausub­ stanz hingewiesen wird. Ist der Bauherr nicht durch eine Bauleitung vertreten oder selbst nicht sachverständig, so greift die Verschuldensvermutung und damit das Anrecht des Unternehmers auf zusätzliche Vergütung nicht. Wird im Werkvertrag das Baugrundrisiko jedoch

CBTR-Nachrichten / § Das aktuelle Urteil §

vom Unternehmer übernommen, hat er für allfällige Mehrkosten keinen Anspruch auf Mehrvergütung. Auch besteht kein Anspruch auf Mehrvergütung, wenn der Bauherr in der Ausschreibung auf die Unvollständigkeit oder Ungenauigkeit der Angaben hinweist. Die Mehrvergütung richtet sich nach den Regeln der Art. 86–91 SIA-Norm 118, wie sie bei Bestellungsänderungen gelten. Damit hat der Unternehmer Anspruch auf einen Nachtragspreis, der auf Grundlage der Preiskalkulation im Werkvertrag festgelegt wird (Art. 87 Abs. 2 SIANorm 118). Im Rechtsvergleich mit der deutschen Regelung in der VOB Teil C kennt das deutsche Baurecht eine ähnliche Risikozuordnung: Der Bauherr muss Angaben zum Baugrund machen (vgl. ATV DIN 18299, Abschnitte 0.1.9 und 0.1.10 sowie alle Abschnitte 0 der Spe­ zialtiefbaunormen), der Bauunternehmer muss aber auch im Zweifelsfall „gehörig Rückfrage“ halten (Bedenkenanmeldung nach § 4 Abs. 3 VOB Teil B schon im Angebotsstadium).

CBTR-Tagung 2021 wird auf das Jahr 2022 verschoben

mit, er werde das Problem beseitigen – aber nur unter der Bedingung, dass der AG diese Leistung zusätzlich vergüte. Der AG willigt ein. Der AN bessert aus. Nach der „Mängelbeseitigung“ überlegte es sich der AG doch wieder anders und forderte die von ihm hierfür bezahlten 100.000 Euro wieder zurück. Sein Argument: Inzwischen sei geklärt, dass es sich doch um einen Mangel an der Leistung des AN gehandelt habe. Der AN verweigert die Rückzahlung mit dem Gegenargument, der AG habe ihn wirksam und rechtsverbindlich vergütungspflichtig mit den Zusatzleistungen beauftragt. Das OLG Schleswig sah das anders:

keitseintritte zu unternehmen. Der Regelfall ist es laut OLG, dass der AG mit einer solchen Zusage einer Vergütung für die Nacherfüllung nicht komplett auf seine Mängelrechte verzichten will – erst recht, wenn die Vertragsparteien im Vorfeld ohnehin schon intensiv darüber streiten, wer wohl die Mängelsymptome verursacht hat. Der AG muss sich dabei nicht einmal ausdrücklich seine Mängelrechte vorbehalten, um sie zu erhalten. Ein Verzicht auf Mängelrechte ist nach dem Urteil allenfalls dann anzunehmen, wenn der AG eindeutig und klar den Verzicht auf seine Mängelansprüche ­erklärt.

Die Entwicklung der Corona-Pandemie in den vergangenen Monaten, insbesondere das Auftreten neuer Mutationen des gefährlichen Virus, hat zur endgültigen Entscheidung von Präsidium und Vorstand geführt, die traditionelle und beliebte Tagung um ein Jahr zu verschieben. Geplant ist nunmehr Freitag, der 24. Juni 2022 mit dem Vorabendtreffen am 23. Juni 2022. Save the date! Prof. Dr. jur. Bernhard Rauch Geschäftsführer des CBTR

Sie wollen Mitglied werden? Die Mitgliedschaft im CBTR hilft weiterhin, den interdisziplinären Dialog zwischen Baufirmen, Wissenschaft, Gerichten, Auftraggebern und Sachverständigen zu fördern. Nähere Auskünfte hierzu unter www.cbtr.de oder kontakt@cbtr.de (Frau Julia ­Miller).

§ D a s a kt u e l l e U r tei l §

Mängel (1): Vergütung für Mängelbeseitigung? Wenn ein Auftragnehmer (AN) eine mangelhafte Bauleistung abliefert, muss er den Mangel beseitigen – vor der Abnahme beim VOB-Vertrag ebenso wie nach der Abnahme, wenn der Auftrag­ geber (AG) den Mangel innerhalb der Mängelfrist rechtzeitig rügt. Die Mängelbeseitigung muss der AN selbstverständlich auf seine Kosten und ohne weitergehenden zusätzlichen Vergütungsanspruch hierfür gegen den AG erledigen. Es kann allerdings zu Konstellationen kommen, in denen der AN tatsächlich einen Vergütungsanspruch für Mängelbeseitigungsleistungen hat. Eine solche hat das OLG Schleswig in seinem Urteil vom 24.05.2019 (1 U 71/18) und den BGH (Beschluss vom 27.05.2020 – VII ZR 126/19, Nichtzulassungsbeschwerde zurückgewiesen) beschäftigt. Der AN hatte als Generalunternehmer (GU) für den AG Abdichtungsleistungen erbracht. Nach der Abnahme erhob der AG eine Mängelrüge und beklagte sich über eintretende Feuchtigkeit. Entsprechend verlangte er vom AN Mangelbeseitigung. Der AN weigerte sich aber. Er sah zwar einen Feuchtigkeitseintritt, war aber davon überzeugt, dass daran nicht seine Leistung „schuld“ war. Er teilte dem AG

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Beauftragt der AG den AN nach einer vorausgegangenen Auseinandersetzung vorbehaltlos und entgeltlich mit der Beseitigung von streitigen Mängeln, kann darin ein Verzicht auf Mängelrechte liegen. Angesichts der Tragweite eines Verzichts muss die Erklärung aber eindeutig sein. Im vorliegenden Fall war dem OLG Schleswig die Erklärung des AG nicht ausreichend, um einen klaren Verzicht auf Mängelrechte daraus herzuleiten. Er habe die Vergütungszusage als letztes Mittel gesehen, um den AN überhaupt dazu veranlassen zu können, aktiv zu werden und etwas gegen die Feuchtig-

Das Urteil nimmt bei der Gelegenheit gleich noch ein paar weitere Aspekte mit, die in Zusammenhang mit Mängelansprüchen immer wieder einmal für Diskussionsstoff in der täglichen Bau­ praxis sorgen:

1. Der AN haftet auch dann für einen Mangel seiner Leistung, wenn der Mangel aus der Sphäre des Bauherrn stammt, er etwa auf dessen Anweisungen oder auf den Vorleistungen eines anderen Unternehmers beruht. Der AN kann sich in diesem Fall von seiner Verantwortung befreien, wenn er den AG auf die bestehenden Bedenken hinweist.

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Rubriken 2. Hat der AG einen bauleitenden Architekten eingesetzt, kann der Bedenkenhinweis auch diesem erteilt werden. Das gilt jedoch nicht, wenn er Bedenken gegen Anordnungen oder Planungen des Architekten selbst hat oder wenn sich der Architekt der Bedenkenanmeldung verschließt. 3. Der Bedenkenhinweis muss inhaltlich hinreichend bestimmt sein. Dem AG muss die Tragweite der Nichtbefolgung klar werden. Die nachteiligen Folgen und die sich daraus ergebenden Gefahren der unzureichenden Bauausführung müssen konkret dargelegt werden. Das heißt: Wie es §§ 4 Abs. 3, 13 Abs. 3 VOB/B klar vorgeben, kann sich der AN nur durch einen korrekten Bedenkenhinweis vor der Ausführung des betreffenden Leistungsteils aus der Mängelhaftung ziehen. Bemerkenswert ist insoweit der zweite Leitsatz des Urteils, wonach eine Bedenkenmitteilung unter Umständen auch schon gegenüber dem Bau leitenden Architekten des AG ausreicht. Das ist angesichts des Wortlauts des § 4 Abs. 3 VOB/B („gegenüber dem AG“) strittig. Für Bauunternehmen empfiehlt es sich dennoch in jedem Fall, entweder vorher ausdrücklich zu klären, ob der Architekt hierfür eine Vollmacht hat oder die Bedenken zumindest gleichzeitig auch dem AG persönlich gegenüber mitzuteilen.

Mängel (2): Wie meldet man Bedenken richtig an? Quasi im Anschluss an die eben zitierte Entscheidung des OLG Schleswig kommt ein weiteres Urteil hier des OLG Jena vom 09.01.2020 (8 U 176/19), das ebenso gute Hinweise gibt, wie Bedenken mitzuteilen sind. Nach § 4 Abs. 3 VOB/B sind Bedenken gegen die vorgesehene Art der Ausführung (insbesondere Pläne, Leistungsbeschreibung, Anordnungen des AG), gegen die Güte der vom AG gelieferten Stoffe oder Bauteile (das ist bei Tiefbauleistungen beispielsweise insbesondere der Baugrund!) oder gegen die Leistungen anderer Unternehmer (das werden in der Regel Vorleistungen sein) unverzüglich, möglichst schon vor Beginn der Ausführung, schriftlich gegenüber dem AG mitzuteilen. Das OLG Jena weicht das allerdings zu Gunsten von Bauunternehmen als AN auf – das Urteil sollte eine Baufirma immer griffbereit haben, wenn der AG ver-

§ Das aktuelle Urteil §

sucht einzuwenden, dass die Bedenkenhinweise des AN ja nicht formvollendet erfolgt seien:

1. Der AN haftet nicht für eine Abweichung der Ausführung von den anerkannten Regeln der Technik, wenn er rechtzeitig Bedenken angemeldet hat. 2. Eine Bedenkenanzeige gegenüber dem Bauleiter des AG ist ausreichend. Etwas anderes gilt nur, wenn sich der Bauleiter den Bedenken verschließt. 3. Ein mündlicher Bedenkenhinweis genügt auch im VOB-Vertrag, wenn er eindeutig, das heißt inhaltlich klar, vollständig und erschöpfend ist. Entscheidend ist, dass eine ausreichende Warnung erfolgt. Erfolgt der Bedenkenhinweis mündlich im Rahmen einer Baustellenbesprechung und wird er im Protokoll darüber schriftlich niedergelegt, wird daraus zwar noch keine schriftliche Bedenkenmitteilung (sie ist ja mündlich erfolgt), aber der AN kann in diesem Fall in einem Gerichtsverfahren das Besprechungsprotokoll als Urkundenbeweismittel vorlegen. Auch dieses Urteil nimmt sozusagen im Vorbeigehen auch noch zu weiteren praxisrelevanten Fragen Stellung – einmal zum Thema Kündigung und zum anderen zum Thema einer Unbedenklichkeitsbescheinigung als Fälligkeitsvoraussetzung für den Werklohnanspruch des AN:

4. Auch ein VOB-Vertrag kann aus wichtigem Grund gekündigt werden. Der Kündigungsberechtigte kann die außerordentliche Kündigung aber nur innerhalb einer angemessenen Frist nach Kenntniserlangung vom Kündigungsgrund aussprechen. 5. Besteht das Recht zur Kündigung aus wichtigem Grund nicht (mehr), stellt eine als außerordentliche Kündigung bezeichnete Kündigung eine sog. freie Kündigung dar. 6. Dem AN steht für die Lieferung und den Einbau ohne Auftrag erbrachter Leistungen (hier: Stützen) ein Anspruch auf Aufwendungsersatz in Höhe der üblichen Vergütung zu, wenn die Leistungen für die Erreichung des werkvertraglichen Erfolgs notwendig waren. 7. Eine Klausel in einem vom AG vorformulierten Bauvertrag, wonach die Vorlage von (Unbedenklichkeits-)Bescheinigungen Voraussetzung für die Fälligkeit der Vergütung ist, benachteiligt den AN unangemessen und ist unwirksam.

