Mit der Untergrundverbesserung von geringtragfähigen Böden für die Gründung von Straßendämmen wird das Ziel verfolgt, einen ausreichend tragfähigen und ein nach der Fahrbahnherstellung nahezu dauerhaft verformungsfreien Untergrund zu schaffen. Hierfür stehen verschiedene Gründungsmöglichkeiten zur Verfügung. Die Untergrundverbesserung mit Sandsäulen stellt hierbei ein sehr kosteneffektives Verfahren dar, jedoch werden in Deutschland teilweise Einschränkungen für die Anwendung granularer Säulen durch die Forderung nach einer undränierten Kohäsion für den anstehenden Boden von c_u > 15 ... 25 kN/m² erhoben. Weiterhin gibt es Zweifel hinsichtlich der Dauerhaftigkeit einer derartigen Untergrundverbesserung bei Böden mit organischen Anteilen (Torfe und Mudden). Anhand von Untersuchungsergebnissen konnte gezeigt werden, dass die Herstellung einer Untergrundverbesserung mit Sandsäulen bei extrem weichen Böden mit einer im Ausgangszustand vorhandenen minimalen undränierten Kohäsion cu von 3 bis 4 kN/m² möglich ist. Eine nennenswerte Reduzierung des Kriechverhaltens wird bei Torfen und Mudden erst durch eine Entlastung erreicht. Gegenüber unverbessertem Boden unter Erstbelastung konnte das Kriechverhalten bei 20%iger Entlastung eines mit Sandsäulen verbesserten Bodens auf 15 bis 25 % reduziert werden.

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

1 Einleitung

Für die Gründung von Straßendämmen in Moorgebieten bei Neubaumaßnahmen und vor allem auch bei Ausbaumaßnahmen mit Verbreiterung vorhandener Dämme ist nicht ausreichend tragfähiger Untergrund soweit zu ertüchtigen, dass die Verformungen an der Oberfläche der Befestigung innerhalb zu definierenden Abschnitten der Nutzungsdauer (oder dieser insgesamt) in zulässigen bzw. erträglichen Grenzen verbleiben. Diese Grenzen leiten sich aus Forderungen hinsichtlich der Standsicherheit sowie aus physikalischen Zwängen und sonstigen Randbedingungen ab. Physikalische Zwänge ergeben sich unter anderem bezüglich der Fahrdynamik und der sicheren Oberflächenentwässerung sowie aus der notwendigen Berücksichtigung fester Bauwerke. Sonstige Randbedingungen sind z. B. vorhandene Materialresourcen und zur Verfügung stehende Mittel.

Angesichts des hohen Aufwandes für Varianten mit festen Bauwerken (Moorbrücken) oder mit restlosem Bodenaustausch gewinnen Lösungen, die das Verformungsverhalten der kompressiblen Böden deutlich verbessern, das heißt geringere Verformungen erwarten und voraussagbar werden lassen, zunehmend an Bedeutung. Neben der Variante "festes Bauwerk" stehen verschiedene Gründungsverfahren für Dammbauwerke zur Verfügung (Bild 1).

Ein konventioneller Bodenaustausch kommt schnell an seine wirtschaftlichen Grenzen. Weiterhin gewinnt die Entsorgungsproblematik der Austauschböden zunehmend an Bedeutung. Das Verfahren der Moorsprengung wird in der heutigen Zeit vor allem aufgrund ökologischer Bedenken sowie häufig auch wegen des zu schützenden Bestandes in der Umgebung nicht mehr angewandt.

Bild 1: Übersicht zu Dammgründungen in Bereichen geringtragfähiger und verformungsempfindlicher Böden

Konsolidierungsverfahren ohne Hilfe fallen oft aus Zeitgründen und/oder größtenteils problematischer Anfangsstandsicherheiten aus.

Auch durch die Forderung einer undränierten Kohäsion c_u > 15 kN/m² für den anstehenden Boden bei Ortbetonpfählen und aufgrund wirtschaftlicher Aspekte bei den großflächigen Baumaßnahmen im Verkehrswegebau scheiden Pfahlgründungen als Gründungsart in vielen Fällen aus. Vermörtelte Stopfsäulen bzw. Betonrüttelsäulen sind eher als Elemente von Pfahlgründungen und nicht als Untergrundverbesserung einzustufen. Ähnlich der Forderung einer undränierten Kohäsion c_u > 15 kN/m² für Ortbetonpfähle sind auch hier Einschränkungen gegeben.

Der Definitionsbereich einer Untergrundverbesserung ist sehr weit gefächert. Er reicht vom teilweisen Bodenaustausch über Konsolidierungsverfahren mit Hilfen, Säulengründungen ohne aushärtende Stoffe bis hin zu Kalk-/Zementstabilisierungssäulen. Die Steifigkeit des verbesserten Untergrundes (und die damit zu beeinflussenden Verformungen infolge Belastung) reichen hierbei von der Steifigkeit des natürlichen Untergrundes bis zur Steifigkeit nahe des vollständigen Bodenaustauschs. Mit zunehmendem Verlangen nach Steifigkeit erhöhen sich zwangsläufig auch die Kosten einer Untergrundverbesserung.

