Die oberflächennahe Geologie Brandenburgs ist vorwiegend durch das Anstehen eiszeitlicher Sedimente geprägt. An der BAB A 115 sind die Untergrundverhältnisse naturräumlich den „Mittelbrandenburgischen Platten und Niederungen“ zuzuordnen. Das Gebiet vereint alle landschaftlichen Elemente Brandenburgs wie Grundmoränenplatten, Endmoränen, Sander- und Talsandflächen sowie Niederungen. Insbesondere im Bereich der Niederungen stehen hier bis zu 12 m mächtige geringtragfähige und kompressible organische Böden an. Am Beispiel der Querung eines insgesamt ca. 1 km langen Niederungsgebietes und der Weiternutzung einer Brückengründung wird auf die Besonderheiten der Geotechnik in Brandenburg eingegangen.

Der Fachvortrag zur Veranstaltung ist im Volltext verfügbar. Das PDF enthält alle Bilder und Formeln.

1 Einleitung

Seit Anfang der neunziger Jahre wurde der überwiegende Teil des ca. 1.600 km Richtungsfahrbahn umfassenden Autobahnnetzes des Landes Brandenburg erneuert bzw. grundhaft ausgebaut. Zu den umfangreichsten Vorhaben gehörte von 1997 bis 2001 der Ausbau der BAB A 115. Diese verbindet den südlichen Berliner Ring mit der Landeshauptstadt Potsdam und der Bundeshauptstadt Berlin. Der Streckenverlauf der A 115 ist im Bild 1 dargestellt.

Die Autobahn befand sich im Ausbauzustand von 1938, d. h. es waren vier Fahrstreifen ohne Seitenstreifen vorhanden. Aufgrund der Verkehrsbelastung (2015: 70.000 Kfz./24 h) sah der neue Querschnitt (RQ 35,5) eine Erweiterung auf sechs Fahrstreifen mit zwei Seitenstreifen vor. Die notwendige Verbreiterung erfolgte einseitig.

Der Ausbau wurde ausschließlich in Betonbauweise ausgeführt. Erneuert bzw. neu gebaut wurden 12 Überführungsbauwerke und 13 Bauwerke im Zuge der Autobahn. Die Gesamtbaukosten für die insgesamt 15,6 km Autobahn beliefen sich auf ca. 100 Mio. EUR.

Als Besonderheit ist noch zu nennen, dass ca. 3,4 km der A 115 durch das Trinkwasserschutzgebiet Rehbrücke verlaufen. Grundwasser wird hier aus dem oberen, unbedeckten Grundwasserleiter gefördert. Die Entwässerung der A 115 erfolgt offen über Versickermulden am Fahrbahnrand.

Bild 1: Lage und Streckenverlauf der BAB A 115

2 Geologische Verhältnisse

Die oberflächennahe Geologie Brandenburgs ist vorwiegend durch das Anstehen eiszeitlicher Sedimente geprägt. Hierbei handelt es sich um eine Abfolge von Ablagerungen meist flachwelliger Grundmoränenplatten, hügeliger Endmoränen, flachen Sander- und Talsandflächen sowie eingesenkter Niederungen.

Die Untergrundverhältnisse an der A 115 sind naturräumlich den „Mittelbrandenburgischen Platten und Niederungen“ zuzuordnen. Das Gebiet vereint alle landschaftlichen Elemente Brandenburgs. Ausgehend vom Autobahndreieck (AD) Nuthetal am Berliner Ring bis ca. km 11 wird hier die flachwellige Grundmoränenplatte des Teltow und das Brandenburger-Potsdamer Havelgebiet gequert. Ab km 11 bis zur Landesgrenze Berlin/Brandenburg dominieren die Ablagerungen der Teltow-Platte den Untergrund. Vorwiegend stehen glazifluviatile Sande und Kiese an. Untergeordnet kommen auch Geschiebemergelablagerungen vor.