Vergabe (1): Nachunternehmer nachträglich benennen? Rechtzeitig Nachunternehmer zu finden, ist im Rahmen von öffentlichen Vergabeverfahren oft eine schwierige Aufgabe für Bieter in der kurzen zur Verfügung stehenden Zeit. Was muss ein Bieter hinsichtlich potenzieller Nachunternehmer eigentlich angeben? Die Vergabekammer Sachsen hat sich in einer Entscheidung mit einem Fall aus dieser Kategorie ­befasst (Beschluss vom 30.10.2020 – 1/SVK/028-20). Dort heißt es:

1. Legt ein Bieter auf Aufforderung des Auftraggebers innerhalb der Frist des § 16 EU Nr. 4 VOB/A 2019 ein Formblatt 223 vor, in dem er eigenhändig das Wort „Sonstige“ gestrichen und durch die Angabe „NU“ ersetzt hat, ist darin zum einen eine unzulässige und damit ausschlussrelevante Änderung an den Vergabeunterlagen gemäß § 16 EU Nr. 2 i. V. m. § 13 EU Abs. 1 Nr. 5 Satz 2 VOB/A 2019 zu sehen. Zum anderen liegt darin eine inhaltlich unzureichende Vorlage von Unterlagen i.S.v. § 16 EU Nr. 4 VOB/A 2019, weil sowohl eine Aussage zu den „Sonstigen“-Kosten als auch die geforderte Aufgliederung der Einheitspreise zu den Teilkosten und Zeitansätzen der Nachunternehmerleistungen fehlt. 2. Hat ein Bieter in seinem Angebot abschließend erklärt, eine bestimmte Teilleistung selbst zu erbringen, kann er für diese Leistung nachträglich keinen Unterauftragnehmer mehr benennen, da dies eine unzulässige inhaltliche Änderung seines Angebots darstellen würde. Was war geschehen? Ein öffentlicher AG hatte Bauleistungen für Hochwasserschutz ausgeschrieben. Bestandteil der Vergabeunterlagen waren unter anderem die Formblätter 212 EU (Nachunternehmerleistungen), 223 (Angebotsschreiben) und 235 (Verzeichnis der Leistungen/ Kapazitäten anderer Unternehmen). Ein Bieter hatte für bestimmte Leistungen angegeben, dass er diese durch einen Nachunternehmer ausführen lassen würde, sollte er den Zuschlag bekommen. Im Angebotsschreiben (EFB 223) hatte der Bieter ein Wort gestrichen („Sonstige“ geändert in „NU“) und das Angebot eingereicht. Nach der Submission meldete er sich unaufgefordert beim AG und teilte ihm mit, dass er aus Versehen eine Position übersehen habe, die er zusätzlich auch noch einem NU übertragen würde und schickte dem AG eine neue Version von EFB 235.

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Rubriken Der AG schloss das Angebot aus. Der Bieter stellte Nachprüfungsantrag zur Vergabekammer. Die gab allerdings dem AG Recht. Die Angabe eines Bieters, welche Leistungen er selbst und welche er durch einen NU ausführen lassen würde, ist von wesentlicher Bedeutung in einem Vergabeverfahren – nicht zuletzt wegen der Prüfung des Eigenleistungs­ anteils. Wenn in den Vergabeunterlagen nichts Abweichendes vorgegeben ist, ist mit dem Angebot eine Angabe zu machen, welche Leistungen der Bieter selbst und welche ein NU ausführen soll. Wer dieser NU sein soll, diese Informa­ tion kann der Bieter regelmäßig auch nach Angebotsabgabe auf Aufforderung des AG nachreichen. Was der Bieter hier gemacht hatte, waren zwei vergaberechtliche Todsünden: Eine eigenmächtige Änderung an den Vergabeunterlagen führt zwingend zum Ausschluss des Angebots. Die Streichung des Wortes „Sonstige“ und der Ersatz durch „NU“ hätte insoweit bereits für einen Ausschluss gereicht. Ein nachträgliches Ändern des Angebots geht ebenso nicht – auch eine solche Aktion muss der AG mit einem Ausschluss des Angebots aus der Wertung sanktionieren. Er hat in dieser Hinsicht nicht mal mehr ein Ermessen. Eine Ausnahme stellt hier dar, wenn der Bieter sein Angebot nicht inhaltlich nachträglich abändert, sondern nur eine offensichtliche Unrichtigkeit klarstellt. Eine Entscheidung des OVG Sachsen (Urteil vom 21.10.2020 – 6 A 954/17) ­bestätigte dies für eine Sachverhaltskon­

§ Das aktuelle Urteil § / Dissertationen

stellation, in der ein Bieter ebenso nachträglich noch einmal „nachgebessert“ hatte. Im Unterschied zum obigen Fall allerdings hat hier der Bieter nicht den Inhalt nach der Submission noch einmal verändert. Er hatte lediglich erläutert, welcher Teil seines Angebotspreises auf Nachunternehmerleistungen entfällt – das war aus dem ursprünglichen Angebot nicht hinreichend klar geworden. Hier hatten das EFB 221 und das NUVerzeichnis widersprüchliche Angaben enthalten. In diesem Fall muss der AG nicht von vornherein ein Angebot zwingend ausschließen, sondern darf im Rahmen einer Aufklärung den Bieter fragen, wie der Widerspruch aufgelöst werden soll. Nur wenn auch das Aufklärungsverlangen keine ausreichende Klärung bringt, muss der AG das entsprechende Angebot aus dem Vergabeverfahren ausschließen.

Vergabe (2): Nachlässe als K.-o.-Kriterium? Die VK Sachsen-Anhalt hatten einen Fall beschieden, in dem ein Bieter gegen den Ausschluss seines Angebots aus einem Vergabeverfahren zu Felde gezogen war (VK Sachsen-Anhalt, Beschluss vom 26.08.2020 – 3 VK LSA 44/20). Der AG hatte das Angebot aus der Wertung genommen, weil der Bieter seiner Ansicht nach bei Stundenlohnarbeiten, die noch dazu nur als Bedarfspositionen ausgeworfen waren, unangemessen niedrige Preise angeboten hatte. Der Bieter hatte hier zu diesen Positionen Nachlässe vorgesehen, die sich nur auf die betreffen-

den Ordnungsziffern bezogen. Die Vergabekammer gab dem Bieter Recht:

1. Bei der Prüfung unangemessen hoher oder niedriger Angebotspreise ist ein Abstellen auf die Einzelposten des Angebots unstatthaft. Der Gesamtpreis entscheidet über die Auskömmlichkeit des Angebots. 2. Positionsbezogene Nachlässe gehören zur unternehmerischen Kalkulationsfreiheit. 3. Wird für eine Leistung kein kostendeckender Preis verlangt, ohne dass eine andere Position deshalb aufgepreist wird, liegt keine Mischkalkulation vor. Das heißt übersetzt: Ein Bieter hat in erster Linie eine Kalkulationsfreiheit, in die ihm der AG nicht nach Belieben hineinreden kann und darf. Wenn ein Bieter auf bestimmte Positionen Nachlässe anbieten möchte, dann fällt das laut der VK genau unter diese Kalkulationsfreiheit. Und in Sachen eines angeblich unangemessen niedrigen Angebotspreises lag der AG hier schlicht daneben: Hier kommt es nicht auf Einzelpreise an, sondern darauf, ob der gesamte Angebotspreis erheblich vom zweitrangigen Angebot abweicht. „Erheblich“ ist in SachsenAnhalt eine Differenz von 10 % oder mehr. Das Angebot war hier insoweit zu werten. RA Prof. Dr. jur. Günther Schalk FA für Bau- und Architektenrecht TOPJUS Rechtsanwälte schalk@topjus.de

Disse r t a ti o nen

Katharina Bergholz, Technische Universität Dresden/Bundesanstalt für Wasserbau

void ratio can be simulated. The kinematic hardening mechanism of the conical yield surface contributes to a realistic stiffness evolution in un- and reloading and is hence essential for stress or strain accumulation due to load reversals.

An elastoplastic soil model for non-cohesive soils has been developed in order to realistically capture soil behaviour under complex geotechnical conditions. Based on the concept of bounding surface plasticity, the multi surface model correctly reproduces elementary behavioural patterns of soil (e. g. hardening/softening, contraction/dilation and attainment of critical state). By considering the state dependence of soil behaviour, with only one set of material parameters, the mechanical behaviour of a wide range of initial soil states with respect to stress and

In order to adequately simulate geotechnically relevant stress paths of low and higher complexity, the original formula­ tion has been extended: a cap shaped yield surface allows for plastic straining in isotropic or oedometric compression, after load reversals stiffness increases at small strains and an additional mechanism accounts for a regressive accumulation of stresses or strains with increasing number of load cycles.

Numerical study on pullout tests of ground anchors monitored with fibre optic sensors

All model extensions are structured in a modular fashion, so that the complexity

In this thesis, 10 anchor pullout tests were performed under different ground con-

An extended bounding surface model for the application to general stress paths in sand

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of the model can be adapted to the complexity of the geotechnical problem. Most model parameters can be determined by conventional laboratory testing. An internal routine optionally facilitates the parameter choice by calibrating certain bounding surface related parameters from an alternative user input. Univ.-Prof. Dr.-Ing. habil. Ivo Herle, 3. Juni 2019

Carla Fabris, Technische Universität Graz

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Rubriken ditions and, for each ground type, at least one anchor was monitored with distributed fibre optic sensors. The fibres were installed along the tendon and embedded in the grout and enabled continuous measurements of strains over depth with high spatial resolution of about 1 cm. The load transfer in the tendon-grout interface was evaluated and crack development was verified by measured peaks along the longitudinal strain profile. Numerical simula­ tions using the finite element method were carried out employing advanced constitutive models and the results compared with the fibre optic measurements. In some cases, numerical class-A predictions were undertaken prior to the anchor pullout test. The numerical simulations proved to be a valuable tool for interpreting the in situ strain distribution and for understanding specific aspects influencing the load transfer mechanism of anchors. In this respect, the influence of the grout in the anchor free length, of the anchor length, of the retaining wall and of the ground stiffness were analysed separately. Debonding and its effect on the strain profile were also discussed. Ao. Univ.-Prof. Dipl.-Ing. Dr. techn. ­Helmut F. Schweiger, 7. Februar 2020

Nils Jasper Meteling, Universität ­Duisburg-Essen

Parameteridentifikation bei Grundwasserströmung auf Basis analytisch formulierter Näherungslösungen Für Baugruben, die in das Grundwasser einbinden, muss die Wirkung des Grundwassers auf die Verbauwände und den Baugrund berücksichtigt werden. Wenn in erreichbarer Tiefe eine schwächer durchlässige Schicht ansteht, empfiehlt es sich, die Verbauwände bis in diese Schicht zu führen und eine Restwasserhaltung zu betreiben. Die Lösung des damit verknüpften Randwertproblems erfolgt mit analytisch formulierten Näherungslösungen. Diese ermöglichen es, an bestimmten Stellen im Strömungsgebiet geohydraulische Feldgrößen zu berechnen. Die Qualität der Lösung des Strömungsproblems hängt von der Güte der Modellparameter ab. Wenn diese nicht direkt über eine Messung bestimmt werden können, müssen sie über eine Parameteridentifikation ermittelt werden. Aus mathematischer Sicht stellt die Parameteridentifikation eine inverse Prob-

dissertationen

lemstellung dar. In dieser Arbeit werden unterschiedliche Anwendungen der Parameteridentifikation am Beispiel einer Baugrube mit Restwasserhaltung analysiert und gelöst. Im Fokus der inversen Analyse stehen Fragestellungen wie z. B. die Rückrechnung der Durchlässigkeitsbeiwerte oder einer damit verbundenen Anisotropie unter Rückgriff auf synthetische In-situ-Messdaten. Aus den Untersuchungen für das spezielle Randwertpro­ blem wird ein Konzept zur Lösung von Identifikationsproblemen entwickelt.

the stress response, such as peak states and softening. Concerning the cyclic triaxial tests, no large changes of the fabric during the load cycles could be observed.

