Der Impulsverdichter zur mitteltiefen Verdichtung und Verbesserung von Böden

Univ.Prof. Dipl.-Ing. Dr.techn. Christoph Adam

Arbeitsbereich für Angewandte Mechanik, Leopold-Franzens-Universität Innsbruck Technikerstraße 13, A-6020 Innsbruck

Univ.Prof. Dipl.-Ing. Dr.techn. Dietmar Adam

Forschungsbereich für Grundbau, Boden- und Felsmechanik, TU Wien Karlsplatz 13, A-1040 Wien

Dipl.-Ing. Franz-Josef Falkner

Arbeitsbereich für Angewandte Mechanik, Leopold-Franzens-Universität Innsbruck Technikerstraße 13, A-6020 Innsbruck

Dipl.-Ing. Ivan Paulmichl

Geotechnik Adam ZT GmbH Wiener Straße 66-72/15/4, A-2345 Brunn am Gebirge

Johannes Fürpaß

TERRA-MIX Bodenstabilisierungs GmbH Schönaich 96, A-8521 Wettmannstätten

1 Einleitung

1.1 Allgemeines

Die ordnungsgemäße Abtragung von Bauwerkslasten erfordert eine Gründung auf tragfä-higem und setzungsarmem Baugrund. Insbesondere im Bereich von Infrastruktur-, Damm-, Straßen- und Eisenbahnbauten sowie im städtischen Raum zur effizienten Nut-zung von Bauplätzen stellen Gründungsmaßnahmen auch auf gering tragfähigen bzw.

setzungsempfindlichen Böden eine Notwendigkeit dar. Es werden dabei sowohl Tiefgrün-dungs- als auch Bodenverbesserungsmaßnahmen angewendet. Letztere stellen häufig die wirtschaftlichere Alternative dar. Dementsprechend groß ist die Nachfrage nach geeigne-ten Verfahren von oberflächennahen bis tief reichenden Bodenverbesserungsmethoden.

Zahlreiche Entwicklungen in den letzten Jahrzehnten bieten heute eine breite Palette von Verfahren für die Oberflächenverdichtung (z. B. Vibrations-, Oszillations- und selbst-regelnde Walzen) und für die Tiefenverdichtung (z. B. Rütteldruckverdichtung, Rüttelstopf-verdichtung, dynamische Intensivverdichtung). Für die mitteltiefe Verdichtung bzw. Ver-besserung von Böden stand bis vor kurzem keine dafür ausgelegte Gerätschaft mit einem effizienten Einsatzpotenzial zur Verfügung.

Mit der Konstruktion des Impulsverdichters (Rapid Impact Compactor – RIC) besteht die

Möglichkeit, diese Lücke zwischen Oberflächen- und Tiefenverdichtung zu schließen. Der Impulsverdichter ist eine Weiterentwicklung des „Rapid Runway Compactors“, der in den frühen 1990ern von BSP International Foundations Limited in Kooperation mit dem Briti-schen Verteidigungsministerium zur raschen Reparatur von Bombenkratern auf Militär-flugpisten entwickelt wurde, jedoch nie im Detail untersucht wurde und folglich der Einsatz auch nie optimiert werden konnte.

Im Rahmen eines von der Österreichischen Forschungsförderungsgesellschaft (FFG) ge-förderten Projektes [ADAM et al., 2010] ist der Vorgang der Impulsverdichtung grundlegend numerisch und experimentell mit dem Ziel untersucht worden, die für die Abgrenzung der Einsatzgebiete des Impulsverdichters maßgebenden Eigenschaften wie die Verdichtungs-wirkung und die Tiefe der Verdichtung bei unterschiedlichen Bodenaufbauten und Boden-

arten sowie die Erschütterungswirkung auf die Umgebung und die Wellenausbreitung im Boden zu ermitteln. In dieser Arbeit werden ausgewählte Ergebnisse dieser Untersuchun-gen präsentiert.

2 Der Impulsverdichter

2.1 Aufbau und Arbeitsweise

Der Impulsverdichter ist ein dynamisches Verdichtungsgerät, das die Technologie des hydraulischen Schlaghammers ausnutzt und zur Verbesserung der Untergrundeigenschaf-

ten mittels kontrollierter Stöße eingesetzt wird. Dabei wird die Verdichtungsenergie bzw. -leistung durch die große Schlagfrequenz eines Fallgewichtes aus einer relativ geringen Höhe auf eine Verdichtungsplatte erzeugt. Die Platte verbleibt dabei in ständigem Kontakt mit dem Untergrund, weshalb eine sichere und effiziente Energieeintragung möglich ist [ADAM & PAULMICHL, 2007]. Abb. 1(a) zeigt ein Foto eines Impulsverdichters, in Abb. 1(b) ist der Systemaufbau dargestellt.

Im Wesentlichen besteht der Impulsverdichter aus drei Komponenten (siehe Abb. 1(b) und Abb. 2):

dem patentierten Verdichtungsfuß,

der Schlaghaube und

dem hydraulischen „Hammer“ mit dem Fallgewicht.

Der Verdichtungsfuß ist eine Lastplatte aus Stahl mit einem Durchmesser von 1,5 m. Die-ser ist mit der Schlaghaube lose verbunden, damit nur stoßartige Druckkräfte auf die Ver-dichtungsplatte übertragen werden. Verdichtungsfuß, Schlaghaube und Fallgewicht wer-den auf den Ausleger eines 40 bis 48 Tonnen schweren Trägergerätes montiert.

Die derzeit verfügbaren Gerätetypen mit einer Fallmasse von 5.000, 7.000, 9.000 und

12.000 kg (RIC 5000, RIC 7000, RIC 9000 und RIC 12000) ermöglichen bei einer maxima-len Fallhöhe von 1,2 m das Einbringen einer Verdichtungsenergie von 60 bis 144 kNm, sodass bei einer Schlagfrequenz von 40 bis 60 Schlägen pro Minute eine Verdichtungsleistung von 2,4 bis 8,6 MNm/min erzielbar ist.

Trägergerät

Verdichtungsfuß

Schlaghaube

Fallgewicht

Ausleger

Verdichtungspunkt

(a) (b)

Abb. 1: Impulsverdichter RIC 9000. (a) Foto. (b) Systemaufbau

(a) (b)

Abb. 2: (a) Verdichtungsfuß ohne und (b) mit Schlaghaube

Im Unterschied dazu wird bei der Dynamischen Intensivverdichtung (DYNIV) [KOPF & PAULMICHL, 2005] ein schwereres Fallgewicht von einer größeren Höhe fallen gelassen; die Schlagfrequenz liegt jedoch nur bei rund 1 bis 2 Stößen pro Minute. Unter der Annah-me einer Fallgewichtsmasse von 10 bis 15 Tonnen und einer Höhe von 5 bis 15 m variiert die Verdichtungsenergie pro Schlag zwischen 490 und 2.207 kNm, die erzielbare Verdich-tungsleistung ist mit 0,5 bis 4,4 MNm/min deutlich geringer als beim Impulsverdichter.

Durch die Datenaufzeichnung während des Verdichtungsprozesses und die Online-Anzeige in der Fahrerkabine des Impulsverdichters sind eine Steuerung der Verdichtung, ein ökonomischer Geräteeinsatz und eine arbeitsintegrierte Qualitätskontrolle möglich. Es werden folgende Parameter automatisch aufgezeichnet, gespeichert und dokumentiert [PAULMICHL & Fürpass, 2009]:

Datum und Uhrzeit,

Lage des Verdichtungspunktes mittels GPS,

Anzahl der Verdichtungsstöße je Verdichtungspunkt (Schlaganzahl),

Eindringtiefe und

Verdichtungsenergie (eingebrachte Energie).

Das Abbruchkriterium ist durch die Schlaganzahl bzw. Einsenkung der Platte definiert.

2.2 Anwendungsgebiete

Mit dem Impulsverdichter ist eine mitteltiefe Verdichtung in effektiver und wirtschaftlicher Weise erzielbar. Der Vergleich mit anderen dynamischen Verdichtungsmethoden hinsicht-lich der Tiefenwirkung zeigt, dass der Impulsverdichter die Nische zwischen oberflächen-naher Verdichtung (statische und dynamische Walzen) und Tiefenverdichtung (Rüttel-druck- bzw. Rüttelstopfverdichtung, DYNIV) in effizienter und wirtschaftlicher Weise aus-füllt [ADAM et al., 2010, ADAM & PAULMICHL, 2007].

Die Verdichtung kann in ganz bestimmten Verdichtungsmustern mit ein bis drei Arbeits-gängen ablaufen. Es werden grundsätzlich 3 Muster unterschieden: Muster 1 mit einer linearen Abfolge und einem Arbeitsgang, Muster 2 mit einfachem Pilgerschritt und zwei Arbeitsgängen (Abb. 3) sowie Muster 3 mit doppeltem Pilgerschritt und drei Arbeitsgängen [ADAM et al., 2010].