Die Untergrundverbesserung mit Sandsäulen, im Englischen auch als Sand Compaction Piles bezeichnet, wird vorwiegend im asiatischen Raum eingesetzt (Kitazume 2005). Im europäischen Raum wurde dieses Verfahren bisher als Konsolidierungsverfahren mit vertikalen Sanddräns angewandt, wobei diese jedoch nicht als Tragelemente berücksichtigt wurden. Bei entsprechender Dimensionierung der Sanddräns können diese durch ihre höhere Steifigkeit höhere Lasten als der Boden aufnehmen und bewirken durch die anteilige Entlastung des Bodens eine Verringerung der Verformungen. Die Wirkung als Vertikaldränage bleibt dabei erhalten und verringert die Zeit der Primärkonsolidation. Dieses Verhalten ist durch im Rüttelstopfverfahren hergestellte Kies- oder Schottersäulen bekannt, jedoch werden in Deutschland teilweise Einschränkungen für die Anwendung durch die Forderung einer undränierten Kohäsion für den anstehenden Boden von c_u > 15 ... 25 kN/m² (FGSV 2010) erhoben. Weiterhin gibt es Bedenken hinsichtlich der Dauerhaftigkeit einer derartigen Untergrundverbesserung bei Böden mit organischen Anteilen (Torfe und Mudden). Bei der Untergrundverbesserung mit Sandsäulen wird der stark kompressible Untergrund zum Tragverhalten mit herangezogen. Daher kommt der Kenntnis der Eigenschaften der zu verbessernden Böden eine besondere Bedeutung zu.

Während bei Massivbaumaßnahmen von Beginn an die Verformungen in einem definierten Rahmen bleiben müssen, ist dies bei Streckenbaumaßnahmen des Verkehrswegebaus bei günstigen Randbedingungen nicht zwangsläufig der Fall. Es liegt nahe, den Umstand zu nutzen, dass der sensible Bauwerksteil ­ der Oberbau ­ erst zum Schluss errichtet wird. Damit können beim Erdbau aufgetretene Verformungen bis kurz vor Aufbringen des Oberbaus meist noch problemlos ausgeglichen werden. Besteht bauzeitlich weiterhin die Möglichkeit, die reinen Konsolidierungsverformungen abzuwarten bzw. durch Überlastschüttungen vor Aufbringen des Oberbaus die Verformungen während der späteren Verkehrsbelastung zu beschleunigen und weitgehend vorwegzunehmen, kann oft auf aufwändige Untergrundverbesserungsmaßnahmen mit sehr hoher Steifigkeit im Rahmen der Gründung von Dämmen für Verkehrswege verzichtet werden. Zu berücksichtigen sind hier jedoch stets auch Übergangsbereiche auf starre Bauwerke, welche besonders zu betrachten sind.

2 Eigenschaften von Torfen und Mudden

2.1 Entstehung und Begriffe

Torfe und Mudden egal welchen Alters sind entstehungsbedingt unterschiedlich. Während sich Torfe meist in Schichten am Fundort gebildet haben, sind Mudden hauptsächlich Sedimente aus organischen und mineralischen Partikeln limnischen Ursprungs. Innerhalb eines gemeinsamen Vorkommens lagern die Mudden in der Regel im unteren Bereich von Moorablagerungen. Den oberen Bereich bilden entstehungsbedingt die Torfe. Bei Wasserstandänderungen über lange Zeiträume gibt es mitunter abweichende Abfolgen.

Torfe entstehen durch eine unvollständige Zersetzung aus bestimmten Pflanzengesellschaften. Hieraus ergeben sich je nach Ausgangsvegetation die verschiedenen Torfbezeichnungen wie Schilftorf, Seggentorf, Braunmoostorf, Bruchwaldtorf, Farntorf usw. Der Begriff Mudde wurde in Deutschland 1907 eingeführt. Mudde stellt einen Obergriff für nicht rein mineralische in stehenden oder langsam fließenden Gewässern oder im Brackwasser entstandene Bildungen dar. Im internationalen Sprachgebrauch werden auch die Begriffe Gyttja (Schweden, Finnland, Polen) oder Sapropel (Russland) für ähnlich entstandene Böden verwendet.

2.2 Klassifikationskennwerte

Die Baupraxis hat gezeigt, dass der Erfahrungsschatz zu den Eigenschaften der Torfe und Mudden relativ gering, die Untersuchungen dieser Böden aufwendig sind und zum Teil spezieller Verfahren bzw. Methoden bedürfen. Mit einer Auswertung von Laborversuchsergebnissen an über 600 Bodenproben konnte nahezu die gesamte Bandbreite von Torfen und Mudden der brandenburgischen Moorgebiete abgedeckt werden. Ziel dieser Auswertung war es, mit einfach zu bestimmenden Kennwerten (Wassergehalt, Glühverlust, Kalkgehalt) Rückschlüsse zu aufwendig zu ermittelnden Bodenkenngrößen ziehen zu können.