Zudem wird eine Analyse und Optimierung des zu planenden Messprogramms für eine Baugrube mit Restwasserhaltung durchgeführt. Auf Basis dieser Untersuchungen werden Handlungsempfehlungen hinsichtlich der räumlichen Verteilung, der notwendigen Anzahl und der optimalen Lage der Messpunkte für unterschiedliche Feldgrößen erarbeitet.

The root reinforcement in a distributed slope stability model: Effects on regional-scale simulations

Univ.-Prof. Dr.-Ing. Eugen Perau, 26. Februar 2020

Max Wiebicke, Technische Universität Dresden/Université Grenoble Alpes

Experimental analysis of the evolution of fabric in granular soils upon monotonic loading and load reversals In the mechanics of granular materials, interparticle contacts play a major role. These have been historically difficult to study experimentally, but the advent of x-ray microtomography allows the identification of all the thousands of individual particles needed for representative mechanical testing. A large part of this thesis studies the metrology of detecting interparticle contacts and measuring their orientation from such images. New techniques are proposed to improve these ­error-prone measurements and benchmarked with a new approach that uses synthetic images of numerical assemblies of particles. Monotonic triaxial compression tests as well as tests with load reversals have ­been studied regarding the overall fabric evolution. The focus in the monotonic tests was the localisation of deformation, wherefore the fabric tensor was determined inside and outside of the developing shear band throughout the experiment. Its evolution is expressed by the anisotropy and related to the macroscopic response. The specimen appears to behave homogeneously in the different zones until the onset of the localisation at which the fabric diverges. The anisotropy captures the characteristic evolution of

Univ.-Prof. Dr.-Ing. habil. Ivo Herle, Prof. Dr. Gioacchino Viggiani, Dr. Edward Andò, 5. März 2020

Dr. Masi Elena Benedetta, University of Natural Resources and Applied Life ­Sciences, Vienna

The research subject developed by Elena in her doctoral thesis is concerned with a hot topic in the framework of landslide prediction models: the introduction of vegetation effects within slope stability computation methods, with special reference to the numerical distributed models. Despite many studies exist that propose methods for accounting for, e. g., root cohesion in single-slope stability ­numerical codes, there is still a lack of knowledge in the way deterministic schemes may be implemented in large scale distributed models, to be used in hazard analysis in near real-time. Specific objectives of the work are: a) the investigation of the vast existing prior art concerning vegetation effects to soil mechanics and hydrology; b) an analysis of methods to measure root density and to quantify vegetation parameters numerically; c) a revision of some numerical codes for the practical implementation of the state-of-the-art numerical techniques; d) the test of the original numerical models adapted for root cohesion to a couple of case studies; e) the definition of original criteria and suggested methods for vegetation effects modelling. The application to real case studies, in particular, has required a quite large effort in order to integrate field studies and tests, laboratory analysis and computer simulations. Prof. Filippo Catani, Prof. Wei Wu, 22. April 2020

Kamchai Choosrithong, Technische ­Universität Graz

A contribution to deep excavation analysis with the finite element method In this thesis, analyses of deep excavations by means of the finite element method are presented. It begins with an

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Rubriken overview of the behaviour of underground structures by focusing on the factors influencing excavation stability. Subsequently, the finite element method for deep excavations is reviewed, placing emphasis on numerical modelling and constitutive models within soil-structure interaction. Explicit focus is put on the influence of structural support systems on the behaviour of underground structures, in particular when failures dominate the overall performance of deep excavations, e. g. due to insufficient embedment depth of the retaining wall or failure of individual struts. The influence of constitutive models describing the mechanical behaviour of soil and structural support elements is investigated. Finally, an analysis of case histories on deep excavations is presented. Model predictions are evaluated through comparisons with extensive field data, including wall deflections, soil deformations and surface settlement. Comparison with field observations shows that successful numerical prediction may require consideration of anisotropy at the small strain range and the small-strain nonlinearity of the soil, together with the non-linear behaviour of structural support systems. The results demonstrate that reliable predictions can be achieved by advanced constitutive models and advanced methods of analysis. Ao. Univ.-Prof. Dipl.-Ing. Dr. techn. ­Helmut F. Schweiger, 23. April 2020

Milad Asslan, Christian-Albrechts-­ Universität zu Kiel

Evolution of small strain shear stiffness by fabric changes in granular materials This dissertation investigates the evolution of small strain shear stiffness by fabric changing processes, especially during creep and change of saturation. The initial shear stiffness at small strain is a significant parameter for a wide range of geotechnical applications, as well as soil ­dynamics and a couple of constitutive models. Determining this parameter is essential for describing initial and elastic dynamic soil behavior in the case of wave, wind, machine or traffic vibrations. Monitoring shear wave velocity, which is directly related to shear stiffness, is an effective and very sensitive tool to detect these fabric changing processes in soil. The complex behavior of initial soil parameters, namely initial (very small strain) shear stiffness and shear wave velocity, under consideration of multiphase condi-

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tions and time effect, is in the focus of this research. In this thesis, the processes of creep and unsaturation were analyzed experimentally using a sensitive wave field processing tool, the coda wave interferometry, to describe the physical and mathematical dependencies. For creep, a model that covers the evolution of shear stiffness is presented. This model includes, in addition to the time effect, other physical soil properties at the micro scale, such as particle parameters (interparticle friction, angularity and grain properties) and state parameters (coordination number and confining pressure). For unsaturated soils, a predictive relationship is proposed based on a semi-empirical or a micro-scale numerical approach that describes the change in shear wave velocity with grain size distribution, matric suction or degree of saturation. This gives researchers and engineers a valuable tool to assess the dynamic behavior of unsaturated soils for different degrees of saturation. Prof. Dr.-Ing. habil. Frank Wuttke, 13. Mai 2020

verfahrens insbesondere auf die Wahl ­geeigneter Herstellparameter ankommt. Versuche mit einem kavitativen Vibrationsmodus zeigten tendenziell ein steiferes Verhalten unter monotoner lateraler Einwirkung als Versuche, bei denen sich infolge der gewählten Herstellparameter ein nicht kavitativer Vibrations­modus einstellte. Die gewonnenen Erkenntnisse ermöglichten die Formulierung einer Abhängigkeitsfunktion zwischen Pfahlinstallation und lateralem Pfahltragverhalten, deren maßgebenden Parameter, die während der Vibrationsrammung in den Boden eingeleitete Energie, die Verschiebungsamplitude des Pfahls, die Vibrationsfrequenz sowie das Verhältnis von dynamischer Kraft zu statischer Gewichtskraft sind. In einem weiteren Schritt wurde die Abhängigkeitsfunktion mit der p-yMethode gekoppelt, um einen Berechnungsansatz für das laterale Tragverhalten einvibrierter Monopiles unter monotoner Einwirkung bereitzustellen. Univ.-Prof. Dr.-Ing. habil. Christian Moormann, 14. Mai 2020

Johannes Labenski, Universität Stuttgart

Untersuchungen zum Einbringverhalten und dem lateralen Tragverhalten unter monotoner Einwirkung von in nichtbindigen Böden vibrierend installierten Monopiles Ziel dieser Arbeit ist es, den Einfluss der Herstellparameter von in wassergesättigten, nichtbindigen Böden einvibrierten Monopiles auf deren laterales Tragverhalten unter monotonen Einwirkungen zu untersuchen. Zu diesem Zweck wurden umfangreiche experimentelle, durch numerische Simulationen ergänzte Untersuchungen zur Vibrationsrammung von Stahlrohrpfählen in gesättigten Sanden unterschiedlicher Lagerungsdichte mit dem Ziel der erkenntnisorientierten Klärung des Einflusses verschiedener Herstellparameter auf das Eindringverhalten und auf das Tragverhalten unter lateralen Einwirkungen durchgeführt. Die während der Vibrationsrammung und nachlaufend auftretenden bodenmechanischen Vorgänge und Interaktionen zwischen Pfahl und Boden sind komplex, wobei bereits relativ kleine Änderungen der Randbedingungen das Verhalten während der Installation stark ­beeinflussen. Die Versuchsergebnisse indizieren in Übereinstimmung mit Beobachtungen im Realmaßstab, dass es bei der Erzielung eines optimalen Pfahltragverhaltens neben der Wahl des Einbring-

Elias Tafur, RWTH-Aachen University

Ein einheitliches Bemessungs­ verfahren zur Harmonisierung von Sicherheitsnachweisen in der Geotechnik

Die unterschiedlichen Nachweisverfahren im EC 7 und die nationalen Regelungen führen europaweit zu unterschiedlichen Sicherheitsniveaus bei der geotechnischen Bemessung. In der Arbeit wird daher eine Empfehlung für die geotechnische Bemessung entwickelt, die ein harmonisiertes Nachweisverfahren mit entsprechenden Teilsicherheitsbeiwerten, die zu verwendenden Berechnungsmodelle für geotechnische Einwirkungen und Baugrundwiderstände sowie ein Modell zur Ermittlung von repräsentativen geotechnischen Kenngrößen beinhaltet. Hierfür wird ein Nachweisverfahren vorgeschlagen, das für die Einwirkungen, die Beanspruchungen, die Baugrund­ widerstände und die geotechnischen Kenngrößen jeweils einen Teilsicherheitsbeiwert vorsieht. Für die Bestimmung der Teilsicherheitsbeiwerte und die Erarbeitung eines Modells zur Ermittlung der Werte repräsentativer geotechnischen Kenngrößen werden die in der geotechnischen Bemessung auftretenden Unsicherheiten bei der Parameterfestlegung sowie die Unsi-

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cherheit der Berechnungsmodelle untersucht. Dabei wird auf ihre Modellierung mit stochastischen Parametern wie dem Mittelwert und dem Variationskoeffizienten eingegangen. Das erarbeitete Modell basiert auf einem statistischen Modell, in dem die Unsicherheiten über den Variationskoeffizienten berücksichtigt werden. Zur Bestimmung der Teilsicherheitsbeiwerte werden Zuverlässigkeitsberechnungen für übliche geotechnische Bauwerke mit unterschiedlichen Randbedingungen und für verschiedene Grenzzustände durchgeführt. Neben den resultierenden Teilsicherheitsbeiwerten wird als Ergebnis eine Mindestanzahl an Versuchswerten für die Bestimmung der repräsentativen Werte geotechnischer Kenngrößen ermittelt.

misch belastete Gleisschotterplatte direkt am Unterboden aufliegt. In verschiedenen Versuchsreihen wird der Einfluss einer unzureichenden Entwässerung auf die Trennstabilität zwischen der Gleisschotterplatte und verschiedenen Unterböden aus Sand-Schluff-Gemischen untersucht. Die Ergebnisse dieser Arbeit zeigen, dass der Sättigungsgrad bzw. Wassergehalt in Kombination mit der Korngrößenverteilung und Lagerungsdichte der untersuchten Böden der maßgebliche Faktor für Mud-Pumping-Effekte ist.