Insbesondere im Bereich der Niederungen stehen geringtragfähige und kompressible organische Böden an, welche ihrer Entstehung nach dem Holozän (Nacheiszeit) zuzuordnen sind. Im Folgenden soll am Beispiel der Querung eines Niederungsgebietes und der Weiternutzung einer Rammpfahlgründung für ein Brückenbauwerk auf die Besonderheiten der Geotechnik in Brandenburg eingegangen werden.

3 Ausbau im Bereich der Torf- und Mittelgrabenniederung

Ausgehend vom AD Nuthetal (km 0,0) quert die A 115 zwischen km 1,8 und km 2,1 die Torfgrabenniederung und anschließend zwischen km 2,4 und km 2,9 die Mittelgrabenniederung.

Die natürliche Bodenschichtung der beiden Niederungen kann vereinfachend wie folgt angegeben werden: Unter einer zwischen ca. 1,5 m bis 2,5 m mächtigen Torfschicht folgen sehr unterschiedlich starke kalkreiche Mudden. Diese reichen am km 2,0 bis 9,7 m und am km 2,6 bis 12,5 m unter Oberkante Gelände. Unterlagert werden die genannten organischen Böden des Holozäns durch pleistozäne Talsande. Die Druckhöhe des Grundwassers ist geländegleich anzunehmen. Die erkundeten Untergrundverhältnisse mit der vormals vorhandenen und der Ausbaudammgeometrie sind in den Bildern 2 und 3 dargestellt.

Bild 2: Untergrundverhältnisse Torfgrabenniederung, A 115, km 2+000

Die Gründung der vorhandenen Dämme erfolgte durch einen konventionellen Bodenaustausch (km 1,8 bis km 2,1) und durch Moorsprengung (km 2,4 bis km 2,9). Der konventionelle Bodenaustausch erfolgte im Gegensatz zum Bereich der Moorsprengung nur scharf begrenzt unterhalb der bestehenden Dammaufstandsfläche (Bild 2). Insbesondere in Bereichen durch Moorsprengung gegründeter Dämme gestaltet sich die Bestimmung der Dammgeometrie unterhalb der natürlichen Geländeoberfläche schwierig. So wurden nicht selten mehrere Meter mächtige, eingesprengte Sande ermittelt, welche weit über den vorhandenen Dammfuß hinaus gingen (Bild 3).

Bild 3: Untergrundverhältnisse Mittelgrabenniederung, A 115, km 2+700

Die kennzeichnenden Bodenparameter aus allen vorliegenden Untersuchungen der geringtragfähigen und verformungsempfindlichen Böden sind in der Tabelle 1 zusammengefasst.

Tabelle 1: Ausgewählte Bodenparameter Torfe und Mudden

3.1 Ausschreibung und Vergabe der Bauleistungen

Die Gründung der Dammverbreiterung der A 115 erfolgte als vorgezogene Baumaßnahme in den Jahren 1998/99 vor dem eigentlichen Autobahnausbau. Aufgrund der Kompliziertheit der Dammgründung entschloss sich der Bauherr, um u.a. eine hochwertige Gründungslösung unter Einbeziehung der Erfahrungen der Spezialtiefbaufirmen zu erhalten, der Ausschreibung eine Leistungsbeschreibung mit Leistungsprogramm gemäß VOB A § 9 zu Grunde zu legen. Wesentliche Rahmenbedingung für die Dammverbreiterung war, dass der Verkehr während der gesamten Bauzeit auf dem bestehenden, überwiegend locker gelagerten Damm vollständig aufrechterhalten und mit der Erweiterung gewährleistet wird, dass nach Fertigstellung des Autobahndammes keine, die Gebrauchsfähigkeit und den Fahrkomfort schädigenden Verformungen aus dem Untergrund und der Dammschüttung mehr eintreten. Hiermit sollte eine nahezu setzungsfreie Herstellung und Nutzung der geplanten Betonfahrbahnen sichergestellt werden. Mit Abgabe des Angebotes waren die zu erwartenden Setzungen anzugeben. Seitens des Bauherrn waren Setzungen der Fahrbahn nach einem Jahr unter Verkehr in einer Größenordnung von 3 cm akzeptabel.