Die Ausgangsporenzahlen der Torfe und Mudden sind sehr hoch. Mit zunehmendem Anteil an organischer Substanz nehmen auch die Porenzahlen zu. Die Untersuchungsergebnisse zeigten Porenzahlen bis 18 bei Wassergehalten bis 1.250 %.

Klassifizierungsversuche haben gezeigt, dass in bestimmten Grenzen zwischen Glühverlust V_gl und Korndichte ρ_s ein korrelativer Zusammenhang (Angaben siehe Tabelle 1) besteht.

An insgesamt 90 Torf- und Muddeproben wurden Glühverlust und Kalkgehalt gleichfalls ermittelt. Demnach weisen Böden mit Kalkgehalten von mehr als 20 M.-% im Wesentlichen weniger als 35 M.-% organische Substanz auf. Bei höheren Anteilen an organischer Substanz liegen die Kalkgehalte meist unter 20 M.-%.

Detaillierte Einzelheiten zu Klassifikationskennwerten und Partikelzusammensetzungen können (Rackwitz et al. 2011) entnommen werden.

2.3 Laboruntersuchungen zur Scherfestigkeit

Für baupraktische Belange stellt die undränierte Scherfestigkeit (Kohäsion) eine bedeutende bodenmechanische Größe dar. Diese liegt bei den untersuchten Böden im normalkonsolidierten Zustand nicht selten unter 5 kN/m². Abhängigkeiten zum Glühverlust oder Kalkgehalt wurden nicht festgestellt. Die Ergebnisse der undränierten Scherfestigkeit sind stark geschwindigkeitsabhängig. Dies gilt sowohl für die Untersuchung im Triaxialgerät als auch für Flügelscherversuche (Rackwitz et al. 2011).

Für Standsicherheitsfragen bedeutsam ist die Entwicklung der undränierten Kohäsion in Abhängigkeit von Größe und Dauer einer Belastung. Ab einem Grundwert der undränierten Kohäsion c_u0 im unbelasteten Zustand steigt die undränierte Kohäsion linear mit der aufgebrachten Auflastspannung an. Aus durchgeführten Versuchen lassen sich Faktoren für eine lineare Erhöhung der undränierten Kohäsion in Abhängigkeit von der Auflastspannung mit 0,27 bis 0,51 angeben. Die Zunahme der undränierten Kohäsion ist ebenso von der Dauer einer einwirkenden Belastung abhängig. So wurde z. B. in 220 Tage dauernden Vorbelastungsversuchen eine Zunahme der undränierten Kohäsion von 75 % gegenüber dem Zeitpunkt zum Abschluss der Primärkonsolidierung festgestellt.

Die untersuchten Mudden und auch Torfe weisen außerordentlich hohe effektive Scherparameter auf. Bandbreiten in Abhängigkeit von der Versuchsart sind in der Tabelle 1 angegeben.

2.4 Laboruntersuchungen zum Kompressionsverhalten

Zur Beurteilung des Kompressionsverhaltens der Torfe und Mudden standen die Ergebnisse von 84 Ödometerversuchen mit inkrementeller Spannungsänderung zur Verfügung. Der Ödometerversuch hat eine außerordentlich große Bedeutung insbesondere bei der Untersuchung von sehr weichen Böden. Bei Darstellung der Ergebnisse in SpannungsPorenzahl-Diagrammen ergibt der Anstieg der Versuchskurven in halblogarithmischer Darstellung den Kompressionsbeiwert C_c bei Erstbelastung und den Schwell- bzw. Wiederbelastungsbeiwert C_s bzw. C_r bei Ent- bzw. Wiederbelastung sowie in Analogie dazu den Kriechbeiwert C in Zeit-Porenzahl-Diagrammen.

Im Bild 2 sind alle in den Untersuchungen ermittelten Kompressionsbeiwerte C_c den ermittelten Glühverlusten V_gl und Kalkgehalten V_ca gegenübergestellt.

Bild 2: Abhängigkeit des Kompressionsbeiwertes vom Glühverlust bzw. Kalkgehalt

Grundsätzlich nimmt der Kompressionsbeiwert mit dem organischen Anteil zu. Für Torfe und Torfmudden wurden Kompressionsbeiwerte zwischen 2,5 (Glühverlust 35 M.-%) und 8 (Glühverlust 95 M.-%) ermittelt. Die Werte stark karbonatischer Mudden (Kalkgehalt > 45 M.-%) liegen zwischen 0,5 und 1,5 und zeigen eine mit zunehmendem Kalkgehalt abnehmende Tendenz. Für die übrigen Mudden (Kalkgehalt < 45 M.-%; Glühverlust < 35 M. %) wurden Werte zwischen 0,5 und 2,5 bestimmt. Während der Kompressionsbeiwert C_c für eine Reihe von Böden mit organischen Anteilen für bautechnisch relevante Bereiche als konstant angenommen werden kann, trifft diese Feststellung für den Schwellbeiwert C_s bzw. gleichbedeutend für den Kompressionsbeiwert unter Wiederbelastung C_r nicht zu. Die Größe dieser Werte ist abhängig von der Größe und der Dauer einer Entlastung und auch von der Dauer einer vorangegangenen Lasteinwirkung.