1

5

2.50 m 2.50 m

2.50

m2.

50 m

1.50 m

313

13

13

13

5

55

24

24

24

24

Pimärraster

Sekundärraster

(a)

(b) Abb. 3: Verdichtungsmuster. (a) Primärraster (1. Arbeitsgang) und Sekundärraster

(2. Arbeitsgang) in Quadraten von 2,5 mal 2,5 m. (b) Foto – 2. Arbeitsgang

Mit diesem Gerät können Kiese, Sande, Schluffe, industrielle Nebenprodukte, Abraumma-

terial aus dem Bergbau und Müll auf Deponien erfolgreich verdichtet werden. Zu den Einsatzgebieten zählen die Erhöhung der Fundamenttragfähigkeit, die Verbesserung der Bettungsbedingungen für Bodenplatten, die Reduzierung des Verflüssigungsvermögens und die Stabilisierung von Abfallprodukten. Der Impulsverdichter könnte auch mit anderen Bodenverbesserungsverfahren kombiniert werden, z. B. mit der DYNIV, wenn die Bearbei-tungstiefe groß ist, mit der Rüttelstopfverdichtung oder mit der Kalk-Stabilisierung auf wei-chen bindigen Böden [FALKNER et al., 2010].

3 Untersuchungsmethodik

Die Untersuchungen setzen sich aus der numerischen Simulation der Wirkung des Im-pulsverdichters sowie aus großmaßstäblichen experimentellen Feldversuchen mit dem Impulsverdichter zusammen. Parallel dazu sind Bodenuntersuchungen im Feld und im Labor zur Bestimmung der maßgebenden Bodenkennwerte durchgeführt worden. Mit Hilfe

von numerischen Simulationen können umfangreiche Parameterstudien durchgeführt wer-den, die mit Feldversuchen nur sehr aufwendig oder überhaupt nicht realisierbar sind.

3.1 Mechanische Modellbildung für numerische Simulationen

Die numerischen Simulationen werden anhand eines einfachen mechanischen Modells

durchgeführt. Dabei wird die Fallmasse als Punktmasse mG aufgefasst, die aus der Fall-höhe h0 auf den Verdichtungsfuß fällt und anschließend hydraulisch wieder auf die ur-sprüngliche Fallhöhe gehoben wird. Die Geschwindigkeit der Fallmasse mG in der Fallhö-he h0 ist Null. Die Auftreffgeschwindigkeit vG berechnet sich bei Vernachlässigung aller Reibungsverluste gemäß der Beziehung [ZIEGLER, 1998]

vG = 2gh0 (1)

Die Auftreffgeschwindigkeit hängt nur von der Fallhöhe h0 und der Fallbeschleunigung g (= 9,81 m/s2) ab. Die Ergebnisse der numerischen Untersuchungen beruhen auf einer Fallhöhe von h0 = 1,2 m und einer Fallgewichtmasse von mG = 9.000 kg. Die Geschwin-

digkeit des Verdichtungsfußes v

F unmittelbar nach dem Auftreffen wird gemäß der Theo-

rie des vollkommen elastischen Stoßes [ZIEGLER, 1998] ermittelt,

vF =2mGvG

mG +mF

(2)

mF ist die Masse des Verdichtungsfußes, die mit mF = 4.000 kg angesetzt wird.

Das mechanische Verhalten des zu verdichtenden Untergrundes und des darauf stehen-den Verdichtungsfußes mit Schlaghaube, auf den die Fallmasse auftrifft, wird dreidimensi-onal mit Hilfe der Kontinuumsmechanik modelliert [ADAM et al., 2010, FALKNER et al., 2010]. Die Darstellung des Untergrundes als linear-elastischer isotroper Halbraum ist die einfachste Möglichkeit der Modellierung, die jedoch nur für Vergleichszwecke mit analyti-schen Lösungen brauchbar ist. Bei den vorliegenden Untersuchungen wird inelastisches Materialverhalten gemäß ratenunabhängiger Plastizitätstheorie berücksichtigt. Dadurch kann der Verdichtungsvorgang näherungsweise simuliert werden. Dem Verdichtungsfuß

mit kreisförmiger Aufstandsfläche (Durchmesser 1,5 m) werden die Kennwerte von linear elastischem Stahl zugeordnet. Zwischen dem Fuß und dem Boden wird in Horizontalrich-tung reibungsfreies Gleiten zugelassen. Bei der Diskretisierung für die numerischen Be-rechnungen wird die Rotationssymmetrie des dynamischen Interaktionssystems ausge-nutzt. Das zweidimensionale rotationssymmetrische Modell wird bei der Diskretisierung in einen Nah- und Fernbereich unterteilt. Im Nahbereich und für den Verdichtungsfuß kom-men Finite Elemente zur Anwendung. Um im Übergangsbereich zwischen Nah- und Fern-bereich Wellenreflexionen zu vermeiden und eine ungehinderte Energieausbreitung im

Halbraum zu ermöglichen, wird der Fernbereich mit Infiniten Elementen diskretisiert [ADAM et al., 2010, FALKNER et al., 2010]. In Abb. 4 ist das numerische Modell schematisch dar-gestellt.

18 m

15 m

Verdichtungsfuß

A

Nahbereich:Finite Elemente

Fernbereich:Infinite Elemente

reibungsfreies Gleiten

Abb. 4: Numerisches Rechenmodell für den Untergrund und den Verdichtungsfuß. Unterteilung des Halbraumes in Nah- und Fernbereich

Tab. 1: Materialkennwerte der untersuchten Böden

E

[MN/m2]

[ ]

[kg/m3] c

[N/m2]

[°]

[°]

sandiger Schluff 1 0,35 2000 10 22 8

schluffiger Feinsand 10 0,30 2000 5 26 8

sandiger Kies 20 0,25 2000 0 30 8

Für die genaue Erfassung der großen Spannungsgradienten während des Verdichtungs-vorganges ist eine feine räumliche Diskretisierung erforderlich. Das Rechenmodell setzt sich daher aus 31.078 Elementen zusammen [ADAM et al., 2010]. Die Anzahl der Frei-

heitsgrade beläuft sich auf 186.578. Es wird angemerkt, dass die verwendeten Finiten und Infiniten Elemente des Programmpaketes ABAQUS [ABAQUS, 2004] einen quadratischen Verschiebungsansatz besitzen.

Die Wirkung des Impulsverdichters wird für drei unterschiedliche Böden numerisch simu-liert. Als Beispiel eines bindigen Bodens mit geringer Steifigkeit wird sandiger Schluff be-

trachtet. Schluffiger Feinsand beschreibt einen schwachbindigen Boden mittlerer Steifig-

keit, und sandiger Kies wird als Beispiel eines nichtbindigen Untergrundes hoher Steifig-keit herangezogen. Die zugehörigen Materialparameter der unterschiedlichen Böden bei

idealer Plastizität sind in Tab. 1 angegeben. Dabei bezeichnen E den Elastizitätsmodul,

die Querdehnzahl, die Dichte, c die Kohäsion, den Reibungswinkel und die Dilatanz. Die Parameter c, , werden für die inelastische Modellierung des Bodens nach dem

Mohr-Coulomb’schen Versagenskriterium [MANG & HOFSTETTER, 2008] benötigt. Mit idea-

ler Plastizität wird die Verdichtungswirkung nach dem ersten Verdichtungsstoß gut be-schrieben. Um jedoch das Untergrundverhalten und insbesondere die Änderung der Bo-

densteifigkeit nach einer Serie von Verdichtungsstößen zu modellieren, wird angenom-

men, dass die Kohäsion linear mit den äquivalenten plastischen Verzerrungen im Sinne

von isotroper Verfestigung zunimmt. Der gewählte Zusammenhang zwischen den äquiva-

lenten plastischen Verzerrungen und der Kohäsion ist in [ADAM et al., 2010] beschrieben. Die materielle viskose Dämpfung des Untergrundes wird gemäß Rayleigh [CHOPRA, 2006]

mit 5% bei der Grundfrequenz und bei 70 Hz angesetzt.

