Geotechnik 01/2014 Free Sample Copy

- Rolle der Stoffgesetze bei geotechnischen Simulationen- Versagensform und Nachweisformat beim hydraulischen Grundbruch- Ultimate limit state design proof for laterally loaded piles- Experimentelle Bestimmung der thermischen Leitfähigkeit von Böden- Ultraschall- und Druckwellenverfahren zur Regenerierung von Brunnen- Modelling the shear strength of overconsolidated clays

137. JahrgangMärz 2014ISSN 0172-614521756

Bodenmechanik

Erd- und Grundbau

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37. JahrgangMärz 2014, Heft 1ISSN 0172-6145 (print)ISSN 2190-6653 (online)

Wilhelm Ernst & SohnVerlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KGwww.ernst-und-sohn.de

A3Bautechnik 81 (2004), Heft 1

Inhalt

geotechnik 1 Editorial

1 Christos Vrettos Kontinuität des Wissens

Bericht

3 Dimitrios Kolymbas Die Rolle der Stoffgesetze bei geotechnischen Simulationen

Fachthemen

6 Benjamin Aulbach, Martin Ziegler Versagensform und Nachweisformat beim hydraulischen Grundbruch –

Plädoyer für den Terzaghi-Körper

19 Klaus Thieken, Martin Achmus, Kirill Alexander Schmoor On the ultimate limit state design proof for laterally loaded piles

32 Erik Schwiteilo, Jörg Männer, Ivo Herle Experimentelle Bestimmung der thermischen Leitfähigkeit von Böden

40 Anna Abramova, Wilfried Schneider, German Maximov Kombination von Ultraschall- und Druckwellenverfahren zur innovativen

Regenerierung von Brunnen

47 Bert Schädlich, Helmut F. Schweiger Modelling the shear strength of overconsolidated clays with a Hvorslev surface

Rubriken

57 DGGT-Mitteilungen59 Persönliches64 CBTR-Nachrichten66 Dissertationen72 geotechnik aktuell76 Firmen und Verbände77 Termine

Produkte und Objekte

A5 AktuellA17 Stellenmarkt

Der Bau des neuen Semmering-Basistunnels in Österreich beseitigt einen der infrastruktu-rellen Engpässe innerhalb der Baltisch-Adriatischen Achse. Die Durchgängigkeit des Schie-nenverkehrs von Gdansk bis nach Ravenna soll bedeutende wirtschaftliche Impulse für dieangrenzenden Regionen schaffen. Zu den umfangreichen Vorarbeiten für die Realisierungdes Tunnels gehört die Sicherung von Erschließungs- und Baustraßen mittels geokunst-stoffbewehrter Steilböschungen im Bereich der Deponie Longsgraben (Gemeinde Spital am Semmering). Schwieriges Gelände, die Wiederverwendung von lokalemTunnelausbruchmaterial sowie die Verlegung eines Bachbettes auf über2 km Länge stellen eine besondere geotechnische Herausforderung dar. (Foto: HUESKER, Bericht S. A9–A11)Weitere Informationen zu HUESKER Kunststoff-Bewehrte-Erde Systemenfinden Sie auf der Unternehmensseite HUESKER.de, s. QR-Code.

peer reviewed journal:Die „Fachthemen“ in geotechnik werden vor der Veröffentlichung von mindestens zwei unab hängigen Fachleuten begutachtet.

Editorial

1© 2014 Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG, Berlin · geotechnik 37 (2014), Heft 1

In Vorträgen zur Betriebsorgani-sation wird oft das Beispiel ei-nes großen Konsumgüterunter-nehmens genannt, welches ge-zwungen war, aus technischenGründen die Einführung einerneuen Produktserie zu verzö-gern. Als ob das nicht schonschlimm genug wäre, platzierteein Rivale ein ähnliches Produktauf dem Markt. Als schließlichdie technischen Probleme gelöstwurden, war es zu spät: Die

Marktanteile gingen unwiderruflich verloren. Das Tragi-sche dabei war, dass die vermisste Lösung bereits vor vie-len Jahren im Unternehmen entwickelt worden war. DieInformation wurde jedoch durch Personalabbau und -wechsel einfach vergessen und schließlich begraben.

Dagegen wappnen sich heutzutage Manager in dengrößeren Bauunternehmen und Ingenieurbüros mit Hilfeeiner Kontinuität in der Personalzusammensetzung undeinem effektiven innerbetrieblichen Wissenstransfer. Wieist aber die Situation an der Spitze der Forschungs- undTechnologieentwicklung, die ja – zumindest in den Augender Gesellschaft – durch die Technischen Universitätenverkörpert wird? Die Kontinuität soll hauptsächlichdurch die Berufung eines Professors, dem diese Aufgabeals Fachgebietsleiter meistens für ca. zwei Jahrzehnte an-vertraut wird, gewährleistet werden. Für die Lehre und ei-ne elementare Forschung steht ihm eine sehr begrenzteAnzahl von wissenschaftlichen und technischen Mitarbei-tern zur Verfügung – in einigen größeren Instituten etwasmehr und unterstützt durch einen erfahrenen Oberinge-nieur. Aus Forschungsvorhaben und Drittmitteln wird dasPersonal aufgestockt. Das Bindeglied und somit der Garant für die Übertragung des Wissens ist lediglich derFachgebietsleiter: Die Mitarbeiter verlassen ja die Univer-sität, sobald sie ihre Arbeit abgeschlossen haben. Sie widmen sich neuen Aufgaben in der Ingenieurpraxis undlassen das angehäufte Wissen meistens in nicht weiter ver-wertbarer Form zurück. Kann dieses System in der heuti-gen Zeit der beschleunigten Wissensvermehrung erfolg-reich sein? Genügt es, dass weniger als zwanzig Geo -

Kontinuität des Wissens

technik-Professoren in einem Hochtechnologieland vonachtzig Millionen Einwohnern das vorhandene Wissenordnen, weitergeben und gleichzeitig neues Wissen gene-rieren? Es ist offensichtlich, dass dies so nicht funktionie-ren kann.

Zunehmend werden somit zwangsläufig andere Part-ner zur Unterstützung bei der Beibehaltung und Weiter -gabe des vorhandenen Wissens herangezogen: Internatio-nale Softwarefirmen gewährleisten die Weiterentwicklungund Pflege der ursprünglich an Universitäten entwickeltenRechenalgorithmen; größere Ingenieurbüros bearbeitenzusammen mit den wenigen übrig gebliebenen techni-schen Abteilungen von Bauunternehmungen die von unse-rer Gesellschaft definierten anspruchsvollen F&E-Projek-te (wie z. B. Offshore-Windenergieanlagen), die auch Fra-gen der bodenmechanischen Grundlagenforschung auf-werfen.

Noch befinden sich im Hoheitsgebiet der Universitä-ten die experimentellen Untersuchungen im Labor, an-hand derer der Einblick in die Physik des vielfältigen Bo-denverhaltens ermöglicht werden soll. Dort lauert eben-falls Gefahr einer Diskontinuität: Versuchsplanung und -durchführung der komplexen Experimente erfordern be-sondere technische Fertigkeiten und Erfahrung, die nurwenige talentierte Techniker besitzen. Bei deren Weggangist ein unmittelbarer adäquater Ersatz schwer auffindbar,mit schwerwiegenden Konsequenzen für die Kontinuitätim Labor.

Fakt ist, dass dieses System höchst instabil ist und we-nige Redundanzen aufweist. Eine enge Zusammenarbeitaller Partner – auch, und insbesondere, der Universitäts -institute untereinander – ist dringend erforderlich. Diesgilt umso mehr in der heutigen Zeit der Globalisierung,welche durch starke Wissensströme geprägt wird.

Ihr

Christos Vrettos

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Das diesjährige Christian Veder Kollo-quium am 24. und 25. April 2014 ander TU Graz widmet sich der Bemes-sung, der Ausführung und dem Lang-zeitverhalten von Stützmaßnahmen inder Geotechnik, und damit einer der„klassischen“ Aufgabenstellungen desGeotechnikers.

Diese gewannen in den letzten Jahrendadurch an Bedeutung, dass Umwelt -einflüsse wie z. B. das vermehrte Auf -treten von Starkregen und die damit ver-bundenen Gefahr der Auslösung vonRutschungen ebenso zunimmt, wie dieNotwendigkeit, unter immer begrenzte-ren Platzverhältnissen bauen zu müssen.Dementsprechend weit gefächert ist dasVortragsprogramm, für das ausgewieseneExperten aus dem In- und Ausland ge-wonnen werden konnten.

Unterschiedliche Aspekte der Bau-grubensicherung werden ebenso behan-delt wie Bewehrte Erde Konstruktionen,Hang sicherungen und Bodenvernagelun-gen. Ein Vortragsblock ist Verpress -ankern gewidmet, wobei neben norm -gerechten Bemessungshinweisen auchneue Erkenntnisse zum Tragverhaltenauf Basis umfangreicher Messungen vor-gestellt werden.

Untersuchungen zum Zustand vonStützbauwerken im österreichischenStraßennetz sind ebenso Thema wieStützmaßnahmen in Zusammenhang mitTunnel- und Schachtbauwerken. Nebeninternationalen Projekten wie dem City-

ringen Kopenhagen und bewehrte ErdeKonstruktionen in Sotschi werden auchnationale Projekte, die im

Rampenlicht der Öffentlichkeit ste-hen, vorgestellt. Dazu zählen etwa dieHangsicherungen für den Red Bull Ringund Stützkonstruktionen für die Depo-nie Longsgraben, die im Zuge des Bausdes Semmering Basistunnels erforderlichwird.

Fixtermin für Geotechnik-ExpertenSeit seiner Gründung im Jahre 1985 hatsich das Christian Veder Kolloquiumzum jährlichen Fixtermin für Geotechni-ker im deutschsprachigen Raum etab-liert. „Die Veranstaltung dient in ersterLinie dem Erfahrungsaustausch und da-her ist im Tagungsprogramm ausrei-chend Zeit für die Diskussion reserviert,ein Detail, das uns von manch andererTagung unterscheidet“, so HelmutSchweiger, Hauptverantwortlicher derTagung. Veranstaltet wird das ChristianVeder Kolloquium vom Institut für Bodenmechanik und Grundbau derTU Graz in Zusammen arbeit mit demInstitut für Felsmechanik und Tunnelbausowie dem Institut für Angewandte Geo-wissenschaften.

Ort: TU Graz, Petersgasse 16, Hör-saal P1

Weitere Informationen:Ao.Univ.-Prof. Dipl.-Ing. Dr. techn. Helmut F. Schweiger, MSc, Institut für Bodenmechanik und Grundbau, Tel. +43 (0)316 – 873-6234, [email protected], www.cvk.tugraz.at

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29. Christian Veder Kolloquium „Stützmaßnahmen in derGeotechnik – Bemessung – Ausführung – Langzeitverhalten“

Youtube-Kanal gestartet: Experten beantworten Fragen zur Tiefen Geothermie

Nicht selten stoßen Großprojekte in derBevölkerung auf Vorbehalte, so auch imFalle der Tiefen Geothermie. Viele derwiederkehrenden Fragen werden nun ineiner Reihe von Experteninterviews er-läutert: Wie funktioniert eine Geother-mie-Bohrung? Können von der Nutzungder Erdwärme Gefahren ausgehen? Wiegroß sind die Potentiale? Mit der Veröf-fentlichung dieser Videos startet derGtV-Bundesverband Geothermie eineneigenen Youtube-Kanal. 2014 soll eine

Interviewreihe zur OberflächennahenGeothermie folgen.

Weitere Informationen:GtV-Bundesverband Geothermie e.V., Albrechtstraße 22 (Quergebäude), 10117 Berlin, Tel. +49 (0)30 – 20 09 54 95-0, Fax +49 (0)30 – 20 09 54 95-9, [email protected], www.geothermie.de

Software zur Bemessung mit Glasfaserbewehrung

Die Programme DC-Fundament, DC-Baugrube und DC-Winkel der DC-Software Doster & Christmann GmbH zurBerechnung von Fundamenten, Baugrubenwänden und Winkelstützwänden unterstützen in der neuesten version dieBemessung mit der Glasfaserbewehrung Schöck ComBAR.

Für diesen Bewehrungstyp, der vor allem dort eingesetzt wird,wo nicht magnetische oder korrosions-unempfindliche Beweh-rung gefragt ist, sind spezielle Materialeigenschaften zu beach-ten. Siehe hierzu auch die Zulassung Schöck ComBAR Nr. Z-1.6-238 von 2011.

– Die Zugfestigkeit des Materials aus glasfaserverstärktemKunststoff liegt bei mehr als 1000 N/mm². Um die Dauerhaf-tigkeit bei einer Einsatzdauer von 100 Jahren zu gewährleistendarf nur eine charakteristische Zugfestigkeit ffk von580 N/mm² angesetzt werden.

– Der Material-Sicherheitsbeiwert liegt bei 1.30. Damit liegt derBemessungswert der Zugfestigkeit bei ffd = 446 N/mm².

– Die Grenzdehnung der Bewehrung liegt bei 7,4 ‰, eine ver-festigung bei höherer Dehnung ist nicht vorhanden.

– Wird eine geringe Betongüte kleiner als C 20/25 verwendetoder liegt ein statisch unbestimmtes System vor, dann sind höhere Materialsicherheiten anzusetzen (Bemessungswert der Zugfestigkeit bis hinunter zu 274 N/mm²) und die Grenz-dehnung ist ebenfalls geringer anzusetzen.

– Der E-Modul der Bewehrung beträgt 60.000 N/mm².

Für die Querkraftbemessung ist ein anderes verfahren als fürStahlbeton zu verwenden, veröffentlicht in Kurth, Hegger: ZurQuerkrafttragfähigkeit von Betonbauteilen mit Faserverbund-kunststoff-Bewehrung – Ableitung eines Bemessungsansatzes,Bauingenieur Oktober 2013.

Die neue version der Programme DC-Fundament und DC-Baugrube (Dezember 2013) unterstützt Schöck ComBAR als Be-wehrungstyp. Es werden sämtliche beschriebenen Eigenschaftenvon Material und Bemessungsverfahren automatisch berück-sichtigt.

Weitere Informationen:DC-Software Doster & Christmann GmbH, 80997 München, Hannah-Arendt-Weg 3, Tel. +49 (0)89 – 89 60 48 33, Fax +49 (0)89 – 89 60 48 18, [email protected], www.dc-software.de

A6 geotechnik 37 (2014), Heft 1

aktuell

Bild 1. Auswahl der Bewehrung ComBAR

Bild 2. Bewehrung Schöck ComBAR für ein Schlitzwandelement (Abb./Foto: 1 DC-Software, 2 Schöck)

Damit die Baugrube nicht zur KostenfallewirdDer FARO Laser Scanner Focus3D X 330 ermöglicht die Mas-senermittlung von Baugruben mittels 3D-Daten. Mit exaktenMaßen verschafft er Planungs- und Kalkulationssicherheit fürBauunternehmer und Planer.

Gerade in den letzten Jahren hat sich das Bauen enorm ge -wandelt. Bauabläufe werden immer komplexer und gleichzeitigschneller – unabhängig von der Größenordnung des Projektes.Die Verantwortung und das Risiko, insbesondere hinsichtlichder Kosten, tragen Bauunternehmer und Planer. Einen wesent -lichen Kostenbestandteil stellen die Erdmassen, die für den Bauanfallen und bewegt werden, dar. Bereits im Vorfeld müssen siemöglichst genau ermittelt werden, um bei der Preiskalkulationauf der sicheren Seite zu sein.

KostensicherheitEin Bereich, in dem bislang noch viele Unwägbarkeiten liegen,ist der Aushub von Baugruben und die Ermittlung der dabei zubewegenden Massen. Die bisher gängigen Vermessungsmetho-den basieren auf zweidimensionalen Aufnahmen und könnensich den tatsächlichen Volumina nur annähern. Denn Erhebun-gen können dabei allenfalls punktuell gemessen werden. Geradebei größeren Bauvorhaben wirken sich jedoch leichte Boden -wellen und kaum wahrnehmbare Erhebungen sofort in etlichenKubikmetern zu bewegender Masse aus – und damit in deutlichhöheren Kosten. 3D-Laserscanning mit modernen Geräten isthier eine exakte und gleichzeitig komfortable Lösung. Bereits imVorfeld lassen sich damit die tatsächlichen Volumina genau be-stimmen. So kann eine Kostensicherheit erlangt werden, die mitanderen Methoden nicht oder nur schwer erreicht wird. Und diejüngste Gerätegeneration von Laserscannern, wie der FARO La-ser Scanner Focus3D X 330, ist kompakt, robust und damit bau-stellentauglich. Lediglich 5 kg wiegen die Geräte, die sich zudemin wenigen Minuten auf einem Stativ aufstellen und einrichtenlassen. Ihre Bedienung ist fast so einfach wie die von Smart -phones.

Das Aufmaß mit den Geräten lässt sich extrem schnell er -ledigen. Ein 360°-Scan mit dem Focus3D X 330 dauert beispiels-weise je nach geforderter Genauigkeit nur zwischen 2 und15 Minuten. Gemessen wird mit rund einer Million Punkten proSekunde in einer Entfernung bis zu 330 m. Im Gegensatz zuherkömmlichen Messmethoden liefert das 3D-Laserscanning im-mer ein hundertprozentiges dreidimensionales Abbild des aktu-ellen Ist-Zustandes. Die Einzelscans der Baugrube lassen sichmit Hilfe des integrierten GPS-Empfängers und der Scanverar-beitungssoftware SCENE von FARO nahezu automatisch zu-

A7geotechnik 37 (2014), Heft 1

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Bild 1. Fotoansicht des Laserscans in FARO SCENE

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sammenfügen. Sie ist einfach zu bedienen und kann auch vonEinsteigern schnell genutzt werden.

Für die weitere Verarbeitung der Scandaten können dieseganz einfach in zahlreiche gängige Softwarelösungen importiertwerden – zum Beispiel in PointCab. In CAD-Software lässt sichein präzises digitales 3D-Abbild des Grundstücks modellieren.Dieses kann mit den vorgegebenen Eck-Koordinaten und derTiefe der künftigen Baugrube in Verbindung gesetzt werden. Dain den Daten jede noch so kleine Erhöhung und Vertiefung derGrundstücksoberfläche wiedergegeben wird, ist das zu erwarten-de Volumen schon vor dem Aushub höchst exakt ermittelbar.

Genaue Kontrolle tatsächlicher ArbeitenAuch nach dem Aushub kann 3D-Laserscanning wieder von gro-ßem Nutzen sein. Denn die tatsächlichen Arbeiten und damitdie Massenbewegung lassen sich genau kontrollieren. Dazu wirdim 3D-Modell einfach die Differenz zwischen den Daten des Ur-Geländes und denen der ausgehobenen Grube bestimmt. Auf

diese Weise ist eine Abrechnung möglich, die genau dem ent-spricht, was tatsächlich geleistet wurde.

3D-Laserscanning wird in der Baubranche immer stärkereingesetzt. Vor allem, wenn es um Bestandsbauten geht, von de-nen es keine oder nur veraltete Pläne gibt. Im Um- und Neubausorgt die begleitende dreidimensionale Datenerfassung für eineQualitätssicherung im Prozess – in regelmäßigen Intervallen aufder Baustelle eingesetzt, kann der jeweilige Ist-Zustand ermitteltund dokumentiert werden. So können etwa Ausführungsfehlerfrühzeitig aufgezeigt werden und, wie auch bei Aushubarbeiten,Abrechnungen überprüft werden.

Weitere Informationen:FARO Europe GmbH + Co. KG, Lingwiesenstr. 11/2, 70825 Korntal-Münchingen, Tel. +49 (0)71 50 – 97 97-0, Fax +49 (0)71 50 – 97 97 44, [email protected], www.faro.com


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Bild 2. Volumendefinition einer Grube in PointCabBild 3. 3D-Mesh einer Grube in einer CAD-Modellierungssoftware (Beispiel: Sketch-Up) (Abb.: FARO)

Die Baltisch-Adriatische Achse (BAA) – als eine der wichtig-sten Nord-Süd-Transversalen Europas – verbindet und vernetztaufstrebende Wirtschaftsregionen der drei EU-MitgliedsstaatenPolen, Tschechien und der Slowakei mit den Wirtschaftszen-tren Österreichs und Norditalien. Mit dem Bau des Semme-ring-Basistunnels zwischen Mürzzuschlag und Gloggnitz wirdein maßgeblicher Beitrag zur Beseitigung der infrastrukturellenEngpässe zwischen Danzig und der Oberen Adria geleistet. Zielist es, Impulse für die wirtschaftliche Entwicklung der Regio-nen entlang der BAA zu schaffen.

Für die eigentlichen Tunnelbauarbeiten am neuen Semmering-Basistunnel, die 2014 am Fröschnitzgraben beginnen, laufen be-reits seit 2012 umfangreiche Vorarbeiten, die sich in verschiede-ne Baulose untergliedern. Zur Entsorgung des gewaltigen Tun-nelausbruchmaterials des etwa 27 km langen Tunnelabschnittswird eigens eine Deponie entlang des bestehenden Longsgra-bens angelegt. Für die Erschließung der Baustelleneinrichtungs-fläche im Fröschnitzgraben und der Deponie Longsgraben sindin großem Maße Bau- und Umfahrungsstraßen in schwierigemGelände zu errichten. Diese Arbeiten wurden 2012 als Baulos


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Geokunststoffbewehrte Steilböschungen sichern Bauzufahrt zur Deponie Longsgraben

Bild 1. Verlauf des neuen Semmering-Basistunnels

SBT2.3 „Baustraßen und Vorarbeiten Deponie Longsgraben“ausgeschrieben.

Die Ausführungsarbeiten für diesen Abschnitt erfolgten vonFebruar 2013 bis Januar 2014. Dazu wurde zunächst das Bach-bett des bestehenden Longsgrabens auf mehr als einem Kilo -meter um etwa 50 Höhenmeter verlegt und durch umfangreicheHangsicherungsmaßnahmen und Steilböschungen stabilisiert.Gleichzeitig wurden sicherungstechnische Maßnahmen für dieAufrechterhaltung des Baustellenverkehrs und zur Erschließungder Deponie Longsgraben von der L117 Pfaffensattelstraße ausdurchgeführt.

Um das anfallende Tunnelausbruchmaterial unterschied -licher Güte auch für den Bau der Steilböschungen wiederver-wenden zu können, wurden Geokunststoffbewehrungen der Firma HUESKER mit Hauptsitz in Gescher, Deutschland einge-setzt. Die Steilböschungen wurden mit Fortrac® Geogittern inPolsterbauweise errichtet. Der Lagenabstand der Geogitter be-

trug projektspezifisch 55 cm. Insgesamt werden mehr als120.000 m² Fortrac® Geogitter eingesetzt.

Die flexible Konstruktionsart ist insbesondere auch bei inhomogenen Untergrundverhältnissen geeignet. Für den Ero -sions- und Rieselschutz im Umschlagsbereich der Geogitter wur-de ein zusätzliches Geotextil vorgesehen. Als verlorene Schalungkamen Baustahlgitter in abgewinkelter Form zum Einsatz, die ei-nen besonders wirtschaftlichen Bauablauf und gleichzeitig eineebene Frontausbildung ermöglichten.

Die Ausführung der mit 75° geneigten und bis zu 25 m ho-hen Böschungen mit durchgehender Asphaltdecke ermöglichteeine Minimierung des Flächenverbrauchs und der Massentrans-porte im Vergleich zu unbewehrten Böschungen.

Die bewehrten Böschungen sind für eine temporäre Nut-zung ausgelegt (15 Jahre), da diese anschließend mit dem Tun-nelausbruchmaterial im Bereich der Deponie Longsgraben ein-geschüttet werden und damit keine statische Funktion mehr er-füllen müssen. Somit konnte eine wirtschaftliche Dimensionie-rung der Geokunststoffbewehrungen erfolgen.

Für die Abdichtung des künstlichen Bachbetts oberhalb der Steilböschungen wurde seitens des Auftraggebers, der ÖBB-Infrastruktur AG Projektleitung Semmering/Graz, in der Ausschreibung eine geosynthetische Tondichtungsbahn vorge -sehen.


aktuell

Bild 2a+b. Aufschüttung im Bereich der Deponie Longsgraben

Bild 4. Geokunststoffbewehrte Steilböschung mit Blick ins Tal

Bild 5. Regelquerschnitt der geokunststoffbewehrten Steilböschung mit künstlichemBachbett (Fotos/Abb.: 1 u. 2 ÖBB-Infrastruktur AG; 3 u. 5 HUESKER; 4 u. 6 IGBK Inge-nieurgemeinschaft DI Bilek und DI Krischner Ziviltechniker GmbH/Graz)

Bild 3. Konstruktionsdetail – geokunststoffbewehrter Erdkörper in Polsterbauweise

Pünktlich zur geplanten Einführung derneuen DWA-A 161 für die statische Berechnung und Bemessung von Vor-triebsrohren, die für den Jahresbeginn2014 angekündigt ist, bietet RIB die Bemessungssoftware ROHR in neuerVersion an. Die Version 13.0 beinhaltetNachweise für eine Vielzahl von Rohr-werkstoffen und ist ab sofort erhältlich.Auf der RIB-Internetseite können An-wender mit „RIB Software Service“ ihreProgramme per Download um alle Er-weiterungen und Neuerungen ergänzen.

Auch bei dieser Programmfassung hat dasStuttgarter Technologieunternehmen dieNeuerungen gemeinsam mit Anwendernerarbeitet und für die Praxis optimiert.Neben der neuen DWA-A 161 wurden dieStatik-Programme um Nachweise fürneue Rohrwerkstoffe ergänzt. Künftigkönnen Beton-, Stahlbeton-, Keramik- so-wie biegeweiche Stahl- und Kunststoff-rohre allesamt mit der RIB-Software bear-beitet werden. Hinzu kommen neue Er-müdungsnachweise, bei denen die Last -zyklen direkt vom Benutzer vorgegebenwerden können. Die Stahlbetonbemes-sung kann nach DIN und EN mit den

entsprechenden NAs für DE, AT, SK/CZund UK sowie mit einer Mindestschnitt-kraftbemessung bzw. Mindeststahlbe-darfsermittlung erfolgen. Sofern erforder-lich, lassen sich beim Rohrvortrieb ge-krümmte Rohrtrassen, verschiedene Ar-ten von Druckringen sowie dieÜbergänge von Lockerböden zu Felsge-stein in der Bemessung berücksichtigen.Bei der Ergebnisausgabe haben die RIB-Entwickler besonders auf Übersichtlich-keit und Nachvollziehbarkeit für die stati-sche Prüfung geachtet.

Die Neuerungenin den Programmensind vielseitig: Sokönnen in der Ver -sion ROHR 13.0 nunVerkehrslasten mitneuem Ansatz allge-mein mit entspre-chenden Stoßbei -werten für Straßen-,Bahn- sowie Flug-zeuglasten berück-sichtigt werden.

Mit DURO 13.0für Vortriebsrohresind Tragwerksplanerund Prüfingenieurekünftig in der Lage,auch Dehnungsnach-weise und Stabilitäts-nachweise in Längs-und Querrichtung zuführen. Eine Über-

sicht über alle Erweiterungen und Ergän-zungen hat das Unternehmen auf derRIB-Internetseite auf einer Landingpageunter http://www.rib-software.com/de/landingpage/upgrade-rohr-2013.html be-reitgestellt.

Weitere Informationen:RIB Software AG, Vaihinger Straße 151, 70567 Stuttgart, Tel. +49 (0)711 – 78 73-0, Fax +49 (0)711 – 78 73-88204, [email protected], www.rib-software.com

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RIB mit neuer Softwareversion für Vortriebsrohre

ROHR 13.0 mit Erfassung des Übergangs von Lockerboden zu Festgestein beim Rohrvortrieb. (Abb.: RIB)

Insgesamt konnten die Bauarbeitenim Baulos SBT2.3 im vorgesehenen engenZeitfenster realisiert werden. Die termin -gerechte Anlieferung der Geokunststoffedurch die Firma HUESKER sowie dieausgezeichnete Baudurchführung der Fir-ma G. Hinteregger und Söhne Baugesell-schaft mbH haben zu einem wirtschaft -lichen und für den Auftraggeber höchstzufriedenstellenden Ergebnis geführt.

Dipl.-Ing. Sören Schmidt

Weitere Informationen:HUESKER Synthetic GmbH, Fabrikstraße 13–15, 48712 Gescher, Tel. +49 (0)25 42 – 701-0, Fax +49 (0)25 42 – 701-499, [email protected],www.HUESKER.com

Citybanan-Absenktunnel – In heißerProjektphase Pumpenlieferant gewechseltMit dem Lieferantenwechsel liegt der Citybanan-Tunnel unterdem Söderström im Herzen Stockholms im Plan: Tsurumiübernahm die Wasserhaltung beim Bau des dreiteiligen Ab-senktunnels, dessen erste Sektion im Mai auf Grund gesenktwurde. Bemerkenswert waren die Auswahlkriterien.

Der japanische Hersteller kam zum Zuge, weil die Pumpen desursprünglichen Lieferanten ausgetauscht werden mussten. DasProjekt wurde von Tsurumis Europazentrale in Düsseldorf be-gleitet. Oliver Schmeieder von der Arge Söderströmtunneln HB(Züblin Scandinavia AB und E. Pihl & Son A.S.) begründete dieMaßnahme mit technischen Herausforderungen. „Auch diePumpen anderer Hersteller erfüllten die Erwartungen nicht“,teilte er mit. Die von Tsurumi vorgeschlagenen Aggregate hinge-gen hätten den Belastungen widerstanden und die erforderlicheLeistung gebracht. Das Projekt befinde sich wieder im Zeitplan.

Aktuell 2,2 Mrd. € BaukostenBei den bereits intensiv beanspruchten Pumpen handelt es sichum Tsurumis LH-Serie. Diese schlanke Hochdruckpumpe mitMantelkühlung ist keinesfalls das Topmodell des Herstellers, derin Europa rund 250 Pumpentypen für praktisch alle Bauanwen-dungen anbietet. „Die LH ist eher eine robuste Universalpum-pe“, betont Produktmanager Stefan Himmelsbach vor Ort. Tat-sächlich ist die Lieferversion LH23.0W sogar die kleinste der Serie: Mit nur 3 kW-Motorleistung schafft sie bis 600 l/min underreicht Höhen bis 39 m. Sie arbeitet noch in 30 m Eintauch -tiefe und kommt mit 6 mm Sedimentkorn klar. Materialien wieGrauguss machen sie robust.

Kleinstes Pumpenmodell genügteDas Citybanan-Projekt geht auf eine langjährige Planung zurEntlastung des Nahverkehrs in der Innenstadt Stockholms zu-rück. 2008 begannen die mittlerweile 2,2 Mrd. € teuren Bauar-beiten, die 2017 enden sollen. Der etwa 300 m lange Absenktun-nel mit 20,5 × 10 m Querschnitt in drei Segmenten stellt dasKernstück der insgesamt 6 km langen und zweigleisigen neuenU-Bahntasse dar. Die Elemente sind in Sandwichbauweise ausBeton und einer Doppelstahlhülle, die mit 10 mm Wanddicke al-lein schon je 870 t wiegt, hergestellt. Das Gesamtgewicht einesabgesenkten Baukörpers übersteigt 20.000 t. Aufgrund des wei-chen Untergrunds ruhen die Segmente wie eine geneigte Brückeauf Pfeilern in 14 bis 24 m Wassertiefe. Der Tunnel mit einerHauptröhre von 12 m und einer Serviceröhre von 5 m Breiteverbindet die Ortsteile Riddarholmen und Söder Mälarstrand,und schließt beiderseits an Felstunnel an.

Bemerkenswert: Konstruktionsdetails wie die Aufhängun-gen der Pumpe spielten in der Lieferantenbeurteilung eine Rolle.„Wir hatten teils Probleme, die Geräte richtig zu handhaben“, soSchmeieder. Bei den japanischen Pumpen zeige sich die Erfah-rung des Herstellers, der als Weltmarktführer im Bausektor gilt:„Sie übertrafen unsere Anforderungen“. Sehr robuste Halte-punkte, einzeln vergossene elektrische Leiter, härteste Materia-lien sowie thermisch ausgeklügelte Gehäuse und nicht zuletztdie zuverlässige Zentrifugalschmierung sind nur einige der Merk-male, die über lange Standzeiten entscheiden. Mitte des Jahressollen die restlichen Tunnelelemente abgesenkt und mit 20 mmToleranz verbunden werden.

Weitere Informationen:TSURUMI (Europe) GmbH, Heltorfer Straße 14, 40472 Düsseldorf, Tel. +49 (0)211 -41 79 37-450, Fax +49 (0)211 – 41 79 37-460, [email protected], www.tsurumi.eu


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Sie wünschen Sonderdrucke von einzelnen Artikeln aus einer Zeitschrift unseres Verlages?Bitte wenden Sie sich an: Janette SeifertVerlag Ernst & SohnRotherstraße 21, 10245 BerlinTel +49(0)30 47031-292Fax +49(0)30 47031-230E-Mail [email protected]

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Bild 1. Eines der drei Segmente des Absenktunnels wird in Schweden mit Beton aus-gegossen, nach dem das Stahlgerüst aus Tallin angeliefert wurde

Bild 2. Tsurumis LH-Serie: Diese Hochdruckpumpen haben sich in dem innerstädti-schen Großprojekt durchgesetzt (Fotos: 1 Holger Ellgard; 2 Tsurumi)

Das wohl größte Ramm- und BohrgerätEuropasSpezialarbeiten erfordern Spezialmaschinen, diesem Mottohat sich die niederländische BAM verschrieben. Mit einem eigens entwickelten Sennebogen 6100 XLR-2 führt das Tief-bauunternehmen weltweit anspruchsvolle Gründungsarbeitendurch.

Das wohl größte Mobile Ramm- und Bohrgerät Europas leistetseinen zuverlässigen Dienst bei der Royal BAM Group, einemder weltweit größten Baukonzerne. Bei BAM Spezialtiefbau hatman sich auf die Planung und Durchführung aller Arten vonGründungsarbeiten spezialisiert. Gerade im innerstädtischenBereich erfordern diese Baumaßnahmen vermehrt neue Techni-ken und modernste Ausrüstung. Aktuell wird dazu ein neuerSennebogen 6100 XLR-2 in Amsterdam für das Einbringen vonFundamentpfählen eingesetzt. Rund 350 Rammrohre werden sobis zu 24 m tief in den Boden eingebracht, mit Beton vergossenund verankert und bilden so das Fundament für die nachfolgen-de Baumaßnahme. Die Dimensionen der Spezialmaschine wer-den erst mit etwas Abstand erkennbar. Ein 52 m langer Mäklerführt den 120 t Schlaghammer und mit bis zu 50 Tonnenmeterwird das Rohr in den Boden getrieben. Diese Applikation ist indieser Länge einzigartig und derzeit die größte ihrer Art.

Als erfahrener Hersteller im Bau kundenspezifischer Spe -zialmaschinen war Sennebogen prädestiniert für die Konzeptiondieser Sondermaschine. In enger Kooperation mit dem nieder-ländischen Vertriebs- und Servicepartner Kuiken N.V. konntedie perfekte Lösung für den anspruchsvollen Tiefbaueinsatz rea-lisiert werden. Der 6100 XLR-2 verfügt über einen verstärktenund erweiterten Oberwagen und eine verstärkte Karosserie, um

die auftretenden Kräfte aufnehmen zu können. Im wahrstenSinne Heavy-Duty wurde der modifizierte Unterwagen ausge-führt. Die erhöhte Hydraulikleistung und ein direkt angebautesAggregat am Heck unterscheiden die Maschine zusätzlich. Eineenorme Vielzahl an Winden macht den 6100 einzigartig. DieMaschine ist mit zwei 20 t Seilwinden, einer 11 t Winde für denMäkler, einer 16 t Zugwinde sowie einer 7,5 t Netzwinde ausge-stattet. Hinzu kommen einen weitere Winde für den Personen-aufzug und eine kleine 2 t Winde für das Anheben der Hydrau-likschläuche.

Alle diese Zusatzeinrichtungen steuert der Fahrer aus derergonomischen maXcab Komfortkabine und hat sein Arbeits -


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Bild 1. Ein speziell konstruierter SENNEBOGEN 6100 XLR-2 arbeitet bei BAM in Amsterdam zu Gründungsarbeiten. (Foto: Sennebogen)

umfeld stets im Blick. Das Eigengewicht des 6100 XLR-2 beträgtrund 170 t, hinzu kommen den 52 m lange Mäkler mit 25 t Ge-wicht und das angebaute Aggregat, das gleichzeitig als Gegenge-wicht fungiert.

In Amsterdam arbeiten die Experten von BAM mit einemIHC Hydrohammer S-120. Mit einem Fallgewicht von 6.200 kgund einer Länge von fast 8 m schlägt der Hammer bis zu 44 malpro Minute ein und treibt die Pfähle für die Fundamentarbeitenin den Boden.

Weitere Informationen:Sennebogen Maschinenfabrik GmbH, Hebbelstraße 30, 94315 Straubing, Tel. +49 (0)94 21 – 540-0, Fax +49 (0)94 21 – 540-815, [email protected], www.sennebogen.de

Erstes Hybridsystem aus geothermischerHochleistungsquelle und Blockheiz -kraftwerk

Die neu entwickelte Hybridanlage GeoHybrid des BerlinerGeothermie-Unternehmens Geo-En Energy Technologieskombiniert eine geothermische Hochleistungsquelle, Wärme-pumpe und Blockheizkraftwerk und sorgt so für extrem hoheEnergieeffizienz.

Für Dr. Nikolaus Meyer, CEO von Geo-En, ist GeoHybrid dasideale System zum Heizen und Kühlen großer Büro- und Wohn-anlagen: „Durch die intelligente Verzahnung von BHKW undGeothermie spart die Anlage mehr als 50 % Betriebskosten undCO2-Emissionen gegenüber einem Gaskessel. Dabei ist die Geo-Hybrid-Anlage so leistungsfähig und flexibel, dass sie auch an-spruchsvolle Bedarfsprofile erfüllen kann – beispielsweise einenkontinuierlich hohen Bedarf an Heißwasser oder Kühlung.“Zum Einsatz kommt GeoHybrid u. a. in einer barrierefreienWohnanlage, die zurzeit in Kleinmachnow bei Berlin entsteht.Die gewog Kleinmachnow mbH, Bauherrin der Anlage, will die52 Wohneinheiten klimafreundlich und kostensparend beheizenund kühlen.

Das Neue an der GeoHybrid-Anlage: Mit einem Blockheiz-kraftwerk und einer Wärmepumpe stehen dem Gebäude zweider effizientesten Wärmelieferanten zur Verfügung. Die Wärme-pumpe nutzt Erdwärme, die eine hocheffiziente Grundwasser-zirkulationsanlage der Firma Geo-En dem Erdboden entzieht.Alle Komponenten sind ideal miteinander verzahnt und der inte-grierte Energy Manager steuert die Anlage so, dass in der Wär-meerzeugung ein Maximum an erneuerbarer Energie eingesetztwird und das BHKW keine Stromüberschüsse erzeugt. Die imBHKW erzeugte Wärme wird für Heißwasser genutzt, währendder günstige BHKW-Strom die Wärmepumpe betreibt. Diesestellt Wärme aus der Erde zum Heizen des Gebäudes bereit. ImKühlbetrieb bleibt die Wärmepumpe ausgeschaltet und Wasserzirkuliert zwischen Erdboden und Kühlsystem im Gebäude. Dasgarantiert angenehm kühle Räume auch im heißesten Sommer –fast zum Nulltarif.

Die Architekten und Energieberater der Wohnanlage, PaulHeidenreich und Thomas Klatt vom Büro werkgruppe klein-machnow, sind von den Vorteilen der Geothermie überzeugt:„Die barrierefreie Wohnanlage ist besonders für Senioren attrak-tiv. Um ihnen eine günstige und stabile Warmmiete zusichern zukönnen, müssen die Nebenkosten dauerhaft niedrig gehaltenwerden. Mit der GeoHybrid-Anlage kann ungefähr die Hälfteder Gebäudeheizung aus erneuerbaren Energien gewonnen werden. Die Mieter sind dadurch unabhängiger von steigendenÖl-, Gas- und Strompreisen.“ Die Wohnanlage erreicht so denKfW-Effizienzhaus-Standard 40 und wurde mit KfW- Mittelnund einem Zuschuss vom Land Brandenburg gefördert.

Und auch in anderen Punkten kommt die Geo-En Anlageden Bedürfnissen der Senioren entgegen: Durch längere Aufent-haltszeiten in der Wohnung haben diese einen kontinuierlichhohen Bedarf an Heißwasser und Wärme. Beides wird duchGeoHybrid verlässlich zur Verfügung gestellt. Als besonderenPluspunkt sieht Klatt die Möglichkeit zur fast kostenlosen Küh-lung der Räume: „Gerade ältere Menschen leiden unter der zu-nehmenden Hitze im Sommer. Eine angenehm kühle Wohnungträgt hier erheblich zum Wohlbefinden bei.“

Weitere Informationen:Geo-En Energy Technologies GmbH, Hauptstraße 65, 12159 Berlin, Tel. +49 (0)30 – 859 946 946, Fax +49 (0)30 – 859 946 955, [email protected], www.geo-en.de


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DMT gründet Fachstelle für BodenbewegungenDie Essener DMT GmbH & Co. KG gründet eine neue Fach-stelle für Bodenbewegungen und bündelt damit Kompetenzenim Bereich der Messung, Bewertung, Modellierung und Pro-gnose von Bodenbewegungen. Die Leitung der Fachstelleübernimmt Dr.-Ing. Karsten Zimmermann, der am 16.12.2013nach §36 GewO als Sachverständiger für bergbaubedingteBodenbewegungen von der Bezirksregierung Arnsberg öffent-lich bestellt und vereidigt wurde.

DMT blickt auf eine jahrzehntelange Tradition in der Berech-nung, Messung und Bewertung von Bodenbewegungen zurück,betreibt weltweit Monitoring-Netzwerke und ist fachlicher Gut-achter bei Bodenbewegungen für Kunden aus Industrie, Berg-und Tunnelbau, Hoch- und Tiefbau, Consultingunternehmen,Behörden und Privatpersonen.

Ein aktuelles Beispiel für Bodenbewegungen ist der Tages-bruch am Essener Hauptbahnhof, bei dem auch Spezialisten derDMT mit den Erkundungs- und Sanierungsaufgaben der Gefah-renbereiche durch altbergbaubedingte Bergschäden betraut sind.„Aber es tragen nicht immer der Mensch und die Technik alleinedie Verantwortung“, so Zimmermann, „auch natürliche Ursa-chen wie Hangrutschungen oder geologisch begründete Bewe-gungen können gefährliche Bodenbewegungen verursachen.“

Parallel zu den klassischen Einsatzfeldern im Berg- undTiefbau zählen Spezialanwendungen wie die Senkungsvoraus -berechnung, Radarinterferometrie, Laserscanning und derGNSS offshore-Einsatz – auch in explosionsgefährdeten Berei-chen – zu den Einsatzgebieten. Vor allem die Vermeidung vonSchäden (Schadensprävention) nimmt dabei breiten Raum ein.

Wo akute oder potenzielle Gefahren im Verborgenen lie-gen, gehen die Sachverständigen der Fachstelle für Bodenbewe-gungen den Ursachen auf den Grund und bestimmen Boden -bewegungen und Deformationen und die daraus resultierendenGefährdungen für Menschen und Sachwerte.

Weitere Informationen:DMT GmbH & Co. KG, Am Technologiepark 1, 45307 Essen, Tel. +49 (0)201 – 172-15 44, Fax +49 (0)201 – 172-17 00, [email protected], www.dmt.de

sowie: Dr. Karsten Zimmermann, Tel. +49 (0)201 – 172-19 68, [email protected]

Geokunststoffe schützen

Ob Flachdach oder Deponie, Grundmauer oder Regenrück-haltebecken, Schwimmteich oder Tanklager – alle erdberühr-ten Bauteile, die mit Geokunststoffen abgedichtet werden,müssen zuverlässig und dauerhaft dicht sein. Dabei ist nebender Auswahl des richtigen Materials die Qualität des aus-führenden Fachbetriebes von entscheidender Bedeutung.

Die Sorgfalt und Kompetenz des Verarbeiters vor Ort gewähr-leisten, dass Grundmauern sicher und dauerhaft vor drücken-dem Wasser geschützt sind. Seine Leistung stellt sicher, dass um-weltgefährdende Stoffe nicht ins Grundwasser gelangen, dassKeller trocken bleiben und Gründächer vor einer Durchwurze-lung langfristig geschützt sind.

Geokunststoffe und technische Textilien sind heute in fastallen Lebensbereichen zu finden. Sie werden in der Regel so ein-gesetzt oder verbaut, dass sie nicht mehr zu sehen sind. In derAutoindustrie, in der Bekleidungs- und Verpackungsindustrie,im Hoch- und vor allem im Tiefbau sind sie unverzichtbar. BeimEinsatz von Geokunststoffen ist die Qualität der Verarbeitungentscheidend.

Gerade in größeren Dimensionen wie im Deponie- und Alt-lastenbereich, im Grundwasserschutz, im Erd- und Wasserbausowie im Korrosionsschutz von Betonbauwerken kommt es aufdie Kompetenz und Qualifizierung des Verarbeiters an. Da dasbeste Material immer nur so gut ist, wie es der Fachmann vorOrt verarbeitet, sollten die gleichen strengen und überprüfbarenKriterien, die die Produktqualität garantieren, auch für die Ver-arbeitung und Anwendung gelten.

Damit Geokunststoffe und verwandte Materialien regelge-recht und qualifiziert verarbeitet werden, hat die Arbeitsgemein-

schaft Abdichtungssysteme einheitliche Qualitätsanforderungenan den Einbau von Abdichtungssystemen formuliert. Im AGASe.V., einer überwachten Gütegemeinschaft zertifizierter Installa-tionsfachbetriebe für Anwendungen im Deponiebau, Wasserbauund Korrosionsschutz mit Sitz in Berlin, haben sich 14 Verarbei-tungsunternehmen und Hersteller zusammen geschlossen, umPlanern, Bauherren und ausschreibenden Stellen ein Höchst-maß an Verarbeitungsqualität zu gewährleisten.

Weitere Informationen:AGAS e.V. Arbeitsgemeinschaft Abdichtungssysteme e.V., Bayreuther Straße 36, 10789 Berlin, Tel. +49 (0)30 – 21 01 98 11, Fax. +49 (0)30 – 21 01 98 12, [email protected], www.agasev.de


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> Büro Augsburg Telefon: 08 21/45 54 07-0E-Mail : [email protected]

> Büro BerlinTelefon: 030/633 119-30E-Mail : berl [email protected]

> Büro KölnTelefon: 02 21/80 19 18-0 E-Mail : [email protected]

> Büro SchüttorfTelefon: 0 59 23/96 97-0E-Mail : [email protected]

Was wäre die Welt ohne sichere Fundamente?Vermutlich wäre die Welt um einige Kuriositäten reicher (wenn sie nicht längst schon wie-der eingestürzt wären). Ganz gleich welcher baulichen Anlage Sie ein sicheres Fundament geben möchten – vom Einfamilienhaus über Industriebauten bis hin zu verkehrstech-nischen Anlagen – wir setzen Ihre Anforderungen präzise und zuverlässig um. Kernkom-petenz von JACBO sind Bohrpfahlgründungen für alle Traglasten, mit Pfahldurchmessern bis 1,20 m. Bei unseren Kunden besonders beliebt – weil zeitsparend und erschütterungs-frei – ist die Teilverdränger-Schneckenbohrtechnik.

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Qualifizierter Einsatz von High-tech-Schweißgeräten garantiert Dichtigkeit (Foto: HerzGmbH Kunststoff- und Wärmetechnologie)

Trenntechnik der BAUER Maschinen GmbHerneut am Sylvensteinspeicher eingesetztAm Sylvensteinspeicher, dem wichtigsten WasserspeicherBayerns, wurde 2012 eine umfangreiche Dammsanierungdurchgeführt. Die BAUER Spezialtiefbau GmbH aus demoberbayerischen Schrobenhausen brachte den Damm mit einer bis zu 70 Meter tiefen Schlitzwand auf den neuestenStand. Im Anschluss wurde ein neues Erfassungs- und Über-wachungssystem für das Sickerwasser installiert.

Für den Bau des Sickerwasserstollens wurde durch die Wayss &Freytag Ingenieurbau AG mit einer Tunnelbohrmaschine ein150 m langer unterirdischer Stollen mit einem Außendurchmesservon drei Metern aufgebohrt. Hinter der Schlitzwand wurden imAbstand von drei Metern sogenannte Drainagepfähle mit einer

Tiefe von etwa 40 m hergestellt. Das gesammelte Wasser kann soin den Sickerwasserstollen eingeleitet und gemessen werden.

Nachdem bereits bei den Schlitzwandarbeiten auf die Bau-er-Trenntechnik zurückgegriffen wurde, kamen bei den Tunnel-bohrarbeiten erneut eine Entsandungsanlage und eine nachgela-gerte Desilterstufe der MAT Mischanlagentechnik GmbH, einemTochterunternehmen der BAUER Maschinen GmbH, zum Ein-satz.

Trenntechnik der BAUER Maschinen GmbHFür die Entsandung des Bodens – bestehend aus Kies, Sand undSilt – wurde die Entsandungsanlage BE425-60 mit Doppelde-ckersieb und nachgeschalteter Desilterstufe BDS250-30K ge-nutzt. Das untere Deck der Entsandungsanlage, das als Grobsiebausgelegt ist, konnte durch seine feine Maschenweite von1,5 mm bereits einen Großteil der Feststoffe herausfiltern. An-schließend wurde der separierte Feststoff über das Entwässe-rungssieb und der nachgeschalteten Desilterstufe trocken ausge-tragen.Die Separationsanlagen erlauben, je nach Bedarf und Boden -zusammensetzung, die zweite Entsandungsstufe durch die

aktuell

Bild 1. Bei den Schlitzwandarbeiten am Sylvensteinspeicher wurde auf die Bauer-Trenntechnik zurückgegriffen

Bild 2. Auch bei den Tunnelbohrarbeiten kamen erneut eine Entsandungsanlage undeine nachgelagerte Desilterstufe der MAT Mischanlagentechnik GmbH, einem Toch-terunternehmen der BAUER Maschinen GmbH, zum Einsatz. (Foto/Abb.: Bauer AG)

BDS250-30K im Bypass aufzuschalten. Dadurch werden nur dienotwendigen Trenntechniken eingesetzt, was sowohl den Ener-gieverbrauch als auch den Verschleiß der nicht benötigten Module verringert.

Weitere Informationen:BAUER AG, BAUER-Straße 1, 86529 Schrobenhausen, Tel. +49 (0)82 52 – 97-0, Fax +49 (0)82 52 – 97-1359, [email protected], www.bauer.de

Verbände starten Qualitätsinitiative für ErdwärmesystemeDie Geothermiebranche hat sich auf einen Weg zur Verbesse-rung der Qualität von Erdwärmeprojekten verständigt. AchtVerbände unterzeichneten im November 2013 im Rahmen desGeothermiekongresses 2013 eine Erklärung, die eine gemeinsa-me Normenarbeit begründen soll. Bereits 2014 sollen die erstenErgebnisse der kontinuierlichen Beratungen präsentiert werden.