Anschließend wurden die Anwendbarkeit und Akzeptanz der erarbeiteten Empfehlung für die geotechnische ­Bemessung in Europa im Rahmen von Anwendungsbeispielen vorgestellt.

Christoph Niemann, Universität Kassel

Univ.-Prof. Dr.-Ing. Martin Ziegler, 20. Mai 2020

Christopher Krammer, Technische ­Universität Graz

„Mud-Pumping“ im Eisenbahnbau: Labortechnische Untersuchungen der Trennstabilität zwischen Unterböden aus Schluff-Sand-Gemischen und Gleisschotter unter dynamischen Vertikallasten Im Zuge des Betriebs von Eisenbahnstrecken kommt es immer wieder zu Problemen wie Gleisschotterabrieb, Gleisschotterverschmutzung und zur Bildung von sichtbaren Schlammstellen, dem sog. Mud-Pumping. Unter dem Begriff MudPumping wird ein Prozess verstanden, bei dem der Gleisschotter mit Feinteilen aus einem feinkörnigen Unterboden verschmutzt und in Verbindung mit Wasser eine Suspension bildet, die im Bereich zwischen Schwelle und Schotter ausgepresst werden kann. Mud-Pumping tritt vor allem im Zusammenhang mit funktionsuntauglichen Entwässerungsmaßnahmen, sich in Folge im Untergrund bildenden Porenwasserüberdrücken bei dynamischen Verkehrslasten auf und führt zu einer signifikanten Verschlechterung der Gleislage. Zur Untersuchung des MudPumping-Effekts werden in der gegenständlichen Arbeit physikalische Modellversuche im Labor durchgeführt. Dazu wird in einem Versuchsaufbau ein vertikaler zylindrischer Teilkörper eines Gleisquerschnitts in konventioneller Bauweise betrachtet, bei dem eine dyna-

Univ.-Prof. Dipl.-Ing. Dr. techn. Roman Marte, 26. Mai 2020

Pile groups under cyclic lateral loading

The research work focused on conducting, documenting, and interpreting small-scale 1g model tests and centrifuge model tests on single piles and pile groups under cyclic lateral loading in sand. The test results show that, although an accumulation of lateral displacements is observed in the service load range considered, it ultimately results in a shakedown and not incremental collapse. Both the pile bending moments and the distribution of pile head loads within the pile group change as the number of load cycles increases, depending on the pile group configuration, pile spacing, cyclic load magnitude, and the relative density of the soil. The numerical studies carried out predominantly confirm the findings obtained from the model tests and represent a useful supplement of the experimental investigations. Moreover, the simulations also highlight interesting aspects, such as the change of relative density of the soil close to the ­piles due to cyclic loading. In general, however, the numerical analyses performed with a hypoplastic soil model in combination with the intergranular strain concepts also show the limitations of the chosen approach, namely to simulate each load cycle in detail. Based on the model tests, logarithmic functions have been derived for estimating the accumulation ratio of the lateral displacements and the load distribution within the pile group, taking cyclic loading into account. The logarithmic functions represent a plausible extension of existing approximations. Prof. Dr.-Ing. Oliver Reul, 8. Juni 2020

Jan Fischer, Technische Universität Braunschweig

Ramminduzierte Spannungsfeldänderungen im Nahbereich von Rohrprofilen großen Durchmessers In der Arbeit werden die Spannungsfeld­ änderungen im Nahfeld von Rohrprofilen dargestellt, die im Verlauf der Schlagrammung in einem nichtbindigen Boden auftreten. Zur Untersuchung dieses Phänomens wurden Modellversuche in einem großmaßstäblichen Versuchsstand (∅ 4,0 m, Tiefe 5,0 m) durchgeführt. Variiert wurden hierbei die Lagerungsdichte und die Sättigung des Bodens sowie der Durchmesser der Modellpfähle. Die Erfassung der Spannungsänderungen während der Pfahlrammung erfolgte über im Modellsand vorinstallierte Erddruck- und Porenwasserdruckgeber. Bei Betrachtung eines Bodenelements in einer beliebigen Tiefe und direkt angrenzend an die äußere Pfahlmantelfläche steigt die normal auf die Pfahlwandung wirkende Spannung etwa bis zu dem Zeitpunkt an, bei dem der Pfahlfuß die Messebene erreicht. Im weiteren Verlauf der Pfahlrammung reduziert sich die Spannung deutlich und nähert sich einem Minimalwert an. Die Ergebnisse der Modellversuche sind über empirische Formeln beschrieben. Zur Plausibilisierung dieser Formulierungen wurden die Gleichungen in ein Programm zur Simulation der Schlagrammung implementiert und die Modellpfahlrammung numerisch nachgerechnet. Im Ergebnis zeigt sich eine sehr gute Übereinstimmung zwischen der berechneten und der in situ aufgezeichneten Pfahlrammung. Anhand weiterer Simulationen konnte zusätzlich die sinnvolle Anwendung der Berechnungsmodelle für den Originalmaßstab bestätigt werden. Univ.-Prof. Dr.-Ing. Joachim Stahlmann, 25. Juni 2020

Montaser Bakroon, Technische ­Universität Berlin

Employment of a Multi-Material ALE approach using nonlinear soil models to simulate large deformation geotechnical problems In this work an approach for the modelling of large deformation problems is ­developed which employs the Multi-­ Material Arbitrary Lagrangian-Eulerian (MMALE) finite element method. Briefly, the method consists of three substeps, a Lagrangian step, a remeshing step, and a remapping step, which are

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performed sequentially owing to the operator-split scheme. The advantage of the MMALE with a special focus on the remeshing step is discussed thoroughly using various benchmarks. The mechanical behaviour of granular materials like sand is highly nonlinear, therefore a constitutive equation based on hypoplastic framework is chosen and defines evolution equations for the effective stress, void ratio, and the so-called intergranular strain tensor suitable for simulating cyclic loading effects. Interfaces are implemented in two hydrocodes to employ the hypoplastic constitutive equation. Additionally, the presence of water is inevitable in offshore conditions and needs to be considered in the numerical evaluation. Hence, a simplified coupled formulation is introduced to the developed code to consider the presence and effects of pore water on the soil behaviour. Finally, the approach is verified and validated by various analytical and experimental geotechnical benchmarks, respectively. Also, the method is used to study the pile buckling during pile installation under different boundary conditions.

hydrothermal behandelte Produkte evaluiert. Zur Herstellung zementgebundener Verfüllbaustoffe eigneten sich trockene und feuchte Kieswasch­schlämme mit karbonatischer bis silikatischer Zusammensetzung, und erfolgreiche keramotechnische Versuche ermöglichten die Verwendung der feinkörnigen Sedimente als Keramikrohstoff, Porosierungs- und Magerungsmittel.

Prof. Dr.-Ing. Frank Rackwitz, 14. Juli 2020

Nicholas Andermahr, RWTH Aachen University

Verwitterungsabhängige Entfestigungsvorgänge von veränderlich festen Ton- und Tonschluffsteinen am Beispiel von Keupergesteinen

Im Rahmen dieser Arbeit wurden zunächst die allgemeine Wirkungsweise von Entspannungsbohrungen beschrieben und vergleichende numerische Berechnungen zur Verwendung rotationssymmetrischer und dreidimensionaler Strömungsmodelle durchgeführt. Auf Grundlage der Voruntersuchungen wurde ein Nachweiskonzept erstellt und in einer MATLAB‑Routine implementiert, mit der im Anschluss an eine dreidimensionale numerische Strömungsberechnung die analytische Ermittlung des maßgebenden Bruchkörpers vorgenommen wurde. Der maßgebende Bruchkörper wird dabei über den Vergleich der Ausnutzungsgrade bestimmt. Die zwei untersuchten prinzipiellen Bruchkörperformen werden dazu in ihrer Größe variiert und die jeweils einwirkenden stabilisierenden und destabilisierenden Kräfte miteinander verglichen. Die Anwendbarkeit dieses Berechnungsansatzes wurde zuvor anhand von Vergleichsrechnungen mit einem am Institut für Geotechnik der RWTH Aachen University entwickelten Berechnungsmodell zum hydraulischen Grundbruch gezeigt.

Veränderlich feste Gesteine zeichnen sich durch eine veränderliche Gefügestruktur, ein ausgeprägt anisotropes Materialverhalten sowie einen zeitveränderlichen Festigkeitsverlust unter Atmosphärilien aus. Der Umgang mit diesen Gesteinen ist mit besonderen Herausforderungen verbunden. Sowohl die Erkundung und Probennahme als auch die Durchführung von Feld- und Laborversuchen sind insbesondere wegen der Gefügestruktur und der Veränderlichkeit des Materials mit üblichen Verfahrenstechniken kaum erfolgreich so umsetzbar, dass reproduzierbare und das Materialverhalten in situ zutreffend abbildende Kenngrößen ermittelt werden können. Das physikalische und mechanische Verhalten veränderlich fester Gesteine wird maßgeblich durch die in der Entstehungsgeschichte entstandenen Gefügemerkmale bzw. Aggregatstruktur beeinflusst, was durch übliche boden-/ felsmechanische Ansätze in der Regel nicht berücksichtigt wird. Insoweit bestand die Zielrichtung darin, die meist rein phänomenologischen Ansätze zur Beschreibung des Materialverhaltens durch physikochemisch begründete Erklärungsansätze zu ergänzen. Dies machte es auch erforderlich, die übliche

Die ressourceneffiziente Lagerstättennutzung fördert den schonenden Umgang mit Grund und Boden, da bestehende Rohstoffgewinnungsflächen vollständig genutzt werden und die feinkörnigen Rest­stoffe auch hochwertige, seltenere Rohstoffe wie z. B. Kaolin oder Bentonit teilweise ersetzen. Durch die Aktivierung puzzolanischer Eigenschaften bei der CO2-emmisionsarmen Erhitzung entstehen Ersatzstoffe für Steinkohleflugasche, die zur Zement- und Betonherstellung zukünftig benötigt werden. Prof. Dr. rer. nat. Kurosch Thuro, 16. Juli 2020

ordnung der Entspannungsbohrungen sowie die Einflüsse aus der Baugrubengeometrie auf den Ausnutzungsgrad beim Nachweis der Sicherheit gegen hydraulischen Grundbruch untersucht. Zusätzlich wurde der Einfluss unterschiedlicher Durchlässigkeitsverhältnisse von Entspannungsbohrungen und Baugrund untersucht. Die starke gegenseitige Beeinflussung der Parameter lässt jedoch eine entkoppelte Betrachtung der einzelnen Parameter zu. Mit der Parameterstudie konnten jedoch die Eingangsgrößen mit dem größten Einfluss auf die Wirksamkeit identifiziert werden. Aufbauend darauf wurden dimensionslose Bemessungsdiagramme entwickelt, mit denen der planende Ingenieur für bestimmte häufig vorkommende Randbedingungen die erforderliche Anzahl der Entspannungsbohrungen sowie ihre Länge und Anordnung innerhalb der Baugrube ­bestimmen kann. Univ.-Prof. Dr.-Ing. Martin Ziegler, 24. Juli 2020