Nach Aufhebung der ersten Ausschreibung wegen fehlerhaft angegebenen undränierten Scherfestigkeiten gingen für eine erneute Ausschreibung der Ausführung der Bauleistung unter den vorgegebenen Rahmenbedingungen fünf Angebote ein. Nach Wertung der Angebote wurde der Zuschlag einen Bieter mit dem Verfahren der geokunststoffummantelten Sandsäulen zur Baugrundverbesserung erteilt ein zur damaligen Zeit neu entwickeltes Verfahren ohne Langzeiterfahrung. Zur Leistung gehörten weiterhin die kompletten Erdarbeiten sowie der Herstellung der ungebundenen Tragschicht des Straßenoberbaus. 

3.2 Planung der Baugrundverbesserung

Bei einer Mächtigkeit der Torfe und Mudden bis maximal 2,5 m erfolgte ein Bodenaustausch. Die geokunststoffummantelten Sandsäulen kamen im Abschnitt km 1,96 bis km 2,12 (Bild 2) zur Gründung der Dammverbreiterung und im Abschnitt km 2,475 bis km 2,83 (Bild 3) zur Dammfußstabilisierung zur Ausführung. Die wichtigsten konstruktiven Parameter der Baugrundverbesserung sind in Tabelle 2 zusammengestellt.

Der Nachweis der Standsicherheit am Gesamtsystem wurde mittels ebenen Grenzgleichgewichtsverfahren mit kreisförmigen Gleitflächen nach DIN 4084 erbracht. Die geotextilummantelten Sandsäulen wurden in diese Berechnungen als Ersatzwandscheiben eingeführt, wobei die Dehnungsaktivierung im Geotextil infolge der Auflastspannung durch eine Ersatzkohäsion berücksichtigt wurde. Für die Gründungsentwürfe wurden mit den gewählten Berechnungsannahmen und -verfahren die rechnerisch geforderten Standsicherheiten eingehalten.

Tabelle 2: Konstruktive Parameter der Baugrundverbesserung

Die Verformungsprognose am Gesamtsystem erfolgte durch zweidimensionale FEM-Berechnungen. Zur Vorwegnahme der Setzungsanteile aus einer späteren Verkehrsbelastung wurde eine bis zu 2 m hohe zeitweilige Überschüttung angeordnet. Die aus diesem Belastungszustand ermittelten maximalen Setzungsbeträge lagen bei 99 cm. Der Rückbau der Überschüttung war anhand der auszuführenden Setzungsmessungen bei nachweislicher Tendenz der Messbeträge gegen Null festzulegen. Die anschließend auftretenden Setzungen wurden mit ca. 3 bis 5 cm prognostiziert, wobei dem Gründungssystem eine sehr geringe Kriechneigung unterstellt wurde. 

3.3 Bauausführung

Die Herstellung der geokunststoffummantelten Sandsäulen erfolgte von einer zuvor aufgebrachten Arbeitsebene nach dem Rüttelverdrängungsverfahren. Hierbei wurde eine Verrohrung mit Hilfe eines mäklergeführten Rüttlers bis auf Solltiefe eingebracht, wobei der Boden beim Einrütteln mit Hilfe eines konischen Verschlusses am Rohrfuß zur Seite verdrängt wurde. Danach erfolgte das Einlegen des Geokunststoffschlauches und das Auffüllen dieses mit eng gestuftem Sand. Anschließend wurde die Verrohrung gezogen, wobei sich die Verschlusskappe am Rohrfuß automatisch öffnete. Durch die Vibration beim Ziehen der Verrohrung stellte sich eine Verdichtung des eingefüllten Sandes ein. Nach Fertigstellung der Sandsäulen wurde die Dammschüttung bis 2 m über der planmäßigen Straßengradiente als Überschüttung aufgebracht. Nach siebenmonatiger Liegezeit erfolgte der Rückbau der Überschüttung und die Herstellung der ungebundenen Tragschicht des Straßenoberbaus. Die Fahrbahndecke aus Beton wurde im Bereich km 1,8 bis km 2,1 erst 17 Monate später hergestellt.