Mit der Initiative reagieren die Branchenverbände auf die Scha-densfälle der letzten Jahre, welche in Verbindung mit Erdwärme-bohrungen gebracht und auf Fehler in der Umsetzung zurückge-führt werden – wie z. B. in Staufen unübersehbar geschehen. Siewollen damit ein Zeichen für Qualität in der OberflächennahenGeothermie setzen.

Ziel ist es, durch die Verknüpfung einzelner Richtlinienund Normen ein bundesweit harmonisiertes Regelwerk zu er -

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arbeiten, welches die Planung, Ausführung, Dokumentation undKontrolle sowie Qualitätssicherung umfasst. Dazu sollen Nor-men vereinheitlicht sowie Fort- und Weiterbildungsprogrammeauf ihre Praxisnähe überprüft werden. Die Verbände streben an,die Qualität von Geothermieprojekten nachweislich zu steigernund dauerhaft sicherstellen.

Initiiert vom GtV – Bundesverband Geothermie unter-zeichneten folgende Verbände die Erklärung:

– BDBohr – Bundesverband der Deutschen Bohrunter-nehmen e.V.

– DGG – Deutsche Gesellschaft für Geowissenschaften– DGGT – Deutsche Gesellschaft für Geotechnik e.V.– figawa – Bundesvereinigung der Firmen im Gas- und Wasser-

fach e.V.– GtV-BV – GtV-Bundesverband Geothermie e.V. (Sektion

Oberflächennahe Geothermie)– Landesverband Baden-Württembergischer Tiefbohr- und

Brunnenbauunternehmen e.V.– Landesverband Bayerischer Tiefbohr- und Brunnenbauunter-

nehmen e.V.– ZDB – Zentralverband Deutsches Baugewerbe

Weitere Informationen:GtV-Bundesverband Geothermie e.V., Albrechtstraße 22 (Quergebäude), 10117 Berlin, Tel. +49 (0)30 – 20 09 54 95-0, Fax +49 (0)30 – 20 09 54 95-9, [email protected], www.geothermie.de

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Bericht


1 Einführung

Ein Aufsatz unter diesem Titel kann nur den Tenor haben,dass die Stoffgesetze bei geotechnischen Simulationen ei-ne große Rolle spielen. Und diese Aussage fasst allmählichFuß, man hört sie allenthalben. Ich will aber andersherumbeginnen und das in der geotechnischen Allgemeinheitvorherrschende Bild ansprechen. Dort sind Stoffgesetzeetwas, dem man mit Respekt, aber auch mit etwas Unbe-hagen begegnet. Etwa so wie der Religion. In der Tat, esgibt wenig Gründe, warum man sich mit Stoffgesetzen an-freunden sollte. Sie sind abstoßend kompliziert und esgibt so viele davon, dass man keinen Überblick hat. Manweiß nicht, wie man sie kalibrieren soll, und man ist sichauch über ihre Bedeutung und Rolle nicht sicher. In derJugend der Boden- und Felsmechanik kam ohnehin nurdas Hooke-Gesetz infrage, und bei den frühen Finite-Ele-mente-Berechnungen hatte man auch andere Sorgen,nämlich die begrenzte Speicherfähigkeit der damaligenComputer. Man konzentrierte sich daher auf dieses Pro-blem, die Frage nach dem Stoffgesetz galt als untergeord-net bis unwesentlich. Daraus ist auch die bodenund ins-besondere felsmechanische Tradition erwachsen, bei Vor-stellungen von Simulationsergebnissen das verwendeteStoffgesetz (geschweige denn die verwendeten Stoffkon-stanten) gar nicht zu erwähnen.

Ja, warum soll man sich denn den Kopf über Stoffge-setze zerbrechen? Es genügt, wenn es einige Masochistentun. Das Verhalten des Bodens ist doch in seinen Grund-zügen klar. Naja, die Spannung wächst irgendwie mit derVerformung und irgendwann stellt sich der Grenzzustandein, d. h., die Spannung wächst dann nicht mehr. Dass dieSteifigkeit von Spannungszustand, Porenzahl, Verfor-mungsrichtung und Verformungsgeschichte abhängt, daswird man doch dem Computer irgendwie beibringen kön-nen, damit er sie ad hoc passend wählt.

Für den Alltag sind solche Fragen eher akademisch.Dort wird schlicht dasjenige Stoffgesetz angewandt, dasgerade im verwendeten Programmpaket implementiertist.

Nun, nach so vielen nüchternen (oder ernüchtern-den) Einschätzungen erhebt sich die Frage nach der Qua-lität unserer Simulationen. Man muss sich dabei ehrlichfragen, was mit den Simulationen überhaupt bezwecktwerden soll. Man muss sich auch darüber klar sein, dassim Bauwesen Validierungen von Simulationen äußerst sel-ten sind. Der Versuch in Hochstetten steht als einsames

Die Rolle der Stoffgesetze bei geotechnischen Simulationen

Beispiel oder Vorbild da und fand kaum Nachahmungen.Seien wir doch ehrlich! Im Tunnelbau haben die numeri-schen Simulationen eher den Rang einer Dekoration. Undauch sonst kommt es auf die Genauigkeit der Simulations-ergebnisse nicht sehr an, schon wegen der immer unvoll-ständigen Bodenerkundung und der örtlichen Schwan-kung des natürlichen Bodenaufbaus. Aber auch die nume-rische Simulation selbst birgt viele Ungenauigkeiten. DieArbeitsgruppe Numerische Methoden in der Geotechnikder DGGT [1] hat eine interessante Untersuchung durch-geführt: Ein Tunnel mit vorgeschriebenem Querschnittund Randbedingungen, vorgeschriebenem Stoffgesetz undvorgeschriebenen Materialkonstanten wurde von ver-schiedenen Teilnehmern berechnet. Während die Oberflä-chensetzungen keine nennenswerten Streuungen zeigten,schwankten die Normalkraft und die Biegemomente imAusbau bis zu 300 %!

Die o. g. Ungenauigkeiten der Simulation sollen mitgroßen Sicherheitsmargen aus der Erfahrung abgefangenwerden. Die Simulation spielt aber immer noch eine wich-tige Rolle, indem sie die relative Bedeutung der einzelnenEinflüsse aufdeckt. Meist liegt ja auch Erfahrung aus ähn-lich gelagerten Fällen vor, und oft kann man sich anschwierige Bauprojekte nach der sogenannten Beobach-tungsmethode herantasten. Bei ganz schwierigen undneuen Bauprojekten (z. B. Bohrplattformen in sturmge-peinigten arktischen Gewässern) behilft man sich mitnoch größeren Sicherheitsmargen und vielleicht auchphysikalischen Modellversuchen.

Numerische Simulationen werden auch benötigt, umdie Ursache von Schadensfällen aufzudecken (sieheBild 1). Aber auch da hat man gelernt, ohne präzise Simu-

DOI: 10.1002/gete.201400001Dimitrios Kolymbas

Bild 1. Schadensfall Nachterstedt

lationen zu leben. Hat sich ein Schadensfall ereignet, sowird ein schwerfälliger Begutachtungsapparat in Gang ge-setzt, der öffentliche Diskurs wird unter Bezug auf ein lau-fendes Verfahren ausgeschlossen, und die Wahrheit wirdin Gutachten und Gegengutachten zerstückelt, breitgetre-ten und schließlich in einem Orkus von Ordnern versteckt(siehe Bild 2).

Aus all diesen Gründen ist die tatsächliche Rolle vonStoffgesetzen bei numerischen Simulationen in der Geo-technik nicht allzu groß. Ich kenne auch kaum Kollegen,die das Auffinden eines überzeugenden Stoffgesetzes inihr nächtliches Gebet einschließen. Und kaum eine Bau-firma oder ein Ingenieurbüro würde dafür auch nur einenmüden Euro spenden.

Und trotzdem halte ich die Forschung auf dem Ge-biet der Stoffgesetze für Boden für eine höchst spannendeund intellektuell äußerst herausfordernde Tätigkeit, dieaber eher im Bereich der Naturwissenschaften angesiedeltist. Es ist dabei eine alte und weitgehend geklärte Frage,ob sich die naturwissenschaftliche Forschung technischund ökonomisch auszahlt. Die Antwort ist ein klares Ja,nur sollte man die Reihenfolge nicht übersehen. Die Ent-deckung der Grundgleichungen der Elektrodynamikdurch Maxwell erfolgte nicht im Auftrag der Fa. Siemens!Die Menschheit bzw. ihre Politiker wissen dies und gebenungeheure Geldsummen für die Erforschung der Elemen-tarpartikel und der Vorgänge in den ersten Nanosekun-den nach der Erschaffung der Welt. Nur die Bodenmecha-nik klebt verbissen an der alten Mär, dass sie ausschließ-lich zum Wohl der Bauindustrie arbeitet.

2 Herausforderung der Stoffgesetze

Dass die Materie aus kleinen Teilchen besteht, weiß manseit Heraklit. Die statistische Mechanik hat im 19. Jahr-hundert die Eigenschaften von Gasen in bewundernswer-ter Weise durch ihren molekularen Aufbau erklärt. Mitkörnigen Stoffen, die ein festes Korngerüst bilden, hat sichzuerst die Bodenmechanik im 20. Jahrhundert befasst undbeachtliche Erfolge errungen. Erst in den letzten Jahrenhaben auch Physiker angefangen, sich damit zu befassenund staunen nicht wenig über das komplexe Verhaltengranularer Stoffe. Liu [2] sagte, dass Sand schwieriger zuverstehen ist als flüssiges Helium oder flüssige Kristalle.Eine andere Aussage ist, dass viele Eigenschaften vonSand den Wissenschaftlern ähnliche Rätsel aufgeben wieder Big Bang [3].

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D. Kolymbas · Die Rolle der Stoffgesetze bei geotechnischen Simulationen

geotechnik 37 (2014), Heft 1

Man kann sich ein Korngerüst als ein räumlichesFachwerk aus Körnern vorstellen. Im Gegensatz zu einemFachwerk des Stahlbaus sind aber die einzelnen Körnernicht miteinander verschweißt oder vernietet. Es handeltsich also um ein wackeliges Korngerüst, und Deformatio-nen gehen meist mit Kornumlagerungen einher. Daher istdie Spannungs-Dehnungs-Beziehung nicht linear wie dieKraft-Verschiebungs-Beziehung bei einem elastischenFachwerk, sondern hängt von der Deformation ab. Auchkann man ein Granulat deformieren, ohne dass man ihmnachher die vorangegangene Deformation anmerkenkann. Diese wichtige Invarianzeigenschaft teilen Granula-te mit Fluiden. Andererseits können Granulate beständigSchubspannungen aufnehmen, folglich sind sie keine Flui-de. Bodenproben sind relativ weich, daher kann man sieeiner großen Vielfalt von Verformungen unterziehen, umdie sich dabei aufbauenden Spannungen zu messen. DieVerformung wird einer Probe durch Randeinwirkungenaufgeprägt, und es ist erstaunlich zu beobachten, dass da-bei jedes Korn genau „weiß“, wohin es sich begeben soll.Irgendwann geht aber diese Kontrollierbarkeit verloren,die Körner gehorchen nicht mehr der Randeinwirkung,sondern bewegen sich nach eigenen, zuweilen recht bizar-ren Mustern. Solche Phasenübergänge und Musterbildun-gen beschäftigen intensiv die Physiker, und auch die Bo-denmechaniker haben sich damit zu befassen, allein schondeswegen, weil numerische Simulationen bei Verlust derKontrollierbarkeit auch verrückt spielen. Das weiß jedernumerische Simulant, es wird aber meist schamhaft unterden Teppich gekehrt. So mancher hält solche Phänomenefür Manifestationen der eigenen Unzulänglichkeit und ver-sucht, sie mit diversen Tricks zu kaschieren.

Eine grundlegende Schwierigkeit beim Boden istsein hysteretisches Verhalten. Es impliziert nicht eindeuti-ge Beziehungen zwischen Spannungen und Dehnungensowie großen Einfluss der Vorgeschichte. Eine Manifesta-tion davon ist, dass bei Entlastung die Steifigkeit viel grö-ßer als bei Belastung ist. Man spricht von der inkrementel-len Nichtlinearität bzw. davon, dass man nicht linearisie-ren darf, auch nicht im Kleinen.

3 Instrumentarium für Stoffgesetze

Als Startpunkt diente das Gesetz von Hooke, das ein-fachste Stoffgesetz für einen Feststoff. Um hysteretischesVerhalten zu berücksichtigen, hat man „Schaltfunktio-nen“ eingeführt; das sind skalare Größen, deren Vorzei-chen entscheiden kann, ob man es mit Be- oder mit Ent-lastung zu tun hat. Da diese skalaren Größen irgendwievon der Spannung abhängen müssen, stellen sie Flächenim abstrakten Spannungsraum dar. Mit ihrer Einführungwar der Begriff der sogenannten Fließfläche, und allge-mein die Plastizitätstheorie, geboren. Die Gestalt und dieUmformung von Fließflächen blieben dann auch das we-sentliche Werkzeug der Plastizitätstheorie. Diese Theorieversucht, das – recht vielfältige – Verhalten granularerStoffe durch Verfeinerung diverser Flächen im Span-nungsraum zu berücksichtigen. Mehrere Familien von Flä-chen werden aufgebläht bzw. verschoben, bilden Spitzenoder können wieder schrumpfen. Somit ist die Plastizitäts-theorie eine Einübung, welche alle Aspekte des mechani-schen Stoffverhaltens durch die Geometrie von Flächen

Bild 2. Gutachten zum Schadensfall Nachterstedt

5

D. Kolymbas · Die Rolle der Stoffgesetze bei geotechnischen Simulationen


interpretiert. Die dadurch implizierten mathematischenGleichungen bleiben dafür recht unübersichtlich.

Die starke Verbreitung der Plastizitätstheorie hat ei-ne Art Exklusivität geschaffen. Viele Wissenschaftler glau-ben, dass sie der ausschließliche Rahmen zum Beschrei-ben des Verhaltens hysteretischer Feststoffe ist. Außerdemdrängt die Plastizitätstheorie ein bestimmtes Verständnisbzw. Interpretation von Versuchsergebnissen auf. Von derBegriffswelt der Plastizitätstheorie abweichende Ergebnis-se werden als falsch abgetan oder so „gebogen“, dass siekonform werden.

Man kann nicht leugnen, dass man mit diesem Werk-zeug sehr ausgefeilte Ergebnisse erhalten kann. Mit Pickelund Hacke wurden zwar sehr lange Tunnel gebaut. Mankann sich aber auch fragen, ob es nicht auch andere, viel-leicht zweckmäßigere Werkzeuge zum Beschreiben deshysteretischen Verhaltens granularer Stoffe gibt. DiesenWeg ist die Theorie der Hypoplastizität und neuerdingsder Barodesie gegangen. Es wird dort eine Reihe vonWerkzeugen aus dem Instrumentarium der modernen Ma-thematik und Physik herangezogen.

Da geht es z. B. um Invarianzeigenschaften. Maß-stabsinvarianz manifestiert sich durch die Homogenitätder betrachteten Funktionen.1 Wird das Stoffgesetz alsEntwicklungsgleichung dargestellt, so bedeutet Homo -genität erster Ordnung bezüglich des Deformationsge-schwindigkeitstensors, dass das Stoffverhalten invariantgegenüber der Streckung der Zeitskala bzw. rate indepen-dent ist. Invarianz, bezüglich Drehung des Beobachters,wird durch Verwendung objektiver Funktionen erreicht.

Ein weiterer Aspekt ist das Erinnerungsvermögenvon Boden bzw. Sand. In welcher Form kann es mathema-tisch berücksichtigt werden? Gudehus hat auf die beson-dere Bedeutung langer, monotoner Verformung entlangsogenannter proportionaler Verformungspfade hingewie-sen. Sie soll imstande sein, die Erinnerung an vorangegan-gene Deformation auszulöschen. Dies wirft die Fragenach den sogenannten asymptotischen Eigenschaften vonStoffgesetzen auf. Verknüpft damit ist die Eigenschaft vonDifferenzialgleichungen, sogenannte Attraktoren zu besit-zen. Kritische Zustände sind spezielle Attraktoren, undauch bei zyklischer Verformung können sich asymptoti-sche Zustände einstellen (man spricht vom Einspielen),bei denen das Stoffverhalten für spezielle Deformationenelastisch ist.

4 Ausblick

Soll man noch nach einem überzeugenden Stoffgesetz su-chen? Dieses würde die Community der Wissenschaftlerdurch seine Einfachheit, Universalität, seinen logischenAufbau und last but not least Schönheit überzeugen. Dassdie Bauindustrie so etwas nicht wirklich braucht, wurdeweiter oben dargelegt. Und dies ist keinesfalls ein Vorwurfgegen die Bauindustrie. Wir wissen doch alle: Physik, As-tronomie, Oper, Kultur sind keine primären Bedürfnisseder Industrie und bilden eher die Grundlage des mensch -lichen Lebens.

Soll man die Stoffgesetzforschung den Physikernüberlassen? Die Erfahrung der letzten zwei Jahrzehntezeigt, dass die Physiker ganz anderen Paradigmen nachge-hen und die beträchtlichen experimentellen und theoreti-schen Forschungsergebnisse in den Ingenieurwissenschaf-ten gar nicht aufzunehmen bereit sind. Also ist meine The-se: Stoffgesetzforschung ist lohnend, sie sollte unbedingtfortgesetzt werden, und zwar von den Bodenmechanikern.Denn diese haben die interessantesten Paradigmen unddie umfangreichste Auseinandersetzung mit dem Bodenund verfügen über eine reiche Literatur auf diesem Gebiet.

Was soll man sich daraus erwarten? Es wäre müßigzu versprechen, dass wir dann genauere Setzungsberech-nungen durchführen würden, dass wir die Setzung einesGebäudes statt mit ein paar Zentimetern auf nur einenMillimeter genau abschätzen würden. Dies ist auch nichtnötig. Nötig ist vielmehr, dass die Wissenschaft und dieKultur nicht verkümmern.

Literatur

[1] Schweiger, H. F.: Results from two geotechnical benchmarkproblems. In: Proceed 4th Euro. Conf. Num. Methods in geo-technical Engineering. Udine, 1998. A. Cividini (ed.). Springer,pp. 645–654.

[2] Liu, M. (Professor für Theoretische Physik, Universität Tü-bingen), mündliche Mitteilung.

[3] Morsch, O.: Die Physik der Körner. NZZ Online, 13. Februar2008.

[4] Lesne, A., Lagues, M.: Scale Invariance, From Phase Transi -tions to Turbulence. Springer, 2012.

1 Es sei darauf hingewiesen, dass Maßstabsinvarianz ein wesentlicher Begriff der modernen Physik ist [4].

6 © 2014 Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG, Berlin · geotechnik 37 (2014), Heft 1

Fachthemen

DOI: 10.1002/gete.201300020

In jüngster Vergangenheit wurden auf diversen Tagungen Dis-kussionen bezüglich des tatsächlichen Ablaufs bzw. der Ver -sagensform des hydraulischen Grundbruchs und dem daraus ab-zuleitenden Nachweisformat geführt. Der vorliegende Beitraggibt einen Überblick über verschiedene Versuche und Unter -suchungen seit Karl Terzaghi bis heute. Sowohl diverse Versucheals auch eigene numerische Berechnungen bestätigen, dass dersogenannte Terzaghi-Körper ein Gedanken- und Rechenmodellist, das die Vorgänge des hydraulischen Grundbruchs in nichtbin-digem Baugrund hinreichend genau erfasst und in der Regel fürden Sicherheitsnachweis verwendet werden sollte. Lediglich beibindigen Böden oder speziellen Randbedingungen wie Auflast -filtern und Entspannungsbohrungen sollten erweiterte Modelleund Methoden verwendet werden.

Phenomena and design procedure of hydraulic heave – Plea forthe Terzaghi-body. These days the phenomena of hydraulicheave and the way of verification of resistance to failure by hy-draulic heave have been discussed on several conferences. Thispaper gives an overview of model tests beginning with KarlTerzaghi up to today. Different model tests as well as own numer-ical investigations show that the so called Terzaghi-body is awell-fitting model. It sufficiently describes the phenomena of hy-draulic heave in non-cohesive soil and thus normally should beused for the verification of resistance to failure by hydraulicheave. Only for cohesive soils or special conditions like sur-charge filters and bleeder wells more detailed models and meth-ods should be applied.

1 Einleitung

Bereits Anfang des vergangenen Jahrhunderts beschäftigtesich Karl Terzaghi mit dem Phänomen des hydraulischenGrundbruchs und legte durch seine Überlegungen denGrundstein für den heute in DIN 1054:2010-12 enthalte-nen Nachweis der Sicherheit gegen hydraulischen Grund-bruch. Über die Jahre hinweg beschäftigten sich zahlrei-che weitere Wissenschaftler mit der Thematik des hydrau-lischen Grundbruchs, sodass man nach gut hundert Jah-ren Forschung, Beobachtung und Erfahrung auf diesemGebiet eigentlich glauben könnte, dass es diesbezüglichkeinen Anlass mehr zur Diskussion gäbe. Dennoch ist zubeobachten, dass es in jüngster Vergangenheit auf ver-schiedenen Tagungen wiederholt Diskussionen rund umdie Thematik des hydraulischen Grundbruchs gegebenhat. Die auf den Tagungen geführten Diskussionen be-

schäftigten sich im Wesentlichen mit dem tatsächlichenAblauf bzw. der Versagensform des hydraulischen Grund-bruchs sowie mit dem daraus abzuleitenden und anzu-wendenden Nachweisformat.

Da auf den Tagungen weder der zeitliche Rahmen füreine ausführliche Diskussion gegeben ist noch Ergebnisseeiner solchen Diskussion in der Regel festgehalten und da-mit der gesamten Fachwelt zur Verfügung gestellt werden,fühlten sich die Verfasser zu dem vorliegenden Diskussi-onsbeitrag veranlasst. Dieser soll zum einen die durch dieVerfasser gewonnenen Erkenntnisse und die daraus abge-leiteten Empfehlungen darlegen. Vor allem soll der Beitragaber eine Diskussion anstoßen, im Rahmen derer aktuelleund weiterführende Erkenntnisse aufgezeigt und disku-tiert sowie Empfehlungen für den Nachweis der Sicherheitgegen hydraulischen Grundbruch abgeleitet werden. Hier-zu werden im Folgenden zunächst Grundlagen zum Ver-sagen durch hydraulischen Grundbruch und zum Nach-weisformat dargelegt. Daran schließt sich eine Beleuch-tung der historischen Entwicklung der Untersuchungenzum hydraulischen Grundbruch an. In einem weiterenSchritt werden schließlich aktuelle Untersuchungsergeb-nisse der Verfasser präsentiert. Der Diskussionsbeitrag en-det mit einem Fazit aus Sicht der Verfasser bezüglich desAnsatzes für Baugruben in nichtbindigem Baugrund so-wie einem kurzem Überblick über aktuelle Forschungsan-sätze zu bindigen Böden und besonderen Randbedingun-gen.

2 Grundlagen und Nachweisführung

In der aktuellen Fassung des Eurocodes 7 DIN EN 1997-1:2009-09 [1] (nachfolgend EC7-1) werden in Abschnitt 10,Hydraulisch verursachtes Versagen, vier Arten des Boden-versagens unterschieden, die durch Porenwasserdruckoder Sickerströmung eingeleitet werden:– Versagen durch Aufschwimmen,– hydraulischer Grundbruch,– Versagen durch innere Erosion,– Versagen durch Piping.

Versagen durch Aufschwimmen wird durch Porenwasser-druck hervorgerufen, der sich z. B. unterhalb eines Bau-werks oder einer (Beton)Sohle bzw. unterhalb einer wenigdurchlässigen Schicht aufbaut. Wird dieser so groß, dassdas Gewicht des Bauwerks bzw. der wenig durchlässigen

Versagensform und Nachweisformat beim hydraulischen Grundbruch – Plädoyer für den Terzaghi-Körper

Benjamin AulbachMartin Ziegler

7

B. Aulbach/M. Ziegler · Versagensform und Nachweisformat beim hydraulischen Grundbruch – Plädoyer für den Terzaghi-Körper


Schicht inklusive überlagernder Schichten überschrittenwird, kommt es zu einem Anheben des gesamten Bau-werks bzw. Bodenblocks und damit zum Versagen. Dieübrigen drei Versagensarten resultieren hingegen aus ei-ner Durchströmung des Bodens infolge unterschiedlicherPotenziale bzw. Wasserstände. Dabei tritt hydraulischerGrundbruch dann ein, wenn eine aufwärtsgerichtete Strö-mungskraft so groß wird, dass die vertikal wirksame Span-nung null wird und die Bodenteilchen von der Vertikal-strömung angehoben werden [1]. Vor dem Fuß einer Ver-bauwand führt dieses Aufbrechen des Bodens zum Entzugder Stützung und somit letztlich zum Versagen. Mit inne-rer Erosion wird hingegen der Transport von Bodenteil-chen innerhalb einer Bodenschicht, an Schichtgrenzenoder an der Kontaktfläche zwischen Boden und einemBauwerk bezeichnet. Dies kann schließlich zu einer rück-schreitenden Erosion und damit zum Einsturz des Bau-werks führen [1]. Piping stellt eine Sonderform dieses Ver-sagens dar, bei dem durch rückschreitende Erosion eineRöhre entsteht, die den Beckenboden eines Gewässers er-reicht. Versagen durch Aufschwimmen, innere Erosionund Piping sind nicht Gegenstand im weiteren Verlauf die-ses Beitrags. Details hierzu können den einschlägigenEmpfehlungen [2] [3] oder der weiterführenden Literatur[4] [5] [6] entnommen werden.

Der Nachweis der Sicherheit gegen hydraulischenGrundbruch wird durch den EC7-1 in Kombination mitden jeweiligen Nationalen Anhängen und in Deutschlandergänzend durch DIN 1054:2010-12 [7] (nachfolgendDIN 1054) geregelt. Nach EC7-1 sind zunächst zwei Nach-weisformate zulässig: zum einen der Vergleich der Bemes-sungswerte des destabilisierenden totalen Porenwasser-drucks udst;d und der stabilisierenden totalen Vertikal-spannung σstb;d und zum anderen der Vergleich der Be-messungswerte der Strömungskraft Sdst;d und desGewichts unter Auftrieb G′stb;d.

(1)

(2)

Hierbei ist nach EC7-1 jedes infrage kommende Boden-prisma zu betrachten. Gemäß der deutschen Ergänzungs-norm DIN 1054 ist der Nachweis allerdings generell nachGl. (2) zu führen, wobei bezüglich des Teilsicherheitsbei-werts für die Strömungskraft eine Differenzierung zwi-schen günstigem und ungünstigem Baugrund vorzuneh-men ist. Weiterhin ist bei Baugruben, bei denen der Bodenvor dem Fuß der Stützwand von unten nach oben durch-strömt wird, ein Bodenkörper zu betrachten, dessen Breitein der Regel gleich der halben Einbindetiefe der Stütz-wand angenommen werden darf (Terzaghi-Körper [7]).Die an diesem Körper wirkende Strömungskraft Sk solltenach DIN 1054 in der Regel aus der Potenzialverteilungermittelt werden.

3 Untersuchungen – Historie

Der in DIN 1054 beschriebene Bodenkörper basiert aufBeobachtungen von Terzaghi, der bereits in den 1920er-Jahren Modellversuche zum hydraulischen Grundbruchdurchgeführt hat. Terzaghi stellte fest, dass es unmittelbar

udst;d stb;d

S Gdst;d stb;d

vor dem Versagen zu Hebungen auf einer Breite von etwader halben Einbindetiefe T/2 kommt (Bild 1).

Daraus schloss Terzaghi auf eine Auflockerung desBodens und das Anheben eines Bodenprismas dieser Brei-te [8] [9]. Durch eine Minimalwertbetrachtung bezüglichder kritischen Druckhöhe kam Terzaghi schließlich zu derErkenntnis, dass die Tiefe des Körpers der Einbindetiefe Tentspricht [9]. Der von ihm beschriebene Bodenkörperwurde somit in DIN 1054 übernommen.

Weitere Untersuchungen folgten von Bažant [10],der vor dem Versagen ebenfalls Hebungen beobachteteund darüber hinaus die Stromlinien um die Verbauwandmithilfe von Hypermangan sichtbar machte. Aus beidenBeobachtungen leitete er einen Bruchkörper ab, der voneiner elliptischen Stromröhre begrenzt wird. Weiterhinfolgerte Bažant aus seinen Versuchsergebnissen, dass einhydraulisches Gefälle i > 1,0 am Wandfuß noch nicht zumhydraulischen Grundbruch führt, da die Körner dortdurch die darüber liegenden Bodenkörner belastet werdenund daher das gesamte darüber liegende Prisma angeho-ben werden muss, damit es zum Versagen kommt. Auf-grund der aufgebrachten Wasserspiegeldifferenzen folger-te Bažant außerdem, dass neben dem Eigengewicht undder Strömungskraft noch weitere Kräfte wirken müssen.

Ähnliches wurde von Marsland [11] festgestellt, derin Modellversuchen an breiten Baugruben zunächst He-bungen und Auflockerungen und schließlich das Anhebeneines keilförmigen Prismas (wedge) beobachtete. Bei wei-teren Versuchen an schmalen Baugruben beobachtete erhingegen, dass mehr oder weniger die gesamte Baugrubeangehoben wird.

Umfangreiche Untersuchungen wurden schließlichvon Sentko [12] durchgeführt. Sentko streute bei einigenVersuchen Eisenfeilspäne ein, anhand derer die einzelnenStadien und die Ausdehnung des Bruchkörpers sehr gutzu erkennen sind. Bild 2 zeigt einen solchen Versuch mitzunehmender Strömung von links nach rechts.

Auch Sentko stellte in seinen Versuchen zunächst ei-ne Auflockerung fest, ehe es zum Anheben eines komplet-ten Prismas (Bild 2, links unten) und schließlich zumschlagartigen Versagen kommt. Weiterhin folgerte Sentkoaus seinen Versuchen, dass die Summe aus Gewicht undStrömungsdruck niemals überall gleichzeitig null wirdund daher immer auch Reibung auftritt. Deshalb besitztdie Bruchzone immer eine deutliche Ausdehnung in derBreite, wie die Versuche zeigen.

Bild 1. Potenzialnetz und Bruchkörper [9]Fig. 1. Flow net and critical soil column [9]

8



Aufbauend auf den Untersuchungen von Sentkoführte auch Müller-Kirchenbauer [13] Versuche durch.Dabei stellte er in locker gelagertem Sand eine am Fuß be-ginnende Auflockerung fest, die in Höhe des Spundwand-fußes eine Breite von etwa b = 0,15 · T und an der Ober-fläche von etwa b = 0,6 · T aufwies (Bild 3).

Diese Auflockerungszone ist zunächst stabil, und eskommt erst zum Versagen, wenn die Wasserspiegeldiffe-renz deutlich gesteigert wird. Bei dichter Lagerung wur-den von Müller-Kirchenbauer keine Auflockerungen vordem Bruch festgestellt.

Auch Knaupe [14] führte im Rahmen seiner Arbeitzur Thematik des hydraulischen Grundbruchs Modellver-suche durch. Bei seinen Versuchen konnte Knaupe nacheiner anfänglichen Wölbung ebenfalls einen Beharrungs-zustand bei konstantem Druck feststellen. Erst bei einerweiteren Drucksteigerung begann sich der Boden erneutaufzuwölben [14], ehe es zum endgültigen Versagen kam.

Bezüglich der Bruchkörperform nahm Knaupe an, dassder sich bei Beginn des Grundbruchs bildende schmaleHebungsbereich von einer elliptischen Stromlinie be-grenzt wird (Bild 4).

Weiterhin ging Knaupe davon aus, dass der He-bungsbereich im weiteren Verlauf zwar breiter wird, des-sen Begrenzung jedoch weiterhin mit Stromlinien nahezuübereinstimmt [15].

Im Rahmen numerischer Untersuchungen zum Ein-fluss des Reibungs-, des Wandrandreibungs- und des Dila-tanzwinkels haben Benmebarek et al. [16] nicht nur Beob-achtungen zur möglichen Wasserspiegeldifferenz, sondernauch zur Bruchkörperform angestellt. Ihre numerischenUntersuchungen ergaben für stark verdichteten Sand mitsehr großen Dilatanzwinkeln von ψ = ϕ ≥ 35° und in Kom-bination mit großen Wandreibungswinkeln ein als boilingbezeichnetes oberflächiges Aufbrechen. Für sehr lockergelagerten Sand mit ψ = 0 beobachten sie weiterhin dasVersagen eines schmalen, rechteckigen Bruchkörpers. Beialle anderen Parameterkombinationen stellen sie hinge-gen einen keilförmigen Versagenskörper ähnlich den Aus-führungen Marslands [11] fest.

Ebenfalls mithilfe numerischer Untersuchungen ha-ben sich Odenwald und Herten [17] der Thematik desmaßgeblichen Bruchkörpers genähert. Im Vorfeld ihrerUntersuchungen zu Auflastfiltern haben sie sich auch mitder Bruchkörperausbildung ohne Auflastfilter auseinan-dergesetzt. Aus der Überlagerung hydraulischer Gradien-ten mit Stromlinien schließen sie auf den in Bild 5 gestri-chelt dargestellten Körper.

Da im oberen Bereich des Versagenskörpers die ef-fektive Bodenspannung größer null ist, werden nachOdenwald und Herten hier Reibungskräfte auch imGrenzzustand wirken. Dieser wird erst dann erreicht,wenn durch die Strömungskraft die am Versagenskörperwirkenden Gewichts- und Reibungskräfte aufgehobenwerden [17].

Auch von Katzenbach et al. [18] wurden bei Modell-versuchen Auflockerungen und Hebungen zu Beginn derVersuche festgestellt. Kurz vor dem endgültigen Versagen

Bild 2. Ablauf des hydraulischen Grundbruchs [12]Fig. 2. Failure sequences of hydraulic heave [12]

Bild 3. Foto und Skizze des Bruchkörpers [13]Fig. 3. Picture and sketch of critical soil column [13]

9



beschreiben Katzenbach et al. allerdings die Ausbildungeines Erosionskanals vom Wandfuß zur Baugrubensohleund schließlich eine rückschreitende Erosion vom Wand-fuß auf die Oberwasserseite.

Weiterhin haben Katzenbach et al. numerische Be-rechnungen durchgeführt. Für verschiedene Baugruben-breiten betragen die am Stromfaden unmittelbar an derWand ermittelten globalen Sicherheiten η = 0,93 ÷ 1,26und die am Terzaghi-Körper ermittelten SicherheitenηTerz. = 1,07 ÷ 1,54.

Für diese Systeme stellen Katzenbach et al. fest, dassdie Breite der Bereiche mit großen Gradienten i ≥ 1,0 ge-ringer ist, als die von Terzaghi zugrunde gelegte Breite ei-nes Körpers im Versagenszustand. Aus ihren Modellversu-chen und den numerischen Untersuchungen schließen siedaher, dass sich die von ihnen identifizierten Versagensbe-reiche mit dem von Terzaghi definiertem Versagenskörpernicht realistisch beschreiben lassen.

4 Eigene Untersuchungen4.1 Allgemeine Überlegungen und theoretische Grundlagen

Im Rahmen zweier Forschungsvorhaben [19] [20] wurdennumerische Berechnungen zur Sicherheit gegen hydrau -lischen Grundbruch durchgeführt. Das folgende Bild 6zeigt die dort definierten geometrischen Randbedingun-gen in Form der Wasserspiegeldifferenz H, der Einbinde-tiefe T, der Aquifermächtigkeit S und der BaugrubenbreiteB. Dabei muss die Geländeoberkante nicht zwangsläufigmit dem Außenwasserstand zusammenfallen, sondern

kann auch höher liegen, was jedoch aus geohydraulischerSicht irrelevant ist.

Auf Basis der erhaltenen Berechnungsergebnissewurden Bemessungsdiagramme und -formeln entwickelt[21] [22] [23] [24]. Sämtliche Bemessungsdiagramme fin-den sich in [24], mit denen die für die Sicherheit gegen hy-draulischen Grundbruch erforderliche Einbindetiefe fürverschiedenste Situationen schnell und einfach ermitteltwerden kann. Auch die Herleitung der Formeln findet sichdort, mit denen ebenfalls die Ermittlung der erforderli-chen Einbindetiefe unter Berücksichtigung entscheiden-der Randbedingungen, wie z. B. der Baugrubenbreite, derräumlichen Anströmung in den Ecken oder der Wichtedes Baugrunds, möglich ist. Eine darauf aufbauende uni-verselle Bemessungsformel für homogenen, isotropenBaugrund [22] [23] lässt sich z. B. auch direkt in Statikpro-gramme implementieren und macht damit den bisher not-wendigen Wechsel zwischen Statik- und Strömungspro-gramm überflüssig. Der Bemessungsformel und den Dia-grammen liegt der Nachweis am Terzaghi-Körper zugrun-de, welcher auf Grundlage der Ergebnisse früherer (vgl.Abschnitt 3) sowie eigener Untersuchungen [24] als dermaßgebende Bruchkörper identifiziert wurde.

Für die eigenen Untersuchungen wurden zunächstzweidimensionale Berechnungen angestellt, bei denen fürverschiedene Baugrubensituationen die EinbindetiefeT/H variiert wurde. Das folgende Bild 7 zeigt die Vertei-lung des hydraulischen Gradienten i an der Wand einerBaugrube mit konstantem B/H = 5,0 und S/H = 3,0, jedoch mit unterschiedlichen Einbindetiefen T/H =0,3 ÷ 0,15. Dabei sind nur Bereiche mit hydraulischenGradienten i > 1,1 farbig dargestellt, in denen eine vertikalnach oben gerichtete Strömung den sich über die Tiefeeinstellenden Spannungszuwachs aus Eigengewicht einesBodens mit einer Wichte von γ ′ = 11 kN/m³ neutralisiertoder sogar zu einer Spannungsabnahme führt.

Es ist zu erkennen, dass bei einer Einbindetiefe vonT/H = 0,3 (a) nur ein begrenzter Bereich um den Wandfußherum einen hydraulischen Gradienten von i > 1,1 auf-weist. Mit kleiner werdender Einbindetiefe (a bis d) ver-größert sich dieser Bereich sowohl nach oben als auch inder Breite. Für eine Einbindetiefe von T/H = 0,15 (d) ist

Bild 4. Skizze des Bruchkörpers [14]Fig. 4. Sketch of critical soil column [14]

Bild 5. Skizze des Bruchkörpers mit Isolinien des hydrau -lischen Gradienten [16]Fig. 5. Sketch of critical soil column including isolines ofhydraulic gradient [16]

H

TS

B/2

Bild 6. Systemskizze [24]Fig. 6. System sketch [24]

10



schließlich ein etwa 0,1 · H breiter durchgehender Bereichvom Wandfuß bis zur Baugrubensohle vorhanden, inner-halb dessen der Gradient i > 1,1 und der Boden gewichts-los ist. Dieser Zustand kann in einem kohäsionslosen Bo-den nicht mehr stabil sein, und es muss spätestens bei die-sem Verhältnis der Einbindetiefe T zur Wasserspiegeldiffe-renz H zum hydraulischen Grundbruch kommen.

Für größere Einbindetiefen T/H > 0,15 existierenoberhalb des Wandfußes hingegen Bereiche, innerhalb de-rer der Gradient i < 1,1 ist, sodass die Vertikalspannungenσv als Resultierende aus den Eigengewichtsspannungenund den Strömungsdrücken dort weiterhin größer nullsein müssen. Aus den Vertikalspannungen σv resultierenwiederum Horizontalspannungen σh, die bei Vertikalbe-wegungen des Bodens zu Schubspannungen τ führen.Dem Anheben eines Körpers vor der Wand wirken folglichneben dem Eigengewicht G′k des Körpers auch die ausdiesen Spannungen resultierenden Reibungskräfte R in-nerhalb des Bodens und an der Wand entgegen.

Die Strömung um eine Verbauwand bzw. um derenFuß erfolgt in der Regel entlang elliptischer Stromlinien(Bild 3 ff.), sodass auch der horizontale Anteil des hydrau-lischen Gradienten i an vielen Stellen ungleich null ist.Daher wird durch die Strömungskraft Sk nicht nur diegünstig wirkende Vertikalspannung σv reduziert, sondernzeitgleich auch die günstig wirkende Horizontalspannungσh erhöht. Direkt entlang der Verbauwand tritt diesergünstig wirkende Effekt nicht auf, da hier eine ausschließ-lich vertikale Durchströmung stattfindet.

Auf Basis der vorgenannten Überlegungen wurdenschließlich umfangreiche Untersuchungen angestellt, beidenen die Reibung beim Nachweis der Sicherheit gegenhydraulischen Grundbruch mit in Ansatz gebracht unddie Breite des Bruchkörpers b variiert wurde (Bild 8).Die um die Reibungskraft Rstb,k erweiterte Gleichung zurBestimmung des Ausnutzungsgrads μ bzw. μd lautet:

(3)

bzw.

(4)

S

G R

dst,k

stb,k stb,k

S ·

G R ·d

dst,k H

stb,k stb,k G,stb

Die Gewichtskraft G′stb,k und die Strömungskraft Sdst,k er-geben sich direkt aus der Geometrie bzw. dem Volumendes Bruchkörpers und der Potenzialverteilung. Die Rei-bungskraft Rstb,k in Gl. (3) bzw. (4) leitet sich hingegen ausdem im betrachteten Bruchkörper vorherrschenden Span-nungsniveau und dem Reibungswinkel des Bodens ab.Hierzu ist zunächst die Verteilung der (effektiven) Verti-kalspannungen σv zu bestimmen. Die Vertikalspannungσv ergibt sich in beliebiger Tiefe t zu:

(5)

mitiz(x,z) Vertikalkomponente des hydraulischen Gradien-

ten,x horizontale Laufrichtung ausgehend von der Ver-

bauwand zur Baugrubenmitte,z vertikale Laufrichtung ausgehend von der Baugru-

bensohle nach unten.

Die Horizontalspannung σh in derselben Tiefe ergibt sichunter der Annahme von Verhältnissen entsprechend demErdruhedruck aus der Vertikalspannungen σv zu:

(6)

mitϕ Reibungswinkel des Bodens.

x, z – i x, z · dzv0

z t

z w

x, z x, z · K x, z · 1 – sinh v 0 v

2 1 0 1-5.0

-4.5

-4.0

-3.5

-3.0

-2.5

-2.0

-1.5

-1.0

-0.5

0

0.5

-2 -1 0 1-5.0

-4.5

-4.0

-3.5

-2.5

-2.0

-1.5

-1.0

-0.5

0

0.5

Isolinien GradientenIsolinien Gradienten

-2 -1 0 1-5.0

-4.5

-4.0

-3.5

-3.0

-2.0

-1.5

-1.0

-0.5

0

0.5


-2 -1 0 1-5.0

-4.5

-4.0

-3.5

-3.0

-2.5

-1.5

-1.0

-0.5

0

0.5


.

.

-2 -1 0 1-5.0

-4.5

-4.0

-3.5

-3.0

-2.5

-2.0

-1.0

-0.5

0

0.5


Boden

Baugrube

-3,0-2,5

-2,0-1,5W

and

T/H=0,30 T/H=0,25 T/H=0,20 T/H=0,15

a) a c) d)b)

Bild 7. Hydraulischer Gradient i > 1,1 [24]Fig. 7. Hydraulic gradient i > 1,1 [24]

Bild 8. Kräfte und Horizontalspannungen am BruchkörperFig. 8. Forces and horizontal stresses within the critical soilcolumn

11



Der tatsächliche Spannungszustand ist zwar nicht eindeutigbestimmbar, wird aber aufgrund der Wandbewegung eher inRichtung des passiven Erdwiderstands streben, sodass derAnsatz des Erdruhedrucks auf der sicheren Seite liegt.

Aus den vorhandenen Horizontalspannungen resul-tieren an der Wand, unter der Annahme einer rauen Ober-fläche in Anlehnung an DIN 4085:2011, Schubspannun-gen τ von:

(7)

und im Boden von

(8)

Die für die Bestimmung des Ausnutzungsgrads μ bzw. μderforderliche Reibung Rstb,k ergibt sich schließlich aus derIntegration der Schubspannungen τ entlang der vertikalenRänder an der Wand und im Boden des jeweiligen Bruch-körpers.

(9)

Die resultierende Horizontalkomponente der Strömungs-kraft Sh ergibt sich aus:

(10)

mitix(x,z) Horizontalkomponente des hydraulischen Gra-

dienten, ermittelt aus dem Strömungsnetz.

Dieser Strömungskraft Sh wirkt an der Unterkante des be-trachteten Bruchkörpers eine aus den Vertikalspannun-gen resultierende horizontale Reibungskraft Rh entgegen.

(11)

R x 0, z x b, z dzstb,k v0

z t

x b, z x b, z · tanh

x 0, z x 0, z · tan 23

·h

S i x, z · dxdzh0

z t

0

x b

x w

R x,z t · tan dxh0

x b

v

Aus der verbleibenden Kraft Sh – Rh resultiert schließlicheine zusätzliche Erhöhung der Horizontalspannung amvertikalen Rand im Boden. Diese bewirkt wiederumSchubspannungen und führt damit zu einer zusätzlichgünstig wirkenden vertikalen Reibungskraft:

(12)

Sofern die Resultierende aus horizontaler Strömungskraftund horizontaler Reibungskraft rechnerisch kleiner nullist, ergibt sich keine zusätzlich haltende vertikale Rei-bungskraft gemäß Gl. (12).

4.2 Ergebnisse im ebenen Fall

Wertet man verschieden breite Bruchkörper zunächst oh-ne den Ansatz von Reibung aus, ergeben sich die in Bild 9dargestellten Verläufe des Ausnutzungsgrads μ über derBruchkörperbreite b/T.

Es ist zu erkennen, dass ohne die Berücksichtigungvon Reibung immer die Betrachtung eines Stromfadensunmittelbar an der Wand den ungünstigsten Fall mit demgrößten Ausnutzungsgrad μ darstellt. Dabei spielt es keineRolle, wie breit eine Baugrube oder wie groß die Einbinde-tiefe bzw. die Wasserspiegeldifferenz und damit das hy-draulische Gefälle ist, da dieses, relativ betrachtet, direktan der Wand immer am größten ist [25].

Wird hingegen die an den Seitenflächen der betrach-teten Bruchkörper wirkende Reibung, wie zuvor in Gl. (3)bis (12) beschrieben, mit in Ansatz gebracht, hat diese ent-scheidenden Einfluss auf die Stabilität bzw. den Ausnut-zungsgrad. Bild 10 zeigt den Ausnutzungsgrad unter Be-rücksichtigung der Reibung für die gleichen Situationenwie zuvor.

Es ist zu erkennen, dass bei ausreichender Einbinde-tiefe nicht mehr der Stromfaden maßgebend ist. Bei brei-ten Baugruben mit B/H = 5,0 und T/H = 0,25 hat der un-günstigste Bruchkörper in der Regel eine Breite vonb/T ≈ 0,5. Bei schmalen Baugruben mit B/H = 0,5 undT/H ≥ 0,5 entspricht die Breite des ungünstigsten Bruch-körpers der maximal zur Verfügung stehenden Breite B/2.Dies entspricht dem Versagen der gesamten Baugrube, so-dass Reibung nur noch an der Wand wirken kann, wo-durch der Knick im Verlauf der Ausnutzungsgrade zustan-

R S S – R · tanstb,k h h h

Bild 9. Ausnutzungsgrad ohne Reibung [24]Fig. 9. Degree of utilization without any friction [24]

12



de kommt und die Kurven bei b/T = (B/2)/T enden(Bild 10, rechts unten). Erst wenn die Einbindetiefe soweit verringert oder die Wasserspiegeldifferenz so weit er-höht wird, dass es zu einer deutlichen Änderung des Span-nungsniveaus und damit zu einer deutlichen Reduzierungder Reibungskräfte kommt, wird der Ausnutzungsgrad fürsehr schmale Bruchkörper größer als für Körper mit räum-licher Ausdehnung.

Die Ergebnisse zeigen, dass für die physikalisch mög-lichen Zustände mit μ < 1,0 in guter Näherung der Terzag-hi-Körper maßgebend ist. Weiterhin lässt sich aus den Er-gebnissen schlussfolgern, dass zum Zeitpunkt des Versa-gens mit μ = 1,0 ein Wechsel stattfinden muss und dieGeometrie des Bruchkörpers eine untergeordnete Rollespielt. Es ist daher davon auszugehen, dass im kritischenZustand der Bereich vor der Verbauwand auf einer Breitevon b ≈ 0,5 · T gleichermaßen aufbruchgefährdet ist undder letztlich versagende Bruchkörper aus den vorherigenZuständen, Auflockerungen und Hebungen resultiert unddamit der Terzaghi-Körper eine gute Näherung darstellt.

Für den Nachweis der Sicherheit gegen hydrauli-schen Grundbruch sind, wie für jeden anderen Nachweisim Grenzzustand der Tragfähigkeit auch, Sicherheitsreser-ven zu berücksichtigen (vgl. Abschnitt 2 bzw. Gl. (2)). Da-her ist bei der Nachweisführung nicht der Zustand zu-

grunde zu legen, bei dem der charakteristische Ausnut-zungsgrad μ = 1,0 beträgt, sondern vielmehr der Zustand,bei dem unter Berücksichtigung der Teilsicherheitsbeiwer-te der Ausnutzungsgrad μd = 1,0 beträgt.

Aus diesem Grund wurden weitere Auswertungennach Gl. (4) unter Berücksichtigung der Teilsicherheitsbei-werte von γG,stb = 0,95 und γH = 1,30 für Bemessungssitua-tion BS-T und günstigen Baugrund vorgenommen, derBaugruben in der Regel zuzuordnen ist. Das folgendeBild 11 zeigt die Ergebnisse für die gleichen Situationenwie zuvor.

Hierbei zeigt sich, dass der maßgebende Bruchkör-per für Ausnutzungsgrade um μd ≈ 1,0 bei breiten Baugru-ben ziemlich genau b = 0,5 · T breit ist und damit dem Ter-zaghi-Körper entspricht. Bei schmalen Baugruben ist wiezuvor immer der Körper der Breite b = B/2 maßgebend.

In einem weiteren Schritt wurde zusätzlich eine Va-riation der Bruchkörpertiefe bei konstanter Bruchkörper-breite b = T/2 für einzelne Baugrubensituationen vorge-nommen. Bild 12 zeigt die Ergebnisse dieser Variation inForm des Ausnutzungsgrads μd über der auf die Einbinde-tiefe bezogenen Lage der Unterkante z/T. Zum Vergleichwurden weiterhin die sich bei Vernachlässigung der Rei-bung R an allen Seiten ergebenden Verläufe gestrichelteingetragen.