Julia Knopp, Universität Stuttgart

Regina Ettenhuber, Technische ­Universität Kaiserslautern

Ressourceneffiziente Lagerstättennutzung durch Verwertung mineralischer Reststoffe in der Sandund Kiesindustrie Bei der Herstellung der Baurohstoffe Sand und Kies fallen unverwertbare feinkörnige Sedimente als erdfeuchter Abraum und flüssige Kieswaschschlammsuspensionen an. Der Kosten- und Ressourcenaufwand für die Gewinnung, den Transport, die Aufbereitung und die Lagerung der Reststoffe führt zur ineffizienten Lagerstättennutzung und verhindert die wirtschaftliche Gewinnbarkeit feinkornrei­cher Sand- und Kiesvor­ kommen. In dieser Arbeit wurden Reststoffe aus acht Lagerstätten der größten Schottervorkommen des bayerischen Alpenvorlands hinsichtlich ihrer chemisch-mineralogischen Bestandteile, der Korngrößenzusammensetzung und weiterer ­bodenmechanischer Parameter charakterisiert. Die Verwertungsmöglichkeiten wurden anhand von Eignungsabschätzungstabellen für den Deponiebau, für land- und forstwirtschaftliche Zwecke, die Keramik-, Zement- und Lehmbaustoffherstellung sowie für thermisch oder

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Zum hydraulischen Grundbruch in runden Baugruben mit Einsatz von Entspannungsbohrungen

Mit diesem Nachweiskonzept wurden anschließend die Einflüsse aus der An-

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Rubriken makroskopische Betrachtungsweise durch eine mikroskopische, die Gefügestruktur erforschende Betrachtungsweise, zu ergänzen. Die Dissertation fokussiert sich dabei insbesondere auf die Untersuchung des bodenphysikalischen und bodenmechanischen Verhaltens von Ton- und Tonschluffsteinen am Beispiel von Keupergesteinen des südwestdeutschen Raums. Ausgehend von der Entwicklung geeigneter Probenahmemethoden wurde das verwitterungsabhängige Entfestigungsverhalten unter Berücksichtigung der physikochemischen Verwitterungsprozesse untersucht und verwitterungsabhängige mechanische Kenngrößen ermittelt. Im Ergebnis liefert die Arbeit umfassende Erkenntnisse über die verwitterungsabhängigen mechanischen Eigenschaften der Gesteine und neue Ansätze zum Einfluss des ­Porenraums. Univ.-Prof. Dr.-Ing. habil. Christian Moormann, 28. Juli 2020

Andreas Heiko Metzing, Universität ­Rostock

Verdichtung von ungebundenen Pflasterdecken und Plattenbelägen – Untersuchungen zur Lagerungsdichte des Fugenmaterials Bei der sog. ungebundenen Regelbauweise von Pflasterdecken und Plattenbelägen werden Bettung und Fugenmaterial aus einem ungebundenen Baustoffgemisch natürlicher Gesteinskörnungen hergestellt. Ungebundene Pflasterdecken und Plattenbeläge sollten mit feuchtem Fugenmaterial durch Einsatz einer Rüttelplatte verdichtet werden, um den Reibungswiderstand im Material und zwischen Stein und Fugenmate­ rial zu reduzieren und demnach eine optimale Lagerungsdichte des ungebundenen Fugenmaterials zu erreichen. Die Verdichtungswilligkeit des Fugenmaterials hängt von der Kornform, der Korngrößenverteilung in Verbindung mit der Höhe der Feinanteile ab. Anhand der durchgeführten Laboruntersuchungen ist es über die Verwendung einer innovativen Prüfmethode mit der Fugensonde gelungen, die Stabilität bzw. Lagerungsdichte von ungebundenen Fugen zu ermitteln. Durch Einschlämmen werden die Fugen bestmöglich gefüllt. Einfegen hat den Nachteil, dass je nach Wassergehalt das lose Fugenmaterial nicht im gesamten Fugenquerschnitt eingebracht werden kann (Hohlräume im Fugenquerschnitt). Jede vorgenommene Verfugung ist zu verdichten. In

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Abhängigkeit von der Fugenbreite, vom Fugenmaterial und der Steinhöhe können mehrere Verdichtungsvorgänge notwendig werden. Die durchgeführten Fugensondierungen haben selbst bei hohen Wassergehalten des Fugenmaterials bei Ausübung der Sondierung zu geringeren Eindringtiefen der Sondiernadel geführt als bei Fugenmaterial mit geringen Wassergehalten. Univ.-Prof. Dr.-Ing. Fokke Saathoff, 2. September 2020

Daniel Wilmsmeier, Leibniz Universität Hannover

Ein Beitrag zur Rohr-Boden-Interaktion von grabenlos verlegten Fernwärmeleitungen Mit der Fernwärmetechnik ist die Nutzung der Abwärme von Kraftwerken zur Stromerzeugung möglich, indem die Wärme über Leitungsnetze an Verbraucher verteilt wird. Üblicherweise werden Fernwärmeleitungen im offenen Graben verlegt und in Sandboden eingebettet. In jüngster Zeit wurde und wird auch untersucht, unter welchen Randbedingungen eine grabenlose bzw. unterirdische Verlegung, insbesondere im HDD-Verfahren (Horizontal Directional Drilling), möglich ist. Eine Problematik in diesem Zusammenhang ist die Bemessung der so verlegten Leitungen. Fernwärmeleitungen interagieren wegen der auftretenden Temperaturdifferenzen intensiv mit dem umgebenden Boden, weshalb die zwischen Leitung und Boden vorhandenen Spannungen und die Reibungs­beiwerte das Tragverhalten stark beeinflussen. Welche Spannungen und Reibungsbeiwerte bei im HDD-Verfahren verlegten Leitungen auftreten, ist weitgehend ungeklärt. Ziel der Arbeit war es, mittels der Auswertung von Feld- und Laborversuchen die Kenntnisse zum Reibungsverhalten zwischen HDD-verlegten Fernwärmeleitungen und Boden unter zyklischen Beanspruchungen zu erweitern. Es werden sowohl In-situ-Versuche als auch eigens konzipierte Modell- sowie Laborversuche zum Kontaktreibungsverhalten von Sand bzw. Sand-Bentonit-Gemischen und PE ausgewertet. Auf dieser Basis werden Ansätze zur Berücksichtigung der HDD-Verlegung in der statischen Bemessung von Fernwärmeleitungen entwickelt. Prof. Dr.-Ing. Martin Achmus, 11. September 2020

Patrick Sven Gütz, Leibniz Universität Hannover

Tensile-loaded suction bucket foundations for offshore structures in Sand Offshore Wind is becoming increasingly important regarding renewable energy supply. A relatively new and promising foundation solution, which also has advantages with regard to environmental issues, is a jacket structure with multiple suction buckets. However, the behavior of suction buckets under quasi-static and particularly under cyclic tensile loading, which can hardly be avoided in operation, is yet not well understood. Therefore, both sophisticated physical model tests and numerical simulations were conducted and evaluated. Tests with deformation-controlled monotonic loading showed that the tensile resistance significantly increases with increasing loading rate, i.e. decreasing drainage, but on the cost of large deformations. Tests with cyclic tensile loading revealed that cyclic loads substantially exceeding the drained resistance caused severe displacements after few cycles, but the occurrence of only a limited number of cycles just slightly exceeding the drained resistance might be acceptable. The tests were used for the validation of a hydraulically-mechanically coupled finite element model. With this numerical model, observations in the model tests could be explained and the range of considered parameters which affect the rate of displacement accumulation under cyclic loading could be extended. Moreover, a concept for defining a cyclic equivalent load was proposed and demonstrated successfully. ­Finally, a straightforward calibration ­procedure of an analytical model was proposed along with its effective implementation. Prof. Dr.-Ing. Martin Achmus, 22. September 2020

Thomas Zumbrunnen, Technische ­Universität München

Risikomanagement von Naturgefahren in einem überregionalen Straßennetz am Beispiel der Landkreise Traunstein und Berchtesgadener Land Die Straßen in den alpinen Bereichen der Landkreise Berchtesgadener Land und Traunstein zählen zu den am stärksten durch Naturgefahren betroffenen Strecken in Deutschland. Felsstürze, Rutschungen, Lawinen-, Steinschlag- und Murereignisse führen immer wieder zu Unfällen und Straßensperrungen. Die in

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Rubriken den letzten Jahren steigende Zahl an Wetterextremen verschärft die Situation im Straßennetz zusätzlich. Naturschutzbelange, forstrechtliche, privatrechtliche, kommunale und wirtschaftliche Interessen sowie der Kostendruck bei den verantwortlichen Behörden stehen technischen Lösungen oft entgegen. Für die Baulastträger des in die Jahre gekommenen, in weiten Teilen stark geschädigten, Straßennetzes (Brücken, Stützmauern, Entwässerung) bedeutet dies eine kaum lösbare Konfliktsituation. Der stetig zunehmende Verkehr, die erforderlichen Unterhaltungsmaßnahmen und die immer dringlicher werdenden baulichen Sanierungsmaßnahmen schränken die ständige Verfügbarkeit der Straßen auch ohne naturgefahrbedingte Sperrungen stark ein. In der Arbeit wurden mit neuen Methoden Ereignisse und bestehende Sicherungsbauwerke erfasst. Durch Auswertung von ca. 1000 Naturgefahrenereignissen, über 8600 Sicherungsbauwerken und etwa 240 Bau- und Unterhaltungsmaßnahmen zum Schutz der Straßen konnte eine Methode für eine vereinfachte Naturgefahrenanalyse entwickelt werden. Zudem wurden weitere Problemfelder definiert, die einen erheblichen Einfluss auf die Verfügbarkeit und Funktion des bestehenden Straßennetzes haben. Für diese Problemfelder wurden Kennwerte ermittelt, um sie in ein Gesamtkonzept für einen systematischen, risikobasierten Umgang mit Naturgefahren in einem überregionalen Straßennetz miteinzubeziehen. Dadurch kann die Umsetzung von Projekten beschleunigt und das Risikomanagement verbessert werden. Univ.-Prof. Dr.-Ing. habil. Kurosch ­Thuro, 25. September 2020

Karlotta-Franziska Seitz, Technische Universität Hamburg

Zur Topologieoptimierung von geotechnischen Strukturen und zur Tragfähigkeitssteigerung des Baugrunds durch Scherfugenverfestigung Motiviert von Material- und Kosteneinsparung beschäftigt sich diese Dissertation einerseits mit der Topologieoptimierung von geotechnischen Strukturen und andererseits mit numerischen und physikalischen Untersuchungen zu einer Tragfähigkeitssteigerung durch die Verfestigung von Scherfugen. Ein Verfahren zur Topologieoptimierung wird für die Anwendung auf ein Einzelfundament in kohäsionslosem Boden wei-