3.2 Experimentelle Untersuchungen

Es wurden großmaßstäbliche experimentelle Untersuchungen auf verschiedenen Ver-suchsstrecken mit unterschiedlichen Bodenaufbauten durchgeführt. Dabei wurden dyna-mische Messaufnehmer sowohl in den Untergrund eingebaut als auch auf das Gerät mon-tiert, um das Bewegungsverhalten des Gesamtsystems messtechnisch zu erfassen und mit den theoretischen Simulationen vergleichen zu können. Für die Messung der Erschüt-terungen wurde das Aufzeichnungssystem MR2002DIN-CE (RED BOX) der Fa. SYSCOM eingesetzt. Die Schwinggeschwindigkeiten wurden mit einem triaxialen Geschwindigkeits-aufnehmer nach DIN 45669 (Fa. SYSCOM, Typ MS2003 A3HV 315/1) gemessen und mit einem Recorder (Fa. SYSCOM, Typ MR2002 DIN-CE) in-situ aufgezeichnet. An den

Messpunkten wurde die Schwinggeschwindigkeit in drei zueinander orthogonalen Rich-tungen im Frequenzbereich von 1 bis 315 Hz gemessen. Die anschließende Messdaten-auswertung erfolgte mit Hilfe des Softwarepaketes VIEW 2002 (Fa. Ziegler Consultants).

Zur Ermittlung der Verdichtungstiefe wurden in Abhängigkeit von den Untergrundverhält-nissen vor und nach der Impulsverdichtung Drucksondierungen (CPT) mit und ohne Po-renwasserdruckmessungen sowie Leichte, Mittelschwere oder Schwere Rammsondierun-gen (DPL, DPM oder DPH) durchgeführt. Die maßgebenden Bodenkennwerte wurden im Labor bestimmt.

4 Ergebnisse der numerischen und experimentellen Untersuchungen

Beim Vergleich zwischen den theoretischen und experimentellen Untersuchungen ist grundsätzlich zu berücksichtigen, dass für die Modellbildung dieses komplexen dynami-schen Interaktionssystems Boden-Impulsverdichter Vereinfachungen zu treffen sind. Es werden jedoch mit den Simulationen Einblicke in die dynamischen Vorgänge des plastisch verformbaren Bodens gewährt, die in diesem Umfang nie mit messtechnischen Methoden erfasst werden können. Die experimentellen Untersuchungen hingegen zeigen für ausge-

wählte Punkte unter definierten Randbedingungen die quantitativ tatsächlich auftretenden Werte für die messtechnisch bestimmbaren Kenngrößen.

4.1 Wellenausbreitung und Erschütterungswirkung

Wesentlich ist die Analyse der Wellenabstrahlung, die sich in Form von Oberflächen- und Raumwellen (Kompressions- und Scherwellen) ausbreitet. Damit kann die durch den Emit-

tenten ausgesandte Wellenenergie am Ort der Immission im Zusammenhang mit der Er-

schütterungswirkung auf Mensch und Gebäude untersucht werden. Dies stellt im Zusam-menhang mit der Anwendung von Bauverfahren mit dynamischer Anregung bzw. Wirkung

insbesondere im Nahbereich von Bauwerken und Ansiedlungen eine zentrale Frage dar.

In Abhängigkeit von den Bodenarten und den eingestellten Geräteparametern sind folglich Abstandsgesetze zu formulieren, welche als Grundlage für die Dimensionierung der Bo-

denverbesserungsarbeiten herangezogen werden können [PAULMICHL & FÜRPASS, 2009].

Gemäß einschlägiger Normen und Vorschriften, z.B. [ÖN S 9020], stellt die maximale re-

sultierende Schwingschnelle

v

R,max = maxvR

(3)

an der Oberfläche ein Maß zur Beurteilung der Erschütterungsauswirkung auf Mensch und Bauwerk dar. Für das vorliegende rotationssymmetrische Problem ist die resultierende

Schwingschnelle v

R wie folgt definiert:

v

R= x

2+ z

2 (4)

x und z sind dabei die Geschwindigkeitskomponenten in radialer und vertikaler Richtung.

Einen Überblick über das Abklingen der numerisch ermittelten maximalen Schwingschnel-le v

R,max an der Oberfläche mit zunehmender Distanz vom Rand des Verdichtungsfußes

erhält man aus Abb. 5(a). Dabei ist v

R,max für die drei untersuchten Böden schluffiger Fein-

sand (Boden geringer Steifigkeit), sandiger Schluff (Boden mittlerer Steifigkeit) und sandiger Kies (Boden hoher Steifigkeit) an diskreten Oberflächenpunkten doppellogarith-

misch aufgetragen. In einer solchen Darstellung können die Werte in guter Übereinstim-

mung durch eine lineare Ausgleichsgerade approximiert werden. Die in dieser Abbildung gezeigten Abstandsgesetze beweisen, dass die Erschütterungen umso schneller abklin-

gen, je geringer das Querkontraktionsverhalten des Untergrundes ist. Dies hängt in erster

Linie damit zusammen, dass nichtbindige Böden (sandige Kiese) eine niedrigere Quer-dehnzahl aufweisen als gemischtkörnige (schluffige Feinsande). Die höchsten Querdehn-

zahlen besitzen bindige Böden (sandige Schluffe). Insbesondere spielt dabei der Wasser-

gehalt eine wesentliche Rolle: Je höher der Wassergehalt ist, desto größer ist auch die Querdehnzahl. Aufgrund des praktisch inkompressiblen Verhaltens des Wassers im gesät-

tigten Boden klingen die Erschütterungen langsamer ab.

1

10

100

1000

1 10 100

sandiger Kies

sandiger Schluff

schluffiger Feinsand

Abstand [m]

vR

,max [

mm

/s]

10 mm/s

21 m 36 m(a)1

10

100

1000

1 10 100

Wr. Neudorf (G,s)

HWS Kamp (U,s)

FMZ Kottingbrunn(S,g,u)

ProbedammFischamend (G,s)

10 mm/s

11 m18 m21 m

34 m

Abstand [m]

(b)

vR

,max [

mm

/s]

Abb. 5: Maximale resultierende Schwingschnelle in Abhängigkeit vom Abstand zum Verdichtungsfuß. (a) Numerisch und (b) experimentell ermittelte Abstandsbe-ziehungen

In Abb. 5(b) sind ausgewählte im Zuge der experimentellen Untersuchungen messtech-

nisch ermittelte Abstandsgesetze für diverse Untergrundverhältnisse dargestellt. Insbe-

sondere wurden unterschiedliche Verdichtungszustände der Böden betrachtet. Es ist er-sichtlich, dass sich die niedrigsten Schwingschnellen bei der Verdichtung von locker gela-

gerten sandigen Kiesen (blaue Linie mit Kreuzen) ergaben. In diesem Zustand ist auch die

Querdehnzahl vergleichsweise gering. Diesbezüglich sei angemerkt, dass nur ein Verdich-tungsübergang erfolgte und das Erschütterungsniveau erfahrungsgemäß mit den Über-

gängen zunimmt. Die stärksten Erschütterungen wurden bei der Impulsverdichtung von

sehr dicht gelagerten sandigen Kiesen gemessen (grüne Linie mit Dreiecken). Dazwischen liegen die Schwingschnellen infolge der Verdichtung von sandigen Schluffen (rote Linie mit

Kreisen) und kiesig schluffigen Sanden (schwarze Linie mit Quadraten). Weiters ist zu er-

kennen, dass für die drei letztgenannten Fälle der Abklingkoeffizient praktisch gleich ist und gemäß linearer Regressionsanalyse bei rund 1,3 liegt. Im erstgenannten Fall ist der

Abklingkoeffizient mit 1,8 etwas größer. Der für Bauwerke der Gebäudeklasse III gemäß

[ÖN S 9020] einzuhaltende Grenzwert von zul. v

R,max = 10 mm/s wird entsprechend den experimentellen Untersuchungen in Abhängigkeit von den Untergrundverhältnissen bei der

Impulsverdichtung mit einer Fallmasse von 9.000 kg ab einer Distanz vom Verdichtungs-

fuß von 11 bis 34 m unterschritten. In den durchgeführten messtechnischen Untersuchun-gen liegt der erforderliche Mindestabstand für Bauwerke der Gebäudeklasse III durch-

schnittlich bei rund 20 m. Die numerisch ermittelten Mindestabstände betragen gemäß

Abb. 5(a) bei sandigem Kies und schluffigem Sand 21 m bzw. 36 m und liegen damit in der Größenordnung der experimentellen Ergebnisse. Die Abweichungen zwischen nume-

rischen und experimentellen Untersuchungen im Falle von sandigem Schluff lassen sich

im Wesentlichen mit der in den numerischen Simulationen angesetzten Querdehnzahl er-klären. Die mit Hilfe von numerischen Berechnungen und Feldmessungen getrennt ermit-

telten Abstandsgesetze liegen somit in derselben Bandbreite. Damit kann die für die nu-

merischen Simulationen vorgenommene mechanische Modellbildung für den Parameter-bereich der vorliegenden Untersuchungen verifiziert werden.