Bild 10. Ausnutzungsgrad mit Reibung [24]Fig. 10. Degree of utilization including friction [24]

Bild 11. Ausnutzungsgrad mit Reibung und Teilsicherheitsbeiwerten [24]Fig. 11. Degree of utilization including friction and partial factors of safety [24]

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Die gestrichelten Verläufe des Ausnutzungsgrads oh-ne Berücksichtigung der Reibung bestätigen die Erkennt-nisse von Terzaghi, der aufgrund einer Minimalwertbe-trachtung zu dem Schluss kam, dass die maßgebendeBruchkörperunterkante mit der Höhe des Verbauwandfu-ßes zusammenfallen muss [9]. Weiterhin zeigen die Ergeb-nisse mit Berücksichtigung der Reibung, dass der Ausnut-zungsgrad ausgehend von der Baugrubensohle mit derTiefe zunächst konstant bleibt oder abnimmt, dann an-steigt und ebenfalls in Höhe des Wandfußes ein absolutesMaximum, also in Bezug auf die Sicherheit ein absolutesMinimum erreicht. Für größere Tiefen bis unterhalb desWandfußes fällt der Ausnutzungsgrad wieder stark ab. So-wohl mit als auch ohne Reibung liegt also bei homogenen,isotropen Verhältnissen die Unterkante des ungünstigstenBruchkörpers in Höhe des Wandfußes.

Darüber hinaus wurden auch vereinzelt gekrümmteBruchkörper betrachtet, die der tatsächlich auftretendenelliptischen Begrenzung (vgl. Abschnitt 3) näher kommen,als rechteckige Bruchkörper. Diese Untersuchungen ha-ben gezeigt, dass innerhalb des zulässigen Wertebereichsauch durch rechteckige Bruchkörper eine ausreichend ge-naue Annäherung an die tatsächlichen Verhältnisse er-

folgt. Erst wenn der Ausnutzungsgrad generell deutlichgrößer als μd > 1,0 ist, werden für gekrümmte Bruchkörpergrößere Ausnutzungsgrade berechnet. Weitere Details undDiagramme hierzu finden sich in [24].

4.3 Ergebnisse für die Baugrubenecke

In Baugrubenecken liegen räumliche Anstromverhältnissevor, die zu einer Konzentration des Potenzialabbaus füh-ren. Daher wurden auch hierzu ergänzende Untersuchun-gen angestellt. In den Baugrubenecken stehen die Poten-ziallinien annähernd senkrecht auf der Winkelhalbieren-den, sodass es nahe lag, im Grundriss ein gleichschenkli-ges Dreieck zu betrachten. Hierzu wurden numerischeStrömungsberechnungen durchgeführt und der Ausnut-zungsgrad für verschieden große Dreiecke, ergänzend,aber auch für Viertelkreise und Quadrate, bestimmt. DieBestimmung der Ausnutzungsgrade erfolgte analog zu derin Abschnitt 4.1 beschriebenen Vorgehensweise, nur dassin der Ecke kein Schnitt, sondern ein tatsächlich räumlichbegrenzter Körper betrachtet wurde. An diesem wurde da-her an zwei statt an einer Wandseite und ebenfalls in denvertikalen Boden-Boden-Fugen Reibung angesetzt. Der

Bild 12. Ausnutzungsgrad über die Tiefe [24]Fig. 12. Degree of utilization for variable depth [24]

Bild 13. Ausnutzungsgrad für die Baugrubenecke [24]Fig. 13. Degree of utilization for the corner of construction pits [24]

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Reibungsanteil aus der horizontalen Strömungskompo-nente gemäß Gl. (12) wurde hierbei vernachlässigt. Diezweidimensionalen Untersuchungen hatten gezeigt, dassdieser Reibungsanteil im Vergleich zur Reibung, die ausdem Bodeneigengewicht gemäß Gl. (9) resultiert, sehr ge-ring ausfällt. Im dreidimensionalen Fall ist der prozentua-le Anteil teilweise noch geringer, da hier an zwei SeitenReibung zwischen Wand und Boden wirkt.

Das folgende Bild 13 zeigt beispielhaft die Ausnut-zungsgrade μd für unterschiedliche Einbindetiefen bei Be-trachtung eines Dreiecks und eines Viertelkreise imGrundriss. Ergebnisse der Betrachtung quadratischer Kör-per finden sich in [24]. Die Betrachtung zeigt, dass für Ein-bindetiefen mit μd ≈ 1,0 das Maximum des Ausnutzungs-grads beim Viertelkreis – wie auch beim Quadrat [24] – et-wa bei b/T ≈ 0,5 erreicht wird. Beim Dreieck hingegen istkontinuierlich mit zunehmender Breite ein Anstieg desAusnutzungsgrads μd zu verzeichnen, der jedoch abb/T ≈ 0,6 nahezu stagniert. Davon abgesehen ist, insbe-sondere im Hinblick auf die erforderliche Einbindetiefe,

zwischen den verschiedenen Bruchkörperformen keingroßer Unterschied festzustellen. Je nach Einbindetiefeund Bruchkörperbreite ist das Dreieck oder der Viertel-kreis, teils aber auch das Quadrat rechnerisch geringfügigunsicherer als die jeweils anderen Bruchkörperformen[24].

Im Rahmen der eigenen Untersuchungen zur Ermitt-lung der maßgebenden Einbindetiefe [24] wurde schließ-lich ein Dreieck mit einer Kathetenlänge von b = 0,5 · T ge-wählt, da das Dreieck ohne Ansatz der Reibung den un-günstigsten Fall darstellt.

4.4 Beobachtungen während eines Modellversuchs

Analog zu den in Abschnitt 3 beschriebenen Versuchenwurde ein eigener Versuch durchgeführt, bei dem eine fik-tive Baugrube gelenzt wurde, während der Außenwasser-spiegel konstant gehalten wurde (Bild 14a). Der Zweckdes Versuchs bestand eigentlich darin, in Anlehnung anden Film von Perau [26], ein Anschauungsvideo für die

Bild 14. Fotoserie des ModellversuchsFig. 14. Sequence of pictures from model test

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Vorlesungen am Lehrstuhl für Geotechnik im Bauwesender RWTH Aachen zu drehen, das zeigt, wie plötzlich undmit welcher Konsequenz es zum hydraulischen Grund-bruch kommen kann. Durch die Verwendung einer hochauflösenden Kamera zeigen die Aufzeichnungen diesesAnschauungsvideos neben dem schlagartigen Versagen(Bild 14h) aber auch den Beginn des hydraulischenGrundbruchs im Detail. Es ist deutlich zu erkennen, dasses zunächst zum Anheben eines räumlich ausgedehntenBodenkörpers kommt (Bild 14c bis 14e). Erst nach diesemVorgang stellt sich entlang der Wand ein Erosionskanalein (Bild 14f), der zu einer rückschreitenden Erosion(Bild 14g) und letztlich zum kompletten Versagen(Bild 14h) führt.

5 Überlegungen zu besonderen Verhältnissen

Sowohl die numerischen Untersuchungen (vgl. Abschnitt4.1 bis 4.3) als auch der Modellversuch (vgl. Abschnitt 4.4)wurden für homogen, isotrope Verhältnisse durchgeführt.Doch auch für anisotrope oder geschichtete Verhältnisselassen sich bereits ohne nähere Untersuchungen Aussagenbezüglich des maßgebenden Bruchkörpers treffen.

5.1 Anisotropie

Anisotrope Verhältnisse, bei denen die Durchlässigkeit inhorizontaler Richtung deutlich größer als in vertikalerRichtung ist, führen dazu, dass der Großteil des Potenzial-abbaus auf dem vertikalen Fließweg innerhalb der Baugru-be stattfindet [27]. Daraus folgt, dass die Potenzial linien in-nerhalb der Baugrube nahezu horizontal und äquidistantverlaufen und somit immer ein über die Tiefe annäherndkonstantes, hydraulisches Gefälle vorhanden ist, das nurvertikal nach oben wirkt. Dadurch wirken bei ausreichen-der Einbindetiefe im gesamten Boden vor der Wand für ei-ne bestimmte Tiefe über die Breite gleiche Vertikalspan-nungen und damit in jedem Vertikalschnitt gleich großeReibungskräfte. Da das Verhältnis zwischen Strömungs-kraft und Gewichtskraft aufgrund des konstanten hydrauli-schen Gefälles ebenfalls konstant ist, wird rechnerisch derBruchkörper mit der maximalen Breite maßgebend, dadann der günstige Einfluss der vom Volumen des Bruch-körpers unabhängigen Reibung minimal wird. Bei ungenü-gender Einbindetiefe hingegen wird der gesamte Boden vorder Wand gewichtslos, sodass erst gar keine Reibungskräftewirken. Die Sicherheit bzw. der Ausnutzungsgrad hängendann lediglich vom annähernd konstanten Verhältnis zwi-schen Strömungskraft und Gewichtskraft ab, und die Formdes betrachteten Bruchkörpers ist irrelevant. Sowohl fürden Stromfaden als auch für jeden beliebig breiten und be-liebig tiefen Körper wird annähernd der gleiche Ausnut-zungsgrad erhalten, sodass auch bei anisotropen Verhält-nissen der Terzaghi-Körper verwendet werden kann.

5.2 Schichtung und Auflastfilter

Bei der Betrachtung geschichteter Baugrundverhältnisseist zunächst zu unterscheiden, ob in einem Zweischichten-system die Schichtgrenze zwischen Baugrubensohle undWandfuß, oberhalb der Baugrubensohle oder unterhalbdes Wandfußes verläuft. Bei den beiden zuletzt genannten

Fällen hat die Schichtung in der Regel nur geringen Ein-fluss auf das Strömungsverhalten um die Wand, sodass dieErgebnisse für homogenen Baugrund unter Berücksichti-gung der Schichtgrenzen übernommen werden können.

Steht hingegen in der Baugrube eine weniger durch-lässige Schicht über einer relativ durchlässigen Schicht an,so wird sich der Potenzialabbau im Wesentlichen auf die-se weniger durchlässige Schicht konzentrieren. Dies führtinnerhalb der Baugrube zu den gleichen Effekten wie beistark anisotropen Böden, sodass hierfür ebenfalls der Ter-zaghi-Körper zugrunde gelegt werden kann, allerdings nurbis zur Tiefe der Schichtgrenze. Bei sehr großem Unter-schied in den Durchlässigkeiten der Schichten ist weiter-hin zu prüfen, ob ergänzend auch der Nachweis gegenAufschwimmen zu führen ist.

Wenn innerhalb einer Baugrube eine weniger durch-lässige Schicht von einer relativ durchlässigen Schichtüberlagert wird, hat dies zur Folge, dass in der durchlässi-geren Schicht weniger Potenzialabbau stattfindet [15]. Die-se Situation wird oftmals auch künstlich in Form von Auf-lastfiltern geschaffen, da sie sich günstig auf die Sicherheitgegen hydraulischen Grundbruch auswirkt [25]. Hierfürkann ebenfalls der Terzaghi-Körper zugrunde gelegt wer-den. Allerdings kann durch die günstige Wirkung einesAuflastfilters die erforderliche Einbindetiefe deutlich ver-kürzt werden. Unter Verwendung eines Bruchkörpers,dessen Unterkante in Höhe des Wandfußes liegt, geht dieerforderliche Einbindetiefe theoretisch sogar gegen null[28]. Weitere Untersuchungen haben aber gezeigt, dasssich durch sehr kurze Einbindetiefen die Strömungsver-hältnisse und Gradienten stark verändern und andereBruchkörper zugrunde gelegt werden müssen, sodass rech-nerisch dennoch eine erforderliche Einbindetiefe ermitteltwird. Details hierzu können z. B. Odenwald und Herten[17] oder Schober und Boley [29] entnommen werden. Beidiesen sehr geringen Einbindetiefen ist allerdings zu be-achten, ob die zu fördernde Wassermenge noch be-herrschbar ist und es außerdem aufgrund der großen Gra-dienten nicht zu Erosionserscheinungen kommt, die letzt-lich zum Versagen führen.

5.3 Locker gelagerte Böden und Feinsande

Die in Abschnitt 4.1 dargestellten Überlegungen, welcheaufgrund der Reibung zu einem räumlich ausgedehntenBruchkörper führen, wie er im eigenen (vgl. Abschnitt 4.4)sowie in zahlreichen früheren Versuchen (vgl. Ab-schnitt 3) festgestellt wurde, setzen voraus, dass der Bodenausreichend dicht gelagert ist. Liegt hingegen eine sehr lo-ckere Lagerung vor, kann es aufgrund großer Gradientenzu lokalen Kornumlagerungen und vertikalen Verschie-bungen kommen, ohne dass dabei nennenswerte Schub-spannungen oder Reibungskräfte aktiviert werden. Trittdieser Fall ein, wird sich keine räumlich ausgedehnteBruchzone entwickeln können, und stattdessen wird esunmittelbar zum Versagen eines schmalen Stromfadensdirekt an der Wand kommen, da dort die größten Gra-dienten auftreten. Bekräftigt werden diese Überlegungendurch die Untersuchungen von Benmebarek et al. ([16]bzw. Abschnitt 3).

Aufgrund dieser Überlegung wäre bei sehr locker ge-lagerten Böden anstelle des Terzaghi-Körpers der ungüns-

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tige Stromfaden zu betrachten. Allerdings wird diesemUmstand bereits dadurch Rechnung getragen, dass nachDIN 1054 für ungünstigen Baugrund, also auch für lockergelagerten Sand und Feinsand, höhere Teilsicherheitsbei-werte anzusetzen sind. Für die Bemessungssituation BS-Tbeträgt der Teilsicherheitsbeiwert für ungünstigen Bau-grund γH = 1,60, der für günstigen Baugrund γH = 1,30.Katzenbach et al. [18] haben aus numerischen Berechnun-gen für den ebenen Fall Restpotenziale in Höhe desWandfußes für den Stromfaden nach Davidenkoff und fürden Terzaghi-Körper ermittelt (vgl. Abschnitt 3). Stelltman die dort ermittelten Potenziale gegenüber, ergebensich die in Bild 15, links oben dargestellten Verläufe inRot (Stromfaden) und Grün (Terzaghi). Zusätzlich ist dasmittlere Potenzial am Terzaghi-Körper multipliziert mit1,60/1,30 = 1,23 (blau) abgebildet. Dies entspricht der Er-höhung des Sicherheitsniveaus von günstigem zu ungüns-tigem Baugrund. Die drei weiteren Diagramme zeigen da-rüber hinaus die gleiche Auswertung eigener dreidimen-sionaler Berechnungsergebnisse für die Mitte der Längs-und der Stirnseite sowie die Ecke einer lang gestrecktenBaugrube.

Die Gegenüberstellung zeigt zunächst, dass für denTerzaghi-Körper (grüne Linie) stets geringere Restpoten-ziale als am Stromfaden (rote Linie) erhalten werden,auch wenn für sehr schmale Baugruben eine Annäherungerfolgt. Weiterhin ist aber auch zu sehen, dass die Diffe-renz durch die Verwendung der höheren Teilsicherheits-beiwerte für ungünstigen Baugrund (blaue Linie) ausge -

glichen wird bzw. für schmale Baugruben sogar deutlichgrößere Restpotenziale erhalten werden.

Somit liegt der Ansatz des Terzaghi-Körpers bei Be-achtung der normativen Vorgaben nach DIN 1054 auchbei locker gelagerten Böden und Feinsanden auf der siche-ren Seite, auch wenn diese in der Realität eher zum Versa-gen eines schmalen Streifens direkt an der Wand an Stelleeines räumlich ausgedehnten Bruchkörpers neigen.

6 Fazit und aktuelle Forschung

Die von verschiedenen Autoren durchgeführten Modell-versuche (vgl. Abschnitt 3) zeigen, dass es vor dem endgül-tigen Versagen zunächst zu Auflockerungserscheinungenund damit verbundenen Hebungen an der Baugrubensoh-le kommt [8] [10] [11] [12] [13] [14] [18]. Die Ausdehnungdes angehobenen Bodenprismas ist dem Terzaghi-Körperin den meisten Fällen sehr ähnlich, wenn auch die seit -liche Begrenzung tatsächlich eher elliptisch als gerade ist[10] [11] [12] [13] [14] [17]. Die Anhebung eines räumlichausgedehnten Bodenblocks konnte auch im eigenen Mo-dellversuch festgestellt werden (vgl. Abschnitt 4.4).

Weiterhin wird festgestellt, dass ein hydraulischesGefälle i ≥ 1,0 am Wandfuß zwar zu Auflockerungs -erscheinungen, jedoch noch nicht zwangsläufig zum Ver-sagen führt, da hierzu auch das über diesem Bereich lie-gende Bodenprisma angehoben werden muss [10] [17].Stattdessen wird beobachtet, dass nach der Auflockerungnoch so lange ein stabiler Zustand erhalten bleibt, wie der

Bild 15. Restpotenziale in Höhe des VerbauwandfußesFig. 15. Remaining potential in depth of bottom of the wall

17



Druck bzw. die Wasserspiegeldifferenz nicht weiter gestei-gert werden [13] [14].

Darüber hinaus folgt aus zahlreichen Beobachtun-gen und Überlegungen, dass der Strömungskraft nebendem Eigengewicht weitere haltende Kräfte entgegenwir-ken müssen [10] [11] [12] [13] [14] [17]. Diese lassen sich da-durch erklären, dass oberhalb des Bereichs mit einem hy-draulischen Gradiente i > 1,0 die effektiven Bodenspan-nungen weiterhin größer null sind und daher auch imGrenzzustand Reibungskräfte wirken [12] [17].

In Ergänzung zu den in der Literatur dokumentier-ten Versuchen wurde auf Basis der eigenen numerischenUntersuchungen auch rechnerisch gezeigt, dass der Ter-zaghi-Körper mit guter Näherung maßgebend ist. Durchdie Verwendung des Terzaghi-Körpers für den Nachweiswird dem Umstand Rechnung getragen, dass tatsächlichwirkende Reibungskräfte zu einem räumlich ausgedehn-ten Versagen führen, auch wenn die Reibungskräfte selbstauf der sicheren Seite nicht mit in die Nachweisführungeingehen. Weiterhin haben die Untersuchungen gezeigt,dass sich im Gegensatz zum ebenen Fall und zu den Bau-grubenseiten an den Baugrubenecken die Betrachtung ei-nes räumlichen Körpers empfiehlt, dessen Grundrissformein gleichschenkliges Dreieck ist, das in Anlehnung anTerzaghi eine Kathetenlänge von b = 0,5 · T aufweist. Da-rüber hinaus ist zu beachten, dass sowohl an den Seitenals auch an den Ecken die Bruchkörperbreite maximal derhalben Baugrubenbreite entsprechen kann.

Auf der Basis weiterer Überlegungen wurde außer-dem gezeigt, dass der Terzaghi-Körper auch bei anisotro-pen Verhältnissen sowie bei geschichtetem Baugrund inder Regel eine gute Näherung darstellt und mit hinrei-chender Genauigkeit für den Nachweis verwendet werdenkann.

Abweichend hiervon sind bei der Kombination vonAuflastfiltern mit sehr geringen Einbindetiefen tiefer rei-chende Bruchkörper zu betrachten. Details hierzu findensich in den Veröffentlichungen der Bundesanstalt für Was-serbau und des Instituts für Bodenmechanik und Grund-bau der Bundeswehruniversität München [16] [28] [29].Auch sonstige Randbedingungen, welche die Potenzialver-teilung bzw. die Strömung entscheidend beeinflussen, be-dürfen erweiterter Modelle. Beispiele etwa zu Entspan-nungsbohrungen oder perforierten Düsenstrahlsohlenwurden am Fachgebiet Geotechnik der Universität Duis-burg-Essen untersucht [30].

Auch bei bindigen Böden stellen sich andere Bruch-mechanismen als zuvor beschrieben ein, da dort Scherde-formationen und die Zugfestigkeit des Bodens als mobili-sierte Bodenwiderstände der Strömung entgegenwirken.Details hierzu finden sich in den Veröffentlichungen desInstituts für Grundbau der Bauhausuniversität Weimar[31]. Im Zusammenhang mit bindigen Böden ist auch dieWirkung einer Adhäsion zwischen Boden und Wand so-wie deren Einfluss auf den sich einstellenden Bruchme-chanismus nicht abschließend geklärt. Untersuchungenhierzu werden aktuell am Institut für Geotechnik derRWTH Aachen angestellt.

Aus Sicht der Verfasser unstrittig, ist jedoch die Fra-ge nach dem beim Nachweis der Sicherheit gegen hydrau-lischen Grundbruch in nichtbindigen Böden anzusetzen-den Bruchkörper. Hier kann und sollte der Terzaghi-Kör-

per verwendet werden, allerdings ohne den Ansatz vonReibungskräften. Dies liefert hinreichend genaue und aufder sicheren Seite liegende Ergebnisse. Selbst wenn dietatsächliche Bruchfigur für bestimmte Bodenverhältnissevon der des Terzaghi-Körpers abweicht, wird dies durchdie erhöhten Teilsicherheitsbeiwerte kompensiert, sofernungünstiger Baugrund vorliegt.

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18



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AutorenDr.-Ing. Benjamin AulbachZAI Ziegler und Aulbach Ingenieurgesellschaft mbHSchloss-Rahe-Straße 1552072 [email protected]

Prof. Dr.-Ing. Martin ZieglerGeotechnik im Bauwesen, RWTH AachenMies-van-der-Rohe-Straße 152074 [email protected]

Eingereicht zur Begutachtung: 15. Oktober 2013Überarbeitet: 6. Dezember 2013Angenommen zur Publikation: 18. Dezember 2013


According to Eurocode 7, the geotechnical ultimate limit state(ULS) design proof can be provided by either a GEO-2 or a GEO-3design equation. In offshore engineering applications a GEO-3proof is usually carried out in the design of laterally loaded piles.In Germany a GEO-2 proof is required according to DIN 1054; thisstandard also describes a special procedure on how to do this.This paper compares the results of the different approaches. Thep-y method, usually used for calculating the pile load-bearing be-haviour, is validated with respect to German regulations (e.g. withDIN 4085 regarding ultimate bedding stresses). In general it wasfound that the p-y method can be used in ULS design. It is furthershown that the special ULS design procedure described in DIN1054 can yield erroneous results (i.e. depending on system para-meters and loading type, admissible loads may be either too smallor too large). The GEO-3 proof generally produces reasonable re-sults, but here the actual level of safety depends on the soil para-meters. This paper recommends a new and simple design proce-dure, which is a GEO-2 proof but also gives correct admissiblepile head loads in all cases considered and allows for the consid-eration of soils with strength degradation.

Zum Tragfähigkeitsnachweis für horizontal belastete Pfähle. Ge-mäß Eurocode 7 kann der Tragfähigkeitsnachweis (ULS) sowohlim Grenzzustand GEO-2 als auch im Grenzzustand GEO-3 geführtwerden. Im Bereich der Offshore Anwendungen ist internationalder Nachweis für horizontal belastete Pfähle im GrenzzustandGEO-3 üblich. In Deutschland ist dagegen gemäß der DIN 1054ein Nachweis im Grenzzustand GEO-2 vorgeschrieben, dessenspezielle Vorgehensweise zur Durchführung ebenfalls in dieserNorm dargelegt ist. Im folgenden Artikel werden die Ergebnissedieser beiden Nachweisverfahren miteinander verglichen. Die p-y Methode, welche üblicherweise zur Ermittlung des Lastver-schiebungsverhaltens eingesetzt wird, wird unter Berücksichti-gung der deutschen Regularien validiert (d. h. der maximale Bet-tungswiderstand wird den Ergebnissen der DIN 4085 gegenüber-gestellt). Hierbei kann die p-y Methode grundsätzlich als geeignetfür den Tragfähigkeitsnachweis identifiziert werden. Weiterhinkann gezeigt werden, dass die in der DIN 1054 beschriebene spe-zielle Vorgehensweise des Nachweises zu fehlerhaften Ergebnis-sen führen kann (d. h. in Abhängigkeit der Systemparameter undder Belastungsart können die zulässigen Belastungen sowohl zuklein als auch zu groß sein). Der Nachweis GEO-3 gibt grundsätz-lich plausible Ergebnisse, allerdings hängt das tatsächliche Sicherheitsniveau von den Bodenparametern ab. Der Artikelempfiehlt einen neuen und einfachen Bemessungsansatz imGrenzzustand GEO-2, der für sämtliche Randbedingungen korrek-te zulässige Pfahlkopfbelastungen ergibt. Der Ansatz erlaubt zu-dem auch die Berücksichtigung von Böden mit Entfestigung.

1 Introduction

Piles are installed to transfer axial loads into the groundbecause their load-bearing behaviour in the axial directionis favourable with respect to stiffness and capacity. Inmany cases, however, piles are also loaded in the lateral di-rection, i.e. by loads acting perpendicular to the pile axis.Large-diameter piles in particular are able to withstand sig-nificant bending moments induced by lateral loading. Forinstance, vertical large-diameter “monopiles” are used asfoundations for offshore wind turbines to transfer horizon-tal loads from wind and waves into the ground. The pilesfor jacket, tripod or tripile foundations for offshore struc-tures are also subjected to considerable lateral (horizon-tal) loads induced by the wind and wave loads on suchstructures. Their application, however, is not limited to off-shore foundations; onshore pile foundations of bridges orbuildings, for example, can also be loaded in the lateral di-rection.

This paper deals with the geotechnical ultimate limitstate (ULS GEO) design proof for laterally loaded piles asdefined by Eurocode 7 (DIN EN 1997-1:2009-09 [1]). Ithas to be verified that the design value of the effect of ac-tion Ed for all design load cases is less than or equal to thedesign value of the pile resistance Rd:

(1)

Eurocode 7 describes two alternatives for determining thedesign value of the resistance: GEO-2, where a partialsafety factor is applied to the characteristic resistanceforce Rk, and GEO-3, where partial safety factors are ap-plied to the characteristic shear parameters ϕ′k, c′k or cu,k,where ϕ′k is the friction angle, c′k the cohesion and cu,kthe undrained shear strength.

German standard DIN 1054:2010-12 [2] requires aspecial GEO-2 design proof to be carried out for laterallyloaded piles. Here, the pile behaviour and, in particular,the point of rotation (sometimes also termed point of nodisplacement) and the bedding pressure along the pilehave to be determined under characteristic loads and withcharacteristic shear parameters. The effect of action inEq. (1) is the resultant bedding force acting above thepoint of rotation, and the resistance is the resultant pas-sive earth pressure force. This special procedure, whichonly considers stresses and resistances above the point of

E Rd d

Fachthemen

On the ultimate limit state design proof for laterally loaded piles

Klaus ThiekenMartin AchmusKirill Alexander Schmoor

DOI: 10.1002/gete.201300012

rotation, is described in DIN 1054:2010-12 [2] and also inthe EAP recommendations for piles published by the German Geotechnical Society (DGGT) [3], to whichDIN 1054 refers.

In many other countries, and also in offshore engi-neering, a GEO-3 design proof is usually required. Here,the pile behaviour is analysed under factored (design)loads by applying the design values of the shear parame-ters in the calculation model. The design proof is satisfiedif equilibrium of the system is possible, i.e. the “design sys-tem” is able to withstand the design loads.

Achmus [4] compared the results of the GermanDIN 1054 design proof with the GEO-3 proof and showedthat both proofs yield similar results for very stiff piles inhomogeneous soil. For flexible piles, however, consider-able differences were found, with the DIN 1054 methodunderestimating the admissible loads. In most cases this isnot relevant since the critical design proof for flexiblepiles is the structural design proof, i.e. limiting the maxi-mum bending moment on the pile’s cross-section. How -ever, in some recent offshore wind farm projects withmonopile foundations it was found that the DIN 1054 de-sign proof gave much smaller admissible loads (which gov-ern the design) than the GEO-3 design proof.

This paper extends the comparison of the methods tomore general boundary conditions and also to layeredsubsoil conditions in order to clarify the differences foundand to propose a generally valid method for the ULS design proof for laterally loaded piles.

2 Calculation methods based on subgrade reaction method

In practice, subgrade reaction methods are used to calcu-late the load-bearing behaviour of laterally loaded piles.The effect of the soil is considered by a quasi-continuousbedding of the pile (modelled as a beam) on springs. Thepile-soil interaction can be described sufficiently accurateif realistic bedding stiffnesses are applied. In general thismeans that – for considering the non-linear stress-strainbehaviour of soil – non-linear spring characteristics mustbe applied.

A method with bilinear spring characteristics is de-scribed in the German standard DIN 1054:2010-12 [2] andalso in the EAP recommendations [3]. Under certain con-ditions this method can be used to determine bending mo-ments and shear forces and also to verify the pile capacity,as can be seen in Fig. 1.

The p-y method, which works with non-linear springcharacteristics (also shown in Fig. 1), is normally used inoffshore engineering. This method is described in offshoreregulations, e.g. API (2007) [5], DNV (2011) [6]; p is thebedding force (the spring reaction force) and y is the hori-zontal deflection of the pile.

In the following, these two calculation methods arepresented and evaluated with respect to the ULS designproof.

2.1 Subgrade reaction method according to DIN 1054

According to DIN 1054:2010-12 [2], laterally loaded pilesshould, in principle, be designed based on pile load tests.

20

K. Thieken/M. Achmus/K. A. Schmoor · On the ultimate limit state design proof for laterally loaded piles


Where pile deflection is of minor importance, however,ULS design can be based on a calculation using the sub-grade reaction method. Here, the bedding modulus ks canbe estimated as the ratio of the soil’s oedometric stiffnessmodulus Es to the outer pile diameter D (cf. Eq. (2)). Itshould be noted that the applicability of this equation islimited to cases in which the calculated characteristic hor-izontal pile deflection is < 20 mm, or 3 % of the pile diam-eter [2].

(2)

The stiffness of the p-y curve then becomes (see alsoFig. 1)

(3)

The bilinear course of the spring characteristic resultsfrom the requirement that the horizontal bedding stressmust not be greater than the passive earth pressure eph atthe depth considered. This limits the bedding resistance pas follows:

(4)

Compliance with this requirement is usually achievedthrough an iterative adaptation of the spring stiffnesses ina linear calculation model. An approach for calculatingthe spatial passive earth pressure eph needed in Eq. (4) isgiven in German standard DIN 4085:2007-10 [7]. As a conservative simplification (becoming increasingly diver-gent with depth), the plane strain passive earth pressuremay also be applied. The EAP recommendations [3] even demand the use of the plane strain passive earthpressure.

It is not appropriate to use this method for predictingpile deflections. To carry out the ULS design proof, how-ever, DIN 1054 allows the use of the method.

k E /Ds s

E k D EpyDIN

s s

p E y p e DpyDIN

u ph

Fig. 1. Subgrade reaction methods for laterally loaded pilesBild 1. Bettungsmodulverfahren für horizontal belastetePfähle

21



2.2 The p-y method

Methods for deriving p-y curves for sands as well as cohe-sive soils are described in the offshore regulations API(2007) [5] and DNV (2011) [6]. These methods were cali-brated by horizontal pile load tests and have been usedsuccessfully in the design of offshore piles in recentdecades. The p-y curves have been developed for staticand also cyclic loads. In the latter, a reduction in soil stiff-ness and strength as a result of cyclic loading is taken intoaccount.

For piles in sandy soils, the p-y curve depends on theangle of internal friction ϕ′ and the buoyant unit weight γ ′of the sand. The approach is based on the investigations ofReese et al. (1974) [8] and Murchison and O’Neill (1984)[9]. The p-y curve equation is

(5)

where:

A = 0.9 for cyclic loading

Here, z is the depth below ground level (seabed) and k is astiffness coefficient depending on the angle of internalfriction, as can be seen in Fig. 2 right. The stiffness coeffi-cient and the depth z determine the initial stiffness of thep-y curve (Epy

API = k · z, see Fig. 1).The base value of the maximum bedding resistance

p*u is calculated as follows:

(6)

where c1, c2 and c3 are coefficients and are also dependenton the angle of internal friction of the sand (see Fig. 2left). The ultimate bedding resistance pu is the product ofthe base value and the calibration factor A given in Eq. (5).

p A p tanh k z

A pyu

*

u*

A 3.0 8.0 zD

0.9 for static loading

p minp c z c D z

p c D zu* us

*1 2

ud*

3

(7)

The top graph in Fig. 3 shows the p-y curves for static andcyclic loading compared with the bilinear DIN 1054 ap-proach. The cyclic curve differs from the static curve onlyif the depth considered is < 2.625 D.

For cohesive soil, API (2007) [5] contains an ap-proach for ‘soft clay’, which is also often used for stiff andsemi-firm cohesive soils. The approach is based on the in-vestigations of Matlock (1970) [10]. Input parameters arethe undrained shear strength cu and a strain value ε50,which determines the stiffness and is the axial strain ob-

p A pu u*

Fig. 2. Coefficients c1, c2, c3 and stiffness coefficient k according to API (2007) [5]Bild 2. Koeffizienten c1, c2, c3 und Steifigkeitskoeffizient k gemäß API (2007) [5]

Fig. 3. Schematic distribution of p-y curves for different soiltypesBild 3. Schematische Darstellung von p-y-Kurven für ver-schiedene Bodenarten

served in an undrained triaxial test at a stress level of 50 %of the stress at failure. It usually lies between 0.02 for softand 0.005 for stiff cohesive soils [10].

The bottom graph in Fig. 3 shows the schematiccourse of the p-y curves. The maximum bedding resis-tance pu is calculated as follows:

(8)

Here, J is an empirical parameter, which should usually bechosen between 0.50 for soft and 0.25 for stiff soils [5].

The reference deflection yc is determined by ε50 andthe outer pile diameter D:

(9)

The maximum bedding resistance under static load isreached at y = 8yc. Under cyclic load, the maximum resis-tance is 0.72pu. At depths z < zR, strength degradation

y 2.5 Dc 50

p minp 3 c z D J c z

p 9 c Duus u u

ud u

22



must be considered for deflections y > 3yc, see Fig. 3 bot-tom. Here, zR is the depth at which pu becomes pu = pud(see Eq. (8)).

2.3 Comparison of the methods

Fig. 4 compares the maximum bedding resistances acc. toGerman standard DIN 4085:2007-10 [7] with the p-ymethod values for both a non-cohesive and a cohesive soilas well as for pile diameters D = 1 m and D = 5 m.

For ULS proofs of offshore piles, cyclic p-y curves arenormally used to account for preceding cyclic loads (e.g.due to a storm). The top graphs in Fig. 4 shows that the puvalues for sands according to the p-y method lie betweenthe DIN 4085 passive earth pressures for wall friction an-gles δp between –1/3ϕ′ and –2/3ϕ′. For a pile diameterD = 5 m, the values lie partly below the DIN 4085 valuesfor δp = –1/3ϕ′.

For the cohesive soil (see bottom graphs in Fig. 4)and a pile diameter D = 1 m, the pu values according to thep-y method lie slightly above the DIN 4085 values (con-

Fig. 4. Comparison of maximum soil resistance for sand (top) and soft clay (bottom)Bild 4. Vergleich der maximalen Bodenwiderstände für Sand (oben) und Ton (unten)

23



servatively calculated with ϕu = 0). For a pile diameterD = 5 m, the values generally lie below the DIN 4085 values.

The p-y method described in API (2007) [5] or DNV(2011) [6] is based on pile load tests and is thus, in princi-ple, superior to the DIN 1054 method. This is particularlyvalid when pile deflections must be predicted.

Regarding the prediction of the deflections ofmonopiles, it must be stated that the p-y method was cali-brated with pile load tests on slender, small-diameter pilesand should not be used without modification for large-di-ameter piles. For monopiles in sand, reference is made to[11], [12], [13] and [14], and for large-diameter piles in co-hesive soils, reference is made to [15]. Regarding the maxi-mum bedding resistance, however, the p-y method yieldsrealistic, or at least conservative, values for large-diameterpiles as well (see Fig. 4).

Therefore, it can be stated that the p-y method is gen-erally applicable for the ULS design proof of laterallyloaded piles. For the design of dolphins, this was also con-firmed by Rudolph et al. (2011) [16]. In contrast to theDIN 1054 method using passive earth pressure values ac-cording to DIN 4085, the p-y method is able to accountfor stiffness and strength changes due to cyclic loading.This is indispensable in the design of offshore piles. Thus,the calculations in this paper were carried out with the p-ymethod.

3 Design concepts3.1 General

The aim of the ULS design proof is to ensure that the ac-tual (characteristic) extreme load (Hk, Mk) is sufficientlysmaller than the failure load (Hk,ult, Mk,ult) of the system.In a global safety factor concept this means that the pre-sent factor of safety (FOS), defined as the ratio of charac-teristic failure load to characteristic load, is greater thanthe required factor of safety FOSreq:

(10a)FOSH

HFOSk,ult

kreq

(10b)

Normally, one of the two design equations above can beused. Only for the case of a pure horizontal load (whereMk = 0) must the first and for the case of a pure momentload (where Hk = 0) must the second equation be used.

If a partial safety factor concept is to be used (as re-quired by Eurocode 7 and DIN 1054), design values for ef-fect of action Ed and resistance Rd have to be compared(see Eq. (1)). The GEO-2 and GEO-3 design proofs differin the determination of the design resistance:

(11a)

(11b)

3.2 Characteristic capacity

The characteristic failure load, or capacity, can be calcu-lated with the p-y method. The load acting on the pilehead is gradually increased until no equilibrium is possi-ble with a further load increase. Fig. 5 illustrates the sys-tem behaviour under increasing load. As load and pilehead deflection increase, so the point of rotation of thepile moves downwards. In the failure state, the full passiveearth pressure is mobilized along the whole pile length.This means that, in principle, the theoretical failure loadcan be found by iterative adaptation of the point of pile ro-tation such that the equilibrium of horizontal forces andmoments with respect to the pile head under fully mobi-lized passive earth pressure is fulfilled:

(12a)

(12b)

GEO-3: E E R( , c ) Rd E k d d d

GEO-2: E ER

Rd E kk

Rd

FOSM

MFOSk,ult

kreq

H 0 : H p(z) dz p(z) dz 0k0

z

z

z0

0

B

M 0 : M p(z) z dz p(z) z dz 0k0

z

z

z0

0

B

Fig. 5. Determination of load-displacement curve with subgrade reaction methodBild 5. Bestimmung der Last-Verschiebungslinie mithilfe des Bettungsmodulverfahrens

Admittedly, the resulting failure load is theoretical, sincethe fully mobilized passive earth pressures are also as-sumed in regions with very small deflections directlyabove and beneath the point of rotation. A calculation us-ing the p-y method is indispensable if an additional deflec-tion criterion is used in the determination of the failureload, as is recommended, for example, in DNV (2011) [6].

3.3 GEO-3 design proof

In the GEO-3 proof, the partial safety factors on the resis-tance side are applied to the shear strength parameters.Using the partial safety factors γϕ′, γc′ and γcu, the designvalues of the angle of internal friction ϕ′d, the drained co-hesion c′d and the undrained shear strenght cu,d are ob-tained as follows:

(13)

The p-y curves are derived with the reduced design shearparameters. Using these design p-y curves, the design re-sistance is sought by gradually increasing the loads untilequilibrium is no longer possible. The result of this calcu-lation is the admissible design value for the pile load Hd,ultor Md,ult. Applying the partial safety factor on the effectside γE, the admissible characteristic pile load is then

(14)

and the utilization ratio μGEO-3 becomes

(15)

In practical design it is sufficient to prove that equilibri-um of the system with design p-y curves under designloads is possible. This proves the design requirementμGEO-3 < 1.

arctantan

; cc

; cc

dk

dk

cu,d

u,k

cu

adm H H / ,k d,ult E

H

HGEO 3E k

d,ult

24



In the offshore regulation DNV (2011) [6], the partialsafety factors γE = 1.35 and γϕ′, γc′ = 1.15/γcu = 1.25 are rec-ommended for extreme loading cases. Greater γϕ′/γc′ val-ues are recommended if the ultimate load is determined toallow “full plastic redistribution until a global foundationfailure is reached”, i.e. no additional deflection criterion isused (as done here). Thus, in the following calculations,including sandy soils, the partial safety factor is set toγϕ′ = 1.25, which is the value for GEO-3 proofs under per-sistent design situations given in DIN 1054:2010-12 (to beused for slope stability calculations only).

Passive earth pressure forces and thus also the p-ycurve values exhibit a non-linear dependence on the angleof internal friction ϕ′. Also, in the p-y approach for cohe-sive soils given in Eq. (8) and Fig. 3, the pu values exhibit anon-linear dependence on the undrained cohesion cu.Due to these non-linearities, the constant partial safetyfactors γϕ′, γc′, γcu result in reduction factors with respect tothe resultant passive earth pressures, which depend on theabsolute values of the shear parameters. This is illustratedin Fig. 6 for different pile-soil systems. The partial safetyfactor γR with respect to the resultant passive earth pres-sure is defined here as follows:

(16)

Evidently, significantly different partial safety factors γRcan result depending on soil type, pile diameter and pilelength. The kinks and (almost) abrupt changes in thecurves result from the different pu equations for small andgreat depths used in the p-y approaches. For sands, thesafety factors lie between 1.3 and 2.2 depending on pilelength and angle of internal friction. For cohesive soils,the safety factors are generally smaller. The minimum value here is 1.13, the maximum value 1.25 (identical toγcu).

From a theoretical point of view, such a dependenceof the resultant safety on the magnitude of the shear para-

E ( ,c )

E ( ,c )with E p (z) dzR

p k k

p d dp u

0

z

Fig. 6. Partial safety factors for soil resistance in GEO-3 design proofBild 6. Teilsicherheitsbeiwerte des Bodenwiderstands im GEO-3-Nachweis

25



meters cannot be justified. Honjo et al. [17] showed that, inprinciple, the application of partial safety factors to the re-sultant resistance (GEO-2 method) is superior to their ap-plication to shear parameters (GEO-3 method).

3.4 DIN 1054 design proof

In a GEO-2 design, the behaviour of the pile-soil system iscalculated using characteristic soil parameters. The par-tial safety factors are then applied to the resulting charac-teristic effects and resistances.

The partial safety factor on the resistance side is giv-en in DIN 1054:2010-12 [2], where γR = 1.4 for a persistentdesign load case. On the effects side, the partial safety fac-tor is γE = 1.35 for dead loads. For foundations of wind tur-bines, γE = 1.35 can generally be applied, i.e. also for windand wave loads (see also DIBt 2012 [18]). Thus, the sameγE values are normally used in GEO-2 and GEO-3 proofsoffshore piles.

The speciality of the GEO-2 design proof for laterallyloaded piles described in DIN 1054:2010-12 [2] and also inthe EAP recommendations [3] is that only the regionabove the point of pile rotation determined under charac-teristic load is considered. The effect in the design equa-tion is defined as the resultant bedding resistance Bk fromground level to the point of rotation, and the resistance isdefined as the resultant passive earth pressure force Eph,kfor the part of the pile length considered. Fig. 7 illustratesthis design procedure. The utilization ratio here becomes

(17)

The disadvantage of this special procedure is that systemreserves resulting from the soil below the point of rotationconsidered are neglected. A high point of rotation can beobtained under characteristic load for flexible piles in par-ticular. For such a case, the utilization ratio according toEq. (17) has no meaning with regard to the actual capacityand the capacity reserves of the system, as an increase inload would move the point of rotation downwards.

B

E

B

E /DINd

ph,d

E k

ph,k R

Achmus (2012) [4] showed that for piles in homoge-neous soils, the admissible pile load according to thismethod is very much dependent on the pile-soil systemstiffness, and that for flexible piles at least, the admissibleload is unrelated to the actual pile capacity.

4 Piles in homogeneous soil4.1 General

Admissible pile loads and utilization ratios according tothe GEO-3 and DIN 1054 methods are compared in thefollowing. For an assessment of these methods, the utiliza-tion ratio μGlobal derived from the following equation isused as a reference:

(18)

This value is termed μGlobal since it would also be ob-tained if a global factor of safety concept were to be ap-plied. The required factor of safety FOSreq in a global fac-tor of safety concept is – in the case of a GEO-2 design ap-proach as required for horizontally loaded piles – just theproduct of the partial safety factors on the effect and theresistance sides (see Eq. (18)). The utilization factor μGlobal is equal to 1 if the actual load Hk has exactly the re-quired factor of safety with respect to the load Hk,ult in-ducing failure of the system. This factor represents the ac-tual utilization value of the system capacity and can there-fore be seen as the correct solution.

For a pure moment loading with Hk = 0, the bendingmoments Mk and Mk,ult are to be used in Eq. (18) insteadof the horizontal loads Hk and Hk,ult.

For flexible piles, it is often not the geotechnical ca-pacity but proof of the cross-sectional capacity that gov-erns the design. To assess the relevance of this proof, theutilization ratio μSTR for the pile cross-sectional capacity isalso considered. The calculation is simplified as only thelimitation of the edge stresses due to bending (bendingmoment Mi,k) for tubular steel piles made from grade S355steel is considered:

FOSH

H

H

HGlobal reqk

k,ultE R

k

k,ult

Fig. 7. Ultimate limit state design proof to DIN 1054:2010-12Bild 7. Tragfähigkeitsnachweis nach DIN 1054:2010-12

(19)

where WPile is the resistance moment of the pile’s cross-section and ReH,k is the plastic yield stress, which is givenin DIN EN 10025-2:2011-04 [19] depending on the wallthickness as can be seen in Table 1. A material partial safe-ty factor for steel γM = 1.1 is applied here.

4.2 Consideration of two reference systems

Fig. 8 shows the results of p-y method calculations for twosystem examples. In both cases a pile with a diameter D =1 m and embedded length L = 10 m was considered. A verysmall pile wall thickness t = 16.5 mm (minimum value forpile driving) and a very large wall thickness t = 100 mm

M

Mwith: M R WSTR E M

i,k

i,ulti,ult eH,k Pile

26



were investigated. The deflection shown in Fig. 8 clearlyindicates that the pile with the small wall thickness is veryflexible, whereas the pile with the large wall thickness isvery stiff, i.e. it shows a relatively small curvature of thedeflection line and a considerable pile toe deflection.

The lever arm of the horizontal load with respect toground level was chosen as h = M/H = 5 m. The charac-teristic capacity (calculated with the method presented insection 3.2) of both pile systems is identical to Hk =1384 kN. For a required global factor of safety of γE · γR =1.89, i.e. for μGlobal = 1, the admissible horizontal loadamounts to 732 kN.

The point of rotation of the flexible pile lies relative-ly high and moves downward considerably when the loadis increased (see Fig. 8 top left). For the stiff pile, the pointof rotation lies much lower, also for small load magnitudes(see Fig. 8 bottom left).

The utilization ratios for the different methods de-pending on the load magnitude are of particular interesthere. For the flexible pile, the DIN 1054 method yields thesmallest admissible load, namely approx. 430 kN. This isonly 60 % of the admissible load determined by the globalfactor of safety concept. The actual safety with regard tofailure is thus approx. 3.1. Noteworthy is the non-linearconnection of utilization ratio μDIN and global utilizationratio μGlobal shown in Fig. 8 right. Obviously, μDIN doesnot clearly characterize the actual reserves in the system.

For the GEO-3 proof, a linear connection of utiliza-tion ratio with global utilization ratio was found. The ad-missible load is only slightly smaller than the load corre-sponding to a global factor of safety of 1.89. However, in

Fig. 8. Comparison of design concepts for flexible and stiff piles in homogeneous sandBild 8. Vergleich der Bemessungskonzepte für flexible und steife Pfähle in homogenem Sand

Table 1. Yield strength of grade S355 steel depending on pilewall thickness [19]Tabelle 1. Streckgrenze von Stahl der Güteklasse S355 inAbhängigkeit der Pfahlwandstärke

Wall thickness t Yield strength ReH,k

0 mm ≤ 16 mm 355 N/mm²

16 mm ≤ 40 mm 345 N/mm²

40 mm ≤ 63 mm 335 N/mm²

63 mm ≤ 80 mm 325 N/mm²

80 mm ≤ 100 mm 315 N/mm²

27



the case considered, the cross-sectional capacity is critical,yielding an admissible load of approx. 510 kN.

The admissible load from the DIN 1054 method forthe stiff pile is marginally larger than that obtained withthe global factor of safety concept. The GEO-3 methodyields the same admissible load as for the flexible pile. Thecross-sectional capacity does not govern the design.

Finally, the DIN 1054 and GEO-3 methods give simi-lar results for a stiff pile in homogeneous soil, whereas sig-nificant differences arise for a flexible pile.

4.3 Variation of pile-soil system stiffness

Additional calculations (for the system already used insection 4.2) with variable pile wall thicknesses were car-ried out to clarify the effect of the pile-soil system stiffnesson the differences in the design methods. The depth of thepoint of rotation Ls depends on the system stiffness.Therefore, the ratio of the depth of the point of rotation Lsunder admissible loads obtained from the DIN 1054method (i.e. for μDIN = 1.0) and pile length L is used hereas a measure of system stiffness. Fig. 9 compares the glob-al utilization factors obtained with the DIN 1054 andGEO-3 methods depending on the system stiffness. TheDIN 1054 method gives admissible loads that are toosmall for wall thicknesses less than about 40 mm and ad-missible loads that are too large for greater wall thickness-es. The GEO-3 method yields a constant global utilizationfactor since the method result does not depend on thepile-soil stiffness (see section 3.3). For the systems consid-ered, the admissible load is slightly smaller than for theglobal safety factor concept. The admissible load with respect to the cross-sectional capacity is also shown inFig. 9. The cross-sectional capacity governs the design forsmall wall thicknesses, which means that in these casesthe error in the DIN 1054 method does not affect the out-come of the design.

Fig. 10 shows the results of a large number of calcu-lations in which pile diameter D was varied between 1 and5 m, pile length L was varied between 5 and 50 m and soiltype (sand or clay) and the relative density or consistencywere also varied. Calculations with pure horizontal loadH and pure moment load M were carried out in order toinclude the effect of different load combinations. The de-pendence of the actual factor of safety for the admissible

Fig. 9. Influence of system stiffness on resultant global utilization factorBild 9. Einfluss der Systemsteifigkeit auf den resultierenden Globalausnutzungsgrad

Fig. 10. Overview of resultant global utilization factor forDIN 1054 and GEO-3 design proofsBild 10. Übersicht der Globalausnutzungsgrade für Nach-weise DIN 1054 und GEO-3

load derived from the DIN 1054 method on the systemstiffness was confirmed (see Fig. 10 top and centre).

The actual factor of safety for the admissible load de-rived with the GEO-3 method is depicted in Fig. 10 bot-tom. The global utilization ratios are given here depend-ing on the length-to-diameter ratio L/D. In general, small-er global utilization ratios are obtained for sands andgreater global utilization ratios for cohesive soils. This isthe consequence of the non-linear effect of the partial safe-ty factors for shear parameters on the resultant passiveearth pressure force (see Fig. 6).

4.4 Variation of pile head boundary condition

The reference system with a wall thickness of 25 mm wascalculated for different boundary conditions at the pilehead including a pure horizontal load (h = M/H = 0), apure moment load (H = 0) and full fixity at the pile head(rigid clamping, which results in a counteracting moment).The results of the DIN 1054 method are presented in Fig.11. A comparison of the utilization ratios μDIN and μGlobalis also shown.