Auf den Einbau eines ursprünglich über den Säulenköpfen konstruktiv vorgesehenen Geogitters wurde verzichtet. 

3.4 Messergebnisse nach Aufbringen der Dammlasten

Die Erfassung und Kontrolle der Verformungen für die herzustellenden Dammbauwerke beschränkte sich auf die Messung von sieben Horizontal- und sechs Vertikalinklinometern sowie 50 geodätischen Punkten. Ziel dieser Messungen war es, einerseits den Zeitpunkt für den Rückbau der Überschüttung festzulegen und andererseits die Verformungen bis zum Bau der Fahrbahn und weiter unter Verkehrsbelastung zu kontrollieren.

Eine Zusammenfassung der Ergebnisse der mittels Horizontalinklinometer und Nivellements ermittelten maximalen Vertikalverformungen während der Bauzeit und der anschließenden Nutzungszeit für die Mitte und den äußeren Rand (Böschungsschulter) der Dammverbreiterung für die Stationierungen km 2+000 und km 2+050 ist in Bild 4 dargestellt.

Bild 4: Gesamtvertikalverformungen km 2+000 und km 2+050

Nach dem Verfahren von Taylor nach DIN 18135 [1] ergab sich das Ende der Primärkonsolidierung (EOP) zu ca. 145 Tagen. In dieser Zeit wurden maximal 62 cm Setzungen gemessen. Bis zum Rückbau der Überschüttung traten anschließend bis 2 cm Kriechverformungen in 50 Tagen auf. Die Horizontalverschiebungen am Dammfuß wurden mit maximal 61 cm messtechnisch ermittelt, wobei 50 cm bereits unmittelbar nach Fertigstellung der Dammschüttung auftraten.

Im Bereich km 2,475 bis km 2,83 wurden die geokunststoffummantelten Sandsäulen zur Dammfußstabilisierung der Dammverbreiterung eingesetzt. Durch die ausgeführte Moorsprengung im Jahr 1938 hatte der Altdamm bereits eine sehr große Dammaufstandsfläche (siehe Bild 3), so dass zur Gründung der Dammverbreiterung teilweise nur zwei Reihen Sandsäulen im Fußbereich ausgeführt wurden. Für den ca. 8 m hohen Damm (mit Überschüttung 10 m) wurden 20 cm Vertikalverformungen sowohl für den Bereich der Sandsäulen als auch für den Bereich der Auflagerung auf den Altdamm gemessen. Die zugehörigen Horizontalverformungen beliefen sich auf ca. 10 cm. 

3.5 Bewertung der Messergebnisse

Die eingesetzten geokunststoffummantelten Sandsäulen wurden mit einem 80 cm Verdrängungsrohr hergestellt. Raithel et al. [2] berichten über gemessene Einschnürungen von Sandsäulen nach deren Herstellung und infolge Herstellung benachbarter Säulen. Diese lagen in einer Größenordnung von 1 bis 2 cm. Damit muss bei der Herstellung von Sandsäulen im Verdrängungsverfahren damit gerechnet werden, dass die Sandsäulen einen etwas kleineren Durchmesser als das Verdrängungsrohr aufweisen. An der A 115 lag der Durchmesser der Ummantelung 2 cm über dem Durchmesser des Verdrängungsrohres. Berücksichtigt man die Aspekte der Einschnürung und des größeren Durchmessers der Ummantelung, so sind erhebliche Stauchungen der Säulen notwendig, um Zugkräfte in der Geokunststoffummantelung zu aktivieren. Im vorliegenden Fall sind ca. 4,8%-Stauchung erforderlich, um vom planmäßigen Einbaudurchmesser auf den Ausgangsdurchmesser der Geokunststoffummantelung zu gelangen. Danach ist insbesondere im Böschungsbereich von einer Baugrundverbesserung mit reinen Sandsäulen auszugehen. Im kritischen Zustand der Anfangsstandsicherheit sollte bei den vorliegenden geometrischen Randbedingungen ein Ansatz der Geokunststoffummantelung nicht bzw. nur sehr vorsichtig berücksichtigt werden.