Mit zunehmender Schlagzahl vergrößern sich die Verdichtung und die Steifigkeit des Bo-dens, und folglich wird die Erschütterungswirkung verstärkt. Als Beispiel dafür zeigt Abb. 6

0

2

4

6

8

0 10 20 30 40 50Zeit t [s]

vR [

mm

/s]

Traismauer - Versuchsstrecke 1

Ausande

Abb. 6: Zeitverlauf der resultierenden Schwingschnelle im Abstand von 21 m vom Verdichtungspunkt zufolge von 34 Verdichtungsstößen

den Zeitverlauf der resultierenden Schwingschnelle v

R in einem Abstand von 21 vom Ver-

dichtungspunkt, die durch eine Serie von 34 Verdichtungsstößen induziert wird. Es ist er-sichtlich, dass die Vergrößerung der maximalen Schwingschnelle mit zunehmender

Schlagzahl kleiner wird. Nach dem 20. Stoß bleibt die maximale resultierende Schwing-

schnelle in etwa gleich groß. Die Aufzeichnung von Abb. 6 erfolgte bei der Verdichtung von Ausanden auf der Versuchsstrecke 1 im Rahmen der Errichtung der Donaubrücke

Traismauer [ADAM et al., 2010].

Die zu Beginn der Verdichtung mit jedem zusätzlichen Schlag ausgeprägte Zunahme der

maximalen Schwingschnelle führt dazu, dass auch das Abklingen der Erschütterungen

langsamer vonstatten geht. Dieser Sachverhalt wird durch die in Abb. 7(a) gezeigten nu-merisch ermittelten Abstandsgesetze bestätigt. In dieser Abbildung sind die maximalen

Schwingschnellen vR,max nach dem ersten, dem dritten, dem fünften und dem zehnten

Stoß für Materialparameter des schluffigen Feinsandes dargestellt. Die isotrope Verfesti-gung führt praktisch zu einer Parallelverschiebung der Ausgleichsgeraden, wodurch die

maximale resultierende Schwingschnelle von 10 mm/s in einem immer größer werdenden

Abstand vom Verdichtungspunkt auftritt.

Numerische Simulationen zeigen, dass die Verdichtungswirkung auf homogenen und ge-schichteten Böden unterschiedlich ist, wobei geschichtete Böden ein wesentlich komplexe-res Verhalten zeigen. Es ergeben sich in Abhängigkeit vom Schichtaufbau („weich auf steif“ oder „steif auf weich“) und Schichtstärke unterschiedliche Verdichtungseffekte. Für die praktische Anwendung ist im Allgemeinen die gering verdichtete, weniger steife Schicht auf einem steifen Untergrund maßgebend. Abb. 7(b) zeigt für einen elastoplasti-

schen geschichteten Halbraum mit Deckschichtdicken von 1 m, 2 m, 3 m und 5 m die nu-merisch berechnete maximale resultierende Schwingschnelle an der Oberfläche nach dem dritten Verdichtungsstoß als Funktion vom Abstand zum Verdichtungsfuß. Die Boden-schicht aus sandigem Schluff besitzt eine geringe Bodensteifigkeit, die dem sehr steifen Halbraum aus sandigem Kies überlagert ist. Das Abklingverhalten und die Größenordnung sind für die untersuchten Fälle ähnlich. Vergleichsrechnungen [ADAM et al., 2010] zeigen,

10

100

1000

1 10 100

1. Stoß3. Stoß5. Stoß10. Stoßelastisch

schluffiger Feinsand

Abstand [m]

vR

,max [

mm

/s]

(a)

10

100

1000

1 10 100

1m

2m

3m

5m

sandiger Schluff auf sandigem Kieselastoplastisch

Schichtdicke

Abstand [m]

vR

,max [

mm

/s]

(b)

Abb. 7: Maximale resultierende Schwingschnelle in Abhängigkeit vom Abstand zum Verdichtungsfuß. Numerisch ermittelte Abstandsbeziehungen (a) nach der angegebenen Anzahl von Verdichtungsstößen für einen homogener Boden; (b) für den geschichteten Halbraum mit unterschiedlichen Deckschichtdicken

dass sich ein Untergrund mit 5 m Schichtdicke wie ein homogener Boden mit den gleichen Materialparametern der Deckschicht verhält.

Anschließend wird die Ausbreitung der Oberflächen- und Raumwellen im Untergrund zu-folge des Verdichtungsvorganges anhand numerischer Ergebnisse diskutiert. Abb. 8 zeigt

für die Modellparameter eines elastischen schluffigen Feinsandes den numerisch ermittel-ten räumlichen Verlauf der resultierenden Schwingschnelle zu zwei diskreten Zeitpunkten nach dem ersten Stoß. Man erkennt deutlich die kugelförmige Ausbreitung und das zeitli-che Abklingen der Wellen im Halbraum. Vergleich der Abb. 8(a) und Abb. 8(b) beweist, dass durch die geometrische Dämpfung die Amplituden rasch abklingen. Gemäß Abb. 8(b) treten die maximalen Schwingschnellen an der Oberfläche auf, da die Rayleigh-Wellen anteilsmäßig die größte Energie besitzen [WOLF, 1986]. Man erkennt deutlich, dass die Kompressionswelle der Scherwelle vorauseilt. Im äußeren Bereich sind nach dem Charak-

ter von Kompressionswellen zwischen Zonen von Kompression und Dilatation die Schnel-

t = 0.07 s t = 0.13 s

(a) (b)

Abb. 8: Verteilung der resultierenden Schwingschnelle zu zwei Zeitpunkten nach dem ersten Verdichtungsstoß. Schluffiger Feinsand – elastisch

t = 0.07 s t = 0.13 s

(a) (b)

Abb. 9: Verteilung der resultierenden Bodenbeschleunigung zu zwei Zeitpunkten nach dem ersten Verdichtungsstoß. Schluffiger Feinsand – elastisch

ligkeiten Null. In Abb. 9 ist die zugehörige räumliche Ausbreitung des Betrages der resul-tierenden Beschleunigung zu denselben Zeitpunkten dargestellt.

Wie der Vergleich dieser Ergebnisse mit den Abb. 10 und 11 beweist, verläuft die Ausbrei-tung der Raum- und Oberflächenwellen bei Berücksichtigung ideal elastoplastischer Bo-

deneigenschaften ähnlich wie im vollkommen elastischen Boden. Die Energiedissipation infolge plastischer Deformationen führt jedoch zu einer deutlichen Verringerung der Magni-tude der induzierten Wellen.

Für den bereits zuvor betrachteten geschichteten elastoplastischen Untergrund „weicher Boden“ (sandiger Schluff mit der Dicke von 1,0 m) auf „steifem Halbraum“ (sandiger Kies) zeigt Abb. 12 die räumliche Verteilung der resultierenden Schwingschnelle und des resul-tierenden Beschleunigungsbetrags 0.29 s nach Aufbringen des ersten Verdichtungssto-ßes. Es ist deutlich zu erkennen, dass in der Deckschicht geringer Steifigkeit die Ausbrei-tungsgeschwindigkeiten der Wellen deutlich geringer sind als im darunter liegenden Halb-raum. Im sandigen Schluff ist die dynamische Antwort wesentlich größer als im sandigen

t = 0.07 s t = 0.13 s

(a) (b)

Abb. 10: Verteilung der resultierenden Schwingschnelle zu zwei Zeitpunkten nach dem ersten Verdichtungsstoß. Schluffiger Feinsand – elastoplastisch

t = 0.07 s t = 0.13 s

(a) (b)

Abb. 11: Verteilung der resultierenden Bodenbeschleunigung zu zwei Zeitpunkten nach dem ersten Verdichtungsstoß. Schluffiger Feinsand – elastoplastisch

Kies. Man kann dies auf Spiegelung, Beugung, Refraktion und Reflexion der Wellen an der Trennfläche zurückführen.