The plastification of the pile’s cross-section, i.e. thelimitation of the bending moments by the plastic momentof the cross-section, was accounted for in the calculationsbecause otherwise the pile capacity for the case of full fix-ity at the pile head would be overestimated.

The pile deflection curves for the different boundaryconditions are presented in Fig. 11 left. The deflectioncurves are valid for a loading equivalent to the admissibleload according to the DIN approach (μDIN = 1.0). Under apure moment, the pile is more flexible than under a purehorizontal load, leading to greater curvature of the deflec-tion curve and a higher point of rotation. Contrary to this,full fixity at the pile head induces a stiffer pile behaviour.Accordingly, the admissible load obtained from theDIN 1054 method also depends on the pile head bound-ary condition (see Fig. 11 right). With full fixity, the resultis a global utilization ratio μGlobal = approx. 1.2 and thus aglobal factor of safety of only 1.58. Even smaller and com-pletely unrealistic factors of safety apply if plastification ofthe cross-section is neglected. The same would be the casein a GEO-3 proof. Admittedly, the admissible load is limit-ed here by the cross-sectional capacity.

28



A reasonable result is obtained for pure horizontalload, in other words, μDIN ≈ μGlobal. However, for pure mo-ment loading only, an admissible load can be provenwhich corresponds to a global utilization ratio of 0.45 andthus a global factor of safety of 4.2. It has to be clarifiedthat the comparable distributions in Fig. 10 do not contra-dict this finding. Here, a significantly lower factor of safetyresults for an identical pile stiffness, but in conjunctionwith a smaller Ls/L value. In order to reach an identicalLs/L value and therefore a comparable global utilizationratio, a much larger wall thickness would be necessary.

Evidently, the DIN 1054 method leads to incorrectresults here, which can lie either on the safe or the unsafeside.

5 Piles in layered soils

As with the reference systems, a pile with D = 1 m, L =10 m, t = 16.5 mm under a horizontal load with a lever armh = 5 m was considered. However, layered subsoil was as-sumed here. A clay layer embedded in sand and a sand lay-er embedded in clay were investigated. The thickness ofthe interbedded layers was 5 m and their surfaces lay 3 mbelow ground level. The calculation results are presentedin Fig. 12.

For the case of clay with interbedded sand (Fig. 12top), the pile behaviour is relatively stiff. The point of ro-tation lies within the sand layer, and the location variesonly slightly with the magnitude of the load. For this sys-tem, the DIN 1054 method yields reasonable results whichdiffer only marginally from those of the GEO-3 method.

However, the opposite case occurs with a clay layerembedded in sand (Fig. 12 bottom). The pile stiffness isstrongly dependent on magnitude of load and, corre-spondingly, the depth of the point of rotation varies con-siderably. The utilization ratio μDIN changes significantlyas soon as the point of rotation occurs in the sand belowthe clay layer. The result is that an increase in the loadleads to a decrease in the utilization ratio. Here, for loadsof 290 and 560 kN, the same utilization ratio μDIN = 1.0 isobtained (see Fig. 12 bottom right), but considering thecharacteristic capacity Hk,ult = 787 kN, the actual globalutilization ratio is once μGlobal = 0.70 (for H = 290 kN) andonce μGlobal = 1.35 (for H = 560 kN).

Fig. 11. Influence of pile head conditions based on DIN 1054 design proofBild 11. Einfluss der Pfahlkopfbedingungen für Nachweis DIN 1054

29



In order to investigate the effect of layering further,the depth of the clay layer embedded in sand was varied.The top of the 5 m thick clay layer was assumed to lie be-tween 0 and 5 m below ground level. The admissible loadscalculated with the different methods are presented inFig. 13. It was found that the DIN 1054 method yields ad-missible loads that are too great for layer surface depths< 3.7 m, whereas at 3.7 m an abrupt change occurs and forgreater depths the opposite is the case. The reason for thisabrupt change can be explained with the DIN 1054 curve

in Fig. 12 bottom right. At a certain layer position, two dif-ferent loads correspond with μDIN = 1.0, as already pre-sented in Fig. 12. If the layer lies higher, the upper part ofthe curve governs, if it lies deeper, the lower part deter-mines the admissible load. In contrast, the GEO-3 proofgives reasonable results for all layer depths.

6 Consideration of strength degradation

For piles in cohesive soils under cyclic loading, strengthdegradation must usually be considered if a certain deflec-tion threshold is exceeded (see Fig. 3 bottom). The cyclicloading case is usually assumed in ULS design for offshorepiles ([20, 21]). This means that in the ULS proof, a small-er value than the maximum bedding resistance pu mayneed to be used as the resistance value. Accordingly, thedeflection of the pile in the failure state must be calculat-ed to obtain a possible distribution of ultimate bedding re-sistances.

Fig. 14 shows the calculation results for a pile in claysoil under consideration of cyclic loading. An admissibleload H = 22.51 MN is obtained with the DIN 1054method. Since for this load the deflections along thewhole pile length stay below the threshold deflection forstrength degradation (see, for example, Fig. 3 bottom,3.0yc), the maximum bedding resistances pu were usedwhen calculating the resistance force Rk. Using this ap-proach, the pile capacity is severely overestimated. Thecharacteristic capacity of the system is 29.31 MN, and theactual global utilization ratio for the admissible load from

Fig. 12. Comparison of different design concepts for piles in layered soilBild 12. Vergleich der Bemessungskonzepte für Pfähle in geschichtetem Boden

Fig. 13. Influence of clay layer position on admissible horizontal loadBild 13. Einfluss der Tonschichtposition auf die zulässigeHorizontallast

the DIN 1054 approach is thus μGlobal = 1.45. This corre-sponds to a global factor of safety of only FOS = 1.30.

Strength degradation is accounted for in the GEO-3method, which results in an admissible load of 18.2 MNwhere μGlobal = 1.17. This load is also greater than the ad-missible load with respect to the global factor of safetyconcept, which is due to the relatively small reduction inpassive earth pressure forces for cu soils in the GEO-3method (see section 3.2).

The results given in Fig. 14 clearly show that theDIN 1054 method is unsuitable for ULS proofs for piles insoils with strength degradation.

7 Recommendations

The German standard DIN 1054:2010-12 [2] demands aGEO-2 design proof for horizontally loaded piles andgives partial safety factors for this method only. Therefore,a new GEO-2 design procedure is recommended here:

The actual pile head load is compared with the pilehead load corresponding to the failure state:

(20)

The utilization ratio then becomes

(21)

This value is identical to the utilization ratio derived froma global factor of safety concept (see Eq. (18)), which coin-cides with the procedure used to derive partial safety fac-tors when the partial safety factor concept is introduced.Again, for a pure moment loading where Hk = 0, the bend-ing moments Mk and Mk,ult should be used in these equa-tions instead of the horizontal loads Hk and Hk,ult.

In all cases, this design procedure yields correct andreasonable admissible pile head loads. Since the designproof is based on the characteristic failure load, it also en-ables consistent consideration of soil strength degradationat great deflections.

H

HGEO 2,new E Rk

k,ult

HH

E kk,ult

R

30



The partial safety factors of DIN 1054:2010-12 [2] remain valid. Only with regard to the procedure of theproposed GEO-2 proof is a revision of DIN 1054 and also the EAP recommendations [3] strongly recommend-ed, since the procedure can yield both unsafe or uneco-nomic results, depending on the system’s boundary condi-tions.

8 Conclusions

The results presented show that the GEO-2 design prooffor laterally loaded piles in the special form described inDIN 1054:2010-12 [2] has severe deficiencies and is notgenerally suitable due to the following reasons:– In homogeneous soils, reasonable admissible loads are

only obtained for stiff or almost rigid piles. The moreflexible the pile behaviour, the smaller the admissibleload becomes, which is not reasonable since the actualpile capacity is almost independent of the pile stiffness.Moreover, depending on the pile head boundary condi-tions, the result can be admissible loads that are bothtoo small and too large.

– Completely incorrect results can be obtained for layeredsoils. Also, admissible loads that are too small and toolarge can be found depending on the location of in-terbedded layers with respect to the point of rotation ofthe pile under characteristic load.

– The DIN method is not suitable for cases in whichstrength degradation has to be considered, i.e. for p-ycurves with a softening branch.

The GEO-3 method does not have these shortcomings.However, the actual level of safety here depends on themagnitude of the shear parameters. The smallest resultantsafety is obtained for cohesive soils (cu soils), although forsuch soils the shear strength is known by experience tovary considerably more than for non-cohesive soils.

A new and simple design procedure is recom-mended, which is a GEO-2 proof but gives correct admis-sible pile head loads in all cases considered and also al-lows for the consideration of soils with strength degrada-tion.

Fig. 14. Influence of softening on admissible horizontal loadBild 14. Einfluss von Entfestigung auf die zulässige Horizontallast

31



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AuthorsDipl.-Ing. Klaus Thieken*Univ. Prof. Dr.-Ing. Martin AchmusDipl.-Ing. Kirill Alexander SchmoorInstitut für Geotechnik/Institute for Geotechnical EngineeringLeibniz Universität Hannover/Leibniz University of HannoverAppelstr. 9A30167 Hannover, Germany

* Corresponding authorTel: 49-511-762-4153Fax: [email protected]

Submitted for review: 13 June 2013Revised: 30 September 2013Accepted for publication: 15 October 2013


Fachthemen

DOI: 10.1002/gete.201300019

Die thermische Leitfähigkeit ist eine Bodeneigenschaft, die zu-nehmend an Bedeutung gewinnt. Immer öfter werden präziseKenntnisse der Wärmeausbreitung im Boden nötig, um die aktu-ellen Anwendungen, z. B. bei geothermischen Anlagen oder beiBodenvereisungen, zu optimieren und neue Möglichkeiten zuschaffen. Eine wichtige Eigenschaft bei der Wärmeausbreitungist die thermische Leitfähigkeit. Zur Bestimmung dieser sind eini-ge Verfahren bekannt, welche sich nicht alle für Untersuchungenan Bodenproben eignen.Es wird ein Verfahren zur Bestimmung der thermischen Leitfähig-keit beschrieben, mit welchem es möglich ist, die thermischeLeitfähigkeit von Böden zu analysieren. Im weiteren Verlauf wirdein Versuchsaufbau erläutert, mit dessen Hilfe verschiedene Ein-flussfaktoren untersucht werden können. Es wird unter anderenauf den Einfluss des Bodenmaterials, der Bodendichte sowie desSättigungsgrads eingegangen.

Experimental determination of the thermal conductivity of soils.Thermal conductivity is one of the soil parameters which be-comes more and more important. Precise knowledge of the heatpropagation in soil is necessary to optimise and develop applica-tions like geothermal energy or soil freezing. Thermal conductivi-ty is an important characteristic of heat propagation. Severalmethods are being used for the determination of thermal conduc-tivity, but not all of them are suitable for soil testing. One appropriate method to determine the thermal conductivity ofsoils is described. An experimental set-up to analyze differentfactors influencing the thermal conductivity is introduced. Amongothers the influence of soil type, dry density and degree of satu-ration is analyzed.

1 Einleitung

Dem thermischen Verhalten von Böden wird eine immergrößere Bedeutung in der Geotechnik zugewiesen. Dieszeigt sich z. B. bei:– geothermischen Anlagen,– Bodenvereisungen,– Endlagern von radioaktivem Abfall,– Überwachung und Ortung von Leckstellen in Baugru-

ben und Erdstaudämmen.

Physikalisch gesehen ist Wärme eine Form von Energie.Bei der Wärmeausbreitung findet ein Energieausgleichvon einem Ort mit höherem thermischen Potenzial zu ei-nem Ort mit niedrigerem thermischen Potenzial statt. DerPotenzialunterschied wird durch einen Temperaturunter-

schied ausgedrückt. Die thermische Leitfähigkeit ist eineder Hauptkenngrößen zur Beschreibung der Wärmeaus-breitung im Boden. Sie ist die Fähigkeit eines Materials,Wärmeenergie zu übertragen, und wird durch

(1)

definiert. Die thermische Leitfähigkeit λ gibt demnach an,wie viel Wärme Q je Zeit t pro Fläche A durch ein Tempe-raturgefälle ΔT durch die Schichtdicke z fließt.Eine Wärmeübertragung ist auf folgende Arten möglich:– Wärmeleitung,– Wärmeströmung (Konvektion),– Wärmestrahlung.

Die Wärmeleitung beschreibt die Wärmeübertragung überortsfeste Teilchen, welche über ein Gitter gekoppelt sind.Wird ein Teilchen erwärmt, ihm also Energie zugeführt,steigert es seine Eigenbewegung um seinen Ruhepunkt.Diese Schwingung wird über die Kopplung auf dessenNachbarteilchen übertragen, und diese beginnen ebenfallszu schwingen. Auf diesem Weg wird Wärmeenergie inForm von Schwingungsenergie von Teilchen zu Teilchendurch den gesamten Körper übertragen. Dabei wird nurEnergie und keine Masse übertragen [7] [3]. Bei Bödenkann die Wärme entweder über die Kornkontakte oderüber die Porenflüssigkeit geleitet werden.

Wärmeströmung kann nur in Flüssigkeit oder Gasenerfolgen, da hier frei bewegliche Teilchen die Wärmeener-gie übertragen müssen [7] [3]. Dieser Vorgang, auch Kon-vektion genannt, erfolgt demnach, anders als die Wärme-leitung, nur durch bewegte Massen [5].

Für die Wärmestrahlung ist kein Träger notwendig.Die Wärmeenergie wird über elektromagnetische Strah-lung übertragen. Auf festen Körpern wird die Strahlung re-flektiert, absorbiert oder bei transparenten Stoffen hin-durchgelassen [7] [3].

In Böden erfolgt der Wärmetransport hauptsächlichüber Wärmeleitung, da meist ein hoher Anteil an Feststoffvorhanden ist. Des Weiteren kann durch in den Poren ent-haltenes Wasser oder Gas, Wärme durch Konvektionübertragen werden. Wärmestrahlung hat bei Böden eineeher untergeordnete Bedeutung [5].

Um die thermische Leitfähigkeit eines Bodens zu be-stimmen, wurde ein Versuchsstand entworfen. Mit diesem

QA · t

zT

Experimentelle Bestimmung der thermischenLeitfähigkeit von Böden

Erik SchwiteiloJörg MännerIvo Herle

33

E. Schwiteilo/J. Männer/I. Herle · Experimentelle Bestimmung der thermischen Leitfähigkeit von Böden


war es möglich, die Wärmeleitfähigkeit von unterschiedli-chen Bodenproben zu bestimmen. Im Rahmen einer Ver-suchsreihe wurden Einflüsse der Bodenart, der Porosität,der Sättigung und des Temperaturunterschieds auf dieWärmeleitfähigkeit analysiert. Ziel der Versuche sollte essein, den entworfenen Versuchsstand zu testen und eineBandbreite der sich ergebenden Wärmeleitfähigkeiten auf-zuzeigen.

Die hier präsentierten Ergebnisse und Methoden ba-sieren auf bekannten Verfahren zur Bestimmung der ther-mischen Leitfähigkeit. Eine Innovation besteht darin, dassdie Verfahren und systematischen Ergebnisse beschriebenund dokumentiert sind. Als Eingangswerte für numerischeBerechnungen werden meist Abschätzungen verwendet,wie sie z. B. in [6] zusammengetragen wurden. Den Auto-ren sind allerdings keine Publikationen bekannt, in wel-chen vergleichbare experimentelle Verfahren dargestelltwerden.

2 Wahl der Untersuchungsmethode

Zur Bestimmung der Wärmeleitfähigkeit von Böden gibtes verschiedene Möglichkeiten. Eine Übersicht der häu-figsten Methoden ist in Bild 1 dargestellt.

Dabei eignen sich nicht alle dargestellten Verfahrengleich gut für die Bestimmung der Wärmeleitfähigkeit anBodenproben im Labor, da z. B. für instationäre Metho-den meist getrocknete Proben verwendet werden.

Die hier vorgestellten Versuche wurden nach demVergleichsverfahren durchgeführt. Gemessen wurden da-bei die Temperaturdifferenzen in der zu untersuchendenProbe und in einem Referenzmaterial. Dabei kann die anden Enden konstante Temperaturdifferenz auch durch ei-ne Wärmequelle mit periodisch zugeführter Energie her-gestellt werden, so lange die Temperatur im Versuchsstand

durch ausreichende Speicherfähigkeit konstant bleibt. Beider Vergleichsmethode ist die Wärmeleitfähigkeit einesStandardmaterials (Referenzmaterials) bekannt. Unter derBedingung des stationären Zustands, d. h. zeitlich unver-änderter Temperatur in jedem Punkt der Probe, muss derWärmestrom im Standardmaterial genauso groß sein wieim Probenmaterial. Bei gleicher Proben- und Standard -fläche ist die Wärmestromdichte q

(2)

in beiden Materialien gleich groß. Für die Bestimmung derWärmeleitfähigkeit kann die Wärmestromdichte der Pro-be qPr mit der des Standardmaterials qSt ersetzt werden:

(3)

(4)

mit

(5)

(6)

3 Versuchsaufbau

Für das gewählte Vergleichsverfahren war es zunächst nö-tig, ein Standardmaterial zu untersuchen. Dieses solltemöglichst homogen sein und eine ähnliche Wärmeleitfä-

·T · z

z · TPr StSt Pr

St Pr

q QA · t

q ·z

TSt StSt

St

q ·z

TPr PrPr

Pr

q qPr St

Wärmestrom-messplatten-Gerät

Plattengerät

relative Methode(z.B. Divided Bar)

Nadelsonden-Methode(Needle-Probe-Method)

(ASTM D5334: 2000)

Kreuzverfahren(DIN EN ISO 8894-1: 2010)

Widerstandsthermo-meterverfahren

(DIN EN ISO 8894-1: 2010)

Parallelverfahren(DIN EN 993-15: 2005) Halbraumlinienquelle

Vollraumlinienquelle

Heißdrahtverfahren (Hot-Wire-Method)

(ASTM C1113: 1999)

Geothermal-Response-Test (GRT)

stationäreMethode

instationäreMethode

instationäreMethode

Linienquelle

Laborproben In-Situ Abschätzung

Bestimmungsmethoden derWärmeleitfähigkeit

Bild 1. Übersicht der Methoden zur Bestimmung der Wärmeleitfähigkeit von BödenFig. 1. Overview of methods for the determination of thermal conductivity of soils

34



higkeit wie das zu untersuchende Bodenmaterial besitzen.Nach [1] sollten die Wärmeleitfähigkeiten der zu untersu-chenden Böden zwischen 0,3 und 3,1 W/mK liegen. AlsStandardmaterial hat sich der Kunststoff Polyethylen alsam geeignetsten gezeigt. Die Wärmeleitfähigkeit diesesMaterials liegt zwischen 0,33 und 0,5 W/mK [3]. Außer-dem ist Kunststoff unempfindlich gegenüber Wasser, waseine Änderung der Wärmeleitfähigkeit während der Mes-sung verhindert.

Im aktuellen Versuchsaufbau ist es möglich, zylindri-sche Proben mit einem Durchmesser d = 10 cm und einerHöhe h ≈ 10 cm zu testen. Damit sich die mittlere Tempe-ratur in der Mitte der Probe einstellt, wurde eine symme-trische Anordnung bevorzugt. In Bild 2 ist zu sehen, dassdie Bodenprobe zwischen zwei Scheiben des Standardma-terials eingebaut wurde. Zur Messung der Temperaturwurden insgesamt sieben Messaufnehmer verwendet, drei

in der Bodenprobe und je zwei im Standardmaterial. ZurAbdichtung der Probe wurde diese in eine Latexmembrangehüllt.

Der Versuchsaufbau (Bild 3) wurde so gewählt, dassauf der Warmseite ein temperierbares Wasserbad verwen-det werden konnte. Dieses nutzt die speicherwirksameLeistung des Wassers, um eine möglichst konstante Tem-peratur zu erzeugen. Die Wärme aus dem Wasserbad wirdüber einen Stahlzylinder mit demselben Durchmesser wiedie zu untersuchende Probe und die Standardmaterialienin die Bodenprobe geleitet. Die Kaltseite oberhalb derzweiten Scheibe aus dem Standardmaterial wird durch dieRaumtemperatur kontrolliert. Der Versuchsstand befindetsich in einem klimatisierten Raum, in welchem die Raum-temperatur konstant geregelt werden kann. Zur Überprü-fung wird die Raumtemperatur über einen externen Sen-sor miterfasst.

KaltseiteSchutzmembran

Standard

Standard

Messaufnehmer 7

Messaufnehmer 6Messaufnehmer 5

Messaufnehmer 4

Messaufnehmer 3Messaufnehmer 2

Messaufnehmer 1

Probe

Warmseite

100 [mm]

3030

100

Bild 2. Anordnung der Standardmaterialien bzw. Bodenproben und der MessaufnehmerFig. 2. Arrangement of standard materials, soil and sensors

Kaltradiale Wärmedämmung[mehrere Schichten von 4mm]

Schutzmembran

Dämmung [2 x d=2cm]

Dämmung, dient gleichzeitigals Einbautisch [d=2cm]

temperierbares Wasserbad

[mm]

Metallzylinder [d=10cm]Messaufnehmer

Warm

Probe

Standard

Standard

60 60100

180

128

160

60

603320

Bild 3. Skizze des VersuchsaufbausFig. 3. Sketch of the experimental set-up

35



Die Grenzen der Lagerungsdichte des Sands liegenbei ρd,min = 1,47 g/cm³ und ρd,max = 1,73 g/cm³. Die Korn-dichte des Sands beträgt 2,64 g/cm³. Die Konsistenzgren-zen der schluffigen Probe liegen bei wL = 46 % undwP = 31 %. Die Korndichte des Schluffs beträgtρs,Schluff = 2,67 g/cm³.

5 Versuchsdurchführung5.1 Probeneinbau

Die trockene, locker gelagerte Sandprobe wurde mithilfeeines Trichters in den Versuchsstand eingerieselt. Zur genauen Positionierung der Temperaturaufnehmer wur-den diese zuvor an der Radialdämmung fixiert (Bild 5).Bei der dichten Sandprobe wurde analog verfahren, nurdass hier das Probenmaterial lagenweise auf die ge-wünschte Dichte zusammengedrückt wurde. Dies ge-schah mithilfe eines Stampfers. In gleicher Weise wurdendie Proben mit feuchtem Sand eingebaut und lagenweiseverdichtet.

Wie in Bild 3 zu erkennen, wurde der gesamte Ver-suchsstand mit Dämmmaterial umhüllt, um Wärmeverlus-te zu minimieren. Wichtig ist vor allem eine gute, radialeIsolierung des Proben- sowie des Standardmaterials.

Für die Auswertung ist eine genaue Kenntnis derWärmeleitfähigkeit des Standardmaterials notwendig.Diese wurde über eine instationäre Methode mit einemHeizdraht gemessen. Aus der Aufheizlinie und der Heiz-leistung konnte die Wärmeleitfähigkeit ermittelt werden.Aus mehreren Messungen wurde für das verwendete Standardmaterial eine mittlere Wärmeleitfähigkeit von0,39 W/mK bestimmt.

4 Versuchsmaterialien

Für die Versuche wurden Materialien aus zwei unter-schiedlichen Bodenarten gewählt. Es kam zum einen eineng gestufter Sand und zum anderen ein mittelplastischerSchluff zum Einsatz. Die Kornverteilungen beider Mate-rialien finden sich in Bild 4.

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0.002 0.006 0.02 0.06 0.2 0.6 2 6 20 63Mas

sena

ntei

le d

er K

örne

r <

d in

% d

er G

esam

tmen

ge

Korndurchmesser d in [mm]

Feinstes Schluffkorn Sandkorn Kieskorn SteineFein− Mittel− Grob− Fein− Mittel− Grob− Fein− Mittel− Grob−

SandSchluff

Bild 4. Kornverteilung der VersuchsmaterialienFig. 4. Grain size distribution of the tested materials

Bild 5. Einbau des Probenmaterials: Sand (links) und Schluff (rechts)Fig. 5. Installation of the specimen: sand (left) and silt (right)

36



wurde für die anschließende Auswertung erfasst. Bei denstandfesten, feinkörnigen Proben war dies nicht notwen-dig. Bei allen Proben erfolgte eine Kontrolle des Wasser-gehalts nach Abschluss der Messung. Dieser verändertesich während der Messung kaum.

6 Auswertung der Versuche6.1 Temperaturverlauf

Wie in Abschnitt 5.2 beschrieben, wird nach einiger Zeitein stationärer Temperaturzustand erreicht. Mit den anden Aufnehmern gemessenen Temperaturen kann der sichüber die Probenhöhe eingestellte Temperaturverlauf dar-gestellt werden. In Bild 7 ist dieser für eine grobkörnige so-wie für eine feinkörnige Probe dargestellt.

Es zeigt sich, dass der Temperaturverlauf über dieProbenhöhe im stationären Zustand fast in allen Probenannähernd linear ist. Dies lässt auf ein homogenes Pro-benmaterial und eine ausreichend gute radiale Isolierungschließen. Die sich einstellende Temperaturdifferenz imgrobkörnigen Material ist größer als die im feinkörnigen.Die Wärme wird im feinkörnigen Material somit schnellerabgeleitet, es ergibt sich eine höhere Wärmeleitfähigkeit.Die genaue Bestimmung der Wärmeleitfähigkeit wird inAbschnitt 6.2 erläutert.

Des Weiteren ist gut zu erkennen, dass die Tempera-turdifferenz in der unteren Scheibe des Standardmaterials(Warmseite) bei beiden Proben größer ist, als in der obe-ren (Kaltseite). Im Idealfall sollten diese beiden Tempera-turdifferenzen identisch sein. Da allerdings geringe Wär-meverluste unvermeidbar sind, nehmen die Temperatur-differenzen über die Probenhöhe geringfügig ab. Dies äu-ßert sich in einem kleineren Temperaturunterschied inder oberen Scheibe des Standardmaterials.

6.2 Bestimmung der Wärmeleitfähigkeit

Mit den im stationären Zustand bestimmten Temperatu-ren und den Abständen der Temperatursensoren kann dieWärmeleitfähigkeit der Probe berechnet werden. Da dieProbe nicht bei jedem Versuch so präpariert werden konn-te, dass der Durchmesser mit dem der Endscheiben ausdem Standardmaterial genau identisch ist, wurde für die

Das feinkörnige Material wurde zuvor in einer exter-nen Spezialvorrichtung auf die gewünschte Dichte konso-lidiert. Dazu wurde flüssiges, voll gesättigtes feinkörnigesMaterial mit dem 1,5-fachen Wassergehalt der Fließgrenzein einen Probenbehälter gefüllt und über eine Presse sta-tisch belastet. So wurden vollgesättigte Probekörper er-stellt, bei welchen die Dichte mithilfe der Vorbelastungs-spannung variiert werden konnte. In den standfesten Pro-bekörpern wurden die Temperaturaufnehmer in zuvor ein-gebrachte Löcher eingeführt. Nach dem Einbringen derSensoren, wurde die Schutzmembran über die Probe unddas Standardmaterial gezogen (Bild 5).

5.2 Messphase

Nach dem Einbau der Proben in den Versuchsstand wur-de das Wasserbad auf eine vorbestimmte Temperatur auf-geheizt. Dabei wurde die Raumtemperatur stets konstantgehalten. Die Änderung der Temperatur in der Probe so-wie in den Scheiben des Standardmaterials wurde aufge-zeichnet. So lässt sich erkennen, wann der gewünschtestationäre Zustand erreicht ist. Wie Bild 6 zeigt, wird die-ser für eine trockene Sandprobe nach etwa neun Stundenerreicht. Es zeigt sich deutlich, wie sich die Temperatur in-nerhalb der Probe über den Heizvorgang ändert. Ändertsich die Temperatur an den einzelnen Aufnehmern nichtmehr, ist der stationäre Zustand erreicht. Die Endtempe-raturen im stationären Zustand werden für die weitereAuswertung herangezogen.

Wird ein Versuch an derselben Probe, allerdings beieiner anderen mittleren Temperatur oder einem anderenGradienten gewünscht, kann dieser direkt im Anschlussdurchgeführt werden. Ein erneuter Einbau ist nicht not-wendig.

Die Messwerterfassung erfolgte alle 2 s und wurdeelektronisch aufgenommen.

5.3 Probenausbau

Nach Ende des Versuchs erfolgte bei den grobkörnigenProben eine erneute Kontrolle der Probenabmessungen,da durch Anbringen der Isolierung diese etwas gestörtwerden könnten. Eine Änderung der Probenabmessungen

Bild 6. Temperaturverlauf über die Zeit während des HeizvorgangsFig. 6. Temperature profile over the time during heating

37



Bestimmung der Wärmeleitfähigkeit λ der Wärmestrom(Wärmeenergie pro Zeiteinheit)

(7)

gleichgesetzt. Die Wärmeleitfähigkeit der Probe λProbe er-gibt sich, im Gegensatz zu Gl. (6), aus [2]:

(8)

Die Positionen der Temperaturaufnehmer und Definitionder Abstände sind in Bild 8 zu sehen.Die Temperaturdifferenzen in der Probe und im Standard-material ergeben sich aus:

·d

d·

T T

2 · z·

z

T

Probe StandardStandard2

Probe2

Standard 1 Standard 2

Standard

Probe

Probe

Qt

(9)

(10)

(11)

Die Temperatur T4 diente lediglich zur Überprüfung desTemperaturverlaufs innerhalb der Bodenprobe.

Es wurden die in Tabelle 1 aufgeführten Versuchedurchgeführt.

6.3 Bewertung der Ergebnisse

WiederholbarkeitWie in Tabelle 1 zu erkennen, wurde in Versuch 1 undVersuch 8 das gröbere Material im annähernd gleichenZustand eingebaut. Ein Vergleich der jeweils bestimmtenWärmeleitfähigkeit lässt also Schlüsse auf die Wiederhol-barkeit der Ergebnisse zu. Es zeigt sich, dass die bestimm-ten Wärmeleitfähigkeiten nur um 1 % abweichen. EineWiederholbarkeit wird damit bestätigt.

Einfluss der TemperaturDie Proben 1 und 9 wurden jeweils bei unterschiedlichenmittleren Temperaturen T und Temperaturgradienten ΔTgetestet. Wobei sich die mittlere Temperatur aus

(12)

ergibt und der Temperaturgradient ΔT aus Gl. (10). Wieauch in den Diagrammen in Bild 9 zu sehen, liegen die bestimmten Wärmeleitfähigkeiten für die einzelnen Böden relativ dicht beieinander. Ein Einfluss der Tem -peratur lässt sich somit bei den getesteten Tempera-turen und Temperaturgradienten nicht eindeutig fest -stellen.

Gegebenenfalls wäre zu erwarten, dass durch denkristallinen Aufbau der beiden Bodenproben eine sinken-de Wärmeleitfähigkeit bei steigender Temperatur auftritt[3].

T T TProbe 3 5

T T TStandard 2 1 2

TT T

23 5

T T TStandard 1 6 7

Bild 7. Verlauf der Temperatur über die Höhe des Versuchsaufbaus im stationären Zustand für eine grobkörnige Probe(links) und eine feinkörnige Probe (rechts)Fig. 7. Variation of the temperature over the height of the experimental set-up in the stationary state for a sandy specimen(left) and a fine-grained specimen (right)

Standard 2

Probe

Standard 1

T7

T6

T5

T4

T3

T2

T1

ZStandard d2

ZStandard d1

ZProbe

Warmseite

Kaltseite

Bild 8. Definition der Positionen und Abstände der Tempe-raturaufnehmerFig. 8. Definition of the positions and distances between thethermal sensors

38



Einfluss der PorenzahlWie in den Diagrammen in Bild 10 zu erkennen, erhöhtsich die Wärmeleitfähigkeit der Proben mit abnehmenderPorenzahl, also höherer Trockendichte. Dies zeigt sich so-wohl bei den trockenen Proben (Sr = 0) als auch bei denProben mit voller Sättigung (Sr = 1,0). Theoretisch wirddie Wärmeleitfähigkeit des reinen Kornmaterials bei einerPorenzahl von null erreicht. Durch mehrere Messungenbei verschiedenen Porenzahlen sollte es möglich sein, dieWärmeleitfähigkeit des reinen Kornmaterials abzuschät-zen [4]. Um dies zu verdeutlichen, wurden die Messwertemit exponentiellen Trendlinien verbunden, da eine Expo-nentialfunktion diesen Effekt wiedergibt.

Einfluss des SättigungsgradsDer Sättigungsgrad hat einen sehr großen Einfluss auf dieWärmeleitfähigkeit (Bild 11). Dies ist in erster Linie auf

die unterschiedlichen Wärmeleitfähigkeiten von Wasser(ca. 0,63 W/mK) und Luft (ca. 0,012 W/mK) [4] zurückzu-führen. Im trockenen Zustand scheint der Schluff eine et-was niedrigere Wärmeleitfähigkeit zu besitzen als imfeuchten bzw. nassen Zustand. Dabei ist die Wärmeleitfä-higkeit des Sands bei Teilsättigung etwas größer als die desSchluffs bei voller Sättigung.

Einfluss der KorngrößeIn Bild 11 wurden beide Böden mit einer gleichen Poren-zahl gegenübergestellt. Es lässt sich somit auch eine Aus-sage über den Einfluss der Korngröße auf die Wärmeleit-fähigkeit treffen.

Im trockenen Zustand erfolgt die Wärmeübertragunghauptsächlich über die Kontaktflächen der Körner imKorngerüst, da Luft einen sehr hohen Wärmeleitwiderstandaufweist. Die Anzahl der Kontakte nimmt bei kleiner wer-

Tabelle 1. Übersicht der durchgeführten Versuche und den daraus bestimmten Wärmeleitfähigkeiten (bei Versuch 1 und 9wurden an einer Probe unterschiedliche Temperaturgradienten untersucht)Table 1. Overview of the experiments and the resulting specific heat conductivities (in Experiment 1 and 9 different tempera-ture gradients were examined on the same specimen)

Versuch Material ρ w e Sr ΔT T λ[g/cm³] [%] [K] [°C] [W/mK]

1 Sand 1,76 0 0,500 0 10 25 0,36

20 30 0,36

10 30 0,34

2 Sand 1,65 0 0,600 0 10 25 0,30

3 Sand 1,54 0 0,714 0 10 25 0,25

4 Sand 1,81 8,9 0,59 0,45 10 25 1,97

5 Schluff 1,93 27,5 0,768 0,96 10 25 1,66

6 Schluff 2,09 23,0 0,571 1,0 10 25 1,74

7 Schluff 1,68 0 0,589 0 10 25 0,49

8 Sand 1,77 0 0,491 0 10 25 0,37

9 Schluff 1,70 0 0,571 0 10 25 0,57

20 30 0,58

10 30 0,61

Bild 9. Wärmeleitfähigkeit bei verschiedenen mittleren Temperaturen (links) und bei verschiedenen Temperaturgradienten(rechts)Fig. 9. Thermal conductivity at different aver. Temperatures (left) and different temperature gradients (right)

39



denden Körnern bei gleicher Porenzahl zu. Dies verursachteine höhere Wärmeleitfähigkeit im trockenen Zustand beifeinkörnigen Böden, als bei grobkörnigen Böden. Dabei giltals Voraussetzung, dass das Kornmaterial gleich ist.

7 Zusammenfassung

Es konnte gezeigt werden, dass die Bestimmung der Wär-meleitfähigkeit mithilfe eines relativ simplen Versuchsauf-baus möglich ist. Es konnten Versuche sowohl an grob-körnigem als auch an feinkörnigem Boden durchgeführtwerden. Das gewählte stationäre Verfahren, bei dem dieVergleichsmethode zur Bestimmung der thermischen Leit-fähigkeit eingesetzt wurde, erwies sich als zielführend.

Es konnten verschiedene Einflüsse auf die Wärme-leitfähigkeit von Böden getestet werden. So zeigte sich,dass mit sinkender Porenzahl die Wärmeleitfähigkeitsteigt. Dies deckt sich mit Angaben aus der Literatur [4].Des Weiteren konnte gezeigt werden, welchen Einfluss dieKorngröße und der Sättigungsgrad auf die Wärmeleitfä-higkeit haben.

Die im Rahmen dieser Untersuchung durchgeführ-ten Versuche zeigen noch kein vollständiges Bild des ther-

mischen Verhaltens von Bodenmaterial. Sie sollen eherals Pilotversuche und eine Sensitivitätsstudie verstandenwerden.

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AutorenDipl.-Ing. Erik [email protected]

Dipl.-Ing. Jörg Mä[email protected]

Prof. Dr.-Ing. Ivo [email protected]

Alle:Professur für Bodenmechanik und GrundbauTechnische Universität Dresden01062 Dresden

Eingereicht zur Begutachtung: 27. September 2013Überarbeitet: 8. Januar 2014Angenommen zur Publikation: 15. Januar 2014

Bild 10. Wärmeleitfähigkeit bei verschiedenen Porenzahlen: trockene (links) und vollgesättigte (rechts) ProbeFig. 10. Thermal conductivity at different void ratios: dry (left) and fully saturated (right) specimen

Bild 11. Wärmeleitfähigkeit bei verschiedenen Sättigungs-graden Sr (e ≈ 0,6)Fig. 11. Thermal conductivity at different saturation Sr (e ≈ 0.6)


Fachthemen

DOI: 10.1002/gete.201300015

Die Effektivität von Brunnenregenerierungen kann dadurch ge-steigert werden, dass Ultraschall- und Druckwellenverfahrenkombiniert angewandt werden. Durch theoretische Analysenwird gezeigt, dass die Wirktiefen der beiden Verfahren unter-schiedlich sind. Während das Ultraschallverfahren stark im Bereich des Brunnenfilters wirkt, reicht die Wirkung des Druck-wellenverfahrens in den Kiesfilter bis zur Bohrlochwand sowie inden angrenzenden Grundwasserleiter hinein. Die Verbreitung derSignale in der Brunnenumgebung wurde numerisch modelliert.Durch diese theoretischen Analysen, verknüpft mit Experimentenim Labor und Gelände, konnte bewiesen werden, dass durch dieVerfahrenskombination höhere Wirkungsgrade bei der Brunnen-regenerierung erreicht werden können, als bei der alleinigen An-wendung von Ultraschall.

Combination of ultrasound and shockwaves for innovative regeneration of wells. The effectiveness of regeneration of wellscan be enhanced if ultrasound and shockwaves are used duringthe same treatment. It is theoretically shown that the two meth-ods have different depths of impact. Whereas the ultrasonicmethod has a strong impact on the area of the well screen, theimpact of the shock waves is focused on the gavel pack, the wallof the well and the adjacent aquifer. The propagation of the sig-nals in the formation near the well was modeled numerical. By atheoretical analysis combined with experiments in lab and field itwas proven that the regeneration of wells using a combination ofultrasound and shockwaves is much more effective than the regeneration by means of ultrasound only.

1 Einführung

Das durchschnittliche Alter von Trinkwasserbrunnen inDeutschland und anderen europäischen Ländern wächstständig. Dadurch nimmt die Bedeutung der effektiven Re-generierung von Trinkwasserbrunnen immer mehr zu,weil der Neubau von Trinkwasserbrunnen zum einen sehrteuer ist und zum anderen aus rechtlichen sowie umwelt-politischen Gründen zunehmend schwieriger wird.

Die Ursache der Brunnenalterung ist grundsätzlichdie zunehmende Verengung der Fließquerschnittsflächedes den Brunnen anströmenden Grundwassers, wobei – jenach Standortgegebenheiten – unterschiedliche Mecha-nismen beteiligt sein können. Am häufigsten treten Ver-ockerungen durch Fe- und Mn-Ionen, Hydroxide, bakte-rieninduzierte Verschleimung (68 %) [1] und Versandung(14 %) auf [2] [3] [4]. Die Verengung der Fließquerschnitts-fläche tritt in Abhängigkeit der jeweiligen Alterungsursa-

che an unterschiedlichen Lokationen auf. Allerdings gibtes drei wahrscheinlichste Kolmationszonen [5] bis [12]: 1) am Filterrohr im Bereich der Filterschlitze, 2) im direkt dahinter liegenden Kiesfilter, 3) im Grundwasserleiter nahe der Bohrlochwand.

Für die Regenerierung der Trinkwasserbrunnen werdendeshalb häufig Verfahrenskombinationen verwendet [5][7] [11] [13] [14] [15]. Ablagerungen, die in den Innenraumdes Brunnens hineinragen, werden durch Bürsten in verti-kaler und horizontaler Richtung entfernt. Im Anschlussdaran werden die Ablagerungen aus den Filterschlitzenherausgelöst, indem ein Kieswaschgerät, ein Hochdruck-wasserstrahlgerät oder Kolben verwendet wird. Durch die-se Methoden können allerdings nur leicht entfernbare Ab-lagerungen gelöst werden, die sich in unmittelbarer Nähedes Filterrohrs befinden. Die Ablagerungen im Kiesfilter(2. Kolmationszone) und an der Bohrlochwand (3. Kolma-tionszone) müssen durch komplexere Verfahren entferntwerden. Hierbei kommen chemische oder dynamische Re-generierungsverfahren zum Einsatz.

Bei chemischen Regenerierungen werden Säurenoder Oxidationsmittel verwendet, die zwischen zwei Pa-ckern gezielt im Kreis gepumpt werden [5]. Diese Methodeist allerdings umweltbelastend. Außerdem können beiÜberschreitung von Löslichkeitsprodukten verschiedenefeste Phasen erneut ausfallen und zu Fließquerschnittsver-engungen führen. Die Verwendung von organischen Säu-ren ist bei unbeschichteten Metallfiltern oft nicht möglich,weil die Gefahr besteht, dass das Filterrohr beschädigtwird [16]. Dynamische Regenerierungsverfahren sind um-weltfreundlicher und unabhängiger vom Material (ledig-lich die Endfestigkeit des Materials darf nicht überschrit-ten werden). Zu dynamischen Regenerierungsverfahrengehören Ultraschall sowie Impulse durch Knallgas undSprengschnur.

Die Wirkung von Ultraschall besteht darin, dass dieAblagerungsprodukte durch Ultraschallwellen gelöst wer-den, die durch ein Resonanzsystem im Brunnen erzeugtwerden [17]. Es ist bekannt, dass sich Schallwellen in ver-schiedenen Medien mit unterschiedlicher Geschwindig-keit ausbreiten. Das führt zu hohen Beschleunigungen aufden Grenzflächen zwischen dem Kiesfilter und den Abla-gerungsprodukten, wodurch Kräfte entstehen, die zur Ab-lösung der Ablagerungsprodukte führen. Die Effektivitätder Reinigungsleistung der Ultraschallmethode ist abhän-

Kombination von Ultraschall- undDruckwellenverfahren zur innovativen Regenerierung von Brunnen

Anna AbramovaWilfried SchneiderGerman Maximov

41

A. Abramova/W. Schneider/G. Maximov · Kombination von Ultraschall- und Druckwellenverfahren zur innovativen Regenerierung von Brunnen


gig von dem Verhältnis zwischen der Reichweite des Ul-traschallgeräts und den Brunnenabmessungen. Der Bohr-lochdurchmesser von Trinkwasserbrunnen beträgt in vie-len Fällen etwa 80 cm, der Durchmesser des Filterrohrs et-wa 40 cm [18]. Ein Ultraschallgerät hat normalerweise ei-nen Durchmesser von 10 cm. Das heißt, dass der Abstandzwischen dem äußeren Rand des Ultraschallgeräts undder 1. Kolmationszone (Filterrohr) 15 cm beträgt. Diezweite Kolmationsschicht befindet sich in einem Abstandvon etwa 35 cm.

Aus detaillierten Untersuchungen ist bekannt [17],dass die Wirkung eines Ultraschallgeräts bis 35 cm vomSchallgeber entfernt nachgewiesen werden kann. Aller-dings befindet sich die maximale Wirkung in etwa 23 bis24 cm Entfernung vom Gerät. Aus dieser einfachen Ge-genüberstellung lässt sich schließen, dass die Ultraschall-methode insbesondere für eine effektive Reinigung im Be-reich der 1. Kolmationszone geeignet sein sollte. Um dieseVermutung bestätigen zu können, werden in diesem Arti-kel mathematische Modellierungen der Schallwellenver-breitung vorgestellt, mit denen die Reichweite eines Ultra-schallgeräts berechnet werden kann.

Mit Ultraschall ist die Ablösung von abgehärtetenAblagerungsprodukten nur beschränkt möglich. Andersist dies bei Impulsen durch Knallgas und Sprengschnur.Hierbei werden die Ablagerungen durch die erzeugtenDruckwellen entfernt. Die Druckwellen haben eine größe-re Reichweite als die Ultraschallmethoden. Die Druckwel-len führen zu Erschütterungen im Kiesfilter und an derBohrlochwand, wobei allerdings die Gefahr besteht, dassdie Filterrohre beschädigt werden [5]. Es wird somit auchdie 2. und 3. Kolmationszone erreicht. Aus diesem Grun-de erscheint es sinnvoll zu sein, die Vorteile des Ultra-schallverfahrens und die Vorteile des Druckwellenverfah-rens zu kombinieren. In diesem Artikel wird eine Analyseder kombinierten Wirkung von Ultraschall und Druckwel-le durchgeführt. Dabei werden Ultraschall und Druckwel-len, ausgehend von einem Gerät, nacheinander, abwech-selnd oder gleichzeitig erzeugt. Die Druckwellen werdendurch eine elektrische Entladung erzeugt, die zwischenzwei Elektroden stattfindet. Durch das Variieren derSpannung und der Entfernung zwischen den Elektrodenkann die Amplitude der Druckwelle verändert werden.Die gleichzeitige oder abwechselnde Benutzung von Ul-traschall und Druckwellen sollte effektiver sein, als die al-leinige Nutzung des Druckwellen- oder Ultraschallverfah-rens. In diesem Artikel wird dieser Frage experimentellund mithilfe von mathematischen Simulationsmodellennachgegangen.

2 Geräte des Ultraschallverfahrens

Für die Experimente zum Nachweis der Wirkungsweisedes kombinierten Ultraschall-Druckwellen-Verfahrenswurden die im Folgenden beschriebenen Geräte benutzt.Für das Ultraschallverfahren wurde ein Ultraschallgenera-tor mit folgenden technischen Daten eingesetzt: a. Frequenz: 17 bis 24 kHz,b. Ausgangsspannung: 420 bis 1.200 V,c. Maximale Ausgangsleistung: 10 kW,d. Maximaler Magnetisierungsstrom: 15 A,e. Aktiver Widerstand mit Kabel: 20 bis 80 Ω.

Der Ultraschallgenerator wurde durch ein Kabel, das beiArbeiten in Bohrlöchern verwendet wird, mit einem spe-ziell entwickelten Bohrlochultraschallinstrument verbun-den. Für die Transformation des elektrischen Signals vomUltraschallgenerator wurden zwei magnetostriktive Wand-ler verwendet. Sie wurden von zwei Seiten an einen spe-ziellen Wellenleiter geschweißt, der die Form eines hohlenZylinders hat. Um die Reichweite des Geräts zu erhöhen,wurde die minimale Resonanzfrequenz von 17 kHz ausge-wählt. Die Dimensionen des Systems wurden numerischunter Verwendung des Programmcodes Ansys, der auf derFinite-Elemente-Methode beruht, berechnet. Die Formder berechneten Oszillationen des Bohrlochinstrumentsist in Bild 1a und b dargestellt.

In Bild 1a ist die Form des Wellenleiters abgebildet,die der Phase p/2 und in Bild 1b, die der Phase 3π/2 ent-spricht. Wie man sieht, handelt es sich hier um Längs-schwingungen, die aber in radiale Schwingungen umge-wandelt werden. Der Wellenleiter zeigt drei Maxima derradialen Schwingungen. Die berechnete Form der Oszilla-tionen wurde bei weiterer Modellierung des Interferenz-musters in der Nähe des Emitterteils verwendet.

Die Wandler wurden aus Permendur angefertigt(Dichte ρ = 8.150 kg/m3, Elastizitätsmodul = 2,2 · 1011 Pa,Querkontraktionszahl = 0,3). Für die Anfertigung des Wellenleiters wurde Edelstahl verwendet (Dichteρ = 4.450 kg/m3, Elastizitätsmodul = 1,15 · 1011 Pa, Quer-kontraktionszahl = 0,31). In Bild 2 ist das entwickelteBohrlochinstrument dargestellt.

Um die Reichweite des in Bild 2 dargestellten Gerätszu bestimmen, wurde zunächst die Amplitude der Oszilla-tionen experimentell gemessen. In Bild 3 ist der experi-mentelle Aufbau schematisch dargestellt.

Für das Experiment wurde das an einen Ultraschall-generator (1) angeschlossene Instrument (2) in eine mitFrischwasser gefüllte Druckkammer eingebaut. Der Druckwährend des Experiments wurde mit einer Pumpe (3) auf-rechterhalten und betrug 6 bis 7 bar, ein Wert, der demDruck im Bohrloch von Brunnen entspricht. Der Druckwurde mithilfe eines Monometers (4) kontrolliert. Die Fre-quenz der Oszillationen betrug 17 kHz, was der Resonanz-frequenz entspricht. Die Ausgangsleistung des Generatorsbetrug etwa 1 kW. Die Amplitude der Oszillationen imWasser wurde in der unmittelbarer Nähe des Ultraschall-geräts mit dem Sensor AP19 (5) und dem VibrometerSVAN 912M (6) gemessen. Die Messung wurde an 3 Stel-len in der Mitte des Wellenleiters durchgeführt und ergab

Bild 1. Berechnete Form der Oszillationen des Bohrloch -ultraschallinstrumentsFig. 1. Calculated form of the downhole tool oscillations

42



einen Durchschnittswert der Oszillations-Amplitude von2 μm.

Um die Reichweite des Geräts zu berechnen, wurdedie Amplitude der Verschiebung in die Amplitude derDruckwellen umgerechnet. Dafür wurde die folgendeGleichung verwendet [19]:

PA = 2πfρcA (1)

mitA Amplitude der Verschiebung, π Konstante Pi = 3,14,f Frequenz der Oszillationen,

c Schallgeschwindigkeit (1.500 m/s für Wasser),ρ Dichte des Mediums (1.000 kg/m3 für Wasser).

Unter Verwendung der Gl. (1) ergibt sich, dass die Ampli-tude der Druckwellen in unmittelbarer Nähe des GerätsPA = 3,2 bar beträgt.

Die Dämpfungskonstante α der akustischen Wellenist abhängig von der Wellenfrequenz [19]:

α = ω/c · 1/Q (2)

mitc Schallgeschwindigkeit,ω = 2πf,Q Gütefaktor.

Für die Erdkruste können für Gl. (2) normalerweise fol-gende Werte verwendet werden [20]: c = 2.000 m/s,Q = 300. Hierbei muss man jedoch bedenken, dass es sichum ein poröses Medium handelt und die Schallwelle da-durch stärker gedämpft wird. Daher wurde in [21] empfoh-len, in diesem Fall den Gütefaktor 30 zu verwenden. Dasbedeutet, die Dämpfungskonstante für akustische Wellenmit der Frequenz 17 kHz beträgt α = 1,78 1/m.