Die aus allen vorliegenden Versuchen ermittelten Kriechbeiwerte C sind in Abhängigkeit vom Glühverlust V_gl bzw. Kalkgehalt V_ca im Bild 3 dargestellt.

Bild 3: Abhängigkeit des Kriechbeiwertes vom Glühverlust bzw. Kalkgehalt

Ähnlich zum Kompressionsbeiwert nimmt auch der Kriechbeiwert mit dem organischen Anteil zu. Für Torfe und Torfmudden (Glühverlust > 35 M.-%) liegen die Kriechbeiwerte zwischen 0,15 und 0,5. Die Werte der Mudden (Glühverlust < 35 M.-%) reichen von 0,02 bis 0,15, wobei auch hier eine starke Abhängigkeit vom organischen Anteil feststellbar ist. Eine Abhängigkeit vom Kalkgehalt ist dagegen nicht erkennbar.

Böden mit organischen Anteilen weisen ein sehr ausgeprägtes Kriechverhalten auf. Zur Untersuchung des Einflusses der Belastungsgeschichte auf das Kriechverhalten wurden Kriechversuche an einer künstlich vorbelasteten Probe eines aufbereiteten Bodens und bis zu einem Jahr dauernde Kriechversuche an ungestört entnommenen Bodenproben ausgeführt. Die Versuche wurden mit vollständiger Entlastung und anschließender Wiederbelastung durchgeführt. Vorteil dieser Versuche war, dass die maximale Vorlastspannung σ′_v,max versuchstechnisch bekannt bzw. am Übergang in die Erstbelastungsgerade relativ genau ermittelt werden konnte. Alle aus diesen Versuchsergebnissen ermittelten Wertepaare C/C,max zu v/v,max sind im Bild 4 aufgetragen. Das Verhältnis C_α/C_α,max spiegelt den bei der jeweiligen Laststufe ermittelten Kriechbeiwert C_α zum maximal im Versuch ermittelten Wert C_α,max wider. Das Verhältnis σ′_v/σ′_v,max entspricht der bei der Laststufe einwirkenden Vertikalspannung σ′_v zur zuvor maximal aufgebrachten bzw. durch längere Kriechprozesse erreichten äquivalenten Vertikalspannung σ′_v,max. Aus dem Bild 4 ist ersichtlich, dass unterhalb der Vorlastspannung (σ′_v/σ′_v,max < 1) die Kriechbeiwerte mit steigenden Anteil an der maximal aufgebrachten Belastung zunehmen und ab einem Verhältnis σ′^v/σ′_v,max > 1 in etwa konstant bleiben. Das Verhältnis C_α/C_α,max kann bis zum Erreichen der Vorlastspannung vereinfacht als linear zunehmend mit dem Spannungsverhältnis v/v,max beschrieben werden. Nach Erreichen bzw. Überschreiten der zuvor maximal aufgebrachten Vertikalspannung liegt das Verhältnis C_α/C_α,max zwischen 0,9 und 1.

Bild 4: Verhältnis der ermittelten zu den maximal gemessenen Kriechbeiwerten C_α/C_α,max zum Verhältnis der einwirkenden Vertikalspannung zur zuvor maximal wirksamen Vertikalspannung σ′_v/σ′_v,max in Ödometerversuchen

2.5 Einteilung der Torfe und Mudden

Unter Berücksichtigung einfacher bodenmechanischer Klassifikationskennwerte und den Laboruntersuchungen zum Spannungs-Verformungsverhalten kann für Mudden die in der Tabelle 1 dargestellte Einteilung vorgenommen werden. Torfe weisen ähnliche Werte wie organische Mudden auf. Die undränierte Kohäsion im Ausgangszustand ist bei Torf meist höher als bei Mudde, wird jedoch sehr stark vom Zersetzungsgrad beeinflusst.

Tabelle 1: Einteilung der Mudden nach bodenmechanischen Klassifikationskennwerten und Werten von Bodenkenngrößen

3 Neubau der Bundesstraße B 96

3.1 Untergrundverhältnisse und bautechnische Maßnahmen

Der unmittelbar südlich an Berlin angrenzende Streckenabschnitt der B 96 wurde im Rahmen der Straßenanbindung für den neuen Flughafen Berlin Brandenburg durch einen vierstreifigen Neubau als Ortsumgehung mit einem 26 m breiten Straßenquerschnitt ersetzt. Die B 96 führt auf einer Länge von ca. 190 Metern durch ein Moorgebiet. Das Moor war mit einem in der Aufstandsfläche 40 m breiten und im Endzustand bis 4 m hohen Straßendamm zu queren.