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terentwickelt und durch den Abgleich mit Modellversuchen validiert. Die Verformungen können durch die Optimierung mit SIMP, gekoppelt mit einer Finite-Elemente-Analyse mit Abaqus und hypoplastischem Stoffmodell, um bis zu 50 % gegenüber alternativen, volumengleichen Flachfundamenten reduziert werden. Das entwickelte Verfahren zur Scherfugenverfestigung besteht aus einer MATLAB-Routine, die die Ermittlung der Traglast und Lage der Scherfuge durch das numerische Programm ­OptumG2 (Ober- und Unterschrankenanalyse mittels Finite-Element-Limit-Analyse) vorsieht. Eine Traglaststeigerung kann durch die Verfestigung der Scherfuge erzielt werden. Die Modellversuche zur Scherfugenverfestigung werden in einer geotechnischen Zentrifuge durchgeführt. Die Umsetzung der Scherfugenverfestigung erfolgt durch Injektion von Epoxidharz in einem feinen Sand. Die Versuchsergebnisse zeigen, dass eine Steigerung der Traglast um bis zu 28,8 % erreicht werden kann. In der Baupraxis ließen sich die entstehenden Strukturen durch das Düsenstrahlverfahren (Topologieoptimierung) oder die Injektion von Kunststoffen (Scherfugenverfestigung) umsetzen. Im Hinblick auf die künftig nötige Reduktion von Emissionen und Ressourceneinsatz weisen beide vorgestellten Methoden großes Potenzial auf. Prof. Dr.-Ing. Jürgen Grabe, 29. September 2020

Christiane Bergmann, Technische ­Universität Darmstadt

Experimentelle Untersuchungen zum Fließverhalten von wassergesättigten, grobkörnigen Böden Die Arbeit beschäftigt sich mit der Grundlagenforschung zum Fließverhalten von wassergesättigten, grobkörnigen Böden, die im Rahmen eines DFG-Forschungsvorhabens gemeinsam mit der Ruhr-Universität Bochum durchgeführt wurde. Durch die Entwicklung eines neuartigen Großversuchsstands und unter Verwendung der optischen Messmethode Particle-Image-Velocimetry (PIV) konnten detaillierte Kenntnisse über das Fließverhalten unterschiedlicher Böden gewonnen werden. Auf Basis der gewonnenen Kenntnisse zur Geschwindigkeitsentwicklung der wassergesättigten, grobkörnigen Böden konnte ein Vergleich zur Geschwindigkeit von Wasser nach der Ausflussformel von Torricelli gezogen werden. Für die untersuchten sandi-

gen Böden konnte die den Untersuchungen zugrundeliegende Annahme, dass der wassergesättigte Boden wie eine zähe Flüssigkeit fließt, bestätigt und ein erster Ansatz für die Erweiterung der Ausflussformel nach Torricelli entwickelt werden. Außerdem dienen die umfassenden gewonnenen Kenntnisse als eine solide Datengrundlage zur Implementierung und Kalibrierung von numerischen Modellen, bspw. zur Bestimmung der Zähigkeit von Boden-Wasser-Gemischen. Prof. Dr.-Ing. Rolf Katzenbach, 14. Oktober 2020

Peter Ellecosta, Technische Universität München

Determining abrasivity for hard rock TBM tunnelling

Even today, wear issues play a crucial ­role in the success of hard rock TBM tunnelling. Thus, excavation tools must be selected carefully and adapted to ground conditions. The TBM project ­Koralm Tunnel (KAT2), with a length of about 19 km, offered the opportunity to investigate the wear shapes of the cutter rings used, which were caused by a large number of different rock types. The thesis focuses on both macroscopic and microscopic types of wear and the resulting problems. With the aid of metallographic sections as well as SEM images, the microscopic changes of the surface and the steel microstructure could be visualized. In addition, hardness tests were carried out according to Knoop, Vickers and Rockwell. The results showed, among other things, that the contact surface of the cutter steel is hardened and em­ brittled during the excavation process. This all allows a better understanding of the tribological processes under the disc cutter, which lead to tool wear. This knowledge provides the basis for future improvements. In addition, a new, simple and fast procedure is proposed to characterize minerals and rocks with respect to their wear potential using hardness tests (Knoop and Vickers). Prof. Dr. rer. nat. Kurosch Thuro, 16. Oktober 2020

Daniel Gröger, Technische Universität Clausthal

Ebene Homogenisierung des periodisch zellularen Verbundmaterials Geozelle-Boden

Die Arbeit umfasst eine Abbildung des Verbunds aus dem dreidimensionalen

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Rubriken Geokunststoff Geozelle und dem Füllmaterial Boden als homogenes Material zur Übertragung auf ebene Flächentragwerke. Wegen der strukturellen Materialsymmetrie und unter Ausschluss einer Zugfestigkeit des Bodens weist das Verbundmaterial Geozelle-Boden ein orthotropes Materialverhalten mit abweichenden Eigenschaften bei Zug- und Druckbeanspruchung auf. Für eine homogene Beschreibung dieses Materialverhaltens werden, angelehnt an ein flächenbasiertes Homogenisierungsverfahren für hexagonale Wabenkerne in Sandwichwerkstoffen, äquivalente Materialkennwerte in der Aufspannebene abgelei­tet. Hierzu wird das periodisch zellulare Gesamtsystems auf ein repräsentatives Volu­ menelement reduziert, und die Zellwände werden über Balken- und Plattenelemente in statische Ersatzsysteme überführt. Die Wirkung des Bodens wird über Einzelfedern in den Ersatzsystemen berücksichtigt. Aus der Lösung der diskreten Ersatzsysteme für unterschiedliche Belastungszustände ergeben sich analy­tische Bestimmungsgleichungen zu den äquivalenten Materialkennwerten sowie über Grenzwertbe­trachtungen vereinfachte Formulierungs- und Anwendungsgrenzen. Die Plausibilität der analytischen Lösung wird durch den Vergleich mit Finite-Elemente-Berechnungen aufgezeigt. Eine Parameterstudie ver­ deutlicht die Einflussgrößen auf die äquivalenten Materialeigenschaften und ­deren grundlegende Zu­sammenhänge. Abschließend werden die äquivalenten Materialkennwerte auf die Flächentrag­ werksmodelle einer nun homogenen Scheibe und schubstarren Platte übertragen. Aufgrund der abweichenden Mate­ rialeigenschaften bei Zug- und Druckbeanspruchung werden, ausgehend von der schubstarren Plattentheorie, ergänzend Bestimmungsgleichungen zu äquivalenten Plattenbiegestei­figkeiten hergeleitet sowie das Vorgehen zur Führung der Materialnachweise demonstriert. Prof. Dr.-Ing. Norbert Meyer, 6. November 2020

Martin Potten, Technische Universität München

Geomechanical characterization of sedimentary and crystalline geothermal reservoirs

To use geothermal energy in Bavaria even more, a precise knowledge of the underground is essential. This work characterizes geomechanically the most promising areas within Bavaria. The results for the North Alpine Forland Basin, SE

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Germany of eleven investigated core drilling show that the Upper Jurassic aquifer has very heterogeneous geomechanical characteristics. In the Franconian Basin in NE Bavaria, petrothermal geothermal energy should be used in the future. Due to the absence of samples from this area, sample material similar to the reservoir rock was examined from twelve outcrops in the Fichtelgebirge. The results of the analogue samples show that if applicable granites present below the Franconian Basin in NE Bavaria have very homogeneous geomechanical characteristics. For both locations a stress distribution in the near-field of the borehole was carried out with the program RS2 from Rocsience. The depth of failure around the borehole was also calculated. The determined parameter ranges can be used in the future to check existing models and also create new models. They allow for a more precise understanding of the sedimentary and crystalline reservoirs and a more ­effective use of geothermal energy in ­Bavaria. Univ.-Prof. Dr. habil. Kurosch Thuro, 11. November 2020

Marc Stapelfeldt, Hamburg University of Technology

The influence of the drainage regime on the installation and the response to vertical cyclic loading of suction caissons

Offshore wind is a key part of the change towards renewable energy sources. Offshore wind farm developments are moving to sites that are characterised by increased water depths and layered soil profiles in addition to uniform sand. Suction caisson based jacked structures are expected to be increasingly used to support wind turbines. Experience of suction caissons serving as foundations for offshore wind turbines is limited. The mechanisms governing the suction caisson installation – especially in layered soil profiles – are poorly understood and no published data of the in-service performance of suction caisson jackets supporting offshore wind turbines exists. This gap is addressed here through multiple series of centrifuge tests, numerical simulations and analytical calculation methods investigating the installation and the response of suction caissons in uniform sand and layered soils subjected to vertical cyclic loading into tension. The results reduce uncertainties by revealing the mechanisms underlying the suction caisson installation and the response to vertical cyclic loading. This the-

sis provides a novel experimental database, calculation methods and guidelines for improvements on the recommended design practice for suction caisson foundations for offshore wind turbines. Prof. Dr.-Ing. Jürgen Grabe, 17. November 2020

Meskerem Kebede Atahu, Universität Rostock

The effect of coffee husk ash on geotechnical properties of expansive soil Der Titel der in englischer Sprache verfassten Arbeit lautet in deutscher Sprache etwa: Auswirkungen von Kaffeeschalenasche (CHA) auf die geotechnischen Eigenschaften von expansiven Böden (in Äthiopien). Kaffeeschalen sind ein Nebenprodukt, CHA die resultierende Asche bei der Kaffeeproduktion. Laborversuche zielen darauf, die Wirksamkeit von CHA-Behandlungen von expansiven Böden an den Plastizitätsgrenzen, dem Quellungspotenzial, den Verdichtungs­ eigenschaften, der Kompressibilität, der uneingeschränkten Druckfestigkeit, der Dauerhaftigkeit (Benetzungstrocknung), dem California Bearing Ratio und der Scherfestigkeit des untersuchten Bodens zu bewerten. Die Ergebnisse zeigen, dass der mit CHA behandelte Boden im Allgemeinen Verbesserungen zeigt. Die Zugabe von 20 % CHA erhöht die Tragfähigkeit und reduziert die Quellkapazität des Bodens um etwa das Dreifache im Vergleich zum unbehandelten Boden. Darüber hinaus zeigen die morphologischen Untersuchungen der mit 10 und 15 % CHA behandelten Bodenproben die Bildung von hydratisierten Partikeln und zementierten Verbindungen als Ergebnis der Reaktion zwischen dem Boden und der CHA. Darüber hinaus wurden ähnliche Untersuchungen durchgeführt, um die Wirksamkeit von CHA und Kalk in Kombination zu bewerten. Diese Laborergebnisse zeigen, dass expansive Böden, die mit der Mischung aus Kalk und CHA behandelt werden, im Vergleich zu kalkbehandeltem Boden effektiver sind, indem die Plastizität und Quellung reduziert und die Tragfähigkeit verbessert werden. Darüber hinaus zeigt die Röntgenbeugung (XRD) derart behandelter Proben das Auftreten von zementhaltigen Verbindungen, was wesentlich zur Verbesserung der geotechnischen Eigenschaften beiträgt. Univ.-Prof. Dr.-Ing. Fokke Saathoff, 20. November 2020