Die Druckamplitude Pr in Abhängigkeit von der Ent-fernung r kann durch folgende Gleichung bestimmt wer-den:

Pr = Pae–αr (3)

Mit dieser Gleichung ergeben sich die folgenden Werte:Die Druckamplitude in der 1. Kolmationszone (r = 0,15 bis0,2 m) beträgt 2,24 bis 2,45 bar, und in der 2. Kolmations-zone (r = 0,35 bis 0,4 m) beträgt sie 1,57 bis 1,72 bar. Dasbedeutet, dass die Dämpfung der Druckwelle innerhalbdes Kiesfilters etwa 0,7 bar beträgt. Allerdings ist bei die-sem Rechenansatz ignoriert worden, dass man für die Ab-schätzung der Wirkung des Ultraschalls auf die 2. Kolma-tionszone die Interferenz in Betracht ziehen muss. DerEmitterteil des Bohrlochinstruments hat eine zylindrischeForm, deswegen kann das Interferenzmuster mit dem Pro-grammcode Comsol-Multiphysics berechnet werden. Einaxialer Querschnitt des berechneten Interferenzmustersim Kiesfilter ist in Bild 4 zu sehen.

Bild 2. Entwickeltes Bohrlochinstrument zur Regenerierungvon Trinkwasserbrunnen mithilfe des UltraschallverfahrensFig. 2. Developed downhole tool for regeneration of waterwells with ultrasound

3

4

2

5

1

6

Bild 3. Schematische Skizze des experimentellen AufbausFig. 3. Scheme of the experimental setup

140

0H, mm

-140

0 140 280 360

R, mm

3

0

-3

P, bar

Bild 4. Axialer Querschnitt des berechneten Interferenz -musters im Kiesfilter Fig. 4. Axial cross section of the calculated interference pattern in the gravel

43



ne Reihe von Kondensatoren, Resistoren und Induktivitä-ten eingebaut, die das Signal von der Kontrollstation inImpulse umwandelt. Die Energie des erzeugten Impulsesbetrug ungefähr 200 J. Das benutzte Bohrlochinstrumentzum Erzeugen der Druckwellen ist in Bild 5 dargestellt.

Um den Effekt der erzeugenden Druckwelle zu ana-lysieren, wurden die Parameter des Druckimpulses in derNähe des Geräts gemessen. Dafür wurde ein Drucksensorverwendet. Die Experimente wurden im Wasser durchge-führt. Die Form des Impulses, die gemessen wurde, ist inBild 6 zu sehen. Der Drucksensor wurde an den 4. Kanaldes Oszilloskops angeschlossen. Der vertikale Maßstabbeträgt 30 bar in einem Feld.

Um das zeitliche Verhalten des Signals in der Umge-bung des Bohrlochs zu modellieren, wurde eine Fourier-Analyse durchgeführt. Das Signal wurde mit der folgen-den Gleichung beschrieben:

(4)P(t)141(1 – t

11,25) · sin(2t), 0 t 11,25

0, t 11,25

Aus diesem Modellansatz lässt sich schließen, dassdie Druckamplitude an der Bohrlochwand weniger als1 bar beträgt. Die Schallwellen können dort zwar nochnachgewiesen werden (was auch in [17] bestätigt wird),aber der Effekt des Ultraschalls ist in dieser Zone nur ein-geschränkt wirksam.

3 Geräte des Druckwellenverfahrens

Für das Erzeugen der Druckwellen wurde ein elektrohy-draulisches Gerät benutzt. Das Gerät besteht aus einerKontrollstation, einem Kabel und einem Bohrlochinstru-ment. Die technischen Daten der Kontrollstation sind:a. Amplitude des Impulses am Ausgang: 120 bis 240 V,b. Impulsdauer: 5 bis 50 s,c. Pause zwischen den Impulsen: 50 bis 600 s,d. Amplitude des Stromimpulses: weniger als 2,5 A.

Die Entladung wurde im Bohrlochinstrument zwischenzwei Elektroden erzeugt. Dazu sind in dem Instrument ei-

150

100

50

0

-50

-100

-150

p , ba

r

t , mks0 2 4 6 8 10 12

Bild 7. Form des Modellsignals Fig. 7. Form of the signal model

Bild 5. Entwickeltes Bohrlochinstrument zur Regenerierungvon Trinkwasserbrunnen mithilfe des Druckwellenverfah-rens (durch elektrische Entladungen erzeugte Druckwellen) Fig. 5. Developed downhole tool for regeneration of waterwells with shockwaves (the shockwaves are induced by anelectrical discharge)

Bild 6. Form des erzeugten Druckimpulses (Kanal 4)Fig. 6. Form of the induced pressure pulse (Channel 4)

0 2 4 6 8 10 12

ω,MHz

Spektrum des Modelsignals

Bild 8. Spektrum des ModellsignalsFig. 8. Spectrum of the signal model

44



innerhalb von 1 m auf den Kiesfilter und das Gesteinübertragen.

Die Druckwellenmethode lässt somit auch eine rele-vante Wirkung in der 2. Kolmationszone erwarten. Aller-dings muss man dabei berücksichtigen, dass die Dauer desImpulses weniger als 12 mks beträgt. Deswegen ist dieEnergie, die auf den Kiesfilter wirkt, nicht sehr hoch. Es istdaher zu erwarten, dass die Kombination von Druckwel-len- und Ultraschallverfahren effektiver bei der Reinigungder Brunnen, insbesondere Trinkwasserbrunnen, seinwird, als die Anwendung von nur eines dieser Verfahren.Um diese Hypothese bestätigen zu können, wurden Expe-rimente im Gelände durchgeführt.

4 Geländeexperimente

Die Experimente im Gelände wurden anhand von 3 beste-henden Injektionsbohrungen in Sibirien durchgeführt.Die Injektionsbohrungen wurden auf dem Ölfeld Samat-lor für den Druckausgleich in den Ölbohrungen verwen-

mitP Druck in bar,t Zeit.

In Bild 7 ist das Modellsignal abgebildet.Das Spektrum des Signals wurde mithilfe der Fou-

rier-Transformation berechnet (Bild 8).Um die Dämpfung des Signals zu berechnen, wurde

[3] benutzt. Nach der Berechnung der Amplitude der ein-zelnen Komponenten des Signals wurde die umgekehrteFourier-Transformation verwendet, um die Form des Sig-nals in einer definierten Entfernung vom Bohrlochinstru-ment analysieren zu können. Mit dieser Methode wurdedas Signal in der 1. und 2. Kolmationszone berechnet so-wie 1 und 5 m vom Bohrinstrument entfernt. Die Formendes Signals in verschiedenen Zonen sind in Bild 9a) bis9d) dargestellt. Die in Bild 9a) bis 9d) dargestellten Druck-verläufe wurden mit Mathlab berechnet. In Bild 9d) ist er-kennbar, dass das Signal sogar noch 5 m vom Bohrlochin-strument nachweisbar ist. Jedoch wird die meiste Energie

t , mks

p , ba

r

80

60

40

20

0

-20

-40

-600 2 4 6 8 10 12

Bild 9. Form des Signals in verschiedenen Zonen: a) 0,15 m vom Bohrlochinstrument entfernt, b) 0,35 m vom Bohrloch -instrument entfernt, c) 1 m vom Bohrlochinstrument entfernt, d) 5 m vom Bohrlochinstrument entfernt Fig. 9. Form of the signal in different zones: a) 0,15 m away from the downhole tool, b) 0,35 m away from the downholetool, c) 1 m away from the downhole tool, d) 5 m away from the downhole tool

t , mks

p , ba

r50

40

30

10

0

-10

-20

-300 2 4 6 8 10 12

t , mks

p , ba

r

16

14

12

10

8

6

4

20 2 4 6 8 10 12t , mks

p , ba

r

6.5

6.4

6.3

6.2

6.1

6

6.9

5.8

5.70 2 4 6 8 10 12

a) b)

d)c)

45



det. Diese Art von Brunnen wurde ausgewählt , weil sie soähnlich konstruiert ist wie Trinkwasserbrunnen. DerDurchmesser der perforierten Stahlrohre in den Bohrun-gen beträgt 168 mm, die Wanddicke 9 mm. Das perforier-te Rohr ist von porösem Gestein umgeben (hauptsachlichporösem Schluffstein). Die akustischen Charakteristikendes Gesteins sind durch den Druck in der Bohrung denCharakteristiken von Kies in Trinkwasserbrunnen ähn-lich. Die Kolmationszone befand sich direkt hinter dem perforierten Rohr und reichte bis zu 1 m in das Ge-stein hinein. Die Tiefe der Bohrungen betrug ungefähr1.900 m.

Während der Geländeexperimente wurde gemessen,wie sich die Injektionsrate vor und nach dem Regenera -tionsverfahren verhält. In der Bohrung Nr. 1 wurde nurdas Ultraschallverfahren verwendet. Es wurden dabei die-selben Parameter benutzt, die auch in den Laborexperi-menten verwendet wurden. In den Bohrungen Nr. 2 und 3wurde das kombinierte Ultraschall-Druckwellen-Verfah-ren angewendet. Die Ergebnisse dieser Experimente sindin Tabelle 1 zusammengefasst. Es ist deutlich zu erkennen,dass die reinigende Wirkung durch die kombinierte An-wendung von Ultraschall und Druckwelle deutlich höherist.

5 Schlussfolgerungen

Die durchgeführte Analyse hat ergeben, dass die Kombi-nation aus einem Ultraschall- und einem Druckwellenver-fahren eine effektivere Methode für die Regenerierungvon Brunnen ist, als es die alleinige Anwendung des Ultra-schallverfahrens darstellt. Gründe dafür sind die unter-schiedlichen Reichweiten der Methoden und die verschie-denen Wirkungsmechanismen. Aus der durchgeführtenModellierung der Verbreitung der induzierten Signale inder Bohrlochumgebung hat sich ergeben, dass die Wir-kung der beiden Methoden in verschiedenen Kolmations-zonen relevant ist. Die Effektivität der kombinierten Me-thode wurde durch erste Feldversuche bestätigt. Es ist nungeplant, Feldversuche an Trinkwasserbrunnen mit unter-schiedlichen Charakteristiken des Gesteins durchzufüh-ren.

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Tabelle 1. Auswirkung der verschiedenen RegenerierungsverfahrenTable 1. Effect of different regeneration methods

Nummer der Injektionsrate vor dem Injektionsrate nach dem Erhöhung der Injektionsbohrung Regenerationsverfahren Regenerationsverfahren Injektionsrate

(m3/Tag) (m3/Tag) (m3/Tag)

1 300 390 90

2 200 400 200

3 240 390 150

46



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AutorenDr. Anna AbramovaInstitut für Allgemeine und Anorganische Chemie der Russischen Akademie der Wissenschaften Leninskiy prospekt 31119991, GSP-1, Moskau

Prof. Dr.-Ing. Wilfried SchneiderTechnische Universität Hamburg HarburgInstitut für Wasserressourcen und WasserversorgungSchwarzenbergstraße 95 E21073 Hamburg

Prof. German MaximovAkustisches InstitutUlica Schwernika 4117036 MoskauRussland

Eingereicht zur Begutachtung: 19. Juli 2013Überarbeitet: 19. September 2013Angenommen zur Publikation: 22. September 2013


The modelling of highly overconsolidated clays with a so-calledHvorslev yield surface is discussed in this paper. After a brief review of the mechanical behaviour of clays, the mathematicalrelationships of the Hvorslev surface based on critical state soilmechanics are presented. The Hvorslev surface is implementedin a multilaminate constitutive model; hence, an introduction tothis type of model is provided. The model is validated by compar-ing model predictions with the experimental undrained stresspaths, peak shear strengths and excess pore pressures of twooverconsolidated clays.

Zur Modellierung der Scherfestigkeit von überkonsolidiertenTonböden mit einer Hvorslev-FließflächeDieser Beitrag behandelt die Modellierung des Verhaltens vonstark überkonsolidierten Tonböden mit einer sogenannten Hvorslev-Fließfläche. Nach einem kurzen Überblick über das mechanische Verhalten dieser Böden werden die mathemati-schen Zusammenhänge zur Beschreibung der Hvorslev-Fließ -fläche auf der Basis von Critical State Soil Mechanics erläutert.Die Hvorslev-Fließfläche wurde in einem multilaminaten Stoff -modell implementiert, weshalb die Grundzüge dieses Modelltypsvorgestellt werden. Das Modell wird validiert durch den Ver-gleich mit experimentell ermittelten undrainierten Spannungs -pfaden, maximalen Scherfestigkeiten und Porenwasserdruck -entwicklungen von zwei überkonsoliderten Tonböden.

1 Introduction

The behaviour of stiff clays and dense sands differs sub-stantially from their soft or loose counterparts: they arecharacterized by lower initial void ratio and higher shearstrength, and often exhibit anisotropic stiffness and shearstrength. The shear strength of natural soils may be fur-ther increased by inter-particle bonding and cementation[1], resulting in a gradual transition to soft rock materials.This paper focuses primarily on stiff, overconsolidatedclays, as the behaviour of dense sands, although phenome-nologically similar, cannot be described by the same math-ematical relationships.

In most practical calculations the higher shearstrength of stiff clays is accounted for by introducing an ef-fective cohesion c′ while using a classical Mohr-Coulombfailure criterion. Doing so, however, fails to capture im-portant features of the material’s behaviour, namely, thetransition to normally consolidated behaviour at highstress levels, the dilatant behaviour before the maximum

shear strength is reached and the subsequent reduction inshear strength with further straining.

This paper starts with an overview of the mechanicalbehaviour of heavily overconsolidated clays. Subsequently,the mathematical formulations of a Hvorslev surface mul-tilaminate model, accounting for the shear strength ofheavily overconsolidated clay, are presented. The predic-tive capabilities of the model are demonstrated by com-paring experimental and simulated undrained stress pathsand excess pore pressures.

All stresses and strains are taken to be tension posi-tive.

2 Mechanical behaviour of overconsolidated clays2.1 Stress-strain and volumetric behaviour in shearing

Fig. 1 shows, schematically, the differences in stress-strainand volumetric-deviatoric behaviour between heavilyoverconsolidated and normally consolidated clays indrained triaxial compression. The overconsolidated sam-ples reach their maximum shear strength at peak dilation(maximum inclination of εvol-ε1 curve), followed by a sub-sequent reduction in the stress ratio q/p′. The critical statestress ratio MCS is reached when additional shearing doesnot result in further volumetric strains. Whereas normallyconsolidated soils show contractant behaviour in shear-ing, heavily overconsolidated samples expand in volumeafter some minor initial compression.

Typical drained and undrained stress paths in triaxialcompression are shown in Fig. 2. Undrained stress pathsof normally consolidated samples continuously turn left inthe p′-q diagram and reach failure at the critical statestress ratio MCS. Both the drained and undrained stresspaths of the overconsolidated soil travel beyond the lineinclined at MCS, with the undrained stress path turning tothe right due to tensile excess pore pressures as a result ofdilatant behaviour. The stress ratio MCS is approached on-ly after substantial loosening of the material (drained con-ditions) or development of excess pore pressures(undrained conditions).

The behaviour of soils observed experimentally fordifferent densities and stress levels was first merged bySchofield and Wroth [2] within the framework of criticalstate soil mechanics. Combining the two diagrams ofFig. 2, they proposed a three-dimensional state boundarysurface in e-p′-q space to separate admissible and non-ad-

Fachthemen

Modelling the shear strength of overconsolidatedclays with a Hvorslev surface

Bert SchädlichHelmut F. Schweiger

DOI: 10.1002/gete.201300016

48

B. Schädlich/H. F. Schweiger · Modelling the shear strength of overconsolidated clays with a Hvorslev surface


missible states (Fig. 3). The overconsolidation ratio OCR =p′/p′c (with p′c being the maximum previous value of p′)defines the position within the state boundary surface at acertain void ratio e. If a soil sample is subjected to suffi-cient deviatoric loading, the stress path will finally end upat the critical state line (CSL), irrespective of OCR andwhether loading is drained or undrained. On the right (or“wet”) side of the CSL, the state boundary surface is de-fined by the curved Roscoe-Rendulic surface, whereas onthe left (or “dry”) side of the CSL, shear strength is limitedby the so-called Hvorslev surface.

2.2 The Hvorslev surface

Long before the advent of critical state soil mechanics,Hvorslev [3] proposed a linear relationship to describe thepeak shear strength of heavily overconsolidated clays atvarious initial volumes if stresses are normalized to thepressure at the normal consolidation line at the currentvoid ratio (Fig. 4). As he conducted very slow drainedshear box tests, both the horizontal shear stress τ and thevertical effective stress σ′v at failure were normalized bythe equivalent vertical stress σ′ve on the 1D-normal com-pression line:

(1)

The parameters ϕ′e and c′ve give the inclination and inter-cept of the failure line in the normalized τ/σ′ve vs. σ′v/σ′vediagram. If rewritten in the form of the classical Mohr-Coulomb failure line, it becomes evident that the effectivecohesion intercept c′ = c′ve · σ′ve is not a material para -<meter but instead depends on the equivalent stress σ′veand hence the current void ratio.

(2)

For the interpretation of triaxial test data, it is more con-venient to normalize with respect to the equivalent stressp′e on the isotropic compression line (Fig. 5). In this caseEqs. (1) and (2) can be translated to p′-q stress space as

(3)

with

(4)

(5)

The validity of the relationship proposed by Hvorslev hasbeen confirmed experimentally for numerous clays [1] [4][5] [6]. Fig. 6 shows the peak shear strength data of drainedand undrained triaxial tests on Weald clay, which whennormalized according to Eq. (3) plot on a single straightline. For most natural and reconstituted clays, the differ-ence between ϕ′e and the critical state friction angle ϕ′cs isabout 3 to 6°.

'tan c

ve

v

vee ve

tan cv e ve ve

qp

M pp

M ge

He

H H

M6 sin3 sin

in triaxial compressionHe

e

gc

tanand c c

pHpe

epe ve

ve

e

Fig. 2. Schematic stress paths and volumetric behaviourBild 2. Schematische Spannungspfade und volumetrischesVerhalten

Fig. 1. Stress-strain behaviour and dilatancyBild 1. Spannungs-Dehnungs-Verhalten und Dilatanz

49



Despite the validity of Hvorslev’s linear relationship,very few constitutive soil models employ a Hvorslev sur-face on the dry side of the CSL. In practical design, the de-pendency of clay ‘cohesion’ on overconsolidation and cur-rent stress state is usually ignored, and cohesion is treatedas a constant material parameter.

3 Multilaminate concept and basic multilaminate model

The Hvorslev yield surface has been implemented in amultilaminate soil model for this study, and therefore the

basic principles of this type of model are briefly explainedin the following section. For a more detailed description ofthis model type see [7] and [9]. It should be noted that aHvorslev yield surface can also be introduced into soilmodels based on macroscopic stress and strain invariantsin a very similar manner.

Multilaminate constitutive models are based on theidea that the material behaviour can be formulated on anumber of so-called integration planes with varying orien-tation (Fig. 7). Each plane i represents a sector of a virtualsphere of unit radius around the stress point and is as-

Fig. 3. State boundary surface in critical state soil mechanicsBild 3. Grenzzustandsfläche in Critical State Soil Mechanics

Fig. 4. Failure line of overconsolidated Wiener Tegel (after [3])Bild 4. Bruchgerade für überkonsolidierten Wiener Tegel (nach [3])

signed a weight factor wi according to the size of its sectorin proportion to the volume of the unit sphere. The localstress vector σ′i is obtained by projecting the global stressvector σ′gl into the integration planes using the transfor-

50



mation matrix Ti. Local plastic strain increments dεpi are

calculated according to plasticity theory on an integrationplane level. Yield and plastic potential functions are there-fore formulated as local shear and normal stresses, τ = (τs

2

+ τt2)0.5 and σ′n, and local plastic shear and normal strains,

γpl = [(γsp)2 + (γt

p)2]0.5 and εnp, respectively. Yield surfaces

are mobilized separately on all integration planes inanisotropic loading, thus accounting for anisotropy in-duced by plastic strains. The global plastic strain incre-ment dεp

gl for a prescribed load increment is obtained bysummation of the contributions of all planes.

(6)

(7)

(8)

(9)

The basic multilaminate model employs an elliptical hard-ening surface fcap for normal compression and a linearhardening surface fcone for deviatoric loading (Fig. 8). Incase a non-zero cohesion intercept c′ is specified, a verti-

3 wglp

i ip

ii

d T d

ii

glT

( )i n s tT

iT

glT

d d d dg

ip

np

sp

tp

T

ii

id

Fig. 5. Definition of Hvorslev surface parameters in p′-q and e-p′Bild 5. Definition der Parameter der Hvorslev-Oberfläche in p′-q und e-p′

Fig. 6. Peak shear strength of Weald clay in triaxial com-pression (after [5])Bild 6. Maximale Scherfestigkeit von Weald Clay bei triaxialer Kompression (nach [5])

Fig. 7. Definition of local stress components and integration plane orientationBild 7. Definition der lokalen Spannungen und der Orientierung der Integrationsebenen

51



cal non-hardening tension cut-off ftens supplements theyield surface on the tension side.

(10)

(11)

(12)

The position of the cap yield surface fcap is defined by theintersection σ′nc with the σ′n-axis and the cap shape para-meter MCP, which controls the intersection with the τ-axis.The value of MCP is determined at the start of the calcula-tion in an iterative procedure such that σ′h = K0nc × σ′v isensured for oedometric conditions (K0nc = earth pressurecoefficient in primary loading). Mobilization of the capyield surface is governed by the local plastic normal strainincrement Δεn

p calculated from the cap yield surface (Eq.(13)). The hardening parameter K contains the volumetricstiffness in primary loading Eoed and the elastic unload-ing/reloading Young’s modulus Eur, both at referencepressure pref. Dependency of stiffness on stress level is tak-en into account by an exponential law using the power in-dex m (Eq. (15)). Fully associated plastic flow is assumedfor the cap yield surface; hence, the plastic potential func-tion equals the yield function.

f tan ctan

tancone n mm

max

f 0tens n t

fM

1capn2

nc2

2

CP nc2

(13)

(14)

(15)

The deviatoric hardening yield surface fcone governs plas-tic deformation in deviatoric loading below the Mohr-Coulomb failure line. At full mobilization, fcone equals theMohr-Coulomb failure line, with the mobilized friction an-gle ϕ′m equal to the maximum friction angle ϕ′max. Mobi-lization of fcone is controlled by the shear hardening para-meter Amat and the accumulated local plastic shear strainγ p

cone (Eq. (16)). Amat is obtained from calibration of triaxi-al compression tests, ϕ′0 is the mobilized friction angle atthe start of the calculation and ϕ′mod = arctan(tanϕ′max/Rf)is a modified friction angle to limit the hyperbolic mobi-lization function at failure (Rf = 0.95). Plastic flow is con-trolled by the non-associated plastic potential function, i.e.ϕ′m in the yield function is replaced by the mobilized angleof dilatancy ψm. Mobilization of dilatancy is controlled bya cubical function depending on the mobilized friction an-gle ϕ′m [9].

(16)

4 Hvorslev surface in multilaminate soil models4.1 Yield function and softening rule

The basic multilaminate model is enhanced by an addi-tional yield surface fHV on the left side of the critical stateline (Fig. 9 left). The macroscopic Hvorslev surface defini-tion can be adapted to the multilaminate definition of localstresses by normalizing with the equivalent normal stressσ′ne at the local normal compression line (Fig. 9 right). Theequivalent stress σ′ne changes with the accumulated nor-mal strain εn and is therefore not a material parameter. Forany given normal stress σ′n and pre-consolidation pressureσ′nc, σ′ne can be calculated according to Eq. (18).

tan tan tan tanA /3m 0 mod 0

conep

mat conep

K (m 1)pnc,k 1 nc,k

1 m

refm 1 n,cap

p

11 m

K 3

p 1E

3 1 2

Erefoed,ref ur,ref

E E pp

; E E ppoed oed,ref

ref

m

ur ur,refref

m

Fig. 8. Local yield surfaces of the basic multilaminate model (with c′ = 0)Bild 8. Lokale Fließflächen der Basisversion des multi-laminaten Stoffgesetzes (mit c′ = 0)

Fig. 9. Normalized Hvorslev yield surface on integration plane levelBild 9. Normalisierte Hvorslev-Fließfläche auf einer Integrationsebene

The normalized intercept with the τ axis c′HV is oftentreated as an independent material parameter (e.g. [1]).However, if the position of the CSL (defined by the criticalstate friction angle ϕ′cs and the curvature of fcap) and theHvorslev surface inclination ϕ′e are known, the interceptwith the τ axis is also defined, as Hvorslev surface and capyield surface intersect at the CSL. The shape of the cap yieldsurface in the multilaminate model is determined by an iter-ative algorithm, which aims to reproduce realistic earthpressure coefficients K0nc in primary oedometric loading [7].The auxiliary parameter Bcs used in Eq. (19) gives the ratioof local shear stress at critical state over σ′ne and hence ac-counts for the curvature of the cap yield surface.

(17)

(18)

(19)

As can be seen from Eq. (18), σ′ne decreases with the nor-mal stress σ′n, which means the Hvorslev yield surface fHVis a curved line in the non-normalized τ-σ′n plot of localyield surfaces (Fig. 10). The curvature of the Hvorslev sur-face (and hence the additional shear strength provided byoverconsolidation) is notably sensitive to the power expo-nent m and the stiffness ratio Eur/Eoed (Fig. 11). If soil stiff-ness is assumed to change linearly with stress level(m → 1), fHV tends to zero at zero stress. For very high val-ues of Eur/Eoed, i.e. an infinite reloading stiffness, fHV be-comes a straight line with inclination ϕ′e.

The Hvorslev yield surface serves as a strength bound-ary surface, which is only activated once the local stresspath reaches that surface. However, plastic strains can alsobe obtained for stress states below the Hvorslev surface

f tan c 0HV n e HV ne

3E

E1 2

ne

nc1 m oed,ref

ur,refn

1 mnc

1 m1

1 m

c B 1tantanHV cs

e

cs

52



from the strain hardening cone yield surface. This is onemajor difference between this model and constitutive mod-els such as the “Roscoe-Hvorslev model” of Houlsby [6] andthe Saniclay model [10], which assume purely elastic behav-iour before peak shear strength is reached.

It should be noted that the relationships presentedhere can also be used to estimate the cohesion for a classi-cal Mohr-Coulomb failure criterion for a specific degree ofoverconsolidation if the unloading/reloading and oedo-metric stiffnesses are known. Of course, such an estimatewould only be appropriate for small changes in void ratioand stress level.

The position of the Hvorslev surface changes withthe size of the cap yield surface and vice versa. Positiveplastic normal strains, caused by dilatancy at the Hvorslevyield surface, reduce σ′nc according to Eq. (20) and thusinduce softening in the material.

(20)K (m 1)p

nc,k 1

nc,k

1 m

refm 1 n,HV

pn,capp

11 m

Fig. 10. Local yield surfaces of the Hvorslev multilaminatemodelBild 10. Lokale Fließflächen des multilaminaten Stoffgeset-zes mit Hvorslev-Fließfläche

Fig. 11. Influence of parameter m and stiffness ratio Eur/Eoed on Hvorslev yield surfaceBild 11. Einfluss des Parameters m und des Steifigkeitsverhältnisses Eur/Eoed auf die Hvorslev-Fließfläche

53



In principle, Eq. (20) is sufficient to describe the softeningbehaviour mathematically. However, strain softening isknown to cause severe mesh dependency in finite elementcalculations if no rigorous regularization technique is em-ployed. To overcome this issue, a non-local strain regular-ization approach is employed in the multilaminate model.As the focus of this study is on pre-failure behaviour andpeak shear strength, on which strain regularization has noeffect, the reader is referred to [7] for a detailed discussionof this topic.

4.2 Plastic potential and dilatancy

The direction of the plastic strain increment calculatedfrom the non-associated cone and Hvorslev yield surfaceis controlled by the angle of dilatancy ψm. Above the criti-cal state line, the value of ψm is derived from the differ-ence between the current stress state and the critical stateline (Fig. 12). This approach achieves a smooth transitionfrom dilatant behaviour in the heavily overconsolidated tonon-dilatant behaviour in the normally consolidatedrange. With increasing stress level and as softening pro-ceeds, so ψm decreases, eventually becoming ϕ′m = ϕ′cs andψm = 0 at the critical state. It is worth noting that theamount of dilatancy in the heavily overconsolidated range

is an outcome of the model, and increases with the over-consolidation ratio OCR.

(21)

5 Comparison with experimental results

Model predictions on stress point level are compared withthe experimental results of reconstituted Vallericca andPietrafitta clay reported by Burland et al. [1]. The over-consolidated samples were compressed to an isotropicpre-consolidation pressure of –2000 kPa and then swelledisotropically to initial stresses of about p′0 = –100, –200and –400 kPa, giving initial overconsolidation ratios OCRof 20, 10 and 5 respectively.

Shear strength parameters ϕ′cs and ϕ′e are used directly in the multilaminate model as given by Burlandet al. The stiffness parameters λ and κ (Vallericca clay: λ = 0.145, κ = 0.028, e1kPa = 1.68; Pietrafitta clay: λ = 0.227,κ = 0.0512, e1kPa = 2.362, [11]) are converted to multilami-nate stiffness parameters according to Eqs. (22) and (23),with e0 being the void ratio in normal compression atp′ = –100 kPa. The deviatoric hardening parameter Amatwas calibrated against the triaxial stress-strain curves ofthe normally consolidated samples. The input parametersof the multilaminate model for both clays are summarizedin Table 1.

It should be mentioned for completeness that themodel also takes into account the higher stiffness at verysmall strains (small strain stiffness), which, however, haslittle effect on the behaviour close to failure discussedhere. Therefore, this feature of the model is not describedhere; for implementation details and the calibration ofsmall strain stiffness parameters the reader is referred to[7] and [8].

(22)

(23)

The undrained stress paths predicted by the multilaminatemodel are compared with the experimental results inFig. 13. It should be noted that normally and overconsoli-

E p1 e

oed,ref ref0

E 3 1 2 p1 e

ur,ref ur ref0

form m cs m cs

Fig. 12. Mobilized and maximum angle of dilatancyBild 12. Mobilisierter und maximaler Dilatanzwinkel

Table 1. Material parameters of Vallericca and Pietrafitta clayTabelle 1. Materialkennwerte für Vallericca und Pietrafitta Ton

Parameter Vallericca clay Pietrafitta clay unit

oedometric stiffness Eoed,ref 1390 1020 kPa

isotropic large-strain Young’s modulus Eur,ref 12 930 8140 kPa

isotropic large-strain Poisson’s ratio ν′ur 0.20 0.20 —

shear hardening parameter Amat 0.010 0.005 —

critical state friction angle ϕ′cs 26.7 30.0 °

Hvorslev surface inclination ϕ′e 22.6 23.8 °

reference pressure pref –100 –100 kPa

power index for stress dependency m 0.999 0.999 —

54



Fig. 15. Stress-strain curves for undrained triaxial compression of Pietrafitta clayBild 15. Spannungs-Dehnungsverhalten bei undrainierter triaxialer Kompression von Pietrafitta Ton

Fig. 14. Experimental and calculated normalized stress pathsBild 14. Experimentelle und berechnete normalisierte Spannungspfade

Fig. 13. Experimental and calculated undrained stress pathsBild 13. Experimentelle und berechnete undrainierte Spannungspfade

55



dated tests have been simulated with the same set of para-meters. Maximum strength and the dilatant behaviour ob-served in the heavily overconsolidated tests after the stresspath crossed the critical state stress ratio are well predict-ed by the model for both clays.

The stress paths have been normalized by their re-spective initial equivalent pressure on the normal consol-idation line in Fig. 14. The experimental stress paths ofthe heavily overconsolidated samples approach theHvorslev failure line, but do not travel along the Hvorslevsurface long enough to reach the critical state at the ini-tial equivalent pressure. That can be explained by the for-mation of single slip surfaces, which was reported by Bur-land et al. as being an exceptional feature of the Pietrafit-ta clay samples and was not observed in the undrainedtests of other clays. Due to non-uniform deformations inthe sample and local drainage within the shear band, lo-calized changes in specific volume occur which preventthe sample from reaching the critical state at the initialvolume. The numerical simulations, on the other hand,are carried out on a single stress point, which does not al-low for such effects; hence, simulated stress paths reachthe critical state line.

Fig. 15 shows the stress-strain curves for both theheavily overconsolidated and the normally consolidatedPietrafitta clay samples. The experimental stress-straincurves of the overconsolidated samples show a sharp dropin the deviatoric stress after reaching peak strength, whichis again related to local drainage and the formation of slipsurfaces. Samples tested at a higher initial stress p′0 exhib-ited significant plastic yielding prior to failure, whereas thesample tested at p′0 = –98 kPa failed in a rather brittlemanner immediately after reaching peak strength. Due toenforcing undrained conditions on stress point level, cal-culated stress-strain curves progress steadily towards themaximum deviatoric stress at the critical state.

A comparison of excess pore pressures reveals thatthe model indicates more contractancy at the start of thetest (Fig. 16) and higher excess pore pressure at the finalstate. The former can be attributed to the tendency of the

experimental samples to dilate below the critical state line,which cannot be captured by the model and reduces theinitial contractant behaviour. The latter may be related tostrain localization in the experiments, which leads to par-tially drained conditions and failure of the sample beforecritical state conditions are reached. However, the tenden-cy of heavily overconsolidated clay to dilate in shearing(and hence to produce positive excess pore pressures) isreproduced well by the Hvorslev surface model.

6 Conclusions

This paper discussed the modelling of highly overconsoli-dated clays with a Hvorslev yield surface. The Hvorslevyield surface was implemented in a multilaminate consti-tutive model und numerical predictions were comparedwith the undrained stress paths and stress-strain curves oftwo Italian clays. The following conclusions can be drawnfrom this study:1. The Hvorslev yield surface is well suited to reproduce

the dependency of peak shear strength on current vol-ume and degree of overconsolidation with only one ad-ditional parameter, the Hvorslev surface inclination ϕ′e.

2. The Hvorslev yield surface only plots as a straight lineif stresses are normalized with the equivalent pressureσ′ve or p′e. A linear Hvorslev surface therefore repre-sents a cross–section of the state boundary surface at aspecific, constant void ratio. Yield surfaces used inplasticity models represent the state boundary surfaceabove the unloading/reloading line and hence for achanging void ratio. The translation from the normal-ized plot to the representation along the unloading/re-loading line delivers a curved Hvorslev surface, whichtends to zero at zero stress if stiffness is coupled tostress level.

3. Experimental data show a strong tendency of overcon-solidated clays to start dilating before the maximumshear strength is mobilized. Modelling such behaviourrequires an additional yield surface below the Hvorslevsurface.

Fig. 16. Change in pore pressure for undrained triaxial compression of Pietrafitta clayBild 16. Porenwasserdruckentwicklung bei undrainierter triaxialer Kompression von Pietrafitta Ton

4. In this study, dilatancy was related to the distance tothe critical state line such that zero dilatancy isachieved at the critical state stress ratio and maximumdilatancy occurs at the Hvorslev yield surface. Dilatan-cy is hence an outcome of the model and not a materi-al parameter. This approach is capable of reproducingthe increase in dilatancy with the degree of overconsol-idation and the transition to non-dilatant behaviour after sufficient shearing without additional input para-meters.

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[9] Schweiger, H. F., Wiltafsky, C., Scharinger, F. Galavi, V.: Amultilaminate framework for modelling induced and inherentanisotropy of soils. Géotechnique, 59 (2009), No. 2, pp.87–101.

[10] Dafalias, Y. F., Manzari, M. T., Papadimitriou, A. G.: SANI-CLAY: simple anisotropic clay plasticity model. InternationalJournal for Numerical and Analytical Methods in Geomechan-ics, 30 (2006), No. 12, pp. 1231–1257.

[11] Callisto, L., Rampello, S.: Shear strength and small-strainstiffness of a natural clay under general stress conditions.Géotechnique, 52 (2002), No. 8, pp. 547–560.

Authors:Dr. Bert SchädlichGraz University of TechnologyRechbauerstr. 12A-8010 Graz, [email protected]

Prof. Helmut F. SchweigerGraz University of TechnologyRechbauerstr. 12A-8010 Graz, [email protected]

Submitted for review: 5 August 2013Revised: 23 October 2013Accepted for publication: 26 October 2013

57geotechnik 37 (2014), Heft 1

DGGT-Mitteilungen

10th International Conference onGeosynthetics und 33. Baugrundtagung2014 in Berlin

Die 10. ICG – 10th International Confe-rence on Geosynthetics (21. bis 25. Sep-tember 2014) der International Geosyn-thetics Society (IGS) wird von der Deut-schen Gesellschaft für Geotechnik unddem German Chapter der IGS Inter -national Geosynthetics Society in Ver-bindung mit der 33. Baugrundtagung(23. bis 26. September 2014) der DGGTim Estrel Convention Center in Berlindurchgeführt. Auf der Website der10. ICG (www.10icg-berlin.com) und aufder Website der Baugrundtagung(www.baugrundtagung.com) erhaltenSie alle wichtigen Informationen überdie Teilnahme an der 10. ICG sowie ander 33. Baugrundtagung 2014.

Teilnehmer-Registrierung gestartet/Frühbucherrabatt bis 15. Juni 2014Ab sofort ist die Anmeldung zur 10. ICGund zur 33. Baugrundtagung möglich.Bei Anmeldung bis zum 15. Juni 2014wird ein Frühbucherrabatt eingeräumt.Mit dem Kauf eines Kombitickets kön-nen Sie zu einem günstigen Preis an bei-den Veranstaltungen teilnehmen.

Nutzen Sie den Link auf der Websiteder 10. ICG (www.10icg-berlin.com)oder auf der Website der Baugrund -tagung (www.baugrundtagung.com), umsich als Teilnehmer zu registrieren.

Hotelzimmer frühzeitig buchen!Wir empfehlen den Teilnehmern der10. ICG und der 33. Baugrundtagung eine möglichst frühzeitige Zimmer -buchung, da parallel zu unseren Veran-staltungen die InnoTrans, eine interna-tionale Fachmesse für Verkehrstechnik,in Berlin stattfindet. Hotelzimmerbu-chungen erst kurz vor dem Veranstal-tungstermin werden voraussichtlich nursehr schwierig oder kaum noch möglichsein.

Informationen zur Hotelzimmer -reservierung finden Sie unterwww.10icg-berlin.com und unterwww.baugrundtagung.com.

Gemeinsame Fachausstellung von 10. ICGund 33. Baugrundtagung 2014 Die 33. Baugrundtagung und die 10th In-ternational Conference on Geosynthe-tics werden von einer gemeinsamenFachausstellung begleitet, die an vier Ta-gen (22. bis 25. September 2014, Montagbis Donnerstag) geöffnet sein wird. Die-se wird von der Interplan AG, Hamburg,selbstständig organisiert und veranstaltet

(Ansprechpartnerin: Frau Sandra Rudolph, Projektleiterin Ausstellung,Tel. (040) 32 50 92 40, [email protected]).

Auf der Website der 10. ICG(www.10icg-berlin.com) und auf der Website der Baugrundtagung(www.baugrundtagung.com) erhaltenSie alle wichtigen Informationen überdie Teilnahme an der begleitenden Fach-ausstellung (als Aussteller) und der33. Baugrundtagung 2014.

Gemeinsamer Festabend von 10. ICG und 33. Baugrundtagung 2014Für die Teilnehmer der 10. ICG und der33. Baugrundtagung findet am 24. Sep-tember 2014 ein gemeinsamer Festabendim Hofbräu in Berlin-Mitte (S-BahnhofAlexanderplatz) statt.

Nutzen Sie die Gelegenheit, in ent-spannter Atmosphäre geschäftliche undpersönliche Kontakte auf nationaler undinternationaler Ebene zu knüpfen undzu vertiefen.

33. Baugrundtagung 2014 Die Baugrundtagung zeichnet sich er-neut durch ein attraktives und wissen-schaftlich hochrangiges Vortragspro-gramm aus. Von 74 eingereichten Vor-tragsvorschlägen wurden 38 ausgewähltund folgenden Themenschwerpunktenzugeordnet:– Berlin und Infrastruktur– Tunnelbau– Spezialtiefbau– Erd- und Grundbau

– Geotechnik für regenerative Energie– Normung

Die Vorträge der Baugrundtagung unddes „Forums für junge Geotechnik-Inge-nieure“ werden für die internationalenTeilnehmer der 10. ICG simultan insEnglische übersetzt.

DGGT-Mitteilungen

10. ICG und 33. Baugrundtagung 2014 inBerlin (Bild links oben: Quelle: DGGT;Bild rechts unten: Estrel Convention CenterBerlin (Quelle: Estrel Berlin (Fotograf: Manuel Frauendorf)), Berliner Bär (Quelle:Senatsverwaltung für Inneres und Sport desLandes Berlin))

Estrel Convention Center – Vortragssaal (Quelle: Estrel Berlin)

58 geotechnik 37 (2014), Heft 1

DGGT-Mitteilungen

Das Programm der 33. Baugrund -tagung wird im Mai 2014 erscheinen.

Nachwuchsförderung im Rahmen der 33. Baugrundtagung Auch dieses Mal werden wieder die dreibesten Vorträge des „Forums für jungeGeotechnik-Ingenieure“ mit einemPreisgeld von insgesamt 2.000 Euro prä-miert. Der erste Preisträger darf darüberhinaus seinen Vortrag im Rahmen derEröffnungsveranstaltung der 33. Bau-grundtagung halten.

In der Jury, welche die drei bestenVorträge der Spezialsitzung auswählt,wirkt von Seiten der Arbeitsgruppe „Ent-wicklungsplattform zur Förderung jun-ger Mitglieder in der DGGT“ diesmalDipl.-Ing. Markus Uhlig, TU Dresden(Region Ost), mit.

Ferner wird wieder der Träger des ers-ten Preises des Carl-Rappert-Grundbau-preises die Gelegenheit erhalten, in derEröffnungsveranstaltung sein Thema ineinem zehnminütigen Kurzvortrag vor-zustellen.

10. ICG 2014 Bei der Eröffnung der Konferenz am22. September 2014 wird Prof. JorgeZornberg, Präsident der IGS, ein Gruß-wort an die Teilnehmer entrichten. Da-rauf folgt die Giroud Lecture, die Prof.Richard J. Bathurst, Kanada, zum The-ma „Reinforcement“ halten wird. Mitder Giroud Lecture ehrt die IGS einePersönlichkeit für ihre außergewöhn -lichen Leistungen auf dem Fachgebiet„Geokunststoffe“. Die Giroud Lecturewird seit 1998 alle vier Jahre bei der Er-öffnung der International Conferenceon Geosynthetics der IGS präsentiert.Sie ist nach Dr. Jean-Pierre Giroud, einem Pionier der Geokunststoffe, be-nannt, der 1977 erstmals die Begriffe„Geotextilie“ und „Geomembran“ ver-wendete.

Im Anschluss an die Giroud Lecturewird der Vorsitzende der DGGT, Prof.Dr.-Ing. Georg Heerten, die WelcomeLecture zum Thema „History and actualstate of Geosynthetic Applications inGermany“ präsentieren.

An den drei Folgetagen bilden jeweilseine oder mehrere Keynote Lecturesden Einstieg in den Kongresstag:23. September 2014:– Natural Disasters Mitigation by using

construction methods with geosynthe-tics „Landslides“ (Prof. Bergado, Thai-land), „Flooding“ (Dr.-Ing. Heibaum),„Earthquakes“ (Prof. Tatsuoka, Japan),

24. September 2014:– Environmental benefits by using con-

struction methods with Geosynthetics(Prof. Wallbaum, Schweden)

25. September 2014:– Costs savings by using construction

methods with geosynthetics (Dr. Christopher, USA)

Mehr als 500 Abstracts wurden zur Konferenz eingereicht. Die hieraus aus-gewählten besten Beiträge werden in voraussichtlich fünf Parallelsessions alsVorträge präsentiert werden.

IGS Young Members SessionDie IGS Young Members Session wirdam 23. September 2014 und somit amselben Tag wie das „Forum für jungeGeotechnik-Ingenieure“ der 33. Bau-grundtagung stattfinden. Junge IGS-Mit-glieder, die am 23. September 2014 nichtälter als 35 Jahre sind, konnten bis zum15. Februar 2014 Abstracts einreichen.Von diesen wurden zehn ausgewählt,die in der IGS Young Members Sessionals Vortrag präsentiert werden dürfen.Die zehn Vortragenden erhalten als Aus-zeichnung eine Urkunde und werdeneinge laden, kostenfrei an der 10. ICG,der Baugrundtagung und dem Fest-abend teilzunehmen. Außerdem könnensie am „Forum für junge Geotechnik-In-genieure“ und an der „Informellen Zu-sammenkunft der jungen Geotechnik-In-genieure“ am Abend des 23. Septemberteilnehmen.

Der Beste der zehn Vortragenden er-hält die Möglichkeit, seinen Vortrag amnächsten Tag in einer Plenarsitzung derHauptveranstaltung noch einmal zu präsentieren.

Fachsektion Bodenmechanik

Wahl der FachsektionsleitungDie schriftliche Wahl der Leitung derFachsektion Bodenmechanik für dieAmtsperiode 2014 bis 2017 fand im vier-ten Quartal 2013 statt. Als Leiter wurdeUniv.-Prof. Dr.-Ing. habil. Achim Hettler,als 1. Stellvertreter Univ.-Prof. Dr.-Ing.Jürgen Grabe und als 2. StellvertreterProf. Dr.-Ing. Thomas Richter wieder -gewählt.

Fachsektion Erd- und Grundbau

Wahl der FachsektionsleitungDie schriftliche Wahl der Leitung derFachsektion Erd- und Grundbau für dieAmtsperiode 2014 bis 2017 fand eben-falls im vierten Quartal 2013 statt. AlsLeiter wurde Univ.-Prof. Dr.-Ing. NorbertVogt und als 1. Stellvertreter Univ.-Prof.Dr.-Ing. habil. Christian Moormann wie-dergewählt. Als 2. Stellvertreter wurdeDr.-Ing. Wolfgang Sondermann gewählt.

Fachsektion Felsmechanik

21. Symposium für Felsmechanik und Tunnelbau 2014Das 21. Symposium für Felsmechanikund Tunnelbau findet am 6. und 7. Mai2014 als gemeinsame Veranstaltung derDGGT-Fachsektion Felsmechanik unddes VDI-Arbeitskreises Bautechnik imHaus der Wirtschaft in Stuttgart statt.

Der wissenschaftliche Beirat desSymposiums hat folgende Themen-schwerpunkte festgelegt:– Felsbau und Verkehrstunnelbau– Gründungen, Hangsicherungen– Wasserkraft, Geothermie– Forschung und Entwicklung

Das Bulletin ist erschienen. Tagungs -begleitend werden eine Fachausstellungund eine Fachexkursion durchgeführt.Am 6. Mai 2014 findet im Anschluss andie Vortragsveranstaltung die Mitglie-derversammlung der Fachsektion Fels-mechanik statt.

Weitere Informationen: Deutsche Gesellschaft für Geotechnik e.V., Essen,Tel. (02 01) 78 27 23, [email protected].

Fachsektion Kunststoffein der Geotechnik

Wahl der FachsektionsleitungDie schriftliche Wahl der Leitung derFachsektion Kunststoffe in der Geotech-nik für die Amtsperiode 2014 bis 2017fand im vierten Quartal 2013 statt. AlsLeiter wurde Univ.-Prof. Dr.-Ing. MartinZiegler wiedergewählt. Als 1. Stellvertre-ter wurde Dipl.-Ing. Gerhard Bräu (bis-her 2. Stellvertreter) und als 2. Stellver-treterin wurde Dipl.-Ing. Katja Werth ge-wählt.

Aktivitäten von DGGT-Mitgliedern zur Nachwuchsförderung

Förderung studentischer Mitgliedschaften Die Naue GmbH & Co. KG, Espel-kamp, seit vielen Jahren Außerordent -liches Mitglied der DGGT, fördert seitdem Jahr 2002 studentische Neu-Mit-gliedschaften in unserer Gesellschaft.Im Jahr 2014 finanziert das Unterneh-men 26 Studierenden eine einjährigestudentische Mitgliedschaft in derDGGT, um diesen den Einstieg in unse-re wissenschaftlich-technische Fachge-sellschaft zu erleichtern. Die Studieren-den werden auf Vorschlag ihrer jeweili-gen Hochschullehrer ausgewählt. Sollteauch Ihr Unternehmen Interesse an derFinanzierung von Neu-Mitgliedschaftenvon Studierenden haben, wenden Siesich bitte an die DGGT-Geschäftsstelle,Tel. 02 01/78 27 23, [email protected].


DGGT-Mitteilungen/Persönliches

ISSMGE International Society for Soil Mechanics and GeotechnicalEngineering

ISSMGE BulletinDie Dezember-Ausgabe 2013 des ISSMGE-Bulletins kann unterwww.issmge.org abgerufen werden. EinGrußwort des neuen Präsidenten derISSMGE, Prof. Dr.-Ing. Roger Frank, lei-tet die aktuelle Ausgabe ein. An diesesschließen sich detaillierte Berichte überdie „18th International Conference onSoil Mechanics and Geotechnical Engi-neering“ (18 ICSMGE) und die „5th In-ternational Young Geotechnical Engi-neers’ Conference“ (iYGEC 2013) an.

Zudem informiert die aktuelle Aus -gabe über die Verleihung der „KevinNash Gold Medal“ an Prof. Dipl.-Ing.Dr. techn. Dr. h.c. mult. Heinz Brandl,Österreich, im Verlauf der 18 ICSMGE.

ISSMGE – Student and Young MembersPresidential Group (SYMPG)Aus jeder Region der ISSMGE könnenjeweils drei Delegierte in die ISSMGEStudent and Young Members Presiden -tial Group (SYMPG) entsandt werden.Prof. Antonio Gens, Vize-Präsident derRegion Europa, hat auf Vorschlag derDGGT Dipl.-Ing. Felix Jacobs, RWTHAachen, für eine Mitgliedschaft in derSYMPG nominiert. Die DGGT wünschtHerrn Jacobs für seine neue Aufgabe vielErfolg.

Die SYMPG setzt sich aus jungenGeotechnik-Ingenieuren zusammen, diejünger als 35 Jahre alt sind. Durch dendirekten Kontakt mit dem ISSMGE Prä-sidenten haben die Mitglieder der Grup-pe die Möglichkeit, neue Ideen und Vor-schläge einzubringen, wie die ISSMGEfür die nächste Generation attraktivergestaltet werden kann.

IAEG International Association for Engineering Geology and theEnvironment

IAEG NewsletterDie Ausgabe 2/2013 des IAEG Newslet-ters kann von der Website der IAEG unter www.iaeg.info abgerufen werden.In der genannten Ausgabe werden dieErgebnisse des Executive CommitteeMeetings und des Council Meetings mit-geteilt, die am 22. und 23. September2013 in Peking, China, stattgefunden haben.

Des Weiteren wird über die Aktivitä-ten des IAEG-Präsidenten, Prof. CarlosDelgado, seit Ende Juni des zurücklie-genden Jahres berichtet.