Bei den anstehenden Moorböden handelt es sich im oberen Bereich (ca. 2 m) um Torf unterschiedlichen Zersetzungsgrades. Unterlagert wird der Torf durch kalkhaltige Mudde. Insgesamt erreichen die Moorböden hier Mächtigkeiten bis ca. 5 m. Das Liegende bilden Sande, untergeordnet Beckenschluffe und Geschiebemergel. Die anstehenden Sande stellen am Standort einen ergiebigen Grundwasserleiter dar. Die Druckhöhe ist in hydrologisch ungünstigen Jahreszeiten geländegleich anzunehmen. Die Bodenschichtung und die Grundwasserverhältnisse sowie die geplante Dammschüttung sind exemplarisch im Bild 5 dargestellt.

Bild 5: Bodenschichtung und Grundwasserverhältnisse B 96

Die kennzeichnenden Bodenparameter sind in der Tabelle 2 zusammengefasst.

Tabelle 2: Bodenparameter B 96

Als Untergrundverbesserung wurden Sandsäulen im Vollverdrängungsverfahren ausgeführt. Die wichtigsten konstruktiven Parameter der Dammgründung sind in der Tabelle 3 zusammengestellt.

Tabelle 3: Konstruktive Parameter Dammgründung B 96

Die Herstellung der Sandsäulen erfolgte von einer zuvor aufgebrachten Arbeitsebene aus im Rüttelverdrängungsverfahren mittels Vollverdrängungsrohr mit konischer Verschlussklappe. Nach Erreichen der Solltiefe wurde das Rohr mit eng gestuftem Sand befüllt und unter Vibration gezogen. Nach Fertigstellung der Sandsäulen erfolgte die Verlegung von zwei Lagen Geogittern. Anschließend wurde die Dammschüttung bis auf Höhe der planmäßigen Straßengradiente hergestellt. Nach fünfmonatiger Liegezeit wurde eine 2 m mächtige Überschüttung für drei Monate aufgebracht. Anschließend erfolgte der Rückbau der Überschüttung und das Aufbringen des Straßenoberbaus.

3.2 Messergebnisse nach Aufbringen der Arbeitsebene und Säulenherstellung

Die Wassergehalte im Bereich des Torfes zeigen bereits nach Aufbringen der Arbeitsebene Reduzierungen um 200 %. Im Bereich der Mudde wurde dies zu diesem Zeitpunkt noch nicht festgestellt. Nach der Säulenherstellung, dem Abbau eines Porenwasserüberdruckes und der damit verbundenen Konsolidierung lagen die Wassergehalte für die Mudde 150 % unterhalb der vorangegangenen Untersuchungen. Bei einer derartigen Wassergehaltsreduzierung reagiert der Boden unter nachfolgender Belastung steifer. Durch die Säulenherstellung wird also nachweislich eine Verbesserung der Mudde erreicht. Im Bereich des Torfes wurde eine Verbesserung durch die Säulenherstellung nicht festgestellt.

Die maximal gemessenen Porenwasserüberdrücke infolge der Säulenherstellung (minimale Entfernung von der Achse der nächstgelegenen Säule zum Messwertaufnehmer 1,70 m) betrugen zwischen 2 kN/m² für den Torf und 3 kN/m² für die Mudde. Im Bereich des Torfes bauten sich Porenwasserüberdrücke innerhalb eines Tages fast vollständig ab. Im Bereich der Mudde waren nach einem Tag ca. 50 % des gemessenen Porenwasserüberdrucks abgebaut. Ursache hierfür ist die im Ausgangszustand gegenüber dem Torf geringere Wasserdurchlässigkeit, welche sich im Nahbereich der Sandsäule durch die Herstellung weiter verringern kann.

3.3 Messergebnisse infolge der Dammlasten und unter Verkehrsbelastung

Die Untergrundverformungen wurden mittels Horizontalinklinometer und Nivellement ermittelt. Nach 5-monatiger Liegezeit der Dammschüttung der ersten Etappe traten zwischen 28 cm und 40 cm Setzungen auf. Die unterschiedlichen Setzungen sind auf unterschiedliche Dammhöhen infolge der Gradientenführung zurückzuführen. Bei der zweiten Etappe der Dammschüttung traten bei der gleichmäßig aufgebrachten Überschüttung weitere 15 cm Setzungen ein. Die maximale Dammhöhe lag bei 5 m.