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Rubriken Désirée D. Plenker, Technische ­Universität Hamburg

Physical and numerical investigations of the dynamic interaction of granulates and fluid A hybrid modelling approach consisting of physical tests and numerical simulations with the coupled CFD-DEM is applied to investigate the interaction be­ tween granular material and fluid on phenomena of fluid-soil interaction. The interaction between the granular particles, the pore-fluid and the free-fluid is investigated by means of three prominent scenarios. In a first benchmark test, the numerical method is applied on the scenario of an individual particle sedimentation to verify the numerical results on basis of this analytically well-known example. The second investigation concerns the granular slumping mechanism of submerged granular material. Thereby, the influence of the fluid-particle interactions on the slumping mechanism are examined in specific. The numerical simulations reveal the detailed interaction processes on a grain scale and their influence on the overall collapse mechanism by analyses of kinetic energy evolution and particle contact characteristics. The third investigation of this thesis concerns the motion threshold of sediment transport at a hydraulic rough surface. Extensive physical tests are conducted to determine the motion threshold of glass particles on a grain scale. Although the corresponding numerical simulations cannot reproduce the determined motion threshold, the initiation of transport stages can be successfully modelled and show the development of transport features. Prof. Dr.-Ing. Jürgen Grabe, 27. November 2020

Manuela Kanitz, Technische Universität Hamburg

Experimental and numerical investigation of particle-fluid systems in geotechnical engineering

Unresolved coupled CFD-DEM is used to investigate four problems in geotechnical engineering on particle-scale regarding the interaction between sand particles and pore fluid flow: fluidisation of sand, suffusion, suction dredging of submarine slopes and the extraction of a plate from saturated sand. The investigations on fluidisation of sand show a good agreement between the experimental and numerical results. Regarding suffusion, an extensive investigation of the influence of the drag force on the erosion me-

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chanism of fines is carried out. The investigations on suction dredging show that the unresolved coupled CFD-DEM does not model pore water pressure changes due to dilatancy and contractancy in the soil. A model is developed which computes the influence of excess pore water pressures on the displacements of the individual soil particles. The extraction of a plate from saturated sand reveals good agreement using a new solver, which includes the interaction of the plate with the soil particles and with the surrounding fluid. In summary, unresolved coupled CFD-DEM can only be directly applied to some geotechnical issues. Since its application in geotechnics is still young, the method needs further ­development to model geotechnical ­problems sufficiently accurate. Prof. Dr.-Ing. Jürgen Grabe, 7. Dezember 2020

Sinah Kilian, Universität Innsbruck

Thrust systems in the western northern calcareous alps – a field based numeric modelling approach In this study the tectonic subdivision of the western Northern Calcareous Alps (NCA), which was a matter of controversies since it was introduced, is reinvestigated. We concentrated on the Karwendel, Mieming and Wetterstein Mountains and showed that only two main thrust sheets, instead of three, are necessary in the western NCA. We emphasise that the tectonic subdivision must be based on old-on-young relationships, while the previously used subdivision included outof-sequence thrusts to delimit thrust sheets. For the western NCA we renamed the thrust sheets in a tectonically deeper Tannheim thrust sheet and a tectonically higher Karwendel thrust sheet. The two thrust sheets are separated by the Karwendel thrust. In a numeric model, performed with the finite element program Abaqus, we investigated some folding in the study area. Mainly the behaviour of the Karwendel thrust and the structures above the latter were of interest. We suggested that the large-scale folds of the Karwendel thrust sheet are salt-cored buckle folds on top of a saltbearing décollement horizon. We summarise the results of the structural investigations and the numeric model in a kinematic model and explain the importance of salt tectonics for the study area. Ao. Prof. Dr. Hugo Ortner, Priv.-Doz. Dr. tech. Barbara Schneider-Muntau, 11. Dezember 2020

Anke Werner, Technische Universität Darmstadt

Beitrag zur Wirkung von Gehölzwurzeln in oberflächennahen Böschungszonen als natürliche Bewehrung In der vorliegenden Dissertation werden wissenschaftliche Analysen sowohl auf Basis von experimentellen Untersuchungen in Form von (boden-)wurzelmechanischen Laboruntersuchungen und großkalibrigen Scherversuchen in dem neu angelegten Pflanzversuchsfeld der Technischen Universität Darmstadt zur Identifikation und Quantifizierung der maßgeblichen wurzelmechanischen Kennwerte durchgeführt. Der Fokus lag hierbei auf der Untersuchung des Zug-, Verbund- und Scherfestigkeitsverhaltens von mit Sandbirken- und Spitzahornwurzeln bewehrtem Sand. Zur Erfassung der Interaktion von Vegetation und Klima (Niederschlag, Temperatur), i. e. zur Quantifizierung des hy­ dromechanischen Einflusses, sind die über einen Zeitraum von 14 Jahren durchgeführten Langzeitmessungen der Saugspannungen und des Wassergehalts, i. e. der Sättigung an einem mit natürlicher Vegetation bewachsenen Bahndamm, ausgewertet worden. Das Ergebnis dieser wissenschaftlichen Forschung ermöglicht es, die standsicherheitserhöhenden Effekte aus der wurzelmechanischen und hydromechanischen Wirkung von Gehölzwurzelsystemen quantitativ durch den Kennwert der neu entwickelten, tiefenabhängigen Durchwurzelungskohäsion wirklichkeitsnah zu erfassen und in die Standsicherheitsbewertung von natürlich bewachsenen Böschungen zu implementieren, was bei der Sicherstellung der Standsicherheit zur erheblichen Einsparung von Ressourcen (Material, Geld, Zeit) bei der Sanierung bzw. beim Erhalt (alter) Bahnstrecken führt, die infolge von Nutzungsänderungen etc. den aktuellen Sicherheitsanforderungen genügen müssen. Die Feldstudien zeigten auch, dass stärkere Niederschlagsereignisse keine relevanten Auswirkungen auf Saugspannungs- bzw. die Sättigungszahländerungen im Damm bewirken und damit bei bewachsenen Böschungen keine baupraktische Bedeutung besitzen. Der Dammkern ist quasi „eingehaust“. Prof. Dr.-Ing. Rolf Katzenbach, 14. Dezember 2020

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Rubriken Carsten Lauer, Technische Universität Dresden/HTW Dresden

Bodenzustandsindex und zustandsabhängige Kennwerte für gemischtkörnige Böden

Für gemischtkörnige Böden existieren momentan keine eigenen Klassifikationskennwerte zur Beschreibung des Zustands. Die Verfahren zur Zustandsbeschreibung fein- bzw. grobkörniger Böden sind dafür nicht uneingeschränkt nutzbar. Die vorgelegte Arbeit stellt als Lösung ein Konzept für eine allgemeingültige Zustandsbeschreibung von Böden auf Basis eines neu entwickelten Bodenzustandsindex vor. Grundlage dafür ist die Aufteilung der Korngrößen des gemischtkörnigen Bodens in Grob- und Feinkorn. Entsprechend der Anteile wird unterschieden in vom Grob- oder vom Feinkorn dominierte Bereiche. Die Abgrenzung erfolgt über einen neuen Kennwert, den Grenzfeinkornanteil. Der eingeführte Bodenzustandsindex ermöglicht zum einen die Quantifizierung des Zustands in Anlehnung an Lagerungsdichte und Konsistenz, und zum anderen wird eine einheitliche sprachliche Zuordnung von Bereichen der Festigkeit vorgeschlagen. Mit diesen Grundlagen wurden Verfahren zur näherungsweisen Angabe von bodenmechanischen Kennwerten der Verdichtung, Zusammendrückbarkeit, Scherfestigkeit und Wasserdurchlässigkeit gemischtkörniger Böden entwickelt.

dissertationen / GEOTECHNIK AKTUELL

Die abgeleiteten Näherungsverfahren ermöglichen sowohl die Abschätzung der Kennwerte in Abhängigkeit vom Feinkornanteil als auch in Abhängigkeit vom Zustand. Die Qualität der entwickelten Näherungen wird durch die Überprüfung mit eigenen experimentellen Daten und publizierten Ergebnissen aufgezeigt. Univ.-Prof. Dr.-Ing. habil. Ivo Herle, 18. Dezember 2020

Robert Höppner, Universität der Bundeswehr München

Zum Tragverhalten von Fertigschraubpfählen unter axialer Belastung

Unter Fertigschraubpfählen versteht man vorgefertigte Pfähle, in der Regel aus ­Metall, die drehend in den Boden eingebracht werden. Sie werden in Europa zunehmend eingesetzt, da sie ein ressourcenschonendes Bauverfahren mit hoher Effektivität darstellen. Ziel der Arbeit war es, ein praktisch anwendbares Verfahren zur Prognose der Tragfähigkeit von Fertigschraubpfählen unter axialer Belastung herzuleiten. Hierzu wurden zunächst 1g-Modellversuche zum Trag- und Verformungsverhalten an einem eigens hierfür konstruierten Modellversuchsstand durchgeführt.

Die Versuchsserien wurden mittels der Particle Image Velocemitry Method ausgewertet. Der Einfluss der Flügel in Anzahl und Abmessungen wird deutlich gemacht. Wesentliche neue Erkenntnisse zur Kinematik von Fertigschraubpfählen im Zuge des Versagens wurden gewonnen. Zusätzlich wurde ein 1 : 1-Großversuche durchgeführt und dadurch die ­Erkenntnisse auf Druck-, Zug- und Schwelllasten erweitert. Auf der Grundlage der experimentellen und numerischen Untersuchungen wurde ein halbempirisches Bemessungsverfahren hergeleitet. Die physikalischen Elemente des Ansatzes gehen zurück auf herkömmliche Verfahren mit dem Scherversagen entlang von vorgegebenen Gleitlinien, wie z. B. beim Grundbruch. Es werden so z. B. Formfaktoren, wie sie bei der Grundbruchformel nach Prandtl bekannt sind, eingeführt und diese zur Berücksichtigung des relativen Wendel­ abstands definiert. Für die Anwendung des Bemessungsverfahrens in der Ingenieurpraxis wurden abschließend einfach handhabbare Bemessungsdiagramme entwickelt. Univ.-Prof. Dr.-Ing. Conrad Boley, Univ.-Prof. Dr.-Ing. habil. Christian Moormann, 18. Dezember 2020

G E O T E C H N I K A K T U E LL

Workshop zur 6. Auflage der EAB Der Arbeitskreis 2.4 „Baugruben“ in der Fachsektion „Erd- und Grundbau“ der Deutschen Gesellschaft für Geotechnik e. V. (DGGT) veranstaltet in Kooperation mit der Bundesanstalt für Wasserbau am 22. Juni 2021 einen virtuellen Workshop zur 6. Auflage der EAB. Es werden die wesentlichen Änderungen erläutert. Dies sind zum einen die Erfahrungswerte für Mantelreibung und Spitzendruck von

Spundwänden und Trägerbohlwänden. Zum anderen wurde das Kapitel „Baugruben in weichen Böden“ erheblich gestrafft. Einem dringenden Bedürfnis der Praxis folgend wurde zudem ein neues Kapitel „Unterfangungen“ als Baugrubensicherung erarbeitet. Die Veranstaltung ist als kostenfreier Livestream von ca. 2,5 Stunden geplant. Weitere Informationen: www.baw.de/ DE/service_wissen/veranstaltungen/ veranstaltungen.html