IGS International GeosyntheticsSociety

IGS NewsIn der aktuell vorliegenden Ausgabe (Volume 29, No.3/2013) informiert derIGS Präsident, Prof. Zornberg, ausführ-lich über das 30-jährige Jubiläum der In-ternational Geosynthetics Society (IGS).Dort ist nachzulesen, dass die IGS inden 30 Jahren ihres Bestehens hinsicht-lich ihrer Mitgliederzahl beachtlich ge-wachsen ist und mit Stand November2013 insgesamt 3.242 Mitglieder, davon2.877 persönliche Mitglieder, 202 studie-rende Mitglieder und 163 Firmenmitglie-der (Corporate Members), hatte.

Zudem findet sich in der aktuellenAusgabe eine ausführliche Ankündigung(mit geplantem Programmablauf) der 10.ICG 2014, die vom 21. bis 25. September2014 in Berlin stattfindet. Die IGS News3/2013 können von der Website der IGSunter www.geosyntheticssociety.org ab-gerufen werden.

Dr. Kirsten Laackmann

Aktivitäten der Arbeitsgruppe zur Nachwuchsförderung in der DGGT auf der 33. Baugrundtagung 2014Bereits jetzt laufen die vorbereitendenAktivitäten zur 33. Baugrundtagung derArbeitsgruppe „Entwicklungsplattformzur Förderung junger Mitglieder in derDGGT“, über die ich an dieser Stellekurz berichten möchte.

Wie schon in den vergangenen Jah-ren, wird am ersten Tag der Baugrund -tagung, am 23. September 2014, die Spe-zialsitzung „Forum für junge Geotech-nik-Ingenieure“ stattfinden. Dieses Forum soll traditionell jungen promo-vierten oder diplomierten Geotechnik-Ingenieuren und Ingenieurgeologen dieMöglichkeit geben, ihre Forschungser-gebnisse und Erfahrungen aus Hoch-schule und Praxis zu präsentieren.

Die bereits auf den letzten Baugrund-tagungen gezeigte hohe Qualität derVorträge ist dabei hoffentlich ein An-sporn für viele Teilnehmer, bereits amersten Tagungstag vor Ort zu sein.

Von einer Jury werden die drei bestenBeiträge ausgewählt und ausgezeichnet,wobei der beste Vortrag im Rahmen derEröffnungsveranstaltung der Hauptta-gung noch einmal präsentiert werdendarf.

Erstmals wird sich die Arbeitsgruppe„Entwicklungsplattform zur Förderungjunger Mitglieder in der DGGT“ im Rah-men der Fachausstellung gemeinsam mitden Hochschulen präsentieren. Die Re-

gionalbeauftragten werden als Ansprech-partner zugegen sein und Auskunft übervergangene und geplante Aktivitäten derArbeitsgruppe sowie über die Vorteileeiner Mitgliedschaft in der DGGT ge-ben.

Fester Bestandteil des Tagungs -programms ist zudem die „InformelleZusammenkunft der jungen Geotechnik-Ingenieure“ im Anschluss an die Spe -zialsitzung, deren Ablauf von den Regio-nalbeauftragten geleitet wird. Alle Teil-nehmer der Spezialsitzung sind herzlicheingeladen, hieran teilzunehmen, um inlockerer Atmosphäre den Gedankenaus-tausch zu pflegen und neue Kontakte zuknüpfen.

Dipl.-Ing. Julian Sprengel(Regionalbeauftragter West)

Aus der DGGT-Nachwuchsförderung

Prof. Dr.-Ing. Christoph Heckötterverstarb im Alter von 66 Jahren

Nach kurzer schwerer Krankheit ist am 3. Juli 2013 Prof. Dr. Christoph Heckötter im Alter von 66 Jahren ver-storben. Der pensionierte Hochschul -lehrer war fast zwei Jahrzehnte in derLehre und Forschung am FachbereichBauingenieurwesen der FachhochschuleMünster tätig.

In dieser Zeit hat Professor ChristophHeckötter als Vertreter der Geotechnikan der Fachhochschule Münster etwa2.500 Studierenden die Grundlagen unseres Fachgebietes nähergebracht:Boden als Baugrund und als Baustoff,das Entwerfen und Berechnen von Pfäh-len sowie Baugruben bis hin zur Analysebaugrundbedingter Schäden in der ange-wandten Wissenschaft.

Sein Ingenieurstudium absolvierteder gebürtige Nordwalder an der TU inHannover. Nach seinem Abschluss ar-beitete er dort bei einem konstruktivenIngenieurbüro mit Schwerpunkt U-Bahn-Bau. Anschließend war er für einMünsteraner Bauunternehmen amStandort Braunschweig tätig. Eine Pro-motionsstelle bei Prof. Dr.-Ing. Helmut

Persönliches


Persönliches

Nendza, einem renommierten Expertenfür Geotechnik, führte ihn an die Ge-samthochschule Essen.

Nach der Promotion und einigen Jah-ren als Oberingenieur wurde er 1992 anden Fachbereich Bauingenieurwesender FH Münster berufen und baute dortunter anderem das Labor für Geotech-nik auf – ein Labor, das Baustellen wis-senschaftlich begleitet und u. a. auchden Einbau von mechanisch-biologischbehandeltem Abfall in Deponien Müns-ter und Ennigerloh überwacht.

Die Arbeit mit den Studierenden hat-te für ihn immer eine große Bedeutung.So hat er regelmäßig Exkursionen in dieBaumberge organisiert, wo seit mehr als1.000 Jahren Kalksandstein auch für denMünsteraner Dom abgebaut wird. Sei-nen Ruhestand füllte er als Sachverstän-diger für Geotechnik und mit seinenzahlreichen Ehrenämtern.

Zu diesen Ehrenämtern gehörte auchdie Mitarbeit – und partielle Vertretungder Vorsitzenden – im Prüfungsaus-schuss der DGGT zur Qualifizierung derGeotechnischen Fachkraft nach DINEN ISO 22475-1, vormals Qualifikationder Bohrgeräteführer nach DIN 4021.Diese Funktion war bereits mit seinerMitgliedschaft in der DGGT (seit 1980)mit der Tätigkeit in dem AK 2b „Bohr-methoden und Entnahmegeräte“ unterdem damaligen Vorsitzenden Prof. Dr.-Ing. Manfred Kany begründet. Er wirktedamit auch in der Gründungsphase derQualifikation, an den Pilotprojektenund danach bundesweit etabliertenQualifikation der „Bohrgeräteführernach DIN 4021“ mit, die später in dieQualifikation nach DIN 22475-1 über-ging. Er hat damit über Jahrzehnte ander von der DGGT getragenen geotech-nischen Qualitätssicherung zur DIN4020/DIN 4021 und DIN 1054 bei dergeotechnischen Erkundung und der Um-setzung geotechnischer Gewerke erheb-lich beigetragen und neben seiner Lehrean der Fachhochschule Münster die geo-technische Wissensvermittlung, Prüfungund Qualifikation für die geowissen-schaftliche Gesellschaft, die DGGT, invorbildlicher Weise vertreten.

Die Mitglieder des Prüfungsausschus-ses der DGGT danken ihm posthum undwerden ihm zusammen mit den Fach-kollegInnen in der DGGT ein ehrendesAndenken bewahren.

Ferdinand StölbenRichard A. Herrmann

Anton Weißenbach 85 Jahre

Univ.-Prof. Dr.-Ing habil Dr.-Ing. E.h.Anton Weißenbach vollendete am 24. Ja-nuar 2014 sein 85. Lebensjahr. Er kannauf ein erfülltes Berufsleben zurückbli-cken: Nach etwa zehn Jahren als Zim-merer, Technischer Zeichner, Bauführerund Konstruktiver Ingenieur in der frei-en Wirtschaft fand er 24 Jahre lang inzunehmend verantwortlicher Position ei-ne äußerst interessante und erfolgreicheTätigkeit im U-Bahnbau bei der Baube-hörde Hamburg. Es folgten 13 Jahre alsInhaber des Lehrstuhls Baugrund-Grundbau an der Universität Dortmund.Dort fand er sehr schnell volle Anerken-nung, bei den Studierenden mit demPrädikat „ansprechbar, hilfsbereit, strengaber gerecht“, bei den Kollegen für seineBemühungen um faire Entscheidungenim Rahmen der akademischen Selbstver-waltung.

Im Zusammenhang mit dem U-Bahn-Bau stieß er auf ein Thema, welches pri-vat zu seinem Hobby und beruflich zueinem Schwerpunkt seiner Tätigkeitwurde: Konstruktion und Berechnungvon Baugrubenkonstruktionen. Bekanntund allgemein anerkannt wurde erdurch seine Tätigkeit als Obmann desvon ihm initiierten Arbeitskreises „Bau-gruben“ sowie durch seine Bücher, Ver-öffentlichungen und Vorträge zu diesemThema. Auch ohne den rechtlichen Sta-tus eines Sachverständigen wurde er inschwierigen Fällen als Gerichtsgutachtereingeschaltet. In dieser Funktion war erimmer mit Erfolg bestrebt, der Wahrheitzu dienen und scheute sich dabei auchnicht, gegebenenfalls fachliche Ver -säumnisse und Fehler beim Namen zunennen.

Auch nach seiner Pensionierung imJahr 1994 blieb er noch ehrenamtlichseinem Beruf verbunden. Den Vorsitzdes von ihm etwa 40 Jahre lang geleite-ten Arbeitskreises Baugruben gab er anmich ab, nachdem im Jahr 2006 die4. Auflage der EAB abgeschlossen undveröffentlicht war. Seine übrigen Tätig-keiten in den Arbeitsausschüssen desDIN und der DGGT beendete er Ende2011, als die Endfassungen des EC 7-1„Entwurf, Berechnung und Bemessungin der Geotechnik“, der DIN 1054 „Si-cherheitsnachweise im Erd- und Grund-

bau“, der DIN 4123 „Ausschachtungen,Gründungen und Unterfangungen imBereich bestehender Gebäude“, derDIN 4124 „Baugruben und Gräben“ undder DIN 1055-2 „Bodenkenngrößen“veröffentlicht waren. Den Schlusspunktsetzte er mit der zweiten Auflage von„Baugruben, Berechnungsverfahren“ imgleichen und seinen Beiträgen im „Kom-mentar zum Handbuch Eurocode 7 –Geotechnische Bemessung, AllgemeineRegelungen“ im folgenden Jahr. Unab-hängig davon nimmt er durchaus nochAnteil an der Normungsarbeit und gibtRatschläge, wenn er gefragt wird.

Neben den zahlreichen neuen Rege-lungen im Bereich des Spezialgebiets„Baugruben“ wurde Prof. Weißenbachauch bekannt durch seinen unermüd -lichen Einsatz in dem Arbeitsarbeitsaus-schuss, der in einer etwa 25 Jahre andau-ernden Arbeit an der neuen DIN 1054„Sicherheit im Erd- und Grundbau“ denEC 7-1 für die Praxis anwendbar ge-macht hat. In der Fachöffentlichkeit weniger bekannt ist, welche Verbesse-rungen und Neuerungen wir seinem unermüdlichen Einsatz und seiner Hart-näckigkeit darüber hinaus zu verdankenhaben. Insbesondere seien genannt:– Er setzte es gegen eine Gruppe von

hoch angesehenen Grundbau-Fach-kollegen durch, dass in der neuenDIN 1054 die Teilsicherheitsbeiwertenicht auf die Scherfestigkeit, sondernauf die mit der Scherfestigkeit ermit-telten Einwirkungen und Widerständeangewendet wurden.

– Er setzte es gegen maßgebende Vertre-ter der Normenausschüsse für Erkun-dung, Untersuchung und Klassifika -tion von Böden durch, dass die Begrif-fe „bindiger“ bzw. „nichtbindiger Bo-den“ in der neuen DIN 1054 verankertund nicht durch die Begriffe „feinkör-nige, gemischtkörnige bzw. grobkörni-ge Böden“ ersetzt wurden, und diessogar noch, nachdem der Arbeitsaus-schuss DIN 1054 dieser Forderungentgegen seinem Einspruch schonstattgegeben hatte.

– Er setzte es, ebenfalls gegen die Ver-treter der genannten Normenaus-schüsse durch, dass die DIN 1055-2„Bodenkenngrößen“ in einer neuen,wenn auch abgemagerten Form, we-nigstens für bauliche Anlagen mit ma-ximal 3 m Gründungstiefe erhalten ge-blieben ist und dabei den Entwurfs-verfassern und den Bauträgern vorge-führt wird, wie sich bei größerenBauvorhaben durch umfangreichereBodenuntersuchungen günstigere Bo-denkenngrößen und damit wirtschaft -lichere Bauwerke erzielen lassen.

Als langjähriger Obmann des Arbeits-kreises „Baugruben“ und der Arbeitsaus-


Persönliches

schüsse DIN 4123 und DIN 4124 ent -wickelte er die Fähigkeit, unterschied -liche Interessen durch tragfähige, dauer-hafte Kompromisse unter einen Hut zubringen. Damit gelang es ihm, Regelwer-ke zu schaffen, die durch ihre klare Glie-derung und ihre inhaltliche Gestaltungwertvolle Hilfen für die Praxis darstel-len.

Es versteht sich, dass Prof. Weißen-bach sich durch seine sachlich gepräg-ten, uneigennützigen Bemühungen zu-gunsten der Interessen der Allgemein-heit nicht nur Freunde gemacht hat.Dass aber diejenigen, die seine Arbeit zuschätzen wussten, weit in der Überzahlwaren, zeigt sich an den Ehrungen, dieihm zuteil wurden: die Ehrendoktor -würde der Universität Kassel, die Ver -leihung der Beuth-Denkmünze durchdas Deutsche Institut für Normung(DIN) und die Ehrenmitgliedschaft derDeutschen Gesellschaft für Geotechnik(DGGT).

Seit seinem Abschied aus dem Be-rufsleben weiß Prof. Weißenbach ein Leben ohne Verpflichtungen zu schät-zen. Man kann ihn bei der Gartenarbeit,beim Wandern und beim Radfahren be-obachten und nach wie vor scheut erkeine Treppen. Zusammen mit seinerFrau nimmt er regen Anteil an der Ent-wicklung seiner vier Enkelkinder, diesich an der Universität auf so unter-schiedliche Fächer wie Jura, Maschinen-bau, Umwelt und Lehramt vorbereiten.Möge er noch lange bei guter Gesund-heit den echten Ruhestand genießen.

Achim Hettler

Eine 100-Jahr-Feier mit Victor Rizkallahund seiner Stiftung

Um gleich Klarheit zu schaffen: die Zahl100 bezieht sich nicht auf das Alter desAltpräsidenten der IngenieurkammerNiedersachsen und emeritierten Univer-sitätsprofessors Victor Rizkallah, son-dern auf die Summe zweier runder Geburtstage.

Am 11. Oktober 2014 wurde einer-seits das 20-jährige Bestehen der vonihm gegründeten Victor Rizkallah-Stif-tung und andererseits die Vollendungseines 80. Lebensjahres gefeiert. DieVictor Rizkallah-Stiftung wurde 1993 ge-gründet und bildete den Grundstein fürdie kontinuierliche Förderung von jun-gen Akademikern/innen. Seitdem ver-gibt sie jedes Jahr, jeweils im Oktober,bis zu zehn Förderpreise an begabteNachwuchswissenschaftler/innen derUniversität Hannover. Einige dieserFörder preise werden seit 2000 von be-freundeten Stiftungen zur Verfügung ge-stellt.

Victor Rizkallah lehrte bis zu seinerEmeritierung im Jahr 2001 an der Fakul-tät für Bauingenieurwesen und Geo -däsie der Leibniz Universität Hannover.Er war unter anderem Dekan der Fakul-tät und später auch Vizepräsident derUniversität sowie über nahezu 20 JahreMitglied des Senats, dem wichtigstenGremium an der Universität.

Zu den beiden runden Geburtstagenhatte er 100 Gäste in das noble KastensHotel Luisenhof in Hannover eingela-den. Unter den angekündigten Rednernund Gästen war einer der ersten Förder-preisträger der Stiftung, Dr. Marc Hans-mann, heute Finanzdezernent der Lan-deshauptstadt Hannover. Die Glück-wünsche der Bundesingenieurkammerüberbrachte der Vizepräsident der Bun-deskammer, Peter Dübbert, da sich HerrPräsident Kammeyer dienstlich im Aus-land befand. Prof. Dr.-Ing. Erich Barkeals amtierender Präsident der LeibnizUniversität sowie alle ehemaligen Präsi-denten der Universität Hannover seit1979 waren unter den Gratulanten.Auch der Dekan der Fakultät, Prof.Schlurmann, der Vorsitzende der VictorRizkallah-Stiftung, Prof. Lohaus, undder ehemalige Chefredakteur der Han-noverschen Allgemeinen Zeitung, Dr.Wolfgang Mauersberg, waren unter denRednern.

Alle lobten das Engagement des Jubi-lars während seiner aktiven Zeit an derUniversität sowie auch nach seinemAusscheiden. Der Dekan der Fakultätlobte insbesondere, dass sich der gebür-tige Ägypter frühzeitig für mehr Interna-tionalität im Studium an der Universitäteinsetzte und Kooperationen mit zahl-

reichen ausländischen Hochschulen auf-baute.

Da Rizkallah auch als Beratender In-genieur tätig und als solcher acht JahrePräsident der Ingenieurkammer Nieder-sachsen war, gab es auch Gratulationenseitens der Bauwirtschaft. Als ersterRedner gratulierte der Präsident desHauptverbandes der Deutschen Bau -industrie, Prof. Dipl.-Kfm. Dr.-Ing. E.h.Thomas Bauer, dem Jubilar und erwähn-te die besonderen Verdienste Rizkallahsbei der über Jahrzehnte erfolgreichenZusammenarbeit mit der Bauwirtschaftund vor allem bei der Umsetzung vonForschungsergebnissen in die Baupraxis.

Bei seiner Dankesrede erwähnte Rizkallah in seiner humoristischen Art,dass er seine Stiftung „zu Lebzeiten ge-gründet“ habe, damit er noch etwas da-von habe, nämlich sich gemeinsam mitden zahlreichen jungen Förderpreis -trägern bei der Vergabe der Preise auchfreuen könne.

Bisher hat die Stiftung 145 Förder-preise im Wert von mehr als 155.000Euro vergeben, hinzu kommen Sonder-preise für DAAD-Stipendiaten, für Stu-dierende mit einem besonderen Engage-ment für soziale Zwecke und Zuschüssefür Studienreisen.

Die jährliche Vergabe von Förder-preisen fand eine Woche später, am18. Oktober 2013, im Leibnizhaus inHannover statt.

Prof. Dr.-Ing. Martin Achmus

Prof. Dr.-Ing. Erich Barke, Prof. Dr.-Ing. Victor Rizkallah und Dipl.-Ing. Peter Dübbert (v. l. n. r.)


Persönliches

Prof. Dr.-Ing. Georg Heerten 65 Jahre

Die Deutsche Gesellschaft für Geotech-nik e. V. gratuliert ihrem Vorsitzenden,Herrn Prof. Dr.-Ing. Georg Heerten, zumGeburtstag. Ungebremst aktiv in der Positionierung und Führung unserer Gesellschaft, in der Vertretung unsererInteressen in der nationalen und inter-nationalen Bauwelt, feierte er am 11. Ja-nuar 2014 seinen 65. Geburtstag. Wennauch ein disziplinierter Steinbock, derden Plan für die Zukunft unserer Gesell-schaft nicht nur kennt, sondern auchverantwortungsvoll mit Beharrlichkeitdie Bahnen dafür ebnet, ist Georg Heer-ten eher ein Zwilling oder sogar mehr.Gleich drei Seelen schlagen unermüd-lich in seiner Brust, die originär wasser-bauliche, die bodenmechanisch-grund-bauliche und die durch das Lebenswerkgeprägte geokunststoffliche. Und genauin dieser Dreieinigkeit liegt einer der be-sonderen Gewinne für unsere Gesell-schaft.

Den wissenschaftlichen Konventio-nen folgend verweise ich hier auf dieausführliche Biographie und Laudatiozum 60. Geburtstag, die in der geotech-nik 32 (2009) Nr. 1, S. 10 erschienen ist.Dort finden Sie quasi eine Zwischenbi-lanz. Damit war jedoch noch nicht dasEnde der Karriere erreicht. Nach demlangjährigen stellvertretenden Vorsitz ister seit November 2010 Vorsitzender un-serer Gesellschaft. Gleichzeitig wechsel-te er von der aktiven Geschäftsführungder Fa. Naue GmbH & Co. KG in dieberatende Geschäftsführung. Er bewiessich als Feuerwehrmann, der, wenn ge-rufen, mit Ruhe und Weitsicht professio-nell das Wasser dosieren kann. So bliebfür die Führung unserer Gesellschaft dernotwendige Raum und tatsächlich gabes in diesen Jahren des Vorsitzes eineReihe weitreichender Aktivitäten, derwissenschaftliche Auftritt der Zeitschriftgeotechnik, die konsequente Fortset-zung der Nachwuchsarbeit mit der Fokussierung auf junge Geotechniker,die Initiierung des Arbeitskreises For-schung, die Frage der zukunftsgerichte-ten Mittelverwendung und schließlichdas Engagement für die Initiative Praxis-RegelnBau. Ich durfte an den wesent -lichen Entscheidungen teilhaben und

bin dankbar für die Erfahrung dieser kooperativen Zusammenarbeit.

Selbst wer Georg Heerten nur flüchtigkennt, weiß um eine andere Leiden-schaft, die Schifffahrt. Und hierfür hater in den vergangenen Jahren seinen Lebensmittelpunkt ganz nah an die Ost-see verlagert. Nach seinen Plänen willder Seebär nun nicht mehr so oft infremden Ländern an Land gehen, zu-mindest nicht für die DGGT. Das wer-den wir bedauerlicherweise zu respektie-ren haben und Vorkehrungen treffenmüssen. Aber unseren herzlichstenGlückwunsch und von ganzem Herzenunseren Dank für die langjährige Boden-haftung möchten wir ausdrücken, solan-ge er unser DGGT-Schiff noch steuert.

Herzlichen GlückwunschProf. Dr.-Ing. Karl Josef Witt

Professor Dr.-Ing. habil. TheodorosTriantafyllidis wurde 60

Am 10. Januar 2014 vollendete ProfessorDr.-Ing. habil Theodoros Triantafyllidissein 60. Lebensjahr. Geboren und aufge-wachsen in Patras, Griechenland, ziehtes ihn nach dem Abitur nach Deutsch-land und speziell nach Karlsruhe, wo erein Studium des Bauingenieurwesens ander Universität Karlsruhe aufnimmt. AlsVertiefungsrichtung wählte er den Kon-struktiven Ingenieurbau. Bereits nachdem Vordiplom arbeitet er als wissen-schaftlicher Hilfsassistent am Institut fürBoden- und Felsmechanik (IBF), wo ererstmals mit der Bodendynamik in Be-rührung kommt. Nach der Diplomie-rung im Jahr 1979 arbeitet er als wissen-schaftlicher Assistent am IBF mitSchwerpunkt auf dem Gebiet der Bodendynamik, die damals in Zusam-menhang mit der Entwicklung der ICE-Hochgeschwindigkeitstrassen mitschwierigen Aufgabenstellungen kon-frontiert war und einen enormen Auf-schwung erfahren hatte. Im Jahre 1984promoviert er an der Universität Karls-ruhe mit dem Thema „Analytische Lösung des Problems der dynamischenUntergrundkopplung starrer Fundamen-te“, welches eine direkte Anwendung inder Rad-Schienen-Forschung hat. SeineForschungstätigkeit führt er weiter am

IBF, jetzt mit einem Schwerpunkt aufdem Gebiet der Randelementmethodeund Lösungsalgorithmen für dynami-sche Problemstellungen im Zeitbereich.Mit einem Postdoktorandenstipendiumder Deutschen Forschungsgemeinschaftverbringt er Forschungsaufenthalte ander University of Minnesota und derUniversity of South Carolina in denUSA. Er habilitiert sich im Jahr 1989 ander Universität Karlsruhe mit einer Ha-bilitationsschrift zu „Halbraumlösungenzur Behandlung dynamischer Problememit der Randelementmethode“. Veröf-fentlichungen in den führenden interna-tionalen Zeitschriften dokumentierendie Forschungsarbeiten. Kurz darauf ver-lässt er 1989 die Universität und nimmtseine Tätigkeit in der Baupraxis auf. Zu-nächst als Gruppenleiter der Mess- undRegeltechnik bei der Bilfinger & BergerAG in Mannheim und anschließend alsLeiter des Spezialtiefbaus bei derLeighton-Brückner Foundation Enginee-ring Ltd. in Hong Kong und Thailand.Im Jahre 1994 kehrt er nach Deutsch-land zurück und verantwortet als Leiterdes Zentralbereichs Technik der Brück-ner Grundbau GmbH die Baugrubenbei den Aufsehen erregenden Projektenam Potsdamer Platz und am LehrterBahnhof in Berlin.

Die außergewöhnliche Breite seinerwissenschaftlichen Tätigkeit und bau-praktischen Erfahrung führen im Jahre1997 folgerichtig zu einem Ruf als Uni-versitätsprofessor für den Lehrstuhl fürBodenmechanik und Grundbau an derRuhr-Universität Bochum. Er widmetsich dort neuen wissenschaftlichen Fel-dern und insbesondere der Analyse derzyklischen Beanspruchung von Böden,einer – wegen der Komplexität des Pro-blems und der großen Anzahl der Ein-flussparameter – fast aussichtslosen Aufgabe. Er setzt dort das Prinzip erfolg-reicher Ingenieurforschung um: Grund-lagenforschung in Kombination mit Ge-räteentwicklung. Die theoretische undexperimentelle Bodenmechanik sowieder Spezialtiefbau bilden die Eckpfeilerseiner Forschungstätigkeit. Gleichzeitigzeigt er ein großes Engagement in derLehre und weiterhin eine rege Publika -tionsaktivität.

Nach fast zehn Jahren in Bochumfolgt ein weiterer Ruf an seine Alma Ma-ter in Karlsruhe, dem er nicht widerste-hen kann. Dort übernimmt er Anfang2007 den Lehrstuhl für Bodenmechanikund Grundbau; neben der Bodenmecha-nik und dem Grundbau werden von ihmdie Wissensgebiete der Felsmechanikund des Erddamm- und Deponiebausbetreut. Das erfolgreiche Konzept seinerwissenschaftlichen Arbeit wird auchdort fortgeführt: Grundlagenforschungohne die Belange der Praxis aus den Au-


Persönliches

gen zu verlieren, enge persönliche Be-treuung des wissenschaftlichen Nach-wuchses, Kombination von theoreti-schen Arbeiten und experimentellen Un-tersuchungen, unmittelbare Publikationder gewonnenen Erkenntnisse in inter-nationalen Fachzeitschriften.

Mit seinem Enthusiasmus und sei-nem tiefgründigen Interesse an jeder er-denklichen anspruchsvollen Aufgaben-stellung der Bodenmechanik und desGrundbaus gelingt es ihm, sein Umfeldstets zu begeistern und zu motivieren.Gleichzeitig stellt er einen Ruhepol fürden oft verunsicherten wissenschaftli-chen Nachwuchs dar. Als hartnäckigerMacher mit großer Selbstdisziplin setzter die gesetzten Ziele rigoros in die Tatum und kämpft gegen die Mühlen derinstitutionellen Engstirnigkeit.

Als Kollege und langjähriger Wegge-fährte sehe ich seinen 60. Geburtstag alseine Zwischenstation eines langen We-ges produktiver Forschung, ernsthaftenwissenschaftlichen Engagements undkonstruktiven Austausches, und ich hof-fe, dass seine Schaffenskraft unsererWissenschaft noch lange erhalten bleibt.

Prof. Dr.-Ing. habil. Christos Vrettos

Professor Dr.-Ing. Martin Ziegler 60 Jahre

Am 24. Februar 2014 feierte Prof. Dr.-Ing. Martin Ziegler, Universitätsprofes-sor, Inhaber des Lehrstuhls für Geotech-nik im Bauwesen und Leiter des Insti-tuts für Grundbau, Bodenmechanik,Felsmechanik und Verkehrswasserbauan der RWTH Aachen, seinen 60. Ge-burtstag.

Martin Ziegler wurde in Oberkirchim Schwarzwald geboren. Hier ver-brachte er Kindheit und Jugend, besuch-te die Grundschule und das GymnasiumOberkirch mit Abitur im Jahre 1973.Durch seinen Vater, der als Bauinge-nieur bei der Fa. Keller in Renchen arbeitete, war eine „Bauvorbelastung“schon gegeben.

So war es nicht verwunderlich, dassMartin Ziegler direkt nach dem Abitur1973 das Studium für Bauingenieur -wesen an der Universität Fridericiana in

Karlsruhe aufnahm. Er vertiefte die Studienrichtung Bodenmechanik undGrundbau. Schon im Studium glänzteer mit besonderen Leistungen undschloss dieses, ausgezeichnet mit derTulla-Medaille, 1979 als Jahrgangsbesterab. Zudem wurde er im selben Jahr fürherausragende Leistungen in der Di-plom-Hauptprüfung mit dem Bilfinger-Berger-Preis ausgezeichnet.

In den Jahren 1979 und 1980 vertief-te er seine Ausbildung mit einem Auf-baustudium im Fach Bodenmechanikam Institut für Bodenmechanik undFelsmechanik der Universität Karlsruhe.Danach begann seine berufliche Lauf-bahn als wissenschaftlicher Mitarbeiterin Forschung und Lehre am Institut fürBodenmechanik und Felsmechanik ander Universität Karlsruhe bei ProfessorGudehus und schließlich 1986 eine Pro-motion über das Thema „Berechnungdes verschiebungsabhängigen Erddrucksin Sand“.

Mit seinem Eintritt bei der PhilippHolzmann AG, Technische Abteilungfür Grund- und Wasserbau, im Jahre1987 in Frankfurt, begann seine prak -tische Bautätigkeit. Diese ließ ihn in ver-schiedenen Stationen und vielfältigen,anspruchsvollen Aufgaben an etlichenStandorten der Philipp Holzmann AG,dem damals größten deutschen Bauun-ternehmen mit über 40.000 Mitarbeiternund weltweiter Bautätigkeit, tätig sein.

Von 1989 bis 1990 war Martin Zieglerfür die Niederlassung Düsseldorf alsBauleiter für eine Bodensanierung inBremen tätig, gefolgt von zwei Jahren alsOberbauleiter der Niederlassung Essenmit dem Schwerpunkt Bauen im Be-stand. 1992 übernahm er die Leitungder Abteilung „Deponie- und Sanie-rungstechnik“ in der NiederlassungNürnberg der Philipp Holzmann-Held& Franke Bauaktiengesellschaft Mün-chen mit den Hauptaktivitäten Deponie-bau und -sanierung, Betonsanierung undHochbau. Im Jahre 1995 wurde MartinZiegler zum Leiter der Abteilung „Infra-strukturprojekte“ in der Zentralen Tech-nischen Abteilung der Philipp Holz-mann AG in Neu-Isenburg bestellt. DieProjekte des Transrapid von Hamburgnach Berlin und die DB NeubaustreckeKöln-Rhein/Main bestimmten hier seinTätigkeitsfeld. Von 1998 bis zum Jahre2000 war Martin Ziegler dann Ge-schäftsführer der Philipp Holzmann Pla-nungsgesellschaft mbH in Neu-Isenburgmit der Zuständigkeit für die kaufmänni-sche Verwaltung sowie für Projekt- undClaim-Management.

Im Jahre 2000 bot sich Martin Zieglermit der Berufung als Nachfolger vonProfessor Walter Wittke auf den Lehr-stuhl für Grundbau, Bodenmechanik,Felsmechanik und Verkehrswasserbau

der RWTH Aachen ein neues attraktivesTätigkeitsfeld, in dem er seine fundierteAusbildung in theoretischer Bodenme-chanik und seine praktischen Erfahrun-gen aus dem Bauunternehmen prägendund mit Erfolg einbringen konnte.

Als Inhaber des nach seiner Berufungin „Geotechnik im Bauwesen“ umbe-nannten Lehrstuhls steht die Lehre anerster Stelle seiner Aktivitäten. ProfessorZiegler engagiert sich mit großem per-sönlichem Einsatz für die Ausbildungder Studierenden. Das Lehrangebot um-fasst unter anderem Vorlesungen überBodenmechanik, Grundbau, Felsmecha-nik, Numerische Methoden in der Geo-technik, Sicherung und Nachsorge vonDeponien sowie Tunnelbau und wurdeweiterhin inzwischen durch die praxis-bezogenen Vorlesungen von vier Lehr -beauftragten ergänzt.

Gerne geht Professor Ziegler gemein-sam mit seinen Studenten auf vom Lehr-stuhl angebotene studentische Exkursio-nen zu Baustellen in Deutschland undin Übersee, die in den letzten Jahren bisnach China und Brasilien führten. Ge-nerell verbringt er möglichst häufig Zeitmit den Studierenden und nutzt dieseGelegenheiten, immer gut gelaunt, nichtnur zum fachlichen Austausch, sondernauch zu zwanglosen Gesprächen undgeselligem Beisammensein etwa im Rah-men des mehrmals im Semester stattfin-denden Forums Geotechnik.

Großen zeitlichen Einsatz erfordernauch die Forschung am Lehrstuhl fürGeotechnik im Bauwesen und am Insti-tut für Grundbau, Bodenmechanik, Fels-mechanik und Verkehrswasserbau derRWTH Aachen sowie das vielfältige ehrenamtliche Engagement, das vonMartin Ziegler wahrgenommen wird. AlsForschungsschwerpunkte der letztenJahre sind vielfältige Themen zu nen-nen, die sowohl die klassische und nu-merische Bodenmechanik, wie z. B. denhydraulischen Grundbruch, als auch In-novationsbereiche, wie z. B. die Anwen-dung von Geokunststoffen oder Bau-grundvereisungen, abdecken. Aber auchneue Entwicklungen und aktuelle Frage-stellungen des bergmännischen oder ma-schinellen Tunnelbaus oder grundsätz -liche Arbeiten über Sicherheit und Risi-ken in der Geotechnik sind ein festerBestandteil der Forschung. Eine Viel-zahl von Veröffentlichungen dokumen-tiert die intensive und erfolgreiche For-schungsarbeit an seinem Lehrstuhl undInstitut.

Zur Unterstützung von Lehre undForschung über den Hochschulrahmenhinaus wurde 2010 der „Fördervereinder Geotechnik im Bauwesen derRWTH Aachen e.V.“ gegründet und mitinzwischen über 100 Mitgliedern erfolg-reich etabliert.


Persönliches/CBTR-Nachrichten

Martin Ziegler beschäftigte sich auchintensiv mit der Normung in der Geo-technik. Beispielsweise auf europäischerEbene ist er Obmann der EvolutionGroups „Model Solutions“ und „Harmo-nization“ zur Überarbeitung des EC7-1und auf nationaler Ebene bereits seit2003 Mitglied im DIN Arbeitsausschuss„Sicherheit im Erd- und Grundbau“ desNA Bau. Außerdem schrieb er mit sei-nen Mitarbeitern den Technik-Bestseller„Geotechnische Nachweise nach DIN1054, Einführung mit Beispielen“, Ver-lag Ernst & Sohn. Vor diesem Hinter-grund war er auch prädestiniert, imGrundbau-Taschenbuch, Teil 1 der7. Auflage von 2008, den Abschnitt „Sicherheitsnachweise im Erd- undGrundbau“ zu verfassen.

Da Martin Ziegler den Bezug zur Pra-xis immer aufrechterhalten und gepflegthat, wird er mit seiner absoluten Zuver-lässigkeit und Seriosität in viele komple-xe geotechnische Projekte als Berater,Gutachter und Problemlöser eingebun-den.

Diese Nachfrage führte im Jahre 2013zur Gründung der „ZAI Ziegler und Aul-bach Ingenieurgesellschaft mbH“ mitSitz und Räumlichkeiten im Schloss Rahe bei Aachen.

Bei seinen umfangreichen ehrenamt-lichen Tätigkeiten sind vor allem dasEngagement bei der Studiengesellschaftfür unterirdische Verkehrsanlagen e.V.(STUVA) und bei der Deutschen Gesell-schaft für Geotechnik e.V. (DGGT) zunennen. Bei der STUVA wurde MartinZiegler im Jahre 2003 zum Vorsitzendendes Vorstandes gewählt. Seitdem ist seinName untrennbar verbunden mit der po-sitiven Entwicklung der STUVA und vorallem der STUVA-Tagungen als Treff-punkt und Plattform für den Erfahrungs-austausch der Tunnelbauer in Deutsch-land.

Die intensive Forschung zum Ver-bundverhalten von Geokunststoff undBoden für „Bewehrte Erde Konstruktio-nen“, die Martin Ziegler an der RWTHAachen etablierte, verbunden mit seineraktiven Mitarbeit im DGGT Arbeitskreis„Berechnung und Dimensionierung vonErdkörpern mit Bewehrungseinlagenaus Geokunststoffen (EBGEO)“, führtezu großer nationaler und internationalerBeachtung und Anerkennung und prä-destinierte Martin Ziegler als Nachfol-ger von Professor Rudolf Floss für dieWahl zum Leiter der Fachsektion„Kunststoffe in der Geotechnik“ und desdeutschen Chapters der InternationalGeosynthetics Society (IGS). Seit 2006hat er diese Funktionen inne und ist alsFachsektionsleiter auch Vorstandsmit-glied der DGGT.

Im Jahre 2008 wurde er in das Coun-cil der IGS gewählt und ist damit im

Führungsgremium einer großen, welt-weit aktiven internationalen wissen-schaftlichen Fachgesellschaft vertreten.Mit der Ausrichtung der 10th Internatio-nal Conference on Geosynthetics durchdas deutsche IGS Chapter/die DGGTFachsektion „Kunststoffe in der Geo-technik“ in Kombination mit der33. Baugrundtagung der DGGT im Sep-tember dieses Jahres in Berlin stehenweitere große Herausforderungen an,denen sich Martin Ziegler mit bekanntgroßem Engagement stellt.

Nicht unerwähnt bleiben sollen seineTätigkeit als Beirat des Centrums fürDeutsches und Internationales Bau- undTiefbaurecht e.V. (CBTR) seit 2004 so-wie seine Mitgliedschaften beim Inge-nieurtechnischen Verband Altlasten undbei der German Construction Technolo-gy Platform (GCTP).

An der RWTH Aachen engagiert sichMartin Ziegler ebenfalls in diversen Gre-mien und ist Mitglied des Senats.

Wir bedanken uns bei Martin Zieglerim Namen seiner Kollegen, Partner undMitarbeiter sowie im Namen der Deut-schen Gesellschaft für Geotechnik e.V.ausdrücklich für das vorbildliche beruf -liche und ehrenamtliche Engagementfür die Geotechnik in Lehre, Forschungund Praxis. Für die Zukunft wünschenwir ihm alles erdenklich Gute, viel Er-folg und Schaffensfreude bei der Umset-zung seiner beruflichen und privatenZiele.

Georg Heerten Karl Josef Witt

Benjamin Aulbach

many and the United States“. CBTR-Vor-standsmitglied Dr. jur. Bastian Fuchshatte in diesem Band rechtsvergleichenddas Tiefbaurecht in Deutschland mitdem in den USA verglichen.

Auch eine der interdisziplinärenCBTR-Tagungen hatte schon internatio-nales Flair verbreitet: 2011 war das Cen-trum in Zürich zu Gast. Nach Lübeckim vergangenen Jahr steht die nächsteTagung wieder im benachbarten Auslandan: Nach Wien lädt das CBTR im Juni2015 seine Tagungsgäste ein. Derzeitlaufen bereits die Vorbereitungen, dieGestaltung des Programms und die Aus-wahl des genauen Tagungsortes.

VOB-C-Kommentar erscheint mit CBTR-Beteiligung

Die inzwischen bereits 3. Auflage desGroßkommentars zur VOB Teil C stehtin den Startlöchern. Ein Husarenritt, diedie Herausgeber Prof. Dr. jur. KlausEnglert, Prof. Dr.-Ing. Rolf Katzenbachund Prof. Dr. jur. Gerd Motzke unter-nommen hatten, um erstmals alle Nor-men der VOB/C kommentieren zu las-sen – und das nicht nur aus juristischerWarte, sondern zugleich aus technischerSicht. Jede DIN-Norm der VOB/C wirdauch in der 3. Auflage wieder von jeweilszwei Autoren kommentiert – je ein Juristund ein Fachmann aus dem technischenBereich nehmen sich die Regelungenvor.

Ein Werk also, das bereits von derSystematik her deutlich die Handschriftdes CBTR trägt. Eine interdisziplinäreBetrachtung von Bauproblemen hat sichdas CBTR auf die Fahnen geschrieben.Das Centrum für deutsches und inter -nationales Baugrund- und Tiefbaurechtist aber in doppelter Hinsicht ein we-sentlicher Motor für dieses Buch: Nichtnur die drei Herausgeber sind „CBTR-Aktivisten“ – auch eine ganze Reihe vonAutoren stammen aus den Reihen desCentrums. Aus dem Vorstand des CBTRsteuern neben Präsident Prof. Dr. iur.Axel Wirth (DIN 18312 Untertagebau -arbeiten) und Vizepräsident Josef Grau-vogl (u. a. DIN 18299 – allgemeine Re-gelungen für Bauarbeiten jeder Art) dieRechtsanwälte Dr. Bastian Fuchs (neueDIN 18323 für Kampfmittelräumarbei-ten), Dr. Günther Schalk (DIN 18384Blitzschutzarbeiten) und Claudia Müller-Sedlaczek (DIN 18330 Mauer -arbeiten) Beiträge bei.

Auch eine Reihe von Mitgliedern deswissenschaftlichen Beirats des CBTRsind mit von der Partie, so u. a. dieRechtsanwälte Dr. Ingo Lange (DIN18304 Ramm-, Rüttel- und Pressarbei-ten), Michael Maurer (DIN 18303 Ver-bauarbeiten, DIN 18322 Kabelleitungs-

Nächste CBTR-Tagung 2015 in Wien

CBTR heißt in Langform „Centrum fürdeutsches und internationales Bau-grund- und Tiefbaurecht“. Der interna-tionale Charakter spiegelt sich nicht nurin der Papierform wider. Seit Jahren be-schäftigt sich das CBTR nicht nur mitnationalen Tiefbaurechtsproblemen,sondern auch Besonderheiten aus deminternationalen Bereich. Auch in denCBTR-Schriftenreihen tritt dies in Er-scheinung – 2006 beispielsweise er-schien der Band „Differing Site Condi -tions in Construction Contracts in Ger-

CBTR-Nachrichten


CBTR-Nachrichten

tiefbauarbeiten und DIN 18326 Reno-vierungsarbeiten an Entwässerungska-nälen), Angela Oblinger-Grauvogl (DIN18306 Entwässerungskanalarbeiten), Dr.Dieter Putzier (DIN 18300 Erdarbeiten,DIN 18311 Nassbaggerarbeiten), Prof.Dr. Bernd Rauch (DIN 18379 Raumluft-technische Anlagen), Prof. Dr.-Ing. RalfSchottke (DIN 18312 Untertagebauar-beiten) und Prof. Dr.-Ing. Volker Wirth(Systematische Darstellung VIII).

BGH: „Der Sachverständige mussgehört werden!“

Bauprozesse werden nicht vom Richterentschieden, sondern vom Sachverstän-digen, behaupten böse Zungen. Natür-lich steckt durchaus auch in dieser Be-wertung ein Funken Wahrheit, der abernicht in der Unfähigkeit deutscher Ge-richte begründet liegt, sondern in derSystematik: Bei Bauprozessen sind esregelmäßig spezielle technische Frage,die darüber entscheiden, ob der Klägeroder der Beklagte Recht hat. Wenn bei-spielsweise fraglich ist, ob eine Bauleis-tung nach den anerkannten Regeln derTechnik erstellt und damit mangelfrei istoder ob eine Teilleistung eine Nach-tragsleistung ist oder aber schon im ur-sprünglichen Vertrags-LV enthalten war,dann ist der technische Horizont einesRichters schnell erreicht – er hatschließlich Jura studiert und keine Inge-nieurdisziplin.

In einer aktuellen Entscheidung hatsich der BGH mit der Rolle des Sachver-ständigen auseinandergesetzt. Der Be-schluss vom 30.10.2013 – IV ZR 307/12des IV. Zivilsenates des BGH behandeltzwar keine Bausache, sondern vielmehrden Fall einer privaten Krankenversiche-rung und eines Klägers, der eine alterna-tive Behandlungsmethode von der Be-klagten bezahlt bekommen möchte.Auch wenn hier augenscheinlich eineThemaverfehlung vorliegen möchte, istdie Rechtsprechung dennoch auch fürBauschaffende interessant. Das Landge-richt hatte eine Klage auf Übernahmevon Kosten für eine alternative Behand-lungsmethode abgewiesen. Das OLGhatte die Berufung ohne mündliche Ver-handlung zurückgewiesen.

Das LG hatte ein medizinischesSachverständigengutachten eingeholt,das (nach Überzeugung des Gerichts)überzeugend darlegte, dass die alternati-ve Heilungsmethode zwar wissenschaft-lich begründbare Ansätze aufweise, je-doch diese medizinisch nicht belegt sei-en. Der Kläger beantragte nunmehr, den

Sachverständigen in mündlicher Ver-handlung anzuhören. Diesen Antragwies das Landgericht zurück: Gemäß§ 411 Abs. 4 ZPO sei die Benennung ei-nes konkreten Beweisthemas sowie einsubstantiierter Angriff auf Feststellungendes Sachverständigen notwendig. DerKläger ziele hier mit seinem Beweisan-tritt dagegen auf einen reinen Ausfor-schungsbeweis ab.

Der BGH sah dies anders: Durch dieZurückweisung des Antrags des Klägerswurde dessen Recht auf rechtliches Ge-hör gemäß Art. 103 Abs. 1 Grundgesetzverletzt. Es komme nicht darauf an, obdas Gericht noch Erläuterungsbedarfsieht. Denkbar sei ebenso, dass der Gut-achter seine Meinung ändert oder aberdas Gutachten Mängel aufweist. DieParteien haben im §§ 397, 402 ZPO ei-nen Anspruch, den Sachverständigen zubefragen. Dieses Fragerecht (direkte Be-fragung in mündlicher Verhandlung) be-zieht sich auf diejenigen Fragen, dienach Ansicht der Parteien zur Aufklä-rung der Sache wesentlich sind.

Eine Zurückweisung der Berufungdurch das Gericht ist somit nicht mehrmöglich, wenn der Berufungsführer er-neut die Ladung des Sachverständigenbeantragt. Der BGH stellte auch klar,dass es nicht notwendig ist, die beab-sichtigten Fragen vorab konkret zu for-mulieren. Vielmehr genüge es, die grobeRichtung der Fragen anzugeben, sodasszum Beispiel (wie hier) Fragen nach derBefähigung des Sachverständigen zurBeurteilung des konkreten Sachverhal-tes stets eine Ladung rechtfertigen wür-den.

Zurück zum Bau: Auch hier habenwir es immer mit Sachverständigen zutun. Ein Richter ist aus eigener Sach-kunde nicht befähigt, komplexe bautech-nische Mängel zu beurteilen oder diesezu bewerten. Das altbekannte und allge-genwärtige Problem, wonach ein Ge-richt ein Sachverständigengutachten oft-mals leichtfertig für überzeugend hältund darauf sein Urteil gründet, jedochnicht darlegt, weshalb die Überzeugunggebildet werden konnte, kann nur durchSchaffung von weiteren Fakten und An-griffen auf das Gutachten innerhalb derHauptverhandlung gelöst werden. Dervorgestellte Beschluss erinnert die In-stanzgerichte daran, dass es diesen nichtfreisteht, eine Sachverständigenbefra-gung einfach zu verhindern.

Bauprozess – eine unendlicheGeschichte?

Gerichtsverfahren dauern lange – oftsehr, sehr lange… Die Mühlen der staat-lichen Justiz mahlen bekanntlich sehrlangsam aber dafür umso gründlicher.

Wenn sie aber zu langsam mahlen, dannvernachlässigt der Staat, welcher für denBetrieb dieser Mühlen verantwortlichist, seine Pflicht, dem Bürger eine an-nehmbare Justiz zu offerieren. Dies istnun auch in Gesetze gegossen worden:§ 198 GVG (Gerichtsverfassungsgesetz),die Verzögerungsrüge, eine Pflichtlektü-re für Strafrechtler. Diese „Eingrenzung“kennt aber der Gesetzgeber nicht, undnach dessen Willen soll auch das Zivil-recht (also auch bauvertragsrechtlicheStreitigkeiten) von schnelleren Verfah-ren profitieren. Ein löblicher Gedanke!

Die praktische Umsetzung ist nur lei-der noch nicht ganz perfekt, wie der ers-te Fall zeigt. Vorab ist allerdings festzu-stellen, dass es zur Geltendmachung desAnspruches auf Schadensersatz wegenVerzögerung zunächst der Verzöge-rungsrüge bedarf, also der Mittelung andas Gericht mit der klaren Ansage:„Hier wird zu langsam gearbeitet!“Wenn dann das Verfahren abgeschlos-sen ist, kann (allerdings richtigerweisedurch ein weiteres, anderes Gericht) dieArbeit des ersten Gerichtes begutachtetund ein Schadensersatzanspruch aus-geurteilt werden.

Hierzu ein aktueller Fall: Die Kläge-rin, Käuferin eines Reihenhauses, mach-te eine überlange Verfahrensdauer fürein selbstständiges Beweisverfahren undeinen Bauprozess geltend. Am18.01.2005 beantragte sie die Durchfüh-rung eines selbstständigen Beweisverfah-rens. Am 30.04.2007 endete dies mit derAnhörung des Sachverständigen. ZweiMonate später reichte sie dann die Kla-ge ein. Wie es kommen musste, wurdeein weiteres Gutachten eingeholt. Dererste Ortstermin fand am 22.10.2008statt. Bei dem Gutachter handelte essich um den gleichen Gutachter wie imselbstständigen Beweisverfahren, dernach besagtem Ortstermin auf nicht ab-sehbare Zeit erkrankte. Am 23.02.2009wurde er dann von seinem Auftrag ent-bunden.