Da unterhalb der Dammschüttung keine Porenwasserdruckmessungen ausgeführt wurden, erfolgte die Bestimmung des Endes der Primärkonsolidierung aus dem zeitlichen Setzungsverlauf nach dem Verfahren von TAYLOR mit jeweils ca. 85 Tagen. Die nach diesem Zeitpunkt bis zu 6 cm (1. Etappe) und 2 cm (2. Etappe) gemessenen Verformungen sind reine Kriechverformungen. Bezogen auf die Primärverformungen von bis zu 34 cm (1. Etappe) und 13 cm (2. Etappe) waren das zwischen 15 % und 18 %. Nach Rückbau der Überschüttung wurden Hebungen zwischen 2 und 6 mm gemessen. Zwischen der letzten Messung mit Überschüttung und nach Rückbau derselben, Aufbringen des Straßenoberbaus und Eintragung der Verkehrslasten wurden innerhalb eines Jahres Setzungen zwischen 3 und 14 mm registriert. Gegenüber der Erstbelastung trat nach Rückbau der Überschüttung ein stark reduziertes Kriechverhalten auf.

Die gemessenen Vertikalverformungen bezogen auf die Ausgangsmächtigkeit der Torfe und Mudden (Untergrundstauchungen) in Abhängigkeit von der Zeit in halblogarithmischer Darstellung sind im Bild 6 aufgetragen. Ein typischer S-förmiger Kurvenlauf, wie nach der Konsolidierungstheorie von TERZAGHI zu erwarten, ist hier nicht gegeben. Nach dem Ende der Primärkonsolidierung (EOP) nehmen die Stauchungen linear mit dem Logarithmus der Zeit zu. Dies kennzeichnet das Kriechverhalten, welches mit dem BUISMANN-Faktor C_B = (ε₁ - ε₂) / log (t₂ / t₁) beschrieben werden kann. Die bestimmten BUISMANN-Faktoren C_B liegen für die Dammschüttung der 1. und 2. Etappe relativ gleich bei 0,028. Nach dem Rückbau der Überschüttung und der Herstellung des Straßenoberbaus stagnierten die Verformungen für ca. 80 bis 150 Tage. Anschließend traten wiederum Kriechverformungen auf. Der ermittelte BUISMANN-Faktor C_B lag dann bei 0,0036.

Bild 6: Untergrundstauchungen als Mittelwerte aller Messquerschnitte

4 Großmodellversuch mit Sandsäulen

4.1 Versuchsbeschreibung

Zur Wirkungsweise einer Untergrundverbesserung mit Sandsäulen wurde an der TU Berlin ein umfangreich instrumentierter Großmodellversuch (Bild 7) ausgeführt.

Als Versuchsboden wurde extrem weiche Mudde mit einer im Ausgangszustand vorhandenen minimalen undränierten Kohäsion von 2,5 kN/m² verwendet. Nach dem Einbau einer 0,5 m starken Sandschicht auf dem Boden der Versuchsgrube (Tiefe/Länge/Breite = 3,7/2,4/2,4 m) erfolgte der Einbau einer angelieferten Mudde bis 0,3 m unterhalb des oberen Grubenrandes unter gleichzeitiger Wasserzugabe. Nach einer Liegezeit der Mudde unter Wasser von fünf Monaten erfolgte der Einbau der Messtechnik. Anschließend wurden sieben Sandsäulen (Durchmesser 31,5 cm) im Vollverdrängungsverfahren hergestellt und der mit Sandsäulen verbesserte Versuchsboden mit einer Sandschüttung über einen Zeitraum von 300 Tagen belastet.

Bild 7: Draufsicht Versuchsgrube mit Lage der Sandsäulen und der Messwertaufnehmer

4.2 Messergebnisse Säulenherstellung

Nach der Herstellung der Mittelsäule B3 erfolgte neun Tage später die Herstellung der Säulen B5/A2/C2 und weitere drei Tage danach die der Säulen C4/A4/B1. Mit den sieben Sandsäulen wurde ein Flächenverhältnis von Säule zu Boden in der Gesamtversuchsgrube von A_s/A_e = 0,098, für die Säule B3 zu den umliegenden Säulen ein Verhältnis von A_s/A_e = 0,139 erreicht. Als Säulenmaterial wurde ein eng gestufter Mittel- bis Grobsand verwendet und im trockenen Zustand unter Vibration eingebaut.

Während und nach der Herstellung der Sandsäulen wurden die Hebungen, die Porenwasserdrücke und die Horizontalspannungen in verschiedenen Tiefen gemessen. Im Zusammenhang mit der Herstellung von jeweils drei Sandsäulen (B5/A2/C2 bzw. C4/A4/B1) wurden an der Oberkante der Mudde Hebungen von ca. 13 cm gemessen. Dies entspricht vollständig dem durch die Säulenherstellung rechnerisch unter Annahme vollständiger Wassersättigung der Mudde verdrängten Bodenvolumen. Im Anschluss an die Säulenherstellung gingen die gemessenen Hebungen zurück. Bei der Herstellung von jeweils drei Säulen wurden drei Tage nach Fertigstellung ca. 80 % der zuvor festgestellten Hebungen mit weiter abnehmender Tendenz gemessen.