Einen Überblick über die Größenordnung der resultierenden Schwingschnelle an der Oberfläche für die Simulationsparameter des schluffigen Feinsandes gibt Abb. 13. In Abb. 13(a) ist zu vier diskreten Zeitpunkten diese Antwortgröße des rein elastischen Bo-dens über dem Abstand vom Rand des Verdichtungsfußes aufgetragen. Unmittelbar nach

dem simulierten Stoß zum Zeitpunkt t = 0,02 s tritt das Maximum der Schwingschnelle im Abstand von ca. 0,5 m vom Fußrand auf und beträgt ca. 1450 mm/s. Ein weiteres lokales Maximum von vR = 150 mm/s tritt im Abstand von 1,30 m auf. Durch die Wellenausbrei-tung verschieben sich mit zunehmendem Zeitabstand diese Maxima immer weiter weg von der Verdichtungsstelle. Die geometrische und materielle Dämpfung führt zu einem raschen Abklingen der Schwingschnelle. So beträgt zum Beispiel die maximale Schwingschnelle zum Zeitpunkt t = 0,40 s nur noch ca. 50 mm/s. Betrachtung von Abb. 13(b), worin die re-

t = 0.29 s

(a) (b)

Abb. 12: Verteilung der resultierenden (a) Schwingschnelle und (b) Bodenbeschleu-nigung zum angegebenen Zeitpunkt nach dem ersten Verdichtungsstoß. Sandiger Schluff (Schichtdicke 1,0 m) auf sandigem Kies – elastoplastisch

0

500

1000

1500

0 4 8 12 16

t = 0.02 s

t = 0.05 s

t = 0.30 s t = 0.40 s

Abstand [m]

(a)schluffiger Feinsand - elastisch

vR [

mm

/s]

0

500

1000

1500

0 4 8 12 16

t = 0.02 s

t = 0.05 st = 0.30 s t = 0.40 s

Abstand [m]

(b)schluffiger Feinsand - elastoplastisch

vR [

mm

/s]

Abb.13: Resultierende Schwingschnelle an der Oberfläche zu verschiedenen Zeit-punkten nach Aufbringen des ersten Verdichtungsstoßes. Schluffiger Fein-sand. (a) Elastische Antwort. (b) Elastoplastische Antwort

sultierenden Schwingschnellen an der Oberfläche für einen elastoplastischen schluffigen

Feinsand dargestellt sind, lässt eine Reduktion der Schwingschnelle und eine Phasenver-schiebung der Antwortmaxima durch inelastische Bodenverformungen erkennen.

4.2 Energiebetrachtung

Die globalen dynamischen Vorgänge im Untergrund nach einem Verdichtungsstoß werden durch die numerisch ermittelten Energieverläufe des Nahbereiches im Teilsystem „Boden-

Fuß“ widergespiegelt. Abb. 14 zeigt für einen elastischen Boden (schluffiger Feinsand)

nach dem ersten Stoß den Verlauf der kinetischen Energie Ek, die Energieabstrahlung Er über den Rand hinaus in den Fernbereich, und die durch viskose Dämpfung dissipierte

Energie Ev. Zum Stoßzeitpunkt t = 0 entspricht die Gesamtenergie der kinetischen Energie

Ek0 des Verdichtungsfußes mit der Geschwindigkeit vF gemäß Gl. (2) unmittelbar nach dem elastischen Stoß. Die kinetische Energie Ek klingt durch die geometrische und mate-

rielle Dämpfung rasch ab. Die durch viskose Dämpfung dissipierte Energie bleibt nach ca.

0,4 s beinahe konstant. Nach ca. 0,19 s treffen die ersten Wellen (Primärwellen) auf den Rand des Nahbereiches. Ab diesem Zeitpunkt (genannt trk) wird durch die Infiniten Ele-

mente Energie absorbiert, was eine Zunahme von Er bewirkt. Dividiert man die Höhe des

Nahbereiches von 15 m (siehe Abb. 4) durch die Ausbreitungsgeschwindigkeit der Kom-pressionswelle vk = 82,04 m/s wird der Zeitpunkt trk des ersten Auftreffens der Kompressi-

onswelle am Rand des Nahbereiches analytisch bestätigt: trk = 0,18 s. Die energiereiche-

ren Scher- und Rayleigh-Wellen [STUDER et al., 2007] treffen im Zeitbereich zwischen trv = 0,34 s (Scherwelle) und trr = 0,43 s (Rayleigh-Welle) auf den Rand. Auch diese Werte

können analytisch berechnet werden [STUDER et al., 2007]. Man erkennt dies durch einen

unmittelbar größeren Gradient beim Verlauf von Er. Zum Zeitpunkt t = 0,55 s ist das Sys-tem in Ruhe (Ek = 0) und Ev und Er konstant. Die Summe aus Ev und Er am Ende der Beo-

bachtungszeit ergibt Ek0.

Die kinetische Energie Ek und die durch viskose Dämpfung und plastische Deformationen dissipierte Energieanteile Ev und Ep eines schluffigen Feinsandes sind in Abb. 15 für einen einzelnen und für eine Serie von zehn Verdichtungsstößen dargestellt. Im Gegensatz zum

0

2 104

4 104

6 104

8 104

1 105

0 0.2 0.4 0.6

Energ

ie [

Nm

]

Ev

EkEr

Ek0 schluffiger Feinsand - elastisch

1 Stoß

Zeit t [s]

Abb. 14: Zeitverlauf der kinetischen Energie Ek , der durch viskose Dämpfung dissi-pierten Energie Ev und der am Rand absorbierten Energie Er im Nahbereich. Elastischer schluffiger Feinsand

rein elastischen Boden nimmt die kinetische Energie zwischen dem ersten und dem zwei-

ten Stoß mit der Zeit kontinuierlich ab. Knapp vor Aufbringen von Stoß zwei sind Ep und Ev von ähnlicher Größenordnung. Die zusätzliche Energiedissipation zufolge plastischer De-formationen ist so groß, dass die Wellen kaum noch Energie an den Rand transportieren. Er ist damit vernachlässigbar klein und deshalb nicht dargestellt. Mit zunehmender Anzahl der Stöße muss mehr Energie mittels viskoser Dämpfung in Wärme umgewandelt werden, da durch die isotrope Verfestigung die Zunahme der plastischen Deformationen mit dem Stoßfortschritt geringer wird. Nach dem zehnten Stoß zeigt sich, dass die für den Verdich-tungsvorgang bedeutungslose materielle Dämpfung die doppelte Energie dissipiert. Die durch plastische Deformationen dissipierte Energie Ep steht in Relation zur Verdichtungs-

arbeit. Gemäß dieser Abbildung wird damit weniger als die Hälfte der eingebrachten Ener-gie in Verdichtungsarbeit umgewandelt. Man erkennt, dass die Verdichtungsarbeit für eine Folge von zehn Stößen nur ca. 30% der eingebrachten Verdichtungsenergie entspricht. Die restlichen 70% der eingebrachten Energie werden durch viskose Dämpfung in Wärme umgewandelt. Es wird darauf hingewiesen, dass die Ergebnisse von der Wahl des isotro-pen Verfestigungsgesetzes beeinflusst werden.

Anschließend wird der Zeitverlauf der Energie der drei betrachteten Bodenarten sandiger Schluff, schluffiger Feinsand und sandiger Kies gegenübergestellt, siehe Abb. 16. Abb. 16(a) zeigt den Zeitverlauf der kinetischen Energie Ek des gesamten Nahbereiches nach drei Verdichtungsstößen. Im Boden mit der geringsten Steifigkeit (sandiger Schluff) klingt die kinetische Energie am langsamsten ab, und beim Auftreffen des nächsten

Schlages ist der Boden noch nicht in Ruhe. Die Bewegung des Verdichtungsfußes ist wäh-rend der Stoßdauer für den sandigen Schluff am größten. Die Abweichung vom idealen Verhalten hat jedoch keine wesentlichen Auswirkungen auf die Ergebnisse. Im sandigen Kies wird die kinetische Energie noch rascher dissipiert, als im mittelsteifen schluffigen Feinsand. Gemäß Abb. 16(b) wird im sandigen Kies mehr Energie Ev durch viskose Dämpfung dissipiert als im schluffigen Feinsand. Auch im sandigen Schluff ist Ev größer

0

2 104

4 104

6 104

8 104

1 105

0 0.2 0.4 0.6

Ek

Ep

Ev

Ek0 schluffiger Feinsand - elastoplastisch

(a)1. Stoß

Zeit t [s]

Energ

ie [

Nm

]

0

1 105

2 105

3 105

4 105

5 105

6 105

7 105

0 2 4 6 8 10

Ek

Ev

Ep

Zeit t [s]

schluffiger Feinsand - elastoplastisch10 Stöße

Energ

ie [

Nm

] (b)

Abb. 15: Zeitverlauf der kinetischen Energie Ek , der durch viskose Dämpfung dissi-pierten Energie Ev und der durch plastische Deformationen dissipierten Energie Ep im Nahbereich. Elastoplastischer schluffiger Feinsand. (a) Ein Verdichtungsstoß. (b) Zehn Verdichtungsstöße

als im schluffigen Feinsand. Außerdem ist bei diesem Untergrund der Anstieg von Ev mit

zunehmender Stoßzahl größer als bei den steiferen Bodenarten. Dies kann damit begrün-det werden, dass dieser Boden bei zunehmender Schlagzahl die geringsten plastischen Verformungen erfährt, siehe Abb. 16(c). Nach dem ersten Verdichtungsstoß ist die durch plastische Deformationen dissipierte Energie Ep bei allen Böden in etwa gleich (Abb. 16(c)). Der schluffige Feinsand besitzt nach dem dritten Stoß den größten Wert von Ep. Es wird also durch plastische Deformationen mehr Energie dissipiert verglichen mit dem sandigen Schluff (geringere Steifigkeit) und dem sandigen Kies (höhere Steifigkeit). Dies ist auch der Grund, warum Ev für schluffigen Feinsand am kleinsten ist, siehe Abb. 16(b). Weiters zeigt sich, dass beim sandigen Schluff die kinetische Energie unmit-

telbar vor dem nächsten Stoß ungleich Null ist. Diese Energie stammt von den Wellen am Rand des Nahbereiches. Zu dem jeweiligen Zeitpunkt ist der Verdichtungsfuß aber bereits in Ruhe. Der Anstieg von Ep ist auf Grund der kleineren elastischen Steifigkeit wesentlich kleiner als bei den steifen Böden. Nach dem Zeitpunkt t = 0,05 s ist beim steifen Boden beinahe die gesamte Verdichtungsarbeit geleistet, während beim Boden mit der gerings-ten Steifigkeit zu diesem Zeitpunkt erst die Hälfte der Verdichtungsarbeit geleistet worden ist.