Es wurde also ein neuer Sachverstän-diger bestellt, der im August 2010 mitteil-te, dass er zum einen gesundheitlich undzum anderen arbeitstechnisch sehr ein-gespannt sei. Das Gericht könnte aberden (sich nunmehr wieder bester Ge-sundheit erfreuenden) ersten Sachver-ständigen einsetzen. Das Gericht hat dieIdee aufgegriffen – der „alte“ Sachver-ständige lud zu einem erneuten Ortster-min und legte dann am 05.08.2011 seinGutachten vor. Wie nicht anders zu er-warten, wurden zu dem Gutachten Er-gänzungsfragen gestellt, zu deren Beant-wortung es aber nicht mehr kam: DerSachverständige erkrankte Anfang 2012erneut längerfristig, die Parteien einig-ten sich im Oktober 2012 auch durchProzessvergleich. Zu lange, befindet die

§ Das aktuelle Urteil §


CBTR-Nachrichten/Dissertationen

Klägerin und will entsprechenden Scha-densersatz, weil andere Bauprozessekürzer sind und die Statistik ihr Rechtgeben würde. So aber nicht das OLGund der BGH:

Mit seinem Urteil vom 05.12.2013 –III ZR 73/13 stellte der BGH fest, dassdas OLG zu Recht die überlange Verfah-rensdauer verneint hatte. Der Gesetz -geber hat bewusst zur Beurteilung derüberlangen Verfahrensdauer auf denEinzelfall abgestellt, sodass sich hierschematische oder statistische Erwägun-gen verbieten. Der Umfang, die Bedeu-tung und auch das Verhalten des Ver-fahrens spielen eine wichtige und indivi-duelle Rolle – der Zivilprozess ist einParteiprozess!

Eine Verzögerung hat immer ihnenUrsprung im staatlichen Handeln zu ha-ben. Grenz- und Richtwerte sind dahernicht zielführend und auch nicht ge-wollt. Stellt man aber fest, dass ein Fallvon einem Richter zum nächsten „wei-tervererbt“ wird, so wäre die Rüge gutplatziert: Hier wäre der Staat seinerPflicht, ein schnelles Verfahren zu er-möglichen, nicht nachgekommen. Aller-dings muss das auch zuvor entsprechendgerügt worden sein. Derartige Fehlerkönnen aber (und das will das Gesetz)in einem späteren Verfahrensabschnittwieder kompensiert werden.

„Anerkannte Regeln der Technik“ nicht nur in Schriftform

Der Bauunternehmer schuldet dem Bau-herrn ein Werk, das mangelfrei ist – dasist es, wenn die Bauleistung den „allge-mein anerkannten Regeln der Technik“entspricht. Aber: Wo stehen die? ZumBeispiel in der VOB/C. Für beispiels -weise Tiefbauer hält dieses Wunderwerkalle möglichen Regelungen parat –Bohrarbeiten, Rohrleitungstiefbauarbei-ten, Verbauarbeiten, Einpressarbeiten,Düsenstrahlarbeiten und viele Einzelge-werke mehr finden hier Regelvorgaben.

Der Bundesgerichtshof hat sich aktu-ell mit der Frage beschäftigt, ob es „aner-kannte Regeln der Technik“ (die eineBaufirma einhalten muss, um ein man-gelfreies Werk abzuliefern) wirklich nurin geschriebener Form existieren oder ei-ne Baufirma noch vertiefter aufpassenmuss. Der Fall:

Die Klägerin ist eine Wohnungseigen-tümergemeinschaft (WEG). Diese ver-langt Vorschuss für die Beseitigung vonMängeln einer Hof- und Zugangsflächevom beklagten Bauunternehmer, unteranderem für eine fehlerhafte Ausbildungdes Gefälles des Epoxydharzbelages aufdieser Fläche. Das Landgericht verurteil-te lediglich zur Zahlung eines Vorschus-ses in halber Höhe und verneinte somit

den Anspruch für die Gefälleausbildung.Hier liege kein Mangel vor. Der üblicheWeg ging weiter: OLG und BGH, derschlussendlich den Parteien in seinemUrteil vom 21.11.2013 – VII ZR 275/12mit auf den Weg gibt:

„Das Berufungsgericht wird, wenn esnoch darauf ankommen sollte, der Fragenachgehen müssen, ob die Ausführungohne Gefälle den anerkannten Regelnder Technik entspricht. Das Gutachtendes Sachverständigen gibt darüber keineabschließende Auskunft. Der Sachver-ständige hat lediglich festgestellt, es lä-gen keine normgemäßen Angaben (...)bzw. kein Regelwerk (...) vor, das einGefälle bei einem Belag mit Epoxydharzvorsehe. Das beantwortet nicht die Fra-ge, ob es eine ungeschriebene anerkann-te Regel der Technik gibt, die das Gefäl-le fordert. Diese wäre ebenso maßgeb-lich wie eine geschriebene Regel (...).“(Rn. 14)

Somit ist auch in Deutschland, demLand der Normen und Regeln, nunmehrbekannt, dass auch nicht alles schriftlichnormiert ist und es auch nicht seinbraucht: Es gibt eben auch bewährteVorgehensweisen, welche immer schonda waren, es jedoch nicht in die DIN-Sammlung geschafft haben, z. B. weil sieeinfach übersehen worden sind. Sach-verständige sind somit in geeigneten Fäl-len auch hierzu zu befragen.

Dr. jur. Günther Schalk, Fachanwalt fürBau- und Architektenrecht, Lehrbeauf-

tragter für Bau-, Vergabe- und Architek-tenrecht; Dipl.-Jur. Florian Englert

Jia Lin, Institut für Geotechnik, Universität für Bodenkultur, WienLinking DEM with micropolarcontinuum

Diese Dissertation konzentriert sich aufdie numerische Modellierung von granu-laren Materialien mit Diskreten- undKontinuumsmethoden. Die Zusammen-hänge zwischen beiden Methoden wer-den erörtert. Die Diskrete Elemente Me-thode (DEM) wird als ein Beispiel fürdiskrete Methoden genommen. Für dieKontinuumsmethode werden ein hypo-plastisches Modell sowie die Mikropo-lar-Theorie verwendet.

Basierend auf dem hypoplastischemModell und der Mikropolar-Theorie wirdein neues Materialgesetz mit komplexenFormulierungen entwickelt. Das Stoffge-setz stellt eine Beziehung zwischen denSpannungs-Dehnungs-Variablen undden Moment-Krümmung-Variablen dar,und ist einfacher als die vorhandenenhypoplastischen Modelle. Der einzigezusätzliche Materialparameter ist diecharakteristische Länge, welche sich an-hand der Dicke der Scherfuge bestim-men lässt.

Das neue Modell wird in das FiniteElemente-Programm ABAQUS imple-mentiert. Bi-axiale Versuche, periodi-sche Scherversuche und einfache Scher-versuche werden simuliert. Das maß-stababhängige Verhalten wird durch diecharakteristischen Längen hinreichendbeschrieben. Mit Homogenisierungsme-thoden werden Spannung, Dehnungund Rotation in DEM-Simulationen dis-kutiert. Die Ergebnisse der Kontinuums-Simulationen mit FEM werden mit La-borversuchen und DEM-Simulationenverglichen.

Univ. Prof. Dr.-Ing. Wei Wu, 1. März 2013

Yao Shan, Technische Universität BerlinNumerical investigation of dynamicrailway vehicle-track-subgradeinteraction

In der Arbeit wird die Interaktion zwi-schen Fahrzeug, Schiene und Unter-grund numerisch untersucht. Der Fokusliegt auf der Beurteilung zweier Über-gangsstrukturen zwischen Brückenge-bäuden und Trasse, die in China aufHochgeschwindigkeitsstrecken gebautwerden. Die Analyse des dynamischenVerhaltens eines aus Fahrzeug, Schieneund kontinuierlich modelliertem Unter-

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grund bestehenden Systems führt zurEinschätzung, dass die sogenannte„Two-part transition zone“ der „Invertedtrapezoid transition section“ vorzuzie-hen ist. Der Untersuchung dieser Über-gangsstrukturen gehen eine Beschrei-bung des aktuellen Stands der Technik,die Einführung des Fahrzeug-Schiene-Untergrund-Modells und zugehörigerParameter sowie eine grundsätzlicheStudie zum Einfluss dieser Parameter so-wohl für diskret als auch kontinuierlichmodellierten Untergrund voran.

Prof. Dr.-Ing. habil. Stavros A. Savidis, 10. April 2013

Petra Drucker, Technische Universität WienÜber die Abrasivität von Lockergesteinund den Werkzeugverschleiß im Spezialtiefbau

Mit der vorliegenden Dissertation wur-den erstmals die Grundlagen über denVerschleiß durch grobkörnige minerali-sche Gegenstoffe mit besonderer Be-rücksichtigung von Abrasivverschleiß anmetallischen Werkstoffen aufgearbeitet.Der auf Basis dieser Grundlagen am In-stitut für Geotechnik der TU Wien ent-wickelte „TU Wien Abrasimeter“ wirdvorgestellt, und die Ergebnisse von Para-meterstudien über die maßgebendenEinflussfaktoren auf die Abrasivität vongrobkörnigem Lockergestein werdenpräsentiert.

Es zeigte sich, dass die „Beweglich-keit“ des Kornkollektivs für dessen Abra-sivität maßgeblich ist, d. h. die Fähigkeitbzw. Möglichkeit der Einzelkörner, sichdem Gleitkontakt mit dem Werkzeug zuentziehen. Das Maß der „Beweglichkeit“wiederum ist abhängig von Korngrößen,Kornformen und Korngrößenverteilungim Kornkollektiv sowie von der Lage-rungsdichte und Wassersättigung (kohä-sionsloser Boden) bzw. Plastizität (fein-körniger Boden). Der Gehalt an schleiß-scharfen Mineralen ist für die Abrasivi-tät von grobkörnigem Lockergestein erstzweitrangig von Bedeutung.

Mit dem TU Wien Abrasimeter-Ver-such ist nunmehr die Voraussetzung ge-schaffen, die Abrasivität von grobkörni-gem Lockergestein (bis 32 mm Korn-durchmesser) zu quantifizieren. Darüberhinaus sind für den Werkzeugverschleißauch werkstoffliche sowie gewerk- undprojektspezifische Einflussfaktorenmaßgebend und sollten in zukünftigenVerschleiß-Prognosemodellen ebensoEingang finden.

Em.o.Univ.Prof. Dipl.-Ing. Dr.techn.Dr.h.c.mult. Heinz Brandl, 10. April 2013

Mei Dong, RWTH AachenCombination of methodologies for three-dimensional geological and geotechnical modelling exempli -fied at the Inner Aachen City, Germany

Das rasche Wachstum der Urbanisie-rung hat zu einem Anstieg von anthro-pogen induzierten Georisiken geführt,die unter anderem durch Unsicherheitenin geologischen und geotechnischenModellen aufgrund fehlender geologi-scher Informationen und mangelndenFachwissens im Modellierungsprozessbegründet sind. Um eine nachhaltigeStadtentwicklung zu fördern, wird einumfassendes dreidimensionales geologi-sches Modellierungsverfahren zur Erfas-sung und Darstellung der geologischenVariabilität und Komplexität im oberflä-chennahen Untergrund urbaner Gebietevorgeschlagen. Die Vorgehensweise istin drei Schritte gegliedert: a) Zuordnungdiskreter Eigenschaftswerte im geologi-schen Modell an den realen Positionen,b) Analyse der räumlichen Variabilitätder Eigenschaftswerte und c) Vorher -sage der Eigenschaften im gesamten Modell. Die Methode ist am Beispiel desInnenstadtbereichs von Aachen veran-schaulicht. Die Fraktionen von Kies,Sand, Schluff und Ton der Quartärabla-gerungen sind mit Variogrammanalysenund Indikatorkriging räumlich ge-schätzt, um ein dreidimensionales Mo-dell der Bodenfraktionen als Basis fürweitere Attributierungen zu erstellen. Sosind auf diesem dreidimensionalen Bo-denfraktionsmodell die zwei für die Ein-schätzung der oberflächennahen Grund-wasserverhältnisse wichtigen Parameter,volumetrischer Wassergehalt und hy-draulische Leitfähigkeit, mit Hilfe soge-nannter Pedo-Transferfunktionen abge-leitet. Die daraus resultierenden 3D-geo-logischen Attributionsmodelle zeigen dieEignung der vorgeschlagenen Metho-denkombination und ermöglichen weite-re Anwendungen im Bereich von Geo-technik, Ingenieurbau und hydrogeolo-gischen Erkundungen.

Univ.-Prof. Dr. rer. nat. Dr. h. c. (USST) Rafig Azzam, 30. April 2013

Marc Wieland, Technische Universität BerlinExposure estimation for rapid seismicvulnerability assessment: An integratedapproach based on multi-sourceimaging

Eine entscheidende Grundlage für seis-mische Risikobewertungen bildet dieCharakterisierung eines exponierten Ge-bäudebestandes in Bezug auf dessen

Verwundbarkeit gegenüber Erdbeben. Indieser Dissertation wird ein neuartigerAnsatz zur Charakterisierung exponier-ter Elemente auf mehreren Maßstabs-ebenen vorgestellt, der auf einem mehr-stufigen Analyseverfahren verschiedenerBilddatenquellen aufbaut und Stichpro-benverfahren nutzt, um aufwendigereVor-Ort-Untersuchungen effizient zu pla-nen und durchzuführen. Multi-spektraleSatellitendaten werden analysiert, um eine Stadt großflächig in relativ homo-gene Stadtstrukturtypen zu unterteilen.Die resultierende Informationsebenegibt in aggregierter Form Aufschlussüber die räumliche Verteilung dominie-render Gebäudetypen und deren unge-fähres Alter. Diese Informationsebenekann um Charak teristika wie Gebäude-anzahl, Gebäudegrundrisse, Bebauungs-dichte und Bevölkerungsanzahl erwei-tert werden und wird als räumliche Ana-lysebasis für ein geschichtetes Zufalls-stichprobenverfahren genutzt, umrepräsentative Bereiche für detaillierteVor-Ort-Untersuchungen mit einem spe-ziellen omnidirektionalen Kamerasys-tem zu identifizieren. Ein neuartiges Re-mote Rapid Visual Screening-Verfahrenzur Bildauswertung im Hinblick aufstrukturelle Gebäudeeigenschaften wirdvorgestellt. Eine wahrscheinlichkeits -basierte Verwundbarkeitsabschätzungwird eingeführt, welche aus Bildinfor-mationen die Wahrscheinlichkeitsvertei-lung der Verwundbarkeitsklassen nachder Europäischen MakroseismischenSkala 1998 (EMS-98) ermittelt. Die imRahmen dieser Arbeit entwickelten Me-thoden und Werkzeuge basieren aufOpen-Source-Lösungen und wurden er-folgreich innerhalb des Erdbebenmo-dells Zentralasien (EMCA) in verschie-denen Zentralasiatischen Städten getes-tet. Vergleiche der Ergebnisse mit Datenvon herkömmlichen Rapid Visual Scree-ning-Untersuchungen zeigen hohe Ge-nauigkeiten der resultierenden Informa-tionsebenen.

Prof. Dr.-Ing. habil. Stavros A. Savidis, 12. September 2013

Samira Ladjal, Institut für Geotechnik,Universität für Bodenkultur, WienScale effect of cavity expansion in soilwith application to plant root growth

In dieser Arbeit wird ein neues Verfahrenzur Untersuchung der Aufweitung sphäri-scher Hohlräume in Materialien mit undohne Kohäsion beschrieben. Das Ziel istdie Erstellung eines theore tischen Rah-menkonzepts, basierend auf einem Stoff-gesetz mit Verformungsgradienten höhe-rer Ordnung, welches die Mikrostrukturdes Bodens berücksichtigt.


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Die Ergebnisse zeigen, dass der not-wendige Eindringungsdruck eines Pene-trometers, um einen Hohlraum im Bo-den zu erweitern, vom Verhältnis zwi-schen Hohlraumgröße und dem mittle-ren Korndurchmesser abhängig ist. DieNotwendigkeit für die Formulierung hö-herer Ordnung resultiert aus der Tatsa-che, dass die klassische Plastizitätstheo-rie keine charakteristische Länge be-sitzt. Die klassische Theorie ist nicht inder Lage, die zugrunde liegende Mikro-struktur zu berücksichtigen sowie beob-achtete Größeneffekte zu erklären.

Nach der klassischen Theorie bleibtder Grenzdruck bei der Hohlraumauf-weitung unabhängig von der Hohlraum-größe, da die zugrunde liegenden Glei-chungen dimensionslos formuliert sindund dementsprechend für alle geome-trisch gleichen Hohlräume den gleichenGrenzdruck liefert. Zur Validierung derneuen Theorie wurden Laborversuchemit 2, 5 und 10 mm Penetrometer in lo-ckerem und dichtem Sand durchgeführt.Der Vergleich zwischen experimentellenWerte und Berechnungen zeigt eine gu-te Übereinstimmung des Penetrations-grenzdrucks mit Korrelations-Koeffi-zienten von 0,98 und 0,85 für den locke-ren bzw. dichten Sand.

Das beschriebene theoretische Modelhat interessante Folgerungen für dasWurzelwachstum in Böden mit hohemWiderstand. Es ist bekannt, dass sich Se-minalwurzeln der meisten Pflanzen inBöden mit hohem mechanischen Wider-stand verdichten. Diese Untersuchungbietet eine interessante Erklärung fürdie Wurzelverdickung. Eine Erhöhungdes Wurzeldurchmessers reduziert denEindringungsdruck. Dies bedeutet, dassdie Wurzelverdickung ein verbessertesEindringen ermöglichen kann, sogar beigleichbleibendem Turgordruck.

Univ. Prof. Dr.-Ing. Wei Wu, 14. Oktober 2013

Tim Pucker, Technische Universität Hamburg-HarburgStoffmodell zur Modellierung von stetigen Materialübergängen im Rahmen der Optimierunggeotechnischer Strukturen

Strukturoptimierungsverfahren werdenin vielen Ingenieurdisziplinen wie imFahrzeug- oder Flugzeugbau währenddes Entwurfsprozesses erfolgreich einge-setzt. In der Geotechnik werden dieseVerfahren bislang sehr selten angewen-det.

Es werden einige gängige Topologie-optimierungsverfahren vorgestellt undderen Grundlagen erläutert. Die Opti-mierungsverfahren sind in der Regel da-

rauf ausgelegt, dass ein einziges Stoff -modell zur Abbildung der Struktur(Gründung) und des umgebenden Rau-mes (Boden) verwendet wird. Ein derar-tiges Stoffmodell zur Abbildung deskomplexen Spannungs-Dehnungs-Ver-haltens von (granularen) Böden undGründungsmaterialien wie Beton exis-tierte bislang nicht.

Es wird ein hypoplastisches Stoff -modell entwickelt, das pyknotropes undbarotropes Steifigkeits- und Scherfestig-keitsverhalten von granularen Bödenund unterschiedliche Steifigkeiten beiBe-, Ent- und Wiederbelastung abbildenkann. Das mit dem Stoffmodell simulier-te Spannungs-Dehnungs-Verhalten kannstufenlos von granularem in linear elasti-sches, ideal plastisches Materialverhal-ten übergehen. Somit ist auch das Span-nungs-Dehnungs-Verhalten von Betonvereinfacht abbildbar.

Nach Validierung des Stoffmodellsan Laborversuchen wird dessen Anwen-dung zur Strukturoptimierung an einereinfachen geotechnischen Fragestellunggezeigt: Es wird ein Streifenfundamentoptimiert. Im Hinblick auf die Setzun-gen ist eine Wand-/Pfahlgründung deut-lich günstiger als eine Flachgründungund die Setzungen können so gegenüberFlachfundamenten bis zu 41,3 % redu-ziert werden. In Modellversuchen konn-te die Tragfähigkeit von Flachfundamen-ten durch die Optimierung um bis zu47 % gesteigert werden.

Univ. Prof. Dr.-Ing. Jürgen Grabe, 15. Oktober 2013

John Mathews, Institut für Geotechnik,Universität für Bodenkultur, WienInvestigation of granular flow usingsilo centrifuge models

Das Auslassen eines Silos sowie derDruckverlauf an dessen Wänden werdenseit über einem Jahrhundert untersucht,jedoch sind viele Eigenschaften betref-fend Design und Betrieb eines Silos nurzum Teil bekannt. Das Geschwindig-keitsprofil im Silo während des Auslas-sens kann nicht zuverlässig vorhergesagtwerden, und der Mechanismus, welcherdas Auslaufen kontrolliert, ist unklar.Diese Dissertation präsentiert eine Un-tersuchung über den gravitationsabhän-gigen Ausfluss von Silos in erhöhtenGravitationsfeldern. Fließkonditionenund laterale Wanddrücke werden quan-tifiziert. Ein Überblick über die Model-lierung von Silos mittels Zentrifugenver-suchen sowie das Auslaufen in Abhän-gigkeit der Gravitation wird ebenfallspräsentiert.

Es wird aufgezeigt, dass der Massen-durchfluss proportional zum Quadrat

der Gravitation ist und die Breite desfließenden Bereichs für jede beliebigeHöhe über dem Ausfluss unabhängigvon der Gravitation ist. Die lokale Ge-schwindigkeit des ausfließenden Mate -rials ist ebenfalls proportional zum Qua-drat der Gravitation. Beobachtungenzeigen, dass der Winkel, unter welchemeine stagnierende Zone auf die Wanddes Silos trifft, unabhängig von der Gra-vitation ist. Kriterien, welche über Ka-min- oder Massenausfluss, entscheidensind ebenfalls unabhängig von der Gra-vitation.

Eine Untersuchung über die benötig-te Zeit, um einen Silo zu entleeren, führtzur Definierung eines Skalierungsgeset-zes für Silomodellversuche in einer Zentrifuge, die zur Beschreibung granu-laren Fließens in Zentrifugenmodellver-suchen nützlich ist. Die Auslaufzeit ei-nes Silos mit kohäsionslosem Materialin Relation zur Gravitation kann mit fol-gender Beziehung beschrieben werden:tm = tp*N–1/2.

Kraftmesswiderstände (FSR’s) wer-den eigesetzt, um den Normaldruck anden Siloinnenwänden zu messen. DasErgebnis der FSR-Felder wird durch dieUntersuchung des Normaldrucks vorund während des Auslassens bewertet.Die Messung mittels FSR unterscheidetnicht zwischen Normal- und Scherkräf-ten, was die Messwerte beeinflusst.Trotzdem wurden qualitative, sowie inmanchen Fällen auch quantitative,Übereinstimmungen mit Janssen’s theo-retischer Druckverteilung gefunden.

Ein Diskrete Element-Model wirdvorgestellt mit dem Ziel, mikroskalareMechanismen zu erforschen. Das DEM-Model wurde mittels einer Serie Triaxi-alversuche kalibriert, wobei Mikroeigen-schaften soweit variiert wurden, bis dasGesamtverhalten dem des physikali-schen Materials ähnelte. Diese Material-eigenschaften wurden weiter verwendet,um ein numerisches Silomodell mit dengleichen Dimensionen des experimentel-len Modellsilos bei unterschiedlicherGravitation zu modellieren. Es hat sichgezeigt, dass die Abflussrate des numeri-schen Modells stark fluktuiert. Des Wei-teren weicht die Abflussrate in Abhän-gigkeit von der Gravitation von anderenBeobachtungen ab.

Univ. Prof. Dr.-Ing. Wei Wu, 22. Oktober 2013

Slamet Widodo, Technische Universität Bergakademie FreibergAnalysis of dynamic loading behaviourfor pavement on soft soil

The increasing need for regional devel-opment has led engineers to find safe


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ways to construct the infrastructure oftransportation on soft soils. The geot-echnical properties of soft soil which isknown for its low bearing capacity, highwater content, high compressibility andlong term settlement as well. In pave-ment engineering, either highway or run-way as an infrastructure, a pavement en-compasses three important parts namelytraffic load, pavement and subgrade.Traffic load generated from tire pressureof vehicle and/or airplane wheels areusually around 550 kPa even more onthe surface of the pavement. One of thepromising soil improvement techniquesis a piled embankment. When geosyn-thetics layer is unrolled over piles, it isknown as geosynthetics supported piledembankment. By using Finite Elementanalysis, some findings resulted from ex-perimental works and several field testsaround the world as field case studiesare verified. Some important findingsare as follows: the stress concentrationratio is not a single value, but it wouldbe changed depending on the height ofembankment, consolidation process ofsubsoil, surcharge of traffic load, andtensile modulus of geosynthetics as well.Ratio height of embankment to clearpiles spacing (h/s) around 1.4 can beused as a critical value to distinguish between low embankment and high em-bankment. When geosynthetics is ap-plied to reinforce a pavement/embank-ment, the vertical distance of geosyn-thetics layers and number of geosynthet-ics layers depend on the quality ofpavement material. Primary reinforce-ments for geosynthetics in piled em-bankments are located at span betweenpiles with maximum strains at zones ofadjacent piles. Settlements of embank-ments on floating piles can accuratelybe modelled using the consolidation cal-culation type, whereas the end-bearingpiles may be used the plastic calculationtype. Longer piles can be effectively ap-plied to reduce a creep. By applyinglength of floating piles more than 20 %of soft soil depth, it would have a signifi-cant impact to reduce a creep on a deepsoft soil.

Prof. Dr.-Ing. Herbert Klapperich, 19. November 2013

Daniel Aubram, Technische Universität BerlinAn Arbitrary Lagrangian-EulerianMethod for penetration into sand at finite deformation

Die Penetration in Sand zählt zu denkompliziertesten Problemstellungen inder Bodenmechanik, und ihre numeri-sche Simulation insbesondere mit der

weitverbreiteten Finite Elemente-Metho-de (FEM) stellt bis heute eine große Herausforderung dar. Um die Problemeim Zusammenhang mit den klassischenLagrange- und Euler-Formulierungender FEM zu überwinden, wird in dervorliegenden Arbeit eine allgemeine Lagrange-Euler-(engl.: Arbitrary Lagran-gian-Eulerian, kurz: ALE) Methode ausden theoretischen Grundlagen herausspeziell für die ebene und axialsymme-trische Penetration in Sand entwickelt.Die entwickelte ALE-Methode basiertauf einer Operator-Spaltung, welche dieLösung der maßgeblichen Gleichungenüber ein Zeitinkrement aufteilt in einenLagrange-Schritt, einen Schritt der Netz-regularisierung und einen Transport-schritt. Die Operator-Spaltung gestattetdie Implementierung in bestehende La-grange-FE-Programmsysteme, was amBeispiel von ANSYS erläutert wird. EinAlleinstellungsmerkmal der ALE-Metho-de ist ihre Kombination mit einemhochentwickelten hypoplastischen Ma-terialmodell für Sand, das wirklichkeits-nahe Prognosen der Spannungs- undDichteänderungen im Boden auch beigroßen Verformungen ermöglicht. Einoptimierungsbasierter Algorithmus zurNetzregularisierung wird darüber hinausentwickelt, um die unterhalb eines Ein-dringkörpers auftretenden, nicht-konvexverzerrten Netzregionen zu glätten. DieALE-Methode wird anhand von Bench-marks, grundlegenden Anfangsrandwert-problemen und eigens durchgeführtenEindringversuchen in sandbefüllten Ver-suchskammern verifiziert und validiert.

Prof. Dr.-Ing. habil. Stavros A. Savidis, 12. Dezember 2013

Benjamin Aulbach, RWTH AachenHydraulischer Grundbruch –Zur erforderlichen Einbindetiefe bei Baugruben in nichtbindigemBaugrund

Im Rahmen der Arbeit wurden umfang-reiche numerische Strömungsberechnun-gen zur Untersuchung der Sicherheit ge-gen hydraulischen Grundbruch durchge-führt. Anhand der Ergebnisse wurdenAbhängigkeiten der erforderlichen Ein-bindetiefe von verschiedenen Randbedin-gungen aufgezeigt. Vor allem die Baugru-benbreite und die Lage innerhalb einerBaugrube (Ecke, Stirn-, Längsseite) sindentscheidende Einflussgrößen.

Schließlich wurden auf Grundlageder erhaltenen Ergebnisse dimensions -lose Bemessungsdiagramme aufgestellt.Mit diesen ist es möglich, die erforder -liche Einbindetiefe in Abhängigkeit vonden entscheidenden Randbedingungen(Wasserspiegeldifferenz, Breite, Länge,

Lage, Aquifermächtigkeit, Wichte, Aniso-tropie, Schichtung) sowie unter Berück-sichtigung des nach Eurocode 7-1 bzw.DIN 1054 geforderten Sicherheitsni-veaus schnell und einfach zu ermitteln.

Weiterhin wurden Untersuchungenzum wirtschaftlichen Entwurf großerBaugruben durchgeführt. Durch die An-ordnung von Abtreppungen entlang derVerbauwand ist dabei ein deutlich wirt-schaftlicherer aber immer noch sichererEntwurf von Baugruben möglich.

In Ergänzung zu den dimensions -losen Bemessungsdiagrammen wurdeaußerdem schrittweise eine Näherungs-formel aufgestellt. Mit dieser Näherungs-formel kann die erforderliche Einbinde-tiefe analog zu den Diagrammen in Ab-hängigkeit der einzelnen Randbedingun-gen ermittelt werden.

Durch die Einführung eines Bemes-sungsbeiwerts wurde schließlich eineumfassende Formel für homogenen, iso-tropen Baugrund erhalten, auf deren Ba-sis eine alleinige Bemessung der für dieSicherheit gegen hydraulischen Grund-bruch erforderlichen Einbindetiefe mög-lich ist. Diese Formel lässt sich auch direkt in Softwareprogramme imple-mentieren, so dass sich der bisherigeWechsel zwischen Statik- und Strö-mungsprogrammen erübrigt.

Schriftenreihe Geotechnik im Bauwesender RWTH Aachen, Heft 11, in Vorberei-tunghttp://darwin.bth.rwth-aachen.de/opus3/volltexte/2013/4690/

Univ.-Prof. Dr.-Ing. Martin Ziegler, 12. Juni 2013

Axel Ruiken, RWTH AachenZum Spannungs-Dehnungsverhaltendes Verbundbaustoffs „geogitter -bewehrter Boden“

Die Arbeit behandelt die Identifizierungund Beschreibung der Einflüsse maß-geblicher Materialparameter auf die Ver-bundmaterialeigenschaften von geogit-terbewehrtem Boden. Neben großentriaxialen Druckversuchen mit 500 mmDurchmesser wurden biaxiale Druckver-suche an Probekörpern mit 800 mmKantenlänge in einem hierzu neu ent -wickelten Versuchsstand durchgeführt.Neben dem Spannungsniveau wurdenLagenabstand und Dehnsteifigkeit deruntersuchten Geogitter systematisch va-riiert. Durch Kombination verschiede-ner hoch auflösender Verfahren zurSpannungs- und Verformungsmessungwurden u. a. Geogitteraktivierung undSpannungsaufnahme des Verbundmate-rials ermittelt. Hieraus wurden Glei-chungen abgeleitet, mit denen die Stütz-


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wirkung der betrachteten Geogitter imverwendeten Boden zu einem beliebigenBelastungszustand berechnet werdenkann. Die sukzessive Erhöhung derStützwirkung infolge Geogitteraktivie-rung wird in den zugehörigen Span-nungspfaden für das untersuchte Ver-bundmaterial gezeigt. Ergänzend hierzuwurde durch Anwendung der DigitalImage Correlation (DIC) Methode daskinematische Verhalten auch im Pro-beninneren bzw. über den gesamten Pro-benquerschnitt ermittelt, wodurch dieBewehrungswirkung der Geogitter inForm von bereichsweise reduzierten Bodenbewegungen visualisiert werdenkonnte. Mittels zusätzlicher FE-Berech-nungen wurde das gewonnene Bildschließlich um die Spannungsverteilungim Probeninneren vervollständigt.Durch ergänzende Versuche am Aus-schnitt einer geogitterbewehrten Wandkonnte weiterhin gezeigt werden, dassdie untersuchten Geogitter nicht nur zueiner Reduzierung des Erddrucks bisteilweise deutlich unter den aktiven Erd-druck führen, sondern dass dies bereitsbei kleinsten Verformungen eintritt.

Univ.-Prof. Dr.-Ing. Martin Ziegler, 29. Mai 2013

Gisa Kleine Vennekate, RWTH AachenNumerische Simulationen zur Scherfugenentwicklung in Sand-Ton-Wechselfolgen

Bei der Lagerstättenerkundung und Erd-ölförderung sind Kenntnisse über dieStrömungssituation im Untergrund vonentscheidender Bedeutung. An Stö-rungszonen können die Strömungsvor-gänge z. B. durch Eintrag von Ton be-hindert werden. In einem interdiszipli-nären Forschungsprojekt an der RWTHAachen werden die Ansätze Feldarbeit,Sandboxlaborversuche und Numerikmiteinander verknüpft, um zu untersu-chen, wie und unter welchen Bedingun-gen Ton in die Störungszone einge-schleppt wird. In der Arbeit wurden dieErgebnisse der numerischen Untersu-chungen vorgestellt. Dabei wurde mit einem FE-Modell mit adaptiver Netzver-feinerung und Bruchenergetischer Regu-larisierung gearbeitet, um die Scherfu-genbildung abbilden zu können.

Neben numerischen Modellen zur frei-en Lokalisierung und zur Kalibrierungder Stoffparameter wurden Sandboxver-suche aus Laborexperimenten nachge-rechnet. Es zeigte sich, dass die Ton-schicht während fortgesetzter Scherfu-genbildung innerhalb der Scherfuge dün-ner wird. Die Ausdünnung derTonschicht stimmt gut mit Vermessungender Tonschicht im Laborversuch überein.

Weitere Berechnungen wurden durchge-führt, um die Einflussparameter auf dieresultierende Tonschichtdicke innerhalbder Scherfuge zu ermitteln. Aus den er-mittelten Einflussfaktoren wurde schließ-lich eine neue Berechnungsformel abge-leitet. Hier gehen das Verhältnis der Aus-gangstonschichtdicke zum Versatz in derScherfuge, das Spannungsniveau, dieScherfestigkeit und der Einfluss der Kine-matik auf die Spannungsentwicklung ein.Die entwickelte Gleichung basiert aufphysikalischen Grundlagen, bietet abergleichzeitig die Möglichkeit einer Kali-brierung anhand von Messdaten aus La-borversuchen und Felduntersuchungen.

Prof. Dr.-Ing. Martin Ziegler, 12. April 2013

Hong Tian, RWTH AachenDevelopment of a Thermo-MechanicalModel for Rocks Exposed to HighTemperatures during Underground CoalGasification

Underground Coal Gasification (UCG),converting in-situ, unmined coal intocombustible gases, has continued to at-tract worldwide interest. Unlike conven-tional mining methods, rocks and coal inthe vicinity of a UCG reactor are subject-ed to high temperatures. Thus, in thiswork UCG-induced ground subsidence ispredicted by application of a thermo-me-chanical model developed for rocks ex-posed to high temperatures. An extensiveliterature review on sedimentary rocksand a suite of laboratory experiments onclaystone after thermal treatment up to1000 °C have been conducted to studytemperature-dependent physical, me-chanical and thermal properties, espe-cially rock strength. These research ef-forts indicate that rock strength changeswith temperature, and the varying char-acteristics can be generally categorizedinto three types. Based on this catego-rization, the thermo-mechanical Hoek-Brown (TMHB) and thermo-mechanicalMohr-Coulomb (TMMC) rock failure cri-teria are proposed. The correspondingconstitutive relations combined with theTMHB criterion are also developed bymeans of the incremental theory of ther-mo-plasticity. In addition, using the clos-est point projection method, the consti-tutive model is implemented using theinterface UMAT in the FEM programpackage Abaqus. Furthermore, potentialground subsidence of different layout ina hypothetical UCG area is numericallyinvestigated by utilization of the pro-posed TMMC criterion.

Prof. Dr.-Ing. Martin Ziegler, 8. Mai 2013

Amin Askarinejad, ETH ZürichFailure mechanisms in unsaturatedsilty sand slopes triggered by rainfall

Das Hauptziel dieses Projekts war es,die Auswirkungen von Porenwasser-druckänderungen auf die Stabilität vonHängen zu studieren. Außerdem stan-den die Mechanismen, die zur Initialisie-rung und Ausbreitung der Schubverfor-mungen führen, im Zentrum des For-schungsinteresses. Ein 130 m3 grosserErdrutsch wurde durch künstliche Be-regnung über einem instrumentierten38° steilen natürlichen Hang ausgelöst.Die Scherfestigkeitsparameter des Bo-dens aus dem Bereich des Hanges wur-den unter den im Feld vorherrschendenSpannungspfaden bestimmt. Die hy-draulischen und volumetrischen Eigen-schaften des Bodens wurden unter Be-rücksichtigung des Sättigungsverhaltensermittelt. Basierend auf den Feldunter-suchungen wurden 4 Hypothesen aufge-stellt, welche für die Initialisierung desErdrutsches maßgebend mitbeteiligtsind. Dazu wurden eine Klimakammersowie ein Regensimulator entworfen. Ei-ne Reihe von geotechnischen Zentrifu-gen-Versuchen wurde geplant, um dieAuswirkungen der Felsform und die hy-dro-geologischen Wechselwirkungen mitdem darüber liegenden Boden auf dieStabilität des Hanges zu studieren. Diemechanischen Eigenschaften von unge-sättigten Böden und die verstärkendenEffekte der Vegetation wurden in den2D/3D Grenzgleichgewichtsanalysenberücksichtigt. Mittels analytischer undnumerischer Methoden wurde auch dasVerhalten des Hanges vor der Instabili-tät untersucht. Die Porenwasserdrückeund die Lage der Scherfläche ergabeneine gute Übereinstimmung mit denFeldmessungen, obwohl die Zeit derRutschung unterschiedlich abgebildetwurde. Trotzdem wurde die Relevanzder Betrachtung der Boden-Grundge-stein-Wechselwirkung im Hinblick aufdie Stabilität bzw. Instabilität von Hän-gen aufgezeigt.

Prof. Dr. Sarah M. Springman, 30. Januar 2014

H. Michael Heil, ETH ZürichTitel der Dissertation: Reibung und plastische Härtung von Ton

Die für zwei Ablagerungen von weichem,nacheiszeitlichem Ton erhaltenen Ergeb-nisse von Feldversuchen und Laborver -suchen werden präsentiert. Die Feldver-suche schlossen Drucksondierungen(CPTs) und Halbkugelsondierungen (He-misphere Penetration Tests, HPTs) ein, indenen der Konus der CPT-Spitze durch


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eine Halbkugel ersetzt wurde. Die Ergeb-nisse der HPTs und der CPTs sind in bei-den Tonablagerungen ähnlich, und siewerden mit Werten der undräniertenScherfestigkeit und der undräniertenRestscherfestigkeit korreliert. Korrelatio-nen des totalen Raumgewichts aus denCPT- und HPT-Ergebnissen werden dis-kutiert und aufgestellt, auf der Basis derCam-Clay-Modelle, genauso wie auf derBasis einer Beziehung, die direkt aus demVerhalten abgeleitet wird, wie es in iso-trop-normal konsolidierten, undräniertentriaxialen Extensions- und Kompressions-versuchen sowie in Ödometerversuchenan Proben von beiden Tonen beobachtetwurde. Die Vorhersagen eines mikro -mechanischen Modells, welches auf derGleit-Theorie von Batdorf & Budiansky(1949) basiert, stimmen überraschend gutmit dem in den undränierten Triaxialver-suchen beobachteten Verhalten überein.Andererseits wird das Verhalten in denundränierten Triaxialversuchen mit einerGruppe einfacher Stoffmodelle in effek -tiven Spannungen vorhergesagt, welchewie die Cam-Clay-Modelle eine Härtungs-variable haben, welche im kritischen Zustand andererseits aber Spannungenliefern, die dem kohäsionsfreien Mohr-Coulomb-Kriterium entsprechen. Dieseeinfachen Modelle sagen Scherbandnei-gungen von 45° vorher. Die Neigung vonScherbändern in den abgescherten Tri -axialproben betrug jedoch nicht 45°.

Prof. Dr. Sarah M. Springman, 9. Dezember 2013

Jennifer Baumbach, Technische Universität MünchenBeitrag zum Tragverhalten vonMikropfählen unter axial zyklischerBelastung in bindigen Böden

Neben den klassischen Einsatzgebietenwie z.B. Nachgründungen im Bestandunter beengten Platzverhältnissen wer-den Mikropfähle verstärkt als Gründungvon Windenergieanlagen oder Stützenim Verkehrswegebau eingesetzt. Wäh-rend bei Nachgründungen von Gebäu-den die auf die Mikropfähle einwirken-den Lasten in der Regel statisch sind,kommt es bei Rückverankerungen oderder Gründung von Windenergieanlagenhäufig zu veränderlichen Einwirkungeninfolge Wind- oder Wellenbelastung oderÜberfahrten von Fahrzeugen. In nicht-bindigen Böden führen diese veränder -lichen Einwirkungen zu akkumulieren-den Pfahlverschiebungen und einerstark verminderten Tragfähigkeit im Ver-gleich zu einer rein statischen Belastung.

In der Arbeit wird untersucht, inwie-weit dies auch für Mikropfähle in bindi-gen Böden zutrifft. Dazu wurden Zug-

schwell- und Wechsellastversuche an4,2 m langen Mikropfählen mit einemDurchmesser von 150 mm in einem mit-telplastischen Ton steifer Konsistenzdurchgeführt. Es wird gezeigt, wie dieEntwicklung der Pfahlverschiebungenund der Pfahltragfähigkeit von der Belas-tungsart, der Zyklenzahl, dem mittlerenLastniveau und der zyklischen Lastam-plitude abhängen. Für das vorliegendePfahlsystem im untersuchten Tonbodenwird gezeigt, dass im Grenzzustand derTragfähigkeit unter Zugschwellbelastungkeine zusätzliche Berücksichtigung deszyklischen Einflusses notwendig ist. Un-ter Wechselbelastung hingegen ist eineAbminderung des charakteristischenPfahlwiderstands erforderlich, da post-zyklische statische Pfahlprobebelastun-gen auf Zug eine deutliche Tragfähig-keitsminderung zeigten.

Des Weiteren wird unter der Annah-me einer sinusförmigen Belastung mitgleichbleibender Lastamplitude unter-sucht, in welchen Grenzen verschiedeneempirische und analytische Berech-nungsansätze zur Ermittlung der Pfahl-verschiebung geeignet sind.

Die Arbeit ist unter http://nbn-resol-ving.de/urn/resolver.pl?urn:nbn:de:bvb:91-diss-20130610-1114087-0-4 zugänglich.

Prof. Dr.-Ing. Norbert Vogt, 10. Juni 2013

Pierre André Mayor, ETH ZürichVerhalten eines Flussdammes unterwiederholter Hochwasserbelastung

Die Reaktion eines Flussdammes aufWasserspiegelschwankungen und Witte-rungseinflüsse ist ein komplexer tran-sienter Prozess an einem nicht gesättig-ten Bauwerk, der nur mit Hilfe der unge-sättigten Bodenmechanik rechnerischerfasst werden kann.

Im Rahmen der vorliegenden Arbeitwurde ein Feldversuch an einem beste-henden Flussdamm durchgeführt, einer-seits um die Dammreaktion auf die Be-anspruchungen durch wiederholteHochwasserbelastung und wechselndeWitterung zu erfassen, und anderseitsum die ungesättigten geotechnischenBodeneigenschaften in situ zu bestim-men. Parallel dazu wurden die ungesät-tigten Bodeneigenschaften in Laborver-suchen und mit verschiedenen Metho-den rechnerisch bestimmt. Die gewon-nenen geotechnischen Eigenschaftendienen als Eingangsparameter für dienumerische Modellierung des Feldversu-ches mit der Methode der Finiten Ele-mente. Diese Modellierung ergab ein be-friedigendes Bild des Dammverhaltensunter wiederholter Hochwasserbelas-tung und wechselnder Witterung.

Durch die Berechnungsergebnissewerden sowohl die Eignung der Berech-nungsmethoden als auch die Qualitätder mit unterschiedlichen Methoden be-stimmten Bodenkennwerte bestätigt. So-mit sollte das Vertrauen in die Relevanzder ungesättigten Bodenmechanik fürdie praxisbezogene geotechnische Ana-lyse wachsen.

Prof. Dr. Sarah M. Springman, 24. Juli 2013

Wilmer Ferney Morales Peñuela, ETH Zürich River dyke failure modelling undertransient water conditions

Das Verhalten von Flussdeichen wäh-rend einer Überflutung wurde durch dieAnalyse des Einflusses einer transientenWasserbelastung durch mehrere Hoch-wasserzyklen und anschliessender Überspülung des Deiches untersucht.Diese Analyse erfolgte in drei Teil -projekten:

Die Basis der Arbeit ist ein Überflu-tungsfeldversuch in einem eingegrenz-ten Abschnitt eines Deiches entlang derRhone. Der Grasbewuchs und eineschlecht erodierbare Kiesschicht auf derKrone des Deiches verhinderten hier dieerwartete Oberflächenerosion. Statt -dessen entstand eine Instabilität der luft-seitigen Böschung, die eine innere Ero -sion erlaubte.

Die physikalische Modellierung be-stand aus einer Versuchsserie von zwölfkleinmassstäblichen Modellen unter einer erhöhten Erdbeschleunigung von33-g, so dass diese Modelle im PrototypDeichen mit einer Höhe von 5 m ent-sprechen. Variiert wurden die Hangnei-gung (1:2, 1:2,5, 1:3) und zum Teil ver-schiedene zusätzliche Schutzmassnah-men (Fussfilter, Schlitzwand). Das Zielder Modellierung war die Analyse desEinflusses der einzelnen Schutzmass-nahmen auf die Grundwasserströmungbei Hochwasser-Zyklen sowie die Unter-suchung des Bruchmechanismus, dersich während eines Überlaufs einstellt.

Abschliessend wurde mit einer nume-rischen Simulation unter Verwendungeiner kommerziell erhältlichen Softwaredie ungesättigte Grundwasserströmungfür alle zwölf Deiche untersucht. Zusätz-lich wurde der zeitliche Verlauf der Sta-bilität der Luft- und Wasserseite von Bö-schungen mit dem Gleitkreisverfahrengeprüft. Die Ergebnisse aus den numeri-schen Simulationen stellten die Ergeb-nisse der physikalischen Modellierungin der Zentrifuge gut dar.



Dissertationen/geotechnik aktuell

Emma Pooley, ETH ZürichCentrifuge modelling of groundimprovement for double porosity clay

Hauptziel dieser Forschung war der Ver-gleich von verschiedenen Bodenverbes-serungsmethoden an Tondeponien mitDoppelporosität mittels kleinmassstäb -licher Zentrifugenmodellierung. Ödo -meterversuche und Minizentrifugentestshaben die Grundlagen für die Modellein der geotechnischen Trommelzentrifu-ge geschaffen. Den Hauptbestandteil derexperimentellen Untersuchung bildetenModellversuche bei einem g-Niveau vom50-fachen der Erdbeschleunigung. DasVerhalten der Böden unter Belastungmit einem Damm sowie die Auswirkungvon verdichteten Schottersäulen (SCPs)und der dynamischen Intensivverdich-tung wurden betrachtet. Diese Prozessewurden bei rotierender Zentrifugedurchgeführt, während die Setzungenund der Porenwasserdruck gemessenwurden. Mittels Drucksondierungenund Fundamentversuchen wurden dieBodeneigenschaften verglichen.

Die Evaluierung der Bodenverbesse-rungsmethoden zeigte, dass die dynami-sche Intensivverdichtung effektiv der Be-grenzung der Setzung im Bereich derSchlagstelle dient und deswegen wertvollfür die Anforderungen des Zustands derGebrauchstauglichkeit bei späterer Nut-zung ist. Die Reaktion des Porenwasser-drucks wies darauf hin, dass die dynami-sche Verdichtung auf die Erhöhung desPorenwasserdrucks einen Effekt weitentfernt von der Schlagstelle hat. Einegrosse Gruppe von Schottersäulen ist zurBegrenzung der Setzung ebenfalls effek-tiv, jedoch ist die Wirkung eher lokal. ImFall einer grossflächigen Belastung mussdie Entwässerung der Bodenschicht si-chergestellt werden, weil der Verlust derintergranularen Porenräume zu einerdeutlichen Verringerung der Durchläs-sigkeit führt. Die Anforderungen an dieBodenverbesserung müssen an die ge-plante Nutzung angepasst werden.


Yuko Yamamoto, ETH ZürichInstabilities in alpine permafrost:Strength and stiffness in a warmingregime

Das Hauptziel dieser Arbeit ist es, dieFestigkeit und Steifigkeit des gefrorenenBodenmaterials in Blockgletschern zucharakterisieren. Zu diesem Zweck wur-de das geotechnische Verhalten vonkünstlich gefrorenen Bodenproben, wiebeispielweise der Kriechprozess oderdas Bruchverhalten, durch triaxiale

Spannungspfadversuche mit einem neu-artigen Messsystem, basierend aufSchallemissionsmessungen und der Er-mittlung der volumetrischen Änderun-gen der Bodenproben, untersucht. Diegewählten Spannungspfade reflektiertendie Spannungsbedingungen bezüglichKompression und Extension in Block-gletschern, unter bzw. neben den Vertie-fungsspalten. Der Vergleich zwischender residualen Deviatorspannung ver-schiedener Spannungspfadversuche zeig-te, dass die axiale Extension die gerings-te Deviatorspannung mobilisiert.

Ergänzend zu den triaxialen Span-nungspfadversuchen wurde an quader-förmigen, künstlich gefrorenen Boden-proben der Widerstand gegen Rissbil-dung und Rissausbreitung mithilfe vonBalkenbiegeversuchen betrachtet. DieErgebnisse zeigten, dass gefrorene Bödenmit niedrigem Eisgehalt und Temperatu-ren nahe dem Auftaupunkt anfälliger fürdie Entstehung und Ausbreitung von Ris-sen sein können als jene mit höheremEisgehalt. Das Verhalten von zylindri-schen, gefrorenen Bodenproben untertriaxialem Spannungspfadeinfluss wurdemittels Finite-Elemente-Simulationennachvollzogen. Das zeitabhängige Ver-halten des gefrorenen Bodens wurde un-ter Berücksichtigung der thermisch-hy-draulisch-mechanischen Wechselwirkun-gen mit den experimentell gewonnenenDaten validiert. Der Vergleich der Simu-lationsergebnisse mit den experimentellgewonnenen Daten zeigte, dass das semi-gekoppelte Modell die wichtigsten As-pekte der temperaturabhängigen Span-nungs-Dehnungs-Beziehung für den ge-frorenen Boden in kleinem Massstab er-folgreich simulieren konnte.

Prof. Dr. Sarah M. Springman, 25. November 2013

Ju-Young Oh, RWTH Aachen Interaktion der Ringspaltverpressungmit dem umgebenden Baugrund und der Tunnelauskleidung

Der Tunnelbau im Schildvortrieb stelltein modernes und hoch technisiertesBauverfahren dar, welches sich weltweitparallel zu dem klassischen Bauverfah-ren mit bergmännischem Vortrieb inSpritzbetonbauweise etabliert hat. Set-zungen sind allerdings auch beim Schild-vortrieb insbesondere aufgrund desRingspalts hinter dem Schild nicht völligauszuschließen, auch wenn dieser voll-ständig mit Mörtel verpresst wird unddessen Volumen sogar das theoretischeVolumen des Ringspalts überschreitet.Um die Einwirkungen der Ringspaltver-pressung auf das Verhalten des Bodensund die Tunnelauskleidung zu unter -

suchen, wird eine Vielzahl von FE-Be-rechnungen mit dem Zweiphasen-SystemBoden – Wasser durchgeführt. Dabeiwerden insbesondere der Einfluss derHöhe des Verpressdrucks und die Was-serdurchlässigkeit des Bodens unter-sucht. In der Arbeit wird gezeigt, dass dieRingspaltverpressung auch mit hohemVerpressdruck vorhandene Oberflächen-setzungen nicht vollständig rückgängigmachen kann, sondern diese allenfallsreduziert. Dies liegt daran, dass in durch-lässigen Böden sich durch die Ringspalt-verpressung oberhalb des Tunnels infol-ge der Bodenverdichtung Gewölbe bil-den, die die Hebungen teilweise abschir-men und in undurchlässigen Bödendurch den Verpressdruck eine Konsoli-dierung des umliegenden Bodens ein-setzt, der die Hebungen wieder teilweisekompensiert. Es gibt daher einen kriti-schen Verpressdruck, oberhalb dessendie Setzungen sogar wieder zunehmen.