Zur Porenwasserdruckmessung standen drei separate Porenwasserdruckaufnehmer im Messhorizont -1,50 m und sechs Aufnehmer der kombinierten Erd- und Porenwasserdruckaufnehmer (Messhorizonte -0,75m, -1,50 m, -2,25 m) zur Verfügung. Im obersten Messhorizont wurden weniger als 2 kN/m² Porenwasserüberdruck gemessen. Hier macht sich offensichtlich der Oberflächeneinfluss bemerkbar. In den tieferen Messhorizonten lagen die maximal gemessenen Porenwasserüberdrücke zwischen 6 kN/m² (-1,50 m) und 7 kN/m² (-2,25 m). Die entstandenen Porenwasserüberdrücke bauten sich innerhalb von ca. 12 Stunden fast vollständig wieder ab. Im Gegensatz hierzu nahmen im Zeitraum des Porenwasserüberdruckabbaus die Hebungen nur um ca. 50 % des Gesamtrückganges der Hebungen ab. Dies zeigt, dass der Rückgang der Hebungen auf Konsolidierungsprozesse und anschließende Kriech- bzw. Relaxationsvorgänge zurückzuführen ist.

Die größten gemessenen effektiven Spannungserhöhungen traten unmittelbar während der Säulenherstellung auf und erreichten Werte von 2 bis 3 kN/m², selten bis 5 kN/m² bei einer minimalen Entfernung von Säulenachse zum Messwertaufnehmer von 0,4 m. Die Spannungserhöhungen sind nicht langzeitstabil und wurden langsamer als der Porenwasserüberdruck abgebaut. Dieser Abbau ist ebenfalls auf Kriech- bzw. Relaxationsvorgänge zurückzuführen.

Zur Untersuchung eventuell vorhandener Änderungen der Bodeneigenschaften wurden nach Abschluss der Säulenherstellung an der Mudde der Versuchsgrube Feldflügelsondierungen und Wassergehaltsbestimmungen durchgeführt. Die Feldflügelsondierungen wurden hierbei in der Mitte zwischen den Säulen in verschiedenen Tiefen ausgeführt. Gegenüber den Versuchen vor der Säulenherstellung wurden keine signifikanten Änderungen der Flügelscherfestigkeit festgestellt.

Bild 8: Wassergehalte vor und nach der Herstellung der Sandsäulen

Die Wassergehaltsbestimmungen erfolgten an Proben, welche in der Mitte zwischen den Säulen und 10 cm neben dem Säulenrand entnommen wurden. Die Ergebnisse dieser Untersuchungen sind im Bild 8 als Mittelwerte der Tiefenhorizonte dargestellt. Ebenfalls aufgeführt sind die Wassergehalte vor der Säulenherstellung (Einbau). In der Mitte zwischen den Säulen wurde über die gesamte Tiefe eine Wassergehaltsreduzierung von ca. 60 % nachgewiesen. 10 cm neben dem Säulenrand wurden bis 1,50 m Tiefe sehr ähnliche Wassergehaltsreduzierungen festgestellt. Ab 1,50 m Tiefe nehmen dann die Wassergehalte bis zur Endtiefe von 3,0 m bis auf 100 % ab.

Eine Feststellung der Änderung des Wassergehaltes erlaubt prinzipiell nur eine qualitative Aussage zur Änderung der Bodeneigenschaften hinsichtlich des Spannungs-Verformungsverhaltens. Eine Reduzierung des Wassergehaltes bewirkt jedoch eine Steifigkeitserhöhung. Aus dem Bild 8 lässt sich schlussfolgern, dass im oberen Bodenbereich bis 1,5 m Tiefe nur geringfügige Bodenveränderungen und diese relativ gleichmäßig und unabhängig von der Entfernung zur Säulenachse durch das Herstellen der Sandsäulen stattfinden. Erst ab einer Tiefe von 1,5 m (5-facher Säulendurchmesser) nehmen die Bodenveränderungen im Nahbereich der Säule signifikant zu. Im Falle einer weiteren Belastung des mit Sandsäulen verbesserten Bodens wird dieser mit zunehmender Tiefe steifer reagieren. Einhergehend mit der Verbesserung hinsichtlich der Steifigkeit ist jedoch auch mit einer Verringerung der Wasserdurchlässigkeit zu rechnen.

4.3 Messergebnisse Be- und Entlastungsphasen

17 Tage nach Abschluss der Sandsäulenherstellung erfolgte das Aufbringen der 1. Belastung in Form einer Sandschüttung an zwei Tagen. Hierzu wurde oberhalb der Versuchsgrube ein Holzkasten mit 1,6 m Höhe hergestellt. Anschließend erfolgte die unverdichtete Befüllung des Kastens mit 1,4 m Sand, sodass auf der Oberfläche der Mudde eine Belastung von 21 kN/m² aufgebracht werden konnte. Nach einer Liegezeit von 110 Tagen wurde eine 2. Belastung von weiteren 0,35 m Sand aufgebracht. Damit konnte eine Zunahme der Belastung von 5,25 kN/m² erreicht werden. Ab dem 180. Tag wurden Absenkungen und Wiederanstiege des Wasserspiegels simuliert, der zuvor konstant bei Oberkante Versuchsgrube lag. Nach einer Gesamtliegezeit von 285 Tagen wurde die Belastungsschicht in zwei Etappen mit einer Zwischenliegezeit zurückgebaut. Die gemessenen Vertikalverschiebungen sind im Bild 9 dargestellt.