0

2 104

4 104

6 104

8 104

1 105

0 1 2 3

sandiger Schluff

sandiger Kies

schluffiger Feinsand

Zeit t [s]

Ek [

Nm

]

(a)

0

5 104

1 105

1.5 105

2 105

0 1 2 3

sandiger Schluff

sandiger Kies

schluffiger Feinsand

Zeit t [s]

Ev [

Nm

]

(b)

0

4 104

8 104

1,2 105

0 1 2 3

sandiger Schluff

sandiger Kies

schluffiger Feinsand

Zeit t [s]

Ep [

Nm

]

(c)

Abb. 16: Zeitverlauf (a) der kinetischen Energie Ek , (b) der durch viskose Dämpfung dissipierten Energie Ev und (c) der durch plastische Deformationen dissipier-ten Energie Ep im Nahbereich. Homogene elastoplastische Böden: Sandiger Schluff, sandiger Kies und schluffiger Feinsand. Drei Verdichtungsstöße

In den folgenden Abbildungen Abb. 17 sind die kinetische Energie Ek und die durch visko-

se Dämpfung und plastische Deformationen dissipierte Energie Ev und Ep eines geschich-teten Halbraumes dargestellt. Es wird die Konfiguration einer einmetrigen Deckschicht aus sandigem Schluff und darunter liegendem sandigen Kies nach dem ersten Verdichtungs-stoß betrachtet. Es sind die Energie des gesamten Nahbereiches und deren anteilige Wer-te in der Deckschicht und im Halbraum abgebildet. Die kinetische Energie ist laut Abb. 17(a) in der Deckschicht geringer Steifigkeit größer als im Halbraum. Zum Zeitpunkt t = 0 ist die kinetische Energie sowohl in der Schicht als auch im Untergrund Null, die ge-samte kinetische Energie besitzt jedoch einen Maximalwert. Diese Differenz entspricht der kinetischen Energie des Verdichtungsfußes und der Schlaghaube mit der Anfangsge-

schwindigkeit zufolge des Auftreffens der Fallmasse. Im Gegensatz zu den homogenen Böden (siehe z.B. Abb. 16(a)) ist bei diesem geschichteten Boden der Nachschwingvor-gang wesentlich stärker ausgeprägt, weil eine verformbare Schicht geringer Steifigkeit auf einem Untergrund hoher Steifigkeit lagert. An der Schichtgrenze werden dadurch die Wel-len reflektiert, und die Energie bleibt länger in der Deckschicht. Es ist somit die

0

2 104

4 104

6 104

8 104

1 105

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1

sandiger Schluff

sandiger Kies

Gesamt

Zeit t [s]

Ek [

Nm

]

1m sandiger Schluffauf sandigem Kies

(a)

0

1 104

2 104

3 104

4 104

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1

sandiger Schluff

sandiger Kies

Gesamt

Zeit t [s]

Ev [

Nm

] 1m sandiger Schluffauf sandigem Kies

(b)

0

1 104

2 104

3 104

4 104

5 104

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1

sandiger Schluff

sandiger Kies

Gesamt

Zeit t [s]

1m sandiger Schluffauf sandigem Kies

Ep [

Nm

]

(c)

Abb.17: Zeitverlauf (a) der kinetischen Energie Ek , (b) der durch viskose Dämpfung dissipierten Energie Ev und (c) der durch plastische Deformationen dissipier-ten Energie Ep im gesamten Nahbereich, in der Deckschicht und im Halb-raum. Geschichteter elastoplastischer Boden: Sandiger Schluff auf sandi-gem Kies. Ein Verdichtungsstoß

geometrische Dämpfung wesentlich geringer. Im sandigen Kies ist die kinetische Energie

erst ab dem Zeitpunkt t = 0,04 s ungleich Null, da zu diesem Zeitpunkt die energiereiche-ren Scherwellen auf die Trennfläche auftreffen. Aus den Abb. 17(b) und Abb. 17(c) ist er-sichtlich, dass sowohl die durch viskose Dämpfung als auch durch plastische Deformation dissipierte Energie Ev und Ep in der Deckschicht wesentlich größer ist als im Untergrund. Da der Verdichtungsfuß und die Schlaghaube elastisch bleiben, entspricht die Summe von Ep der Schicht und des Halbraumes dem Gesamtwert von Ep, vergleiche mit Abb. 17(c). Zum Zeitpunkt t = 0,08 s ist Ep in der Deckschicht nahezu konstant und nimmt erst ab t = 0,15 s wieder stärker zu. In diesem Zeitbereich schwingt der Fuß nach oben, wodurch die Spannungen in weiten Bereichen nicht zunehmen. Nach der Richtungsumkehr des

Fußes wird der Boden erneut belastet und plastisch verformt. Ep steigt im sandigen Schluff wieder an, jedoch wesentlich weniger als unmittelbar nach dem Stoß. Vergleicht man den Verlauf von Ep des geschichteten Bodens mit dem des homogenen Bodens, Abb. 16(c), sieht man, dass Ep für den geschichteten Aufbau nach dem ersten Stoß nur etwa die Hälf-te des homogenen Untergrundes beträgt.

4.3 Tiefe der Verdichtung und Verdichtungswirkung

Die Tiefe der Verdichtung und die Verdichtungswirkung sind zentraler Gegenstand dieser Untersuchung, da diese Eigenschaften in Abhängigkeit von Bodenaufbau und Bodenart zur Abgrenzung der Einsatzgebiete des Impulsverdichters dienen. Im Rahmen der nume-rischen Simulationen werden als Maß für die Tiefenwirkung die äquivalenten plastischen Verzerrungen (die aber tatsächlich eine dimensionslose Arbeit der Spannungen entlang

der plastischen Verzerrungen darstellen [ABAQUS, 2004]) im Untergrund herangezogen. Der gewählte Grenzwert der äquivalenten plastischen Verzerrungen zwischen verdichte-tem und nicht verdichtetem Boden wird mit 0,02 angenommen. Nach jedem Verdichtungs-stoß ändern sich im Verdichtungsbereich die Bodeneigenschaften. Mit Hilfe isotroper Ver-festigung wird in einer ingenieurmäßigen Näherung die Änderung der Verdichtung berück-sichtigt.

Abb. 18(a) zeigt die Ausbreitung der äquivalenten plastischen Verzerrungen im Quer-schnitt eines homogenen mittelsteifen Bodens (schluffiger Feinsand) nach dem zehnten Verdichtungsstoß. Die Fläche innerhalb der äußersten Konturlinie der äquivalenten plasti-schen Verzerrungen wird als Verdichtungsbereich aufgefasst. Die größten äquivalenten plastischen Verzerrungen treten unter dem Rand des Verdichtungsfußes auf. Bereiche

konstanter äquivalenter plastischer Verzerrungen breiten sich im Untergrund zwiebelför-mig aus. Damit wird der Boden sowohl seitlich als auch nach unten in einer ähnlichen Größenordnung verdichtet. Eine dünne Schicht an der Oberfläche zeigt ebenfalls ausge-prägte äquivalente plastische Verzerrungen, die durch die auftretenden Zugspannungen an der Oberfläche zufolge der Rayleigh-Wellen verursacht werden. Die durch die äquiva-lenten plastischen Verzerrungen angezeigte Tiefenwirkung beträgt nach dem zehnten Stoß 4,30 m. In Abb. 18(b) ist der Umriss der Tiefenwirkung nach dem ersten, zweiten, dritten, vierten, fünften, siebenten und zehnten Stoß auf Grundlage des Grenzwertes der

äquivalenten plastischen Verzerrungen von 0,02 dargestellt. Nach dem ersten Stoß wird der Grenzwert von 0,02 in einer Tiefe von 3,60 m erreicht. Beim verwendeten isotropen Werkstoffmodell gibt es nach dem siebenten Stoß kaum mehr eine Zunahme der Tiefen-

wirkung von 4,30 m, dennoch wird der bereits plastizierte Bereich weiter verdichtet. Mit

diesem Ergebnis wird Tiefenwirkung des Impulsverdichters in homogenen Böden aus schluffigem Feinsand von mindestens 4 m bestätigt, die je nach Bodenart entsprechend experimentellen Untersuchungen bis zu 7 (8) m betragen kann.