Prof. Dr.-Ing. Martin Ziegler, 22. Okt. 2013

geotechnik aktuell

HTG-Kongress und 100-Jahrfeier in Berlin

Vor hundert Jahren, am 22. Mai 1914,wurde die HTG in Berlin gegründet.

Die Gründungsversammlung wurdevon 25 Teilnehmern besucht. Der Mit-gliederkreis bestand teils aus Ingenieu-ren, teils aus Wirtschaftlern, die alle dieNotwendigkeit sahen, eine eigene natio-nale Organisation zu gründen, die sichvorwiegend mit dem Themenfeld derHafenbauer befasste.

Die Organisation fand großen Zu-spruch. Bereits zu Kriegsbeginn 1914zählte die Gesellschaft 123 Mitglieder.

In den ersten 25 Jahren befasste sichdie Gesellschaft vorwiegend mit bau-technischen Fragen der Gründung undGestaltung von Hafenbauwerken, mitder Planung von Hafenanlagen undWasserstraßen, den betriebswirtschaft -lichen Erfordernissen, der Umschlag-technik und nicht zuletzt mit den wirt-schaftlichen Grundlagen und der Ver-waltung von Häfen.

Große Aufgaben kamen in der Nach-kriegszeit auf die HTG zu beim Wieder-aufbau der zerstörten Hafenanlagen und


geotechnik aktuell

deren Anpassung an die verändertenVerhältnisse.

Mitte der 60er-Jahre wurde das Spek-trum des Hafenbaus weiter abgerundetund neben den Seehäfen kamen die Binnenhäfen, Bundeswasserstraßen, dieSee- und Binnenschifffahrt, die Hoch-schulen, Beratende Ingenieure, Werftenund die Bau- und Maschinenbauindus-trie hinzu.

Interessant ist, wie sich die Aufgabender HTG entwickelt haben, und man-ches noch heute aktuell ist. Entwicklungder Schiffsgrößen und die Herstellungder dafür erforderlichen Wassertiefeneinschließlich der Finanzierung warendringendste Probleme, um den Zugangzu den Weltmärkten für die eigenen Pro-dukte und die Versorgung der eigenenBevölkerung zu sichern. Probleme, dieuns bis heute erhalten geblieben sind.Auch die Fragen der Verkehrsanbindungin das Binnenland, Bau der Kaimauernwaren bereits Themen der ersten Jahre.

Die zunehmende Vernetzung allerLebensbereiche, konkurrierende Nut-zungen, der Umweltschutz sowie die ver-änderten Planungs- und Entscheidungs-prozesse haben den interdisziplinärenCharakter der HTG noch ausgeprägterund wichtiger werden lassen. Das zuneh-mende Interesse der Öffentlichkeit so-wie immer umfassenderen gesetzlichenAnforderungen fordern den Ingenieurauf, die Notwendigkeit, Sinnhaftigkeitund Wirtschaftlichkeit der Maßnahmendetailliert und überzeugend darzulegen.

Die von den Mitgliedern der HTGinsbesondere im Rahmen der zweijähr -lichen Mitgliederversammlungen be-stimmten Grundausrichtungen der Ver-einsarbeit werden vom Gesamtvorstandund Vorstand aktiv weiterverfolgt undvorangetrieben. Diese Gremien koordi-nieren auch die Zusammenarbeit mit an-deren Gesellschaften und Vereinigun-gen.

Für die Erörterung fachlich-wissen-schaftlicher Themen hat der Gesamtvor-stand verschiedene Fachausschüsse ge-gründet. Die Vorsitzenden dieser Aus-schüsse bilden den fachlich-wissen-schaftlichen Beirat, der die Arbeit derAusschüsse koordiniert, lenkt und dieZusammenarbeit mit dem Gesamtvor-stand sicherstellt. Die gegenwärtig17 Fachausschüsse und Arbeitskreise derHTG stellen damit das fachlich-wissen-schaftliche Fundament der HTG dar.Die Ausschüsse tragen die Erkenntnisse,Erfahrungen und Entwicklungen aus ih-rem Fachbereich zusammen, analysierendiese und entwickeln aus der komplexenBetrachtung der wechselseitigen Impli-kationen Konzeptionen für die täglicheArbeit der Fachleute. Ziel ist es, dieseder Fachwelt in Form von Veröffentli-chungen sowie Vorträgen zur Verfügung

zu stellen. So genießen zum Beispiel dieEmpfehlungen des FachausschussesUfereinfassungen, die EAU 2012, schoninternationales Interesse und sind aufeuropäischer Ebene als Regelwerk notifi-ziert. Sie erfüllen damit den Anspruch,bei Planung, Entwurf, Ausschreibung,Vergabe, Baudurchführung und Über-wachung sowie Abnahme und Abrech-nung von Ufereinfassungen an Häfenund Wasserstraßen im nationalen undinternationalen Bereich den Stand derTechnik zu definieren.

Die HTG organisiert über das Jahrverteilt zum Zwecke des fachlichen Er-fahrungs- und Gedankenaustauscheszahlreiche Vortragsreihen, Workshops,Baustellentage, Studienreisen sowie allezwei Jahre einen Kongress mit einerHauptversammlung.

Auch ein internationaler Kongresswurde in 2008 von der HTG durchge-führt. Im Juni 2008 fand in Hamburgdie ICCE2008 statt. Mehr als 900 Teil-nehmer aus 45 Ländern erlebten ein un-vergessliches Großereignis des interna-tionalen Küsteningenieurwesens, beidem in über 500 Vorträgen die Prozesseim Küstenbereich, die Küsten- und Hafenbauwerke, die Häfen und Wasser-straßen, Umweltaspekte, Risiken und dieEntwicklung der Küste behandelt wur-den. Durch die internationalen Diskus-sionen über die Auswirkungen des Klimawandels und die Risiken durchHurrikane und Tsunamis gewinnen dieFragestellungen des Küsteningenieur -wesens an Bedeutung.

Mit ca. 400 bis 600 Teilnehmern er-freuen sich die HTG-Kongresse immerwieder eines großen Besucherandrangs.Seit Gründungstagen der HTG findendiese alternierend an einem Ort mit See-hafenbezug und einem mit Binnenschiff-fahrtsbezug statt. So waren Gastgeber -orte in den vergangenen Jahren Bremen,Dresden, Lübeck und Würzburg. DieKongresse bieten den Teilnehmern eineVielzahl an Vorträgen zu den verschie-densten Fachgebieten der HTG. Dane-ben bleibt u. a. in der regelmäßig inte-grierten Industrieausstellung Platz fürDiskussionen zu Themengebieten jeg -licher Art. So werden neben dem fach -lichen Austausch auch Möglichkeitenzum Ausbau der persönlichen Kontakte,insbesondere dem Networking geboten.Aktuell laufen bereits die Vorbereitun-gen zur 100-Jahrfeier der HTG, die imRahmen des Kongresses 2014 im diesesJahres in Berlin organisiert wird.

Neben den bereits genannten Betäti-gungsfeldern legt die HTG auf die För-derung von jungen Mitgliedern seit jeherein besonderes Augenmerk. Die HTGfördert junge Mitglieder, wenn diese sichin der Ausbildung befinden oder diesenoch nicht länger als zehn Jahre abge-

schlossen ist. Für die Teilnahme anHTG-Veranstaltungen sowie Studienrei-sen oder Fachexkursionen besteht dieMöglichkeit, einen Zuschuss aus einemSpendenfonds zu beantragen. Den jun-gen Mitgliedern wird so die Möglichkeitgegeben, trotz ihrer häufig noch limitier-ten finanziellen Mittel an diesen Veran-staltungen teilnehmen zu können, sichfachlich weiterzubilden und auch schonin frühen Jahren an dem Netzwerk derHTG teilhaben zu können.

Der Arbeitskreis JUNGE HTG hatsich u. a. zum Ziel gesetzt, die Vernet-zung der jüngeren Nachwuchsmitgliedermit den erfahrenen Mitgliedern aktiv zuunterstützen und die Kontaktpflege zwi-schen Nachwuchs und Berufserfahre-nen zu intensivieren. Unter anderenkümmert sich die Junge HTG um dieAusrichtung eines Workshops, der tur-nusmäßig alle zwei Jahre stattfindet.Dieser bietet einen interessanten Mixaus jüngeren und erfahrenen Vortragen-den zu unterschiedlichen Themen, beidenen sowohl der fachliche Austauschals auch die persönliche Kommunikati-on gefördert wird. Die Workshops sollenallen Teilnehmern die Kommunikations-möglichkeiten zwischen Nachwuchsin-genieuren, Firmen, Ingenieurbüros undöffentlichen Verwaltungen bieten unddie Gelegenheit geben, Kontakte zuknüpfen, zu pflegen oder auszubauen.

Mit der JUNGEN HTG hat sich in-nerhalb der Gesellschaft durch Eigenini-tiative jüngerer Mitglieder, unterstütztdurch den Gesamtvorstand, eine Institu-tion gebildet, die sehr erfolgreich die Attraktivität der HTG für unsere Nach-wuchskräfte erhöht hat. Ziel ist es, denseit Gründung der JUNGEN HTG er-langten Erfolg in die Zukunft zu tragen.Hierzu werden die JUNGE HTG undder Gesamtvorstand die bisherigen Akti-vitäten fortsetzen und weiter entwickeln.

HTG: 100-Jahrfeier in Berlin vom 21. bis 23. Mai 2014

Die Hafentechnische Gesellschaft e.V.will nun ihr 100-jähriges Bestehen an-lässlich des kommenden Kongressesvom 21. bis 23. Mai 2014 gebührend fei-ern. Inmitten Berlins, wo alles angefan-


geotechnik aktuell

gen hat, wird dieses Mal auch der Kon-gress ausgerichtet – in den Tagungsräu-men des Maritim proArte Berlin.

Wesentlicher Bestandteil des Kon-gresses ist der fachlich-wissenschaftlicheAustausch. Aus weit über 140 einge-reichten Beiträgen hat das Paper Selec -tion Committee wieder ein interessantesVortragsprogramm zusammengestellt.Beginnend bei Berichten über regions-spezifische Themen über Vorträge zumbreiten Feld der Offshore-Windenergiebis hin zum Thema „Interaktion von In-frastruktur und Ökologie“ decken insge-samt 60 Fachvorträge ein breites The-menspektrum ab. Selbstverständlichsind auch die Themen Hafenbau sowieSee- und Binnenwasserstraßenbau aufdem HTG-Kongress wieder vertreten.Neben dem fachlichen Austausch, dergegenseitigen Beratung und Informationsteht auch das „Netzwerken“ wieder imFocus. Hierzu werden der Kongress unddie angeschlossene Fachausstellung aus-reichend Raum bieten.

Anlässlich des 100-jährigen Beste-hens möchte die HTG alle Teilnehmermit einem unterhaltsamen und anregen-den Eröffnungsprogramm willkommenheißen, um gemeinsam das Jubiläum ge-bührend zu feiern. Der Festakt wirddurch einen Poetry Slam von JulianHeun und die Begrüßung des HTG-Vor-sitzenden Reinhard Klingen eröffnet. ImAnschluss wird Herr Prof. Klaus Töpfer,ehem. Bau- und Umweltminister, alsFestredner „Von der (Un-) Möglichkeitdes Bauens in einer offenen Gesell-schaft“ referieren.

Mit Herrn Prof. Töpfer hat die HTGeinen Redner gewonnen, dessen beruf-lich politisches Wirken davon geprägtwar, den vermeintlichen Widerspruchzwischen Ökologie und Ökonomie auf-zulösen und den Dialog zwischen Wis-senschaft, Politik, Wirtschaft und Bür-gern zu fördern. Ob als Bau- oder Um-weltminister, als Exekutivdirektor desUmweltprogramms der Vereinten Natio-nen oder heute beim „Institute for Ad-vanced Sustainability Studies“ (IASS),dessen Gründungsdirektor er ist. Stetshat Prof. Töpfer Maßstäbe für ein nach-haltiges Denken gesetzt.

Weitere Informationen zum Kon-gress, dem Programm und Aktivitätenfinden Sie auf unserer Homepage unter:www.htg-online.de.

13. Altbergbau-Kolloquium an der TU Bergakademie Freiberg

Unter der Schirmherrschaft des sächsi-schen Staatsministers für Finanzen,Prof. Dr.-Ing. Unland, fand in der sächsi-schen Berghauptstadt Freiberg vom 7.bis 9. November 2013 das 13. Altberg-

bau-Kolloquium statt. Als Ausrichter desKolloquiums fungierten in Freiberg dieInstitute für Geotechnik und Markschei-dewesen sowie der Arbeitskreis 4.6 derFachsektion Ingenieurgeologie in derDGGT e.V. In der Alten Mensa der TUBergakademie Freiberg versammeltensich wieder über 450 Fachinteressierteaus Hochschulen, Ingenieurbüros, Äm-tern und Bergbauspezialfirmen zu derzweitägigen Vortragsveranstaltung mitanschließenden Exkursionen. Auchzahlreiche ausländische Gäste konntenzur Tagung begrüßt werden. So warenTeilnehmer aus Bulgarien, China, denNiederlanden, Belgien, Österreich, Po-len, Schweiz, Tschechien und Ukrainezu verzeichnen. Sechs Fachausstellerpräsentierten ihre Produkte. Als Exkur-sionsziele standen das Besucherberg-werk „Im Gößner“ in der erzgebirgi-schen Doppelbergstadt Annaberg-Buch-holz und die altbergbaulichen Hinterlas-senschaften in Halsbrücke unweit vonFreiberg zur Auswahl.

Eröffnet wurde das Kolloquiumdurch Prof. Dr.-Ing. Klapperich vom In-stitut für Geotechnik der TU Bergakade-mie Freiberg. Prof. Dr.-Ing. Drebenstedtals Dekan der Fakultät für Geowissen-schaften, Geotechnik und Bergbau über-mittelte sein Grußwort. Er verwies aufdie Bedeutung und Entwicklung der Fa-kultät 3 bezüglich der Ausbildung vonAbsolventen mit geotechnischen, berg-baulichen und geologischen Inhalten.Weiterhin sprach der sächsische Ober-berghauptmann Prof. Cramer über dieBedeutung der Altbergbauerkundungund -sanierung im Freistaat Sachsen. Erverwies auf die zentrale, weiterbildendeRolle des jährlich stattfindenden Alt-bergbau-Kolloquiums. In den zwölf zu-

rückliegenden Kolloquien wurden über450 Fachvorträge gehalten. So wurdedie sicherheitsrelevante Rolle der Was-serlösestollen im Ergebnis des Hochwas-sers von 2002 mehrfach aufgegriffen.Durch ein Sanierungsprogramm zu die-sen Gefahrenschwerpunkten von was-serführenden Stollen konnte bereitsnach dem Hochwasser von 2013 ein be-deutender Erfolg der Schadensreduzie-rung nachgewiesen werden.Dipl.-Ing. Kießling, Amtsleiter des Thü-ringer Landesbergamtes, machte auf denfortschreitenden Sicherheitsverzehrdurch den Altbergbau aufmerksam undinformierte die Tagungsteilnehmer überdas Grubenunglück in der KaligrubeUnterbreizbach. Dr. Obst vom Landes-amt für Bergbau, Geologie und Rohstof-fe Brandenburg hob die Bedeutung derRisiken und Gefahren des umfangrei-chen Braunkohlenaltbergbaues hervor,jedoch verwies er auch auf die sehr be-grenzten finanziellen Mittel im Bundes-land Brandenburg. Abschließend berich-tete Dr.-Ing. habil. G. Meier turnusmä-ßig über die Tätigkeit des Arbeitskrei-ses 4.6 „Altbergbau“ zu den Ergebnisseund Aktivitäten im vergangenen Arbeits-jahr. Insbesondere wurde auf die Ver -öffentlichung der 4. Empfehlung desAK 4.6 in Kooperation mit dem DMVe.V. im 13. Tagungsband des Kollo-quiums verwiesen und die inhaltlichenSchwerpunkte hervorgehoben. Dieseumfassen die geotechnisch-markscheide-rische Bewertung und Sanierung vonaltbergbaulich beeinflussten Gebietenhinsichtlich ihrer baulichen Nachnut-zung. Mit dieser 4. Empfehlung konnteneine Vielzahl von wichtigen Bearbei-tungsschwerpunkten der Altbergbauthe-matik aufgegriffen und unter einheit -

Die Freiberger Veranstalter des 13. Altbergbau-Kolloquiums: Prof. Sroka, Dipl.-Geol. Tondera, Prof. Unland, Prof. Klapperich, Dr.-Ing. habil. Meier (v.l.n.r.)


geotechnik aktuell

lichen, fachlichen Aspekten behandeltwerden. Alle vorliegenden Empfehlun-gen sind als Leitfäden für den praxis -orientierten Umgang mit Altbergbau ausingenieur- und bergtechnischer Sichtkonzipiert.

Die 23 gehaltenen Fachvorträge glie-derten sich in folgende Themenkomple-xe: Erkundung, Bewertung und Progno-se, Sicherung und Verwahrung undFreie Themen. Als Sonderschwerpunktstand die Sanierung von Braunkohlen-und Uranbergbau im Fokus der Tagung.Im Themenkomplex „Erkundung“ wur-de u. a. über den Einsatz eines Laser-scanners in Bohrungen zur Hohlraumer-kundung und zu einem Tagesbruch ineinem Parkhaus eines Einkaufszentrumsin Heerlen (Niederlande) referiert. Wei-tere Themen waren „Serverbasierte GIS-Lösung für die Präsentation von Infor-mationen aus dem Monitoring im Alt-bergbau …“ und „Projektmanagementim Altbergbau der RAG AG“. Im The-menkomplex „Bewertung und Progno-se“ ging es um die „Planung und Umset-zung des Abschlussbetriebsplanes desTonbergwerkes Klingenberg am Main“und um die schnelle GKB-GIS Informa-tionsbereitstellung zu altbergbaulichenFragestellungen sowie um die Auflas-sung bzw. Löschung von Bergwerksbe-rechtigungen in Österreich. Eine weitereVortragsthematik beinhaltete die „Erhal-tung des bergmännischen Wissensschat-zes des saarländischen Bergbaus für dieZukunft“.

Im Themenkomplex „Sicherung undVerwahrung“ wurde zur „Sanierung ei-nes tagesnahen Brandes im Steinkohlen-flöz Blücher“ und zu „Kleine Auswir-kung, große Sanierung – ein Beispiel füreine bergbauliche Bearbeitung in einemEssener Wohngebiet“ referiert. Der ersteBlock dieses Themenkomplexes wurdedurch einen praxisbezogenen Vortrag zuden langjährigen Erfahrungen undGrundsätzen bei der bergtechnischenSanierung von Altbergbauobjekten abge-schlossen.

Der Staatsminister Prof. Dr.-Ing. Un-land als Schirmherr des 13. Altbergbau-Kolloquiums referierte im Themenkom-plex „Freie Themen“ in einem sehr inte-ressanten Beitrag über „Die Finanzie-rung der Bergbau-Altlasten in Sachsen“.Er zeigte die Bereitstellung der finanziellen Sanierungsmittel mit ihrenvertraglichen Hintergründen und Zu-sammenhängen für Sachsen auf und gabeinen Ausblick der Finanzierungsmög-lichkeiten für die zukünftige Altbergbau-sanierung. Es folgten Vorträge „ZumStand des Altbergbau-Projektes desBayerischen Landesamtes für Denkmal-pflege“ und zu „Innovativen Flächenre-cycling & Standortentwicklungsmanage-ment von Bergbaufolge-Landschaften

unter technischen und wirtschaftlichenAspekten“. Im letzten Vortrag diesesBlockes wurde über „Das SächsischeOberbergamt als Partner im Ziel 3 – Projekt „ArchaeoMontan“ referiert.

Der zweite Block des Themenkom-plexes „Sicherung und Verwahrung“wurde mit dem Beitrag „Erkundung undSanierung von tagesnahen Grubenbau-en des Altwismutbergbaues im Gang Parallel bei Wolkenstein/Himmelreich“fortgesetzt. Es folgte der Vortrag „Berg-technische Teilsicherung eines Wasser-lösstollens am Beispiel des Wiedersted-ter Stollens (Stadt Arnstein, Sachsen-Anhalt)“.

Im letzten Komplex „Sanierung desBraunkohlen- und Wismutbergbaus“wurde zu folgenden Themen referiert:„Technische und rechtliche Aspekte derGefahrenabwehr in der Braunkohlen-bergbausanierung“, „Rechnerische Stabi-litätsnachweise für verflüssigungsgefähr-dete Altkippen des Braunkohlenberg-baus“ als ein sehr aktuelles Problem,„Fluiddynamisch-hydrogeochemische„Arbeitshypothesen“ als Basis für dasMonitoring zur geotechnischen Lang-zeitstabilität von Kippenflächen im Lau-sitzer Braunkohlenrevier“ und die Wis-mutthemen „Wismutaltbergbau – Kom-plexe Sanierungsmaßnahmen an Halden“ sowie „Erfahrungen mit altver-wahrten Tagesschächten der Uranerz-grube Schlema-Alberoda und sicher-heitsgewährleistende Maßnahmen“.

Bei den meisten Vorträgen kam es zuregen Diskussionen.

Der Gesellschaftsabend, als kulturel-ler Höhepunkt des 13. Altbergbau-Kollo-quiums, beinhaltete das traditionelleBergbier im „Tivoli“. Die Veranstaltungwurde durch das Bergmusikkorps Saxo-nia aus Freiberg umrahmt.

Von den Teilnehmern des Altberg-bau-Kolloquiums wurde die sehr gut or-ganisierte und ansprechende Versor-gung mit Speisen und Getränken gelobt.Dem Veranstalterteam kann für die reibungslose Organisation des Kollo-quiums Dank und Anerkennung aus -gesprochen werden.

Die Resonanz an den beiden Exkur-sionen war ebenfalls sehr beachtlich undanerkennend.

Alle Vorträge sind im Tagungsband zu-sammengefasst. Als Anhang des Bandesist die Empfehlung „Geotechnisch-mark-scheiderische Bewertung und Sanierungvon altbergbaulich beeinflussten Gebietenhinsichtlich ihrer baulichen Nachnut-zung“ beigefügt. Der farbig gestaltete13. Tagungsband kann im Buchhandelunter der ISBN 978-3-938390-11-5 oder bei den Veranstaltern bezogen werden.

Das 14. Altbergbau-Kolloquium wird voraussichtlich vom 6. bis 8. No-

vember 2014 in Gelsenkirchen stattfin-den.

Dr.-Ing. Günter MeierObmann des Arbeitskreises

4.6 „Altbergbau“

9. Hans Lorenz Symposium an derTechnischen Universität Berlin

Das vom Fachgebiet Grundbau und Bodenmechanik-DEGEBO der Techni-schen Universität Berlin unter Leitungvon Herrn Kollegen Professor StavrosSavidis veranstaltete 9. Hans LorenzSymposium für Baugrunddynamik undSpezialtiefbau am 26. September 2013war mit einer Fülle an Beiträgen zu un-terschiedlichen Themenschwerpunktenein Spiegelbild der von Herrn ProfessorHeinz Brandl formulierten These, dassdie Gesellschaft sich keineswegs be-wusst ist, in welch großem Umfang dieGeotechnik mit ihren weit über den tra-ditionellen Grundbau hinausreichendenBeiträgen u. a. zur Infrastruktur, zurWasserversorgung und Energiegewin-nung, zur Abfallwirtschaft und Altlasten-sanierung sowie zum Schutz vor Natur-katastrophen die Voraussetzung schafftfür den hohen Lebensstandard der In-dustrieländer und für die dynamischeEntwicklung in den Schwellenländern.

Auf diesem Motto baute zugleich diediesjährige Hans Lorenz Vorlesung auf,in der Herr Kollege Professor Brandl auf„Das Image, die Verantwortung und dieHerausforderungen des Geotechnik-In-genieurs in der Gesellschaft“ einging. Indem sehr facettenreichen Vortrag setztesich Professor Brandl nachdrücklich füreine in der Tradition Karl Terzaghis ste-hende enge Verflechtung von Theorieund Praxis in der Geotechnik ein undzwar nicht nur in der Ingenieurpraxis,sondern gerade auch in der universitä-ren Lehre und Forschung. Unter demEindruck zunehmender Normen, Richt-linien und Verordnungen warnte Profes-sor Brandl in seinen Ausführungen da-vor, dass zu viele und intensive Regelun-gen Innovationen, das selbstständigeund kreative Denken sowie die Bereit-schaft, Verantwortung zu übernehmen,hemmen könnten. Geotechnik müsseals Ingenieurdisziplin verstanden wer-den, die in ihrer Gesamtheit Theorieund Praxis, Wissenschaft und (Inge-nieur-)Kunst in einem sei. Den Um-stand, dass dennoch bei vielen Bau-herrn, Behörden und Baufirmen in Spit-zenpositionen Bauingenieure zuneh-mend durch Kaufleute, Juristen undPolitiker ersetzt werden und diese oftmeinten, ohne ingenieurtechnischenSachverstand auszukommen, kommen-tierte Professor Brandl mit den – sicher-


geotechnik aktuell/Firmen und Verbände

STRABAG AG übernimmt Straßen- undTiefbau-Aktivitäten der Johann KippBauunternehmen GmbH

Die Kölner Strabag AG, hat die Straßen-und Tiefbau-Aktivitäten am Standortder mittelständischen Johann Kipp Bau-unternehmen GmbH in Bremerhavenübernommen. Damit sichert derBaukonzern rund 30 der bisherigen Arbeitsplätze des Bremerhavener Tra -ditionsunternehmens Kipp, das Ende Oktober 2013 Insolvenz angemeldet hatte.

Nach Aussage der Strabag Unter -nehmensleitung werde das Kipp-Team inBremerhaven seine Arbeit als eigen-ständige Gruppe innerhalb der StrabagDirektion Nordwest, Bereich Weser-Ems, fortführen und künftig unter demMarkennamen „Strabag“ auftreten. Derbisherige Geschäftsführer des Unter -nehmens, Volkert J. Osterloh, ist eben-falls zu Strabag gewechselt und steht der Einheit auch weiterhin vor. KlausHerwig, kaufmännischer Leiter der Stra-bag Direktion Nordwest, betont: „Diesist von großem Vorteil für die Kontinu-ität der Kipp-Geschäftsbeziehungen imStraßen- und Tiefbau. Zudem werdendie bisherigen Aktivitäten durch denEinsatz einer Asphaltkolonne erweitert.Damit ist die Gruppe Bremerhaven inder Lage, das gesamte Leistungsspek-trum rund um den Straßen- und Tiefbauanbieten zu können.“ Für die Strabag

AG bedeutet die Übernahme eine weit-ere Stärkung ihrer Marktposition inNorddeutschland. Über den Kaufpreiswurde Stillschweigen vereinbart.

Stahlfundamente für Offshore-Windkraftanlagen: Bilfinger investiert in eigeneProduktionskapazitäten

Der Engineering- und ServicekonzernBilfinger wird in Stettin gemeinsam mitdem polnischen StahlbauunternehmenCrist und dem staatlichen Investment-fonds Mars Stahlfundamente für Off-shore-Windkraftanlagen produzieren.Der polnische Finanzminister Wlodz-imierz Karpinski und Bilfinger Vor-standsmitglied Joachim Enenkel habenmit einem feierlichen ersten Spatenstichdas Startsignal zum Bau einer neuenFertigungsstätte in der Hafenstadt ander Ostsee gegeben. Das Projekt wirdvon der Europäischen Union ge-fördert.

Nach der Inbetriebnahme im Jahr2015 können in Stettin jährlich100.000 t Stahl verarbeitet und Funda-mente für 80 Windkraftanlagen gefertigtwerden. So ist Bilfinger in der Lage,Stahlfundamente nicht nur auf offenerSee zu installieren, sondern sie im Vor-feld auch selbst zu produzieren.

Deutschland ist dabei nur einer vonmehreren Staaten, die den Ausbau derOffshore-Windkraft vorantreiben. Bilfin-ger erwartet vor allem in Großbritan-nien und in skandinavischen Länderneine unverändert starke Nachfrage. Bis2020 sollen in den Anrainerstaaten derNord- und Ostsee Offshore-Windparksmit einem Gesamtvolumen von 20 Gi-gawatt entstehen, dafür werden mehr als3.000 Gründungen benötigt. Mit derneuen Produktionsanlage für Stahlfun-damente ist Bilfinger wettbewerbsfähigaufgestellt.

Das Containerterminal in Bremerhaven istnur ein Beispiel für die Aktivitäten der Stra-bag. (Foto: Strabag AG)

Firmen und Verbände

lich pointierten – warnenden Worten„Ingenieure sind die Kamele, auf denendie Ökonomen zum Erfolg reiten“.

Im weiteren Tagungsprogramm stan-den zunächst mit zwei hochaktuellenBerliner Projekten, der Herstellung derTrogbaugruben für die geplante S-Bahn-linie S21 und den wasserrechtlichen As-pekten des Neubaus der U-Bahnlinie U5zwischen Rotem Rathaus und Branden-burger Tor, sowie einem Bericht überden Söderströmstunnel, einem im Her-zen Stockholms im Absenkverfahren er-stellten Eisenbahntunnel, drei innerstäd-tische Infrastrukturprojekte im Mittel-punkt.

In dem sich anschließenden Themen-schwerpunkt „Pfahlgründungen“ wurdesowohl über interessante Grundsatzun-tersuchungen, z. B. zum Fließ- und An -steifverhalten von Beton bei der Herstel-lung von Pfählen, als auch über heraus-ragende internationale Bauaufgaben wiedie Herstellung von 260 Bohrpfählen(D = 2,0 m) für den Tower des LakhtaCentre in St. Petersburg, das mit 462 mGesamthöhe zukünftig höchste Gebäu-de Europas, berichtet.

Drei Beiträge zur Numerik bzw. zuaktuellen theoretischen Fragestellungender Bodenmechanik behandelten insbe-sondere Aspekte der Modellierung desMaterial- und Systemverhaltens unterdynamischen und zyklischen Einwir-kungen.

Im letzten Teil der Tagung wurdenschließlich sechs Projekte vorgestellt, beidenen verschiedene Baugrubenkonzepteund Gründungsmethoden zum Einsatzgekommen sind und die wiederum imnationalen und internationalen Kontextden wichtigen und vielfältigen Beitragder Geotechnik für die Gesellschaft bes-tens dokumentierten, wodurch sich dergroße inhaltliche Bogen des 9. Hans Lorenz Symposiums vortrefflich schloss.

Die große Vielfalt der Themenstel-lungen, die sich in den Beiträgen des9. Hans Lorenz Symposiums wieder-spiegelt, zeigt die von Professor Brandlangemahnte Notwendigkeit der engenVerflechtung von Theorie und Praxis,von fortschrittlichen Bemessungsansät-zen und Simulationsmodellen einerseitsund (Baustellen-)Erfahrung andererseitsals in dieser Kombination unabdingbareVoraussetzung für technisch und ökono-misch optimierte, zugleich aber auch sichere und bautechnisch umsetzbaregeotechnische Lösungen.

Eine ausgezeichnete Organisation sowie Möglichkeiten für interessanteDiskussionen und Gespräche zwischenden Teilnehmern rundeten das Sympo -sium ab.

Die Beiträge des 9. Hans LorenzSymposiums wurden im Heft Nr. 63 derVeröffentlichungen des Grundbauinsti-

tutes der Technischen Universität Berlinpubliziert.

Das 10. Hans Lorenz Symposiumwird in diesem Jahr wegen der Bau-grundtagung vorgezogen und am 4. Sep-tember 2014 an der Technischen Univer-sität Berlin stattfinden.

Univ.-Prof. Dr.-Ing. habil.Christian Moormann, Stuttgart

Gemeinsam mit Partnern wird Bilfinger abdem Jahr 2015 Stahlfundamente selbst pro-duzieren. (Foto: Bilfinger)


Termine

acqua alta alpina 2014Salzburg, Österreich12. bis 14. März 2014

Themen– Alpine Naturgefahren– Risiko- und Katastrophen -

management– Sperrwerke und Dämme– Schutzwald– Langfristige Hochwasservorsorge– Infrastruktur– Sicherheit und Technik– Klima

www.acqua-alta-alpina.at

7th Colloquium “Rock Mechanics –Theory and Practice” with “Vienna-Leopold-Müller Lecture”Vienna, Austria13 and 14 March 2014

Topics– Mechanics of rock slopes and mass

movements including modelling ofrun outs

– Mechanics of foundations in and onrock

– Mechanics of underground excava -tions in rock

www.ig.tuwien.ac.at

Workshop Offshore-BasishäfenHamburg18. März 2014

Themen– Spezialschiffe und schwimmende

Strukturen– Wasserstraßen und Häfen– Infra- und Suprastruktur

www.tuhh.de/hafenworkshop2014

21. Darmstädter Geotechnik-KolloquiumDarmstadt20. März 2014

Themen– Baugrundverbesserungstechniken– Innerstädtisches Bauen/Bauen im

Bestand– Monitoring und Prozessautomatisie-

rung– Rechtsfragen in der Geotechnik/

Schadensfälle

www.geotechnik.tu-darmstadt.de

Ohde-Kolloquium 2014Dresden26. März 2014

Themen– Theoretische und experimentelle

Bodenmechanik– Numerische Methoden– Praktische Anwendungen– Bodendynamik

http://geotechnik.bau.tu-dresden.de/ohde

Symposium on Zagreb underground Zagreb, Croatia27 and 28 March 2014

Topics– Undergound road traffic– Underground rail traffic– Construction in underground water– Microtunnelling in cities– Watersupply and purifiation systems– Sewer rehabilitation and construction

methods – Underground urbanism– Underground facilities for biogas and

green energy– Financing of undergound structures

by EU

www.zagrebtunnel2014.com

29. Christian Veder Kolloquium 2014Graz, Österreich 24. und 25. April 2014

Stützmaßnahmen in der Geotechnik – Be-messung, Ausführung, Langzeitverhalten

http://cvk.tugraz.at/

21. Symposium für Felsmechanik und TunnelbauStuttgart6. und 7. Mai 2014

Themen– Verkehrstunnelbau– Wasserkraft– Endlagerung, Fracking,

CO2-Speicherung– Forschung und Entwicklung

www.dggt.de

100-Jahrfeier der HTG und HTG-KongressBerlin21. bis 23. Mai 2014

Themen– Die Junge HTG: Erste Berufserfahrun-

gen und Projekte

– Bauprojekte der Region Berlin-Brandenburg

– Planung, Genehmigung und zukünf -tige Projekte im In- und Ausland

– Aktuelle Baumaßnahmen im In- undAusland

– Interaktion von Infrastruktur undÖkologie

– Instandhaltung und Erweiterung von Wasserstraßen und Häfen

– Offshore-Windenergie– Forschung, Entwicklung und Inno -

vation

www.htg-online.de

4. Münchner Tunnelbausymposium Neubiberg23. Mai 2014

Themen– Baulicher Brandschutz im Tunnelbau– Tunnel in Bayern– Bauverträge im Tunnelbau– Aktuelle Projekte

www.fvki.de/Veranstaltungen

European Rock MechanicsSymposium – EUROCK 2014Vigo, Spain27 to 29 May 2014

Topics– Rock properties and testing methods– Rock mass characterization– Rock mechanics for infrastructures– Mining rock mechanics– Design methods and analysis– Monitoring and back analysis– Excavation and support– Rock engineering in quarrying– Preservation of natural stone and

rock weathering– Case histories– Petroleum engineering and hydro -

fracking– CO2 storage– Applicability of EUROCODE-7 in

rock engineering

www.eurock2014.com

Swiss Tunnel Congress und Colloquium Luzern, Schweiz11. und 12. Juni 2014

Themen – Sicherung der Ortsbrust – Tunnelbauten in der Schweiz– Internationale Projekte

www.swisstunnel.ch

Termine


Termine

2. Kolloquium zur Boden-verflüssigung bei Kippen des Lausitzer BraunkohlebergbausFreiberg26. und 27. Juni 2014

Themen– Auswertung und Analyse von

Schadensfällen– Erkundungsmethoden auf Kippen– Bewertung, Berechnung und Model-

lierung– Maßnahmen zur Verhinderung von

Verflüssigungen

http://bergbau.tu-freiberg.de/erdbau/kudla.php

10. Hans Lorenz Symposium für Baugrunddynamik undSpezialtiefbauBerlin4. September 2014

www.grundbau.tu-berlin.de/symposium

XV Danube-European Conference on Geotechnical Engineering: Geotechnics of Roads and RailwaysVienna, Austria9 to 11 September 2014

Topics– Earthworks, mainly embankments– Compaction of soil and other granular

materials– Soil stabilization with lime, cement– Deep soil improvement– Geotechnics of road and railtrack

structures – Freezing-thawing problems of roads,

railways– Geosynthetics in road and railway

engineering– Use of waste material and industrial

byproducts for roads and embank-ments

– Slope stability problems– Retaining structures– Bridge foundations– Tunnelling

www.decge2014.at

IAEG XIITurin, Italy 15 to 18 September 2014

Topics– Environment– Processes– Issues– Approaches

www.iaeg2014.com

10th International Conference on Geosynthetics Berlin, Germany21 to 25 September 2013

Topics– Green engineering, sustainability and

durability with geosynthetics – Use of geosynthetics for renewable

energy – Mining, waste management, conta -

minated sites and – Environmental protection – Roads, railways and other transporta-

tion applications – Reinforcement in walls, slopes,

embankments and base courses – Flood control, levee and canals, dams, – Reservoirs and other hydraulic appli-

cations – Drainage and filtration properties of

geosynthetics – Geomembrane and geosynthetic clay

liner barrier systems – Case histories and innovative uses of

geosynthetics – Quality control, quality assurance and

accreditation – On-site installation technologies and

monitoring programs – Soil-geosynthetic interaction and

large-scale performance testing – Design approaches – Regulations and recommendations – Looking to the future with new

geosynthetic products

www.10icg-berlin.com

33. Baugrundtagung mitFachausstellung Geotechnik Berlin23. bis 26. September 2014

Themen– Bodenmechanik– Infrastruktur– Tunnelbau– Spezialtiefbau– Erd- und Grundbau– Geotechnik und Naturgefahren– Regenerative Energien und Energie -

effizienz– Beobachtungsmethode und Qualitäts-

sicherung in der Geotechnik

www.baugrundtagung.com

63. Geomechanik Kolloquium 2014 Salzburg, Österreich9. und 10. Oktober 2014

Themen– Tunnelausbruch: Abfall oder Roh-

stoff?– Vollausbruch versus Teilausbruch

– TBM-spezifische Erkundung/Tests zur Gebirgscharakterisierung

– Planung aus der Sicht der Instand -haltung/Nachhaltigkeit

www.oegg.at

21. BodenseetagungMeersburg17. und 18. Oktober 2014

Thema– Massenbewegungen im Gefolge

der Hochwasserereignisse 2013

www.dggt.de/veranstaltungen

7th International Congress on Environmental GeotechnicsMelbourne, Australia10 to 14 November 2014

www.7iceg2014.com

43. Geomechanik – Kolloquium

Freiberg 14. November 2014

Themen– Gebirgsmechanische Grundlagen -

untersuchungen– Gesteinsmechanik/Bruchmechanik/

Salzmechanik– Geothermie und Gebirgsmechanik– Angewandte Gebirgsmechanik im

Bergbau und Tunnelbau

http://tu-freiberg.de/fakult3/gt

Geosynthetics Conference 2015Portland, USA15 to 18 February 2015

http://geosyntheticsconference.com/

XVI European Conference on Soil Mechanics and Geotechnical Engineering 2015Edinburgh, Great Britain 13 to 17 September 2015

http://xvi-ecsmge-2015.org.uk


Impressum„geotechnik“ – Fachzeitschrift für Bodenmechanik, Erd- und Grund-bau, Felsmechanik, Ingenieurgeologie, Geokunststoffe und Umwelt-geotechnik.

Organ:Deutsche Gesellschaft für Geotechnik e.V. (DGGT), Gutenberg straße43, D-45128 Essen, Tel.: (02 01) 78 27 23, Fax.: (02 01) 78 27 43, www.dggt.de

Herausgeber:Prof. Dr.-Ing. Georg Heerten, Espelkamp, DGGT-VorsitzenderDr. rer. nat. Kirsten Laackmann, DGGT-Geschäftsführerin

Editorial Board:• Prof. Dr.-Ing. habil. Christos Vrettos, TU Kaiserslautern

(Head of Editorial Board), [email protected]• Prof. Dr.-Ing. Jürgen Grabe, TU Hamburg-Harburg,

[email protected]• Prof. Dr.-Ing. habil. Achim Hettler, TU Dortmund,

[email protected]• Dipl.-Ing. Roland Jörger, Bilfinger Berger Ingenieurbau GmbH,

Wiesbaden, [email protected]• Prof. Dr.-Ing. Thomas Richter, GuD Consult GmbH, Berlin,

[email protected]

Scientific Advisory Board:• Prof. Dr.-Ing. Norbert Vogt (TU München)• Dr.-Ing. Claus Erichsen (Prof. Dr.-Ing. W. Wittke Beratende

Ingenieure für Grundbau und Felsbau GmbH (WBI), Aachen)• Prof. Dr. rer. nat. Dr. h.c. Rafig Azzam (RWTH Aachen)• Prof. Dr.-Ing. Martin Ziegler (RWTH Aachen)• Prof. Dr.-Ing. Rolf Katzenbach (TU Darmstadt)• Dipl.-Ing. Christof Sänger (Ed. Züblin AG, Stuttgart)• Dipl.-Ing. Heinz Kaltenecker (Bauer AG, Schrobenhausen)• Dr.-Ing. Wolfgang Sondermann (Keller Holding GmbH, Offenbach)• Dr.-Ing. Wolf-Rüdiger Linder• Prof. Dr.-Ing. Dietmar Placzek (ELE Beratende Ingenieure

GmbH, Essen)• Dr.-Ing. Peter Ruland (IMS Ingenieurgesellschaft mbH, Hamburg)• Prof. Dr.-Ing. habil. Peter-Andreas von Wolffersdorff (Baugrund

Dresden Ingenieurgesellschaft mbH, Dresden)• Dr.-Ing. Michael Heibaum (Bundesanstalt für Wasserbau BAW,

Karlsruhe)• Dipl.-Ing. Wolfgang Feldwisch (DB Netz AG, Frankfurt am Main)• Prof. Dr. sc. techn. Georgios Anagnostou (ETH Zürich)• Prof. Dr.-Ing. habil. Dimitrios Kolymbas (Universität Innsbruck) • Prof. Dr.-Ing. Martin Achmus (Universität Hannover)• Prof. Dr.-Ing. habil. Ivo Herle (TU Dresden)• Prof. Dr.-Ing. habil. Dr.-Ing.E.h. Walter Wittke (Prof. Dr.-Ing. W.

Wittke Beratende Ingenieure für Grundbau und Felsbau GmbH(WBI), Aachen)

• Prof. Dr.-Ing. E.h. Manfred Nußbaumer MSc., München• Dipl.-Ing. Wolfgang Wegner (Bilfinger Spezialtiefbau GmbH,

Frankfurt am Main)

Verlag:Wilhelm Ernst & SohnVerlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co.KGRotherstraße 21, D-12045 BerlinTel. +49 (0)30/47031-200, Fax +49 (0)30/[email protected], www.ernst-und-sohn.de

RedaktionManaging Editor:Dr.-Ing. Helmut RichterTel.: 030/47031-265, Fax: 030/47031-227, [email protected]

Technical Editor:Jost LüddeckeTel.: 030/47031-244, Fax: 030/47031-227, [email protected]

Verantwortlich für Produkte & Objekte:Dr. Burkhard TalebitariTel.: 030/47031-273, Fax: 030/[email protected]

Gesamtanzeigenleitung Verlag Ernst & Sohn: Fred Doischer, Tel.: 030/47031-234

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Mit der Annahme eines Manuskriptes erwirbt der Verlag Ernst &Sohn das ausschließliche Verlagsrecht. Grundsätzlich werden nur Ar-

beiten zur Veröffentlichung angenommen, deren Inhalt weder im In-noch im Ausland zuvor erschienen ist. Das Veröffentlichungsrecht fürdie zur Verfügung gestellten Bilder und Zeichnungen ist vom Verfas-ser einzuholen. Der Verfasser verpflichtet sich, seinen Aufsatz nichtohne ausdrückliche Genehmigung des Verlages Ernst & Sohn nach-drucken zu lassen. Aufsätze, die ganz oder teilweise an anderer Stellebereits veröffentlicht worden sind, oder Referate über solche Aufsätzekönnen mit Quellenangabe für den Abschnitt Berichte angenommenwerden. Für das Verhältnis zwischen Verfasser und Redaktion oderVerlag und für die Abfassung von Aufsätzen sind die „Hinweise fürAutoren“ maßgebend. Diese können beim Verlag angefordert oderaus dem Internet geladen werden.

Die in der Zeitschrift veröffentlichten Beiträge sind urheberrechtlichgeschützt. Alle Rechte, insbesondere das der Übersetzung in fremdeSprachen, vorbehalten. Kein Teil dieser Zeitschrift darf ohne schrift -liche Genehmigung des Verlages in irgendeiner Form – durch Foto-kopie, Mikrofilm oder andere Verfahren – reproduziert oder in einevon Maschinen, insbesondere von Datenverarbeitungsanlagen, ver-wendbare Sprache übertragen werden. Auch die Rechte der Wieder-gabe durch Vortrag, Funk oder Fernsehsendung bleiben vorbehalten.Warenbezeichnungen, Handelsnamen oder Gebrauchsnamen, die inder Zeitschrift veröffentlicht werden, sind nicht als frei im Sinne derMarkenschutz- und Warenzeichen-Gesetze zu betrachten, auchwenn sie nicht eigens als geschützte Bezeichnungen gekennzeichnetsind.Manuskripte sind über das webbasierte Einreichungs- und Begutachtungssystem ScholarOneManuscripts einzureichen:www.ernst-und-sohn.de/gete/for_authors.

Aktuelle BezugspreiseDie Zeitschrift „geotechnik“ erscheint mit vier Ausgaben pro Jahr.Neben „geotechnik print“ steht „geotechnik online“ im PDF-Formatüber den Online-Dienst Wiley Online Library im Abonnement zurVerfügung.

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Das Abonnement gilt zunächst für ein Kalenderjahr. Es kann jeder-zeit mit einer Frist von drei Monaten zum Ablauf des Kalenderjahresschriftlich gekündigt werden. Ohne schriftliche Mitteilung verlängertsich das Abonnement um ein weiteres Kalenderjahr.

Die Preise sind gültig bis 31. August 2014. Alle Preise sind Nettopreise.

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© 2014 Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co.KG, Berlin

Beilagenhinweis:Diese Ausgabe enthält folgende Beilage(n):Deutsche Gesellschaft für Geotechnik e.V., 45128 Essen; Verlag Ernst & Sohn GmbH & Co. KG, 10245 Berlin

Vorschau

Themen Heft 2/2014

Dirk Wegener, Ivo HerlePrediction of permanent soil defor -mations due to cyclic shearing with ahypoplastic constitutive model

Hanna Viefhaus, Tom SchanzUntersuchungen zum Quellpotentialvon Bentoniten unter dem Einflussvon Biostimulation

Kay-Uwe Schenkengel, Christos VrettosSimulation of liquefied sand by the Lattice-Boltzmann-Method

Gisa Kleine Vennekate, Sohrab Noorsalehi-Garakani, Janos L. Urai,Martin ZieglerNumerische Simulationen des Clay-Smear Prozesses in Sandbox -versuchen

Gunther WölfleGKM Mannheim – Spezialtiefbau im Kraftwerksbau

(Änderungen vorbehalten)

Beim Neubau des Blocks 9 des Großkraftwerks Mannheim sind umfangreiche Bauarbeitennötig. Aufgrund des horizontal begrenzten Platzes expandieren die Bauwerke immer tieferin den Untergrund. Des Weiteren bündeln sich die Bauwerkslasten auf einer zunehmendkleiner werdenden Fläche und müssen vom Untergrund möglichst setzungsunempfindlichaufgenommen werden. Diese Anforderungen bieten ein äußerst facettenreiches Betätigungs-feld für den Spezialtiefbau im Kraftwerksbau. Das Bild zeigt die teilüberbaute Baugrube des zylindrischen Auslaufbauwerks.

Basiswissen zum EC 2, 3 und 7

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Set: Beispiele zur Bemessung nach DIN 1045-1 und Eurocode 2, Band 1: Hochbau

Beispiele zur Bemessungnach Eurocode 2Band 1: Hochbau

Beispiele zur Bemessung nach Eurocode 2Band 2: Ingenieurbau

Kommentar zum Hand-buch Eurocode 7 – Geotechnische BemessungAllgemeine Regeln

Geotechnische Nachweise nach EC7 und DIN 1054Einführung mit Beispielen

Eurocode 2 für DeutschlandKommentierte Fassung

Stahlbau-Kalender 2014Eurocode 3 - Grundnorm, Außergewöhnliche Ein -wirkungen

Kurzfassung des Eurocode 2 für Stahlbetontragwerke im Hochbau

Beispiele zur Bemessung von Stahltragwerken nach DIN EN 1993 Eurocode 3

Bemessungshilfsmittel für Betonbauteile nach Eurocode 2

Eurocode 3 Bemessung und Konstruktion von Stahlbauten.Band1 Allgemeine Regeln Hoch-bau

Eurocode 3 Bemessung und Konstruktion von Stahlbauten. Band 2 Anschlüsse

Beton-KalenderInfrastrukturbau, Befesti-gungstechnik, Eurocode 2

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Bemessung von Befestigungen in BetonEinführung mit Beispielen

Beton-KalenderInfrastrukturbau, Befesti-gungstechnik, Eurocode 2

SpannbetonbauwerkeTeil 4: Bemessungsbeispiele nach Eurocode 2

Bauen mit Betonfertig–teilen im Hochbau

Computational Methods for Reinforced Concrete Structures

Anwendung der Finite-Elemente-Methode im Betonbau

Bewertung und Verstärkung von Stahlbetontragwerken

fi b Model Code for Concrete Structures 2010

Historische technische Regelwerke für den Beton-, Stahlbeton- und Spannbetonbau

Textilbeton

Multi-Storey Precast Concrete Framed Structures

Precast Concrete Structures

Anchorage in Concrete Construction

Beton- und Stahlbetonbau Structural ConcreteJournal of the fi b

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