Nach Rückbau der Überschüttung und Herstellung der Tragschicht erfolgte an 50 geodätischen Punkten die weitere Bestimmung der Vertikalverschiebungen mittels Nivellement. Nach Auswertung der ersten Messergebnisse konnte bereichsweise festgestellt werden, dass für die Vertikalverschiebungen keine Tendenz gegen Null erkennbar ist (siehe Bild 4, Messpunkte außen).

Ein halbes Jahr nach Übergabe der Bauleistung – im Oktober 1999 – wurden erhebliche Rissbildungen in der ungebundenen Tragschicht vorrangig zwischen km 1,975 und km 2,025 sichtbar. Die größten Risse traten unmittelbar an der Grenze zwischen Säulengründung und bestehenden Altdamm auf. Aufgrund des aufgetretenen Schadensbildes erfolgte eine Überprüfung der Standsicherheitsberechnungen sowohl durch den Auftraggeber (AG) als auch durch den Auftragnehmer (AN). Entgegen den ursprünglichen Berechnungen wurden baupraktisch zwei Säulenreihen vor dem Dammfuß nicht ausgeführt und die Wichte des eingesetzten Dammschüttmaterials ergab nach den Ergebnissen der Eigenüberwachung und Kontrollprüfungen einen um ca. 3 kN/m³ höheren Wert. Unter diesen Randbedingungen und ohne Berücksichtigung der Geokunststoffummantelung ergaben sich nach dem Globalsicherheitskonzept für den Querschnitt km 2+000 Sicherheiten in den Berechnungen zwischen 1,0 (AG) und 1,08 (AN). Bei derartig niedrigen Sicherheiten können insbesondere Bruchzustände im Anfangszustand nicht ausgeschlossen werden. Diese kündigen sich durch große Horizontalverformungen an. Die Messergebnisse haben dies gezeigt.

Das durch den AG vorgegebene Setzungsmaß von 3 cm (ursprünglich für die Betonfahrbahn) war nach den Messergebnissen auf der Tragschicht bereichsweise überschritten. Diese Überschreitung und die festgestellten Standsicherheitsdefizite führten zu einer Verlängerung der Gewährleistung von fünf auf insgesamt sieben Jahre. 

3.6 Verformungen der Betonfahrbahn

Nach Rückbau der Überschüttung stagnierten die Vertikalverformungen für etwa 100 Tage (siehe Bilder 4 und 5). Anschließend verlaufen die weiteren Vertikalverformungen bei logarithmischer Zeitdarstellung näherungsweise geradlinig. Dieses Verhalten kennzeichnet Kriechverformungen. Zwischen den Messwerten am Innenrand und der Mitte der Dammverbreiterung und denen an der Böschungsschulter sind deutliche Unterschiede feststellbar.

Bild 5: Vertikalverformungen Oberkante Tragschicht bzw. Betondecke km 2+000 und km 2+050

Die nach dem Rückbau der Überschüttung an den Stationen km 2+000 und 2+050 auf Oberkante Tragschicht bzw. auf der Betondecke gemessenen Vertikalverformungen an der Auflagerung zum Altdamm (innen), in der Mitte der Dammverbreiterung (mitte) und an der Böschungsschulter (außen) sind im Bild 5 aufgetragen. Die Messpunkte in der Mitte der Dammverbreiterung wurden nach Herstellung der Betondecke aufgegeben.