Die Ergebnisse von Abb. 19(a) weisen darauf hin, dass bei Böden mit geringerer Quer-dehnzahl (sandige Kiese) die Wirkrichtung der Verdichtung in die Tiefe tendiert. Im Ge-gensatz dazu ist bei Böden mit höherer Querdehnzahl (sandige Schluffe) eine verstärkte laterale Wirkung zu erkennen, vergleiche mit Abb. 19(b). Nach dem dritten Stoß ist da-durch nur eine Tiefenwirkung von 3,30 m gegeben.

schluffiger Feinsandelastoplastisch mit

isotroper Verfestigung

0

1

2

3

4

5

[m]

0 1 2 3 4 5 [m]

(a)

schluffiger Feinsandelastoplastisch mit

isotroper Verfestigung

0

1

2

3

4

5

[m]

0 1 2 3 4 5 [m]

1. Stoß2. Stoß

3. Stoß

4. Stoß5. Stoß

7. Stoß10. Stoß

(b)

Abb. 18: Homogener elastoplastischer schluffiger Feinsand. (a) Ausbreitung der äquivalenten plastischen Verzerrungen nach dem zehnten Verdichtungs-stoß. (b) Tiefenwirkung des Impulsverdichters nach zehn Verdichtungsstö-ßen

sandiger Kieselastoplastisch mit

isotroper Verfestigung

0

1

2

3

4

5

[m]

0 1 2 3 4 5 [m]

1. Stoß2. Stoß

3. Stoß

(a)

sandiger Schluffelastoplastisch mit

isotroper Verfestigung

0

1

2

3

4

5

[m]

0 1 2 3 4 5 [m]

1. Stoß2. Stoß

3. Stoß

(b)

Abb. 19: Tiefenwirkung des Impulsverdichters nach drei Verdichtungsstößen. Homo-gene elastoplastische Böden: (a) Sandiger Kies; (b) Sandiger Schluff

Mit den experimentellen Untersuchungen lässt sich diese Tendenz bestätigen. Insbeson-

dere ist bei nichtbindigen Böden (sandigen Kiesen) mit geringerer Querdehnzahl eine ho-he Verdichtungswirkung nach unten zu erkennen, da im Zuge der Trichterbildung durch die einzelnen Schläge eine nur vergleichsweise geringe seitliche Verdrängung des Bodens zu erkennen ist. Damit zeigt sich auch ein hohes Verdichtungspotenzial derartiger Böden, die folglich in idealer Weise für die Verdichtung mit dem Impulsverdichter geeignet sind. Gemischtkörnige Böden (schluffige Feinsande) mit mittlerer Querdehnzahl zeigen grund-sätzlich dieselbe Tendenz bei den ersten Schlägen, mit zunehmender Verdichtung ist je-doch ein beginnender Verdrängungsmechanismus an der Oberfläche zu erkennen. Bindi-ge Böden (sandige Schluffe) mit hoher Querdehnzahl sind dem hydrostatischen Span-

nungszustand zwangsläufig näher und besitzen damit grundsätzlich ein geringeres Ver-dichtungspotenzial. Bereits nach wenigen Schlägen wird der Boden nach erfolgter Ver-dichtung seitlich verdrängt, eine zusätzliche Verdichtung in größerer Tiefe passiert nur noch durch den mit jedem Schlag tiefer in den Untergrund eindringenden Verdichtungskra-ter.

In Abb. 20 ist der Umriss der äquivalenten plastischen Verzerrungen, die dem Grenzwert von 0,02 entsprechen, für den geschichteten Untergrund „sandiger Schluff auf sandigem Kies“ dargestellt. Die betrachteten Schichtdicken des sandigen Schluffes betragen dabei 1 m, 2 m, 3 m und unendlich (d.h. homogener Halbraum mit den mechanischen Eigen-schaften der Deckschicht). Für eine Schichtdicke von 1 m ist eine Tiefenwirkung von 3,4 m ablesbar. Vergleicht man die Tiefenwirkung mit dem homogenen Halbraum aus sandigem

Kies (gem. Abb. 19a)) von 3,6 m und aus sandigem Schluff (gem. Abb. 19(b)) von 3,1 m, dann liegt dieses Ergebnis zwischen diesen Werten. An der Trennfläche zwischen der Deckschicht und dem Halbraum tritt eine ausgeprägte Diskontinuität im Verlauf der äqui-valenten plastischen Verzerrungen auf. Durch die Wirkung des darunter liegenden Halb-raumes mit hoher Steifigkeit wird bei den Verdichtungsstößen ein höherer Widerstand ak-tiviert, der gleich einem „Hammer-Amboss-Effekt“ die Verdichtungswirkung in der oben

sandiger Schluff auf sandigem Kieselastoplastisch mit isotroper Verfestigung

0

1

2

3

4

5

[m]

0 1 2 3 4 5 [m]

1 m

2 m

3 m

homogen

Abb. 20: Tiefenwirkung des Impulsverdichters nach dem ersten Verdichtungsstoß. Sandiger Schluff auf sandigem Kies. Variation der Schichtdicke

liegenden Schicht mit geringerer Steifigkeit konzentriert. Bei einer Schichtdicke von 2 m

verringert sich die Tiefenwirkung auf 3 m, da der darunter liegende Boden bereits eine ho-he Steifigkeit aufweist und folglich auch keine zusätzliche Verdichtung erforderlich ist. Die Seitenwirkung des Impulsverdichters ist jedoch größer. Die unregelmäßige Form der äu-ßeren Kontur der äquivalenten plastischen Verzerrungen ist auf Reflexion und Refraktion der Wellen an der Schichtgrenze zurückzuführen. Beträgt die Dicke der Deckschicht 3 m, ist die Tiefenwirkung mit 2,6 m noch geringer. Steigt die Dicke der Schicht weiter an, nimmt die Tiefenwirkung wieder zu und konvergiert gegen das Ergebnis für den homoge-nen Halbraum. Bei den zu verdichtenden Bodenschichten auf einem vergleichsweise star-ren Untergrund ließen sich experimentell bereits mit wenigen Verdichtungsschlägen sehr gute Ergebnisse erzielen [ADAM et al, 2010].

Nachfolgend werden experimentelle Ergebnisse zur Überprüfung der Verdichtungswirkung

mit Hilfe von Rammsondierungen und Drucksondierungen präsentiert. Bei einer Versuchs-strecke im Rahmen der Donaubrücke Traismauer wurden eine vorrangig schluffige Deck-schicht (Auschluffe), die in einer Tiefe von ca. 4 m unter dem Arbeitsplanum von Donau-schottern unterlagert wird, mit dem Impulsverdichter verdichtet. Eine detaillierte Beschrei-bung der Herstellungsparameter und des Arbeitsablaufes ist in [ADAM et al, 2010] zu fin-den. In Abb. 21 sind die Schlagzahlen N10, ermittelt mit der Leichten (Abb. 21(a)) bzw. der Schweren Rammsonde (Abb. 21(b)), vor und nach der Impulsverdichtung über die Boden-tiefe aufgetragen. Aus diesen Ergebnissen kann man auf eine Verdichtungstiefe von 5 m schließen.

0 10 20 30 40 50 60 700.0

1.0

2.0

3.0

4.0

5.0

unverdichtet

verdichtet

Schlagzahl N10 (DPL)

Tie

fe [

m]

(a)

0 10 20 30 40 50 60 700.0

1.0

2.0

3.0

4.0

5.0

6.0

unverdichtet

verdichtet

Schlagzahl N10 (DPH)

Tie

fe [

m]

(b)

Abb. 21: Vergleich der Schlagzahlen N10 vor und nach der Impulsverdichtung in bindi-gem Boden (Auschluffe). (a) Leichte Rammsondierung DPL. (b) Schwere Rammsondierung DPH

0 20 40 60 80

0

1

2

3

4

5

unverdichtet

verdichtet

Spitzendruck [MN/m2]

Tie

fe [

m]

(a)

0 0.2 0.4 0.6 0.8

0

1

2

3

4

5

unverdichtet

verdichtet

Mantelreibung [MN/m2]

Tie

fe [

m]

(b)

Abb. 22: Drucksondierung CPT in bindigem Boden (Auschluffe). Vergleich des (a) Spitzendrucks und (b) der Mantelreibung vor und nach der Impulsverdichtung