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Rubriken

Termine

T e r mine

22. Tagung für Ingenieurgeologie mit Forum für junge Ingenieurgeolog*innen

– Projekte der Umweltgeotechnik

Online 17. März 2021

www.dggt.de

Themen – Geothermie – Spezialtiefbau – Tunnelbau & Kavernen – Hangbewegungen

17. Informations- und Vortragstagung über Kunststoffe in der Geotechnik – FS-KGEO 2021, Teil 2 Online 19. Mai 2021

www.dggt.de

17. Informations- und Vortragstagung über Kunststoffe in der Geotechnik – FS-KGEO 2021, Teil 1 Online 24. März 2021 Thema – Geokunststoffe und Umwelt www.dggt.de

Forum für junge Geotechnik-Ingenieure

www.baw.de/DE/service_wissen/ veranstaltungen/veranstaltungen.html

35. Christian Veder Kolloquium Graz, Österreich 24. und 25. Juni 2021

Thema – Bewehrung mit Geokunststoffen

Thema – Innerstädtischer Spezialtiefbau – ­Planung und Ausführung

www.dggt.de

www.cvk.tugraz.at

6. Felsmechanik- und Tunnelbautag

24. Symposium Felsmechanik und Tunnelbau

Weinheim 10. Juni 2021 Themen – Felsmechanische Fragestellungen beim Bahnprojekt Stuttgart–Ulm – Nationale und internationale Projekte www.felsmechanik.eu

Online 14. April 2021

„Empfehlungen des Arbeitskreises „Baugruben“ (EAB)“

Fachsektion Erd- und Grundbau, Teil 1

Online 7. Juli 2021 Themen – Großprojekte Tunnelbau und Wasserbau – Endlagertechnologien und Materialverhalten www.dggt.de

Themen – Bodenmechanik – Erd- und Grundbau – Spezialtiefbau und Tunnelbau

Online 16. Juni 2021

9. Essener Fachgespräch Endlagerbergbau

www.dggt.de

Thema – Vorträge der abgesagten 36. Baugrundtagung

Essen 8. September 2021

3. Bodenmechanik-Tagung

www.dggt.de

Weitere Informationen: engineering@dmt-group.com

Online 21. April 2021

2. Forum Tunnelbau

Fachsektion Erd- und Grundbau, Teil 2

Aachen 18. Juni 2021

Online 22. September 2021

Thema

Thema – Vorträge der abgesagten 36. Baugrundtagung

Themen – Zyklik und Dynamik – Mechanisches Verhalten bei Bodenbesserung – Wasserströmung und Boden – Numerik

– Abschiedsveranstaltung Univ.-Prof. Dr.-Ing. Martin Ziegler

www.dggt.de

www.dggt.de www.geotechnik.rwth-aachen.de

9. Symposium Umweltgeotechnik Online 5. Mai 2021 Themen – Deponiebau – Umgang mit Bodenaushub

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Workshop zur 6. Auflage der EAB

16. Hans Lorenz Symposium für Baugrunddynamik und Spezialtiefbau

Online 22. Juni 2021

Berlin 7. Oktober 2021

– Erläuterung der wesentlichen ­Änderungen in der 6. Auflage der

www.grundbau.tu-berlin.de

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Impressum „geotechnik“ – Fachzeitschrift für Bodenmechanik, Erd- und Grundbau, Felsmechanik, Ingenieurgeologie, Geokunststoffe und Umweltgeotechnik.

Verlag und für die Abfassung von Aufsätzen sind die „Hinweise für Autoren“ maßgebend. Diese können beim Verlag angefordert oder aus dem Internet geladen werden.

Organ: Deutsche Gesellschaft für Geotechnik e.V. (DGGT), c/o Haus der Technik, Hollestr. 1 g, D-45127 Essen Tel.: (02 01) 78 27 23, Fax: (02 01) 78 27 43 service@dggt.de, www.dggt.de

Die in der Zeitschrift veröffentlichten Beiträge sind urheberrechtlich geschützt. Alle Rechte, insbesondere das der Übersetzung in fremde Sprachen, vorbehalten. Kein Teil dieser Zeitschrift darf ohne schrift­ liche Genehmigung des Verlages in irgendeiner Form – durch Fotokopie, Mikrofilm oder andere Verfahren – reproduziert oder in eine von Maschinen, insbesondere von Datenverarbeitungsanlagen, verwendbare Sprache übertragen werden. Auch die Rechte der Wiedergabe durch Vortrag, Funk oder Fernsehsendung bleiben vorbehalten. Warenbezeichnungen, Handelsnamen oder Gebrauchsnamen, die in der Zeitschrift veröffentlicht werden, sind nicht als frei im Sinne der Markenschutz- und Warenzeichen-Gesetze zu betrachten, auch wenn sie nicht eigens als geschützte Bezeichnungen gekennzeichnet sind. Manuskripte sind über das webbasierte Einreichungs- und Begutachtungssystem ScholarOneManuscripts einzureichen: www.ernst-und-sohn.de/gete/for_authors.

Herausgeber: Dr.-Ing. Wolfgang Sondermann, Offenbach, DGGT-Vorsitzender Dr. rer. nat. Kirsten Laackmann, DGGT-Geschäftsführerin Editorial Board: • Prof. Dr.-Ing. habil. Christos Vrettos, TU Kaiserslautern (Head of Editorial Board), vrettos@rhrk.uni-kl.de • Dr.-Ing. Karsten Beckhaus, Bauer Spezialtiefbau GmbH, Schrobenhausen, karsten.beckhaus@bauer.de • Prof. Dr.-Ing. Jürgen Grabe, TU Hamburg-Harburg, grabe@tu-harburg.de • Prof. Dr.-Ing. habil. Achim Hettler, vormals TU Dortmund, achim.hettler@tu-dortmund.de • Prof. Dr.-Ing. Thomas Richter, GuD Consult GmbH, Berlin, richter@gudconsult.de Scientific Advisory Board: • Prof. Dr.-Ing. habil. Christian Moormann (Universität Stuttgart) • Prof. Dr.-Ing. Conrad Boley (Universität der Bundeswehr München) • Prof. Dr. habil. Kurosch Thuro (TU München) • Prof. Dr.-Ing. Martin Ziegler (RWTH Aachen University) • Dr.-Ing. Antje Müller-Kirchenbauer (MKP Müller-Kirchenbauer Ingenieurgesellschaft mbH, Neustadt) • Dr.-Ing. Thomas Voigt (Ed. Züblin AG, Stuttgart) • Prof. Dr.-Ing. Dietmar Placzek (ELE Beratende Ingenieure GmbH, Essen) • Dr.-Ing. Peter Ruland (Ramboll Deutschland GmbH, Hamburg) • Prof. Dr.-Ing. habil. Peter-Andreas von Wolffersdorff (Baugrund Dresden Ingenieurgesellschaft mbH, Dresden) • Prof. Dr.-Ing. Martin Achmus (Universität Hannover) • Prof. Dr.-Ing. habil. Ivo Herle (TU Dresden) • Prof. Dr.-Ing. Joachim Stahlmann (TU Braunschweig) • Dipl.-Ing. Wolfgang Wegner (Implenia Spezialtiefbau GmbH, Langen) Verlag: Wilhelm Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co.KG Rotherstraße 21, D-10245 Berlin Tel. +49 (0)30/47031-200, Fax +49 (0)30/47031-270 info@ernst-und-sohn.de, www.ernst-und-sohn.de Redaktion Managing Editor: Dr.-Ing. Helmut Richter Tel.: +49 (0)30/47031-265, Fax: +49 (0)30/47031-227, helmut.richter@wiley.com Project Editor: Giulia Fumagalli Tel.: +49 (0)30/47031-269, Fax: +49 (0)30/47031-270, giulia.fumagalli@wiley.com Verantwortlich für Produkte & Objekte: Dr. Burkhard Talebitari Tel.: +49 (0)30/470 31-2 73, Fax: +49 (0)30/470 31-2 29 btalebitar@wiley.com Gesamtanzeigenleitung: Fred Doischer, Tel.: +49 (0)30/47031-234 Anzeigenleiterin: Sigrid Elgner Tel.: +49 (0)30/47031-254, Fax: +49 (0)30/47031-230 sigrid.elgner@wiley.com Mit der Annahme eines Manuskriptes erwirbt der Verlag Ernst & Sohn das ausschließliche Verlagsrecht. Grundsätzlich werden nur Arbeiten zur Veröffentlichung angenommen, deren Inhalt weder im Innoch im Ausland zuvor erschienen ist. Das Veröffentlichungsrecht für die zur Verfügung gestellten Bilder und Zeichnungen ist vom Verfasser einzuholen. Der Verfasser verpflichtet sich, seinen Aufsatz nicht ohne ausdrückliche Genehmigung des Verlages Ernst & Sohn nachdrucken zu lassen. Aufsätze, die ganz oder teilweise an anderer Stelle bereits veröffentlicht worden sind, oder Referate über solche Aufsätze können mit Quellenangabe für den Abschnitt Berichte angenommen werden. Für das Verhältnis zwischen Verfasser und Redaktion oder

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Vorschau 2/21 Zum Bild  Bei möglichen Fels- und Bergstürzen im Einflussbereich von Siedlungsräumen und Infrastrukturbauwerken stellt sich zwangsläufig die Frage nach dem geeigneten Schutzbauwerk gegen gravitative Massenbewegungen. Über die Einwirkungen auf Schutzbauwerke existieren wenige verfügbare Daten. Vielmehr erfolgt die Abschätzung auf Grundlage von empirischen Formeln oder numerischen Rechenprogrammen. Mithilfe von empirischen Modellen können Einflussgebiete, Ablagerungsort sowie die Fließtiefe grob abgeschätzt werden. Bei den verschiedenen ­numerischen Programmen, die auf der Grundlage der Kontinuumsmechanik beruhen, sind sehr unterschiedliche, Eingangsparametern notwendig. Zur ­genaueren Definition der maßgebenden Parameter werden oft Modellversuche durchgeführt, um die ­verschiedenen Bemessungsmodelle zu validieren. Grundlage des vorliegenden Modellversuchs stellen der Versuchsaufbau und die Untersuchungen an der Universität British Columbia dar, welche die an der Universität Innsbruck repliziert und erweitert wurden.

Christopher Tinat, Johannes Kirstein, Jürgen Grabe Zur Tragfähigkeit von granularen Lastverteilungsschichten über Stabilisierungssäulen Simon Berger, Robert Hofmann, Lukas Wimmer Einwirkungen auf starre Barrieren durch fließähnliche gravitative Massenbewegungen Julia Knopp, Christian Moormann Verwitterungsabhängige Zerfalls- und Entfestigungsvorgänge veränderlich fester Ton- und Schlufftonsteine am Beispiel des Keupers Max Wiebicke, Ivo Herle, Edward Andò, Gioacchino Viggiani Measuring the fabric evolution of sand – application and challenges Ralf J. Plinninger, Heiko Käsling,Till Popp Empfehlung Nr. 25 des Arbeitskreises 3.3 der Deutschen Gesellschaft für Geotechnik e.V.: Bestimmung der Abrasivität von Gesteinen mit mineralogisch-petrographischen Verfahren (Änderungen vorbehalten)

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