Während in der Mitte der Dammverbreiterung und am Innenrand nur geringfügige Setzungszunahmen (24 mm in fast 17 Jahren) feststellbar sind, liegen diese an der Böschungsschulter bis zu siebenmal so hoch. Die Betondecke hat die erlittenen Verformungen und Verformungsdifferenzen bis heute schadlos überstanden. Vor Herstellung der Betondecke wurden die bis dahin aufgetretenen Verformungen ausgeglichen.

Die Ursache der aufgetretenen Verformungen ist vielfältiger Natur. Die Baugrundverbesserung wurde ausschließlich im Bereich ab dem alten Dammfuß bis zum Dammfuß der Verbreiterung ausgeführt (siehe Bild 2). Die gemessenen Verformungen „innen“ resultieren aus den unter der alten Dammschüttung vorhandenen restlichen Muddeschichten. Die gemessenen Verformungen „mitte“ kennzeichnen die Verformungen der Baugrundverbesserung mit geokunststoffummantelten Sandsäulen mit der Wirkungsweise einer Überschüttung. Am Rand ist bei der gewählten Überschüttgeometrie (die Neigung der Überschüttung war gleich der der Dammschüttung) nur von einer teilweisen Wirksamkeit der Überschüttung auszugehen. Weiterhin ist durch die großen vorangegangenen Horizontalverformungen am Rand das vertikale Tragverhalten der Sandsäulen eingeschränkt. Die Aktivierung der Geokunsstoffummantelung dürfte hier ebenfalls nicht gegeben sein. Weiterhin treten am Rand Horizontalverformungen infolge Spreizwirkung des Dammes auf. Damit ist die Ursache für die Verformungen „innen“ und „mitte“ als vorwiegend eindimensionales Problem und „außen“ mindestens als zweidimensionales Problem zu betrachten.

Die nach Rückbau der Überschüttung und Herstellung der Betondecke am km 2+750 gemessenen Vertikalverformungen sind im Bild 6 dargestellt.

Bild 6: Vertikalverformungen Oberkante Tragschicht bzw. Betondecke km 2+750

Nach Rückbau der Überschüttung stagnierten auch hier die Vertikalverformungen für etwa 55 Tage. Die kürzere Stagnation gegenüber dem Abschnitt km 1,96 bis 2,12 war bedingt durch die spätere Fertigstellung und damit verbundene kürzere Liegezeit der Dammschüttung mit Überschüttung. Anschließend verliefen die weiteren Vertikalverformungen bei logarithmischer Zeitdarstellung näherungsweise geradlinig und kennzeichnen Kriechverformungen. Die Messwerte an der Böschungsschulter zeigten doppelt so große Werte gegenüber dem Innenrand der Dammverbreiterung. Auch hier hat die 1999 fertiggestellte Betondecke die erlittenen Verformungen und Verformungsdifferenzen bis heute schadlos überstanden.

Weitere Einzelheiten zu diesem Streckenabschnitt können [3] entnommen werden.

4 Brücke über die Nuthe bei Saarmund

Im Zuge des Ausbaus der BAB A 115 wurde im Jahr 2000 auch das Bauwerk über die Nuthe bei Saarmund (km 4,2) neu gebaut. Das ursprünglich 1939 errichtete und kurz nach Herstellung mit starken Setzungsschäden behaftete Bauwerk wurde zu Kriegsende gesprengt und 1955 durch einen Ersatzneubau auf Rammpfählen neu gegründet. Aufgrund der einseitigen Verbreiterung der Autobahn und Beibehaltung der Stützweite von 25 m musste das Teilbauwerk der linken Richtungsfahrbahn im Gründungsbereich deckungsgleich mit dem Bestandsbauwerk errichtet werden. Eine neuerliche Tiefgründung im Bereich der Rammpfahlgründung stellte sich kompliziert dar. Daher wurde die Weiternutzung der bestehenden Gründung angestrebt.