Grundsätzlich ist zu bedenken, dass mit der Schweren Rammsonde (DPH) in bindigen Böden weicher bis steifer Konsistenz unabhängig vom Verdichtungszustand nur geringe Schlagzahlen erzielbar sind. Aus diesem Grund empfehlen sich zum Nachweis der Ver-dichtungswirkung in derartigen Böden entweder Leichte Rammsondierungen (DPL) oder

Drucksondierungen (CPT). In Abb. 22 sind Ergebnisse von Drucksondierungen dargestellt, die vor und nach der Impulsverdichtung durchgeführt wurden. Gemäß dem Verlauf des Spitzendrucks (Abb. 22(a)) ist beim genannten Bodenaufbau mit einer Tiefenwirkung von rund 4,5 bis 5 m zu rechnen. Bei stärker sandigen Böden ist die Tiefenwirkung erfah-rungsgemäß höher als bei vorrangig schluffigen Böden. Aus Abb. 22(a) ist weiters zu er-kennen, dass die oberen Donauschotter unterhalb der Auböden ebenfalls eine deutliche Verdichtung erfahren. Die geringe Lagerungsdichte in den obersten 1 bis 1,5 m ist darauf zurückzuführen, dass die Verdichtungskrater des Impulsverdichters nach dem letzten Übergang mit Fremdmaterial verfüllt wurden, ohne dieses zu verdichten. Üblicherweise

folgt nach der Auffüllung der Verdichtungskrater mit Fremdmaterial eine Verdichtung mit einer entsprechend schweren Vibrationswalze. In Abb. 22(b) ist die Mantelreibung vor und nach dem Verdichtungsvorgang mit dem Impulsverdichter dargestellt.

5 Zusammenfassung und Ausblick

In diesem Beitrag werden Ergebnisse aus numerischen Simulationen und experimentellen Untersuchungen am Interaktionssystem Impulsverdichter-Untergrund vorgestellt, mitein-ander verglichen und diskutiert, um die Wirksamkeit des Impulsverdichters und seine Wir-kung auf die Umgebung offenzulegen. Mit den numerischen Simulationen sind Parameter-studien durchgeführt worden, die im Experiment auf eine wesentlich engere Bandbreite beschränkt sind. Im gegenständlichen Fall ist es gut gelungen, die wesentlichen in der Na-tur auftretenden Effekte nicht nur qualitativ sondern auch quantitativ nachzubilden.

Es wurden sowohl numerisch als auch experimentell Abstandsgesetze ermittelt, die das

Abklingenden der maximalen resultierenden Schwingschnellen an der Bodenoberfläche mit zunehmender Distanz vom Verdichtungspunkt angeben. Es wurde festgestellt, dass nicht nur die Bodenart für die Wellenausbreitung und Erschütterungswirkung maßgebend ist, sondern auch die Steifigkeit und der Verdichtungsgrad - und bei bindigen Böden der Wassergehalt - eine wesentliche Rolle spielen.

Sowohl numerische als auch experimentelle Untersuchungen ergaben, dass mit steigen-der Anzahl von Verdichtungsstößen und der damit zusammenhängenden Verdichtung bzw. Verfestigung des Untergrundes auch die Tiefe der Verdichtungszwiebel zunimmt. Die Verdichtungstiefe ist bei nichtbindigen Böden (sandige Kiese) am größten, bei gemischt-körnigen Böden (schluffige Feinsande) etwas geringer und bei bindigen Böden (sandige Schluffe) am geringsten. Numerische Simulationen zeigen bei bindigen Böden mit zuneh-

mender Zahl von Verdichtungsstößen eine verstärkte seitliche Verdichtungswirkung. Die-ser Effekte spiegelt sich bei den Experimenten im Feld durch eine stärker werdende Ver-drängung wider.

Mit Hilfe von Rammsondierungen wurden im Feld die in Abhängigkeit von den Bodenarten und den Bodeneigenschaften variierenden Verdichtungstiefen messtechnisch nachgewie-sen. Dabei bestätigt sich wiederum, dass die Verdichtungstiefe umso größer ist, je grob-körniger der Böden ist. Demzufolge lassen sich Kiese und Sande tiefreichender verdichten als Sand-Schluff-Gemische und Schluffe. Daraus ergibt sich auch die Bandbreite der Tie-fenwirkung von rund 4 bis 7 m. In günstigen Fällen, d.h. beispielsweise bei locker gelager-ten sandigen Kiesen auf einem Untergrund mit hoher Steifigkeit, sind sogar noch etwas größere Verdichtungstiefen erzielbar [ADAM et al., 2010].

Die Kombination aus numerischen Simulationen und experimentellen Untersuchungen in Form von dynamischen und geotechnischen Messungen liefert ein umfassendes Bild über die Vorgänge, die während der Impulsverdichtung auf dem Gerät und im Boden passieren.

Die Ergebnisse der Untersuchungen zeigen, dass aufgrund der reproduzierbaren Vorgän-ge, die im Zuge der Bodenverdichtung mit dem Impulsverdichter auftreten, in Hinkunft eine arbeitsintegrierte Qualitätskontrolle auf Basis der Messungen von den dynamischen Be-wegungsvorgängen des Verdichtungsgerätes möglich sein sollte.

Abschließend wird festgestellt, dass die Impulsverdichtung eine effiziente und wirtschaftli-che Verdichtungsmethode darstellt, die eine mitteltiefe Verdichtung bzw. Homogenisierung

einer großen Bandbreite von locker gelagerten nichtbindigen bzw. weichen bis steifen schwachbindigen Böden oder anthropogenen Anschüttungen ermöglicht. Einer breiten Anwendung des Impulsverdichters sollte damit nichts mehr im Wege stehen.

6 Danksagung

Die hier vorgestellten Untersuchungen wurden im Rahmen des Forschungsprojektes „Dy-namische Bodenverdichtung mit dem Impulsverdichter – IMPULS“ durchgeführt. Für die Förderung dieses Projekts bedanken sich die Autoren bei der Österreichischen For-schungsförderungsgesellschaft (FFG).

7 Schrifttum

ABAQUS THEORY MANUAL, Version 6.5-1, 2004

ADAM, C., FALKNER, F.-J., ADAM, D., PAULMICHL, I., FÜRPASS, J.: Dynamische Bodenver-dichtung mit dem Impulsverdichter. Projekt Nr. 815441/13026 – SCK/KUG, Endbericht für die Österreichische Forschungsförderungsgesellschaft (FFG), 184 S., 2010

ADAM, D., PAULMICHL, I.: Impact Compactor – an innovative dynamic compaction device for soil improvement. Tagungsband 8th International Geotechnical Conference, (4. und 5. Juni 2007, Slovak University of Technology, Bratislava, Slowakei), S. 183-192, 2007

CHOPRA, A.K.: Dynamics of Structures. Dritte Auflage, 2006, Prentice Hall, New Jersey

FALKNER, F.-J., ADAM, C., PAULMICHL, I., ADAM, D., FÜRPASS, J.: Der Impulsverdichter zur mitteltiefen Verdichtung und Verbesserung von Böden - Innovative Gerätetechnik, numeri-sche und experimentelle Untersuchungen, Anwendung. Beiträge zum 25. Christian Veder Kolloquium: 25 Jahre Fortschritt in der Geotechnik: Neue Entwicklungen in der Geräte-technik, Ausführung und Berechnung, 8. and 9. April 2010, Technische Universität Graz. Gruppe Geotechnik Graz (Dietzel, M., Kieffer, S., Schubert, W., Schweiger, H.F., Semprich, S., eds), Heft 38, S. 183 – 198. Graz: TU Graz 2010

KOPF, F., PAULMICHL, I.: Die dynamische Intensivverdichtung (DYNIV) - Verdichtungskon-trolle mittels dynamischer Messungen. Österreichische Ingenieur- und Architektenzeit-schrift (ÖIAZ) 150, S. 149-159, 2005

MANG, H.A., HOFSTETTER, G.: Festigkeitslehre. Dritte, aktualisierte Auflage, 2008, Springer, Wien-New York

ÖNORM S 9020 (1986-08-01): Bauwerkserschütterungen; Sprengerschütterungen und ver-gleichbare impulsförmige Immissionen

PAULMICHL, I., FÜRPASS, J.: Mitteltiefe Bodenverbesserung mit dem Impulsverdichter – Fallbeispiele aus der Praxis. Tagungsband der 7. Österreichischen Geotechniktagung (21. und 22. Jänner 2009, Wien), S. 341-352, 2009

STUDER, J.A., LAUE, J., KOLLER, M.G.: Bodendynamik. Dritte, völlig neu bearbeitete Aufla-ge, 2007, Springer, Berlin-Heidelberg

WOLF, W.: Bodendynamik, Grundlagen und Anwendung, 1986, Vieweg, Braunschweig

ZIEGLER, F.: Technische Mechanik der festen und flüssigen Körper. Dritte, verbesserte Auflage, 1998, Springer, Wien-New York