4.1 Vorhandene Gründung

Die Gründung des Bauwerks erfolgte auf insgesamt 200 Stück 10 m langen und 7:1 geneigten Stahlbetonrammpfählen 340 mm x 340 mm. Die Pfähle bestehen aus Sulfathüttenzementbeton. Im Bereich der Widerlager sind vier Pfahlreihen angeordnet, wobei drei Reihen wasserseitig und eine Reihe Richtung Widerlagerhinterfüllung geneigt sind (Bild 7). Die wasserseitig geneigten Pfahlreihen haben jeweils einen Achsabstand von 0,95 m. Die Abstände innerhalb einer Reihe liegen zwischen 1,30 m und 1,50 m.

Bild 7: Längsschnitt westliches Widerlager 1955

Die Pfähle wurden innerhalb des von der ersten, flachgegründeten Brücke aus den 1930er Jahren stammenden Spundwandkastens im Schutze einer geschlossenen Wasserhaltung gerammt. Anschließend wurde Konglomeratbeton eingebracht, auf dem dann die Widerlager erstellt wurden. Beim Rammen der Pfähle für ein Widerlager konnten die Pfähle der mittleren Pfahlreihe nicht in der vorgesehenen Länge von etwa 8 m gerammt werden. Weitere Angaben zur bestehenden Pfahlgründung insbesondere zur Tragfähigkeit lagen nicht vor.

4.2 Untergrundverhältnisse

Der Bauwerksstandort (ursprüngliche Geländeoberkante ca. 32,5 m HN) liegt im Niederungsbereich der Nuthe. Unter bebauungsbedingter Aufschüttung stehen holozäne Ablagerungen (Torf, Mudde, Sande mit z. T. organischen Bestandteilen) über pleistozänen Sanden und untergeordnet Kiesen an. Die Sande sind bis zu Ordinaten zwischen 20,2 m HN und 22,5 m HN fast ausnahmslos locker gelagert. Darunter sind die Sande und Kiese mitteldicht und teilweise dicht gelagert. Die Sande und Kiese stellen den ersten Hauptgrundwasserleiter dar. Dessen Wasserstand korrespondiert am Bauwerksstandort mit dem Wasserstand der Nuthe.

4.3 Ausgeführte Untersuchungen

Für die angestrebte Weiternutzung der Gründung mussten zunächst entsprechende Grundlagen ermittelt werden. Hierzu wurde ein zu den Bauwerkspfählen äquivalenter Probepfahl der Firma voorbig prefab beton, Amsterdam mit den Abmessungen 350 mm x 350 mm x 14000 mm mittels Dieselbär D 22 der Firma DELMAG lotrecht von der Geländeoberfläche neben dem bestehenden Bauwerk gerammt.

Nach den hierfür am Standort des Probepfahls ergänzend ausgeführten Aufschlüssen bestätigten sich die relativ ungünstigen Untergrundverhältnisse. Bis 2,7 m steht hier Torf mit zwischengelagerten Sanden an. Darunter folgen bis 5,1 m organisch durchsetzte Sande (Vgl rd. 5 M.-%). Unterhalb der v. g. Schichten folgen eng gestufte Fein- und Mittelsande (Cu rd. 2). Die Sande sind bis 8 m Tiefe locker, bis 13 m Tiefe überwiegend mitteldicht und darunter dicht gelagert. Das Grundwasser wurde bei 1,2 m unter Oberkante Gelände angetroffen.

4.4 Dynamische Pfahlprobebelastung

Auch während der Pfahlrammung bestätigten sich die Untergrundverhältnisse. Bis 3 m Tiefe sank der Pfahl unter Eigengewicht ein. Bis 7 m Tiefe wurden jeweils nur zwei Rammschläge pro Meter benötigt. Von 8 bis 12 m nahm die Anzahl der Rammschläge von 16 auf 40 zu. Für den letzten Meter wurden 56 Rammschläge benötigt.

Die Bestimmung der Grenztragfähigkeit des Probepfahls erfolgte rammbegleitend mit Hilfe der dynamischen Messmethode. Einzelheiten hierzu sind in [4] enthalten. Für die verschiedenen Rammtiefen ergaben sich folgende statische Grenzlasten nach einer vereinfachten CASE-Auswertung.

Tabelle 1: Statische Grenzlasten CASE-Analyse

Die Messsignale bei 13 m Rammtiefe wurden zusätzlich einer vollständigen Modellbildung mit Hilfe der CAPWAP-Methode zur Bestimmung der Lastverteilung und zur Ermittlung einer Last-Setzungs-Linie untergezogen. Der Fußwiderstand wurde mit ca. 1.150 kN bestimmt. Die statische Grenzlast ergab sich zu ca. 1.570 kN und stimmt somit gut mit der CASE-Auswertung überein.

4.5 Schlussfolgerungen für die Weiternutzung der Bestandsgründung

Durch die ausgeführte Pfahlprobebelastung konnte die äußere Tragfähigkeit der Bauwerkspfähle an einem äquivalenten Probepfahl für unterschiedliche Lagerungsdichtebereiche der Sande nachgewiesen werden. Im Bereich des westlichen Widerlagers befinden sich die Pfahlspitzen ausnahmslos im mitteldicht gelagerten Sand. Die Grenzlast wurde hier mit 1.300 kN/Pfahl angegeben. Für das östliche Widerlager liegen die Pfahlspitzen teilweise im locker und teilweise im mitteldicht gelagerten Sand. Hier wurde die Grenzlast zu 1.050 kN/Pfahl angesetzt. Beide angegebenen Werte lagen über den zur damaligen Zeit angegeben Werten der gültigen Vorschriften sofern die Voraussetzungen zur Anwendung gegeben waren. Eine gewisse Tragreserve des Probepfahles kann darüber hinaus erwartet werden, da die Tragfähigkeitsanalyse vorliegend rammbegleitend ausgeführt wurde und eine standzeitabhängige Tragfähigkeitszunahme insbesondere kurz nach der Pfahlherstellung erwartet werden kann.

4.6 Untersuchungen während der Bauausführung

Während der Bauausführung wurden Integritätsuntersuchungen zur Feststellung der Länge und Intaktheit der bestehenden Bauwerkspfähle und Materialuntersuchungen durchgeführt. Mit den Integritätsuntersuchungen wurden die angenommen Pfahllängen bestätigt und die Integrität festgestellt. Die Materialuntersuchungen am Pfahlbeton erfolgten in Form einer der Bestimmung der Druckfestigkeiten und Rohdichten, des Chloridgehalts, des NaO2-Äquivalents, der petrografischen Prüfung des Betonzuschlags und in Form eines Fluoreszenztests bezüglich einer möglichen Alkali-Kieselsäure-Reaktion (AKR). Auch hier konnten keine negativen Ergebnisse bzw. Einschränkungen für die weitere Nutzung festgestellt werden. 

5 Literaturverzeichnis

1. DIN 18135 (2012): Eindimensionaler Kompressionsversuch. Deutsches Institut für Normung

2. Raithel, M.; Kempfert, H.-G.; Kirchner, A. (2005): Berechnungsverfahren und Bemessung von ummantelten Säulen – Entwicklung und aktueller Stand. geotechnik 28, S. 20-31

3. Schüßler, M. (2012): Untersuchungen zum Verformungsverhalten von Untergrundverbesserungen mit Sandsäulen in Böden mit organischen Anteilen. Veröffentlichungen des Grundbauinstitutes der TU Berlin, Heft 59

4. Schüßler, M. (1999): Bundesautobahn A 115 – Bauwerk 6 bei km 4,76 – Brücke über die Nuthe. Berlin: Baugrund Berlin GmbH (unveröffentlicht)