Bild 9: Vertikalverschiebung Belastungsphasen Großmodellversuch

Die Gesamtsetzungen betrugen nach 300 Tagen ca. 560 mm. Zum Abschluss der 1. Belastungsphase wurden 455 mm Setzung gemessen. Die zweite Belastung brachte weitere 75 mm Setzung. Nach der erfolgten 1. Wasserspiegelabsenkung von 0,7 m traten Setzungen von bis zu 30 mm auf. Die 2. Wasserspiegelabsenkung um 0,7 m verursachte keine messbaren Verschiebungen. Nach Rückbau der Belastungsschüttung stagnierten die Verformungen. Das Ende der Primärkonsolidierung wurde anhand von Porenwasserdruckmessungen für die 1. Belastungsphase nach 25 Tagen und für die 2. Belastungsphase nach 35 Tagen ermittelt. Die Setzungen der Primärkonsolidierung lagen demnach bei 310 mm bzw. 50 mm. Die nach dem Ende der Primärkonsolidierung gemessenen Setzungen betrugen in der 1. Belastungsphase 145 mm in 85 Tagen und in der 2. Belastungsphase 25 mm in 35 Tagen. Diese Verformungen sind reinen Kriechprozessen zuzuschreiben. Bezogen auf die Primärverformungen waren dies ca. 50 %.

Zwischen den Säulen und der Mudde wurden Setzungsunterschiede zum Abschluss des Versuches von bis zu 30 mm gemessen. Der Setzungsunterschied bezogen auf die Gesamtsetzung betrug ab dem 60. Belastungstag konstant ca. 5 %. Dieser Wert wurde auch durch weitere Be- und Entlastungen nicht wesentlich beeinflusst. Eine Setzungsgleichheit von Säule und Mudde ist bei der Eintragung schlaffer Lasten nicht gegeben. Aufgrund der Setzungsunterschiede zwischen Säule und Boden können hier Schubspannungen ähnlich einer Mantelreibung bei Pfählen auftreten. Da die Säulen geringere Verformungen aufweisen, hängt sich der Boden an den Säulen auf. Dadurch kann es zu einer tiefenabhängigen Lastumlagerung vom Boden auf die Säule kommen. Diese bewirkt eine Erhöhung des Spannungsverhältnisses Säule/Mudde bei gleichzeitiger Entlastung der Mudde. Die Ergebnisse der Spannungsmessungen bestätigten dieses Verhalten.

Die Ergebnisse der ermittelten Sohlspannungen und daraus ableitend das ermittelte Spannungsverhältnis an Oberkante Säule/Mudde in Abhängigkeit von der Versuchsdauer in Tagen sind im Bild 10 dargestellt.

Bild 10: Sohlspannungen und ermitteltes Spannungsverhältnis Säule/Boden während des Versuchs (Versuchsdauer in Tagen)

Die Ergebnisse der Messungen von Säule B 3 repräsentieren hier das Verhalten im Säulenraster, die der Säule B 5 das Randsäulenverhalten. Unmittelbar nach Aufbringen der Belastung stellt sich ein erhöhtes Spannungsverhältnis bis ca. 1,8 ein, welches sich im Zuge der Konsolidierung der Mudde bis auf einen Wert von 1,5 abbaut. Im undränierten Zustand erfolgt demnach eine bessere Stützung der Säulen, sodass diese höhere Lasten aufnehmen können. Nach Aufbringen der zweiten Belastung erhöht sich das Spannungsverhältnis auf einen Wert von 1,7. Ein anfänglich erhöhtes Spannungsverhältnis ist hier nicht so ausgeprägt feststellbar. Durch die vorangegangene Kriechphase während der ersten Belastung verhält sich die Mudde anfänglich wie ein überkonsolidierter Boden. Durch die nur geringfügige Spannungserhöhung wird die durch das Kriechen erreichte scheinbare Vorlastspannung nur unwesentlich überschritten. Im Zuge der ersten und zweiten Wasserspiegelabsenkung steigt das Spannungsverhältnis bis auf einen Wert von ca. 1,85 an. Das Spannungsverhältnis steigt etwa linear mit der Belastung an. Nach einer Wiederbelastung (zweite Wasserspiegelabsenkung) bzw. nach der Entlastung durch den Rückbau der Sandschüttung werden in etwa gleiche Spannungsverhältnisse wie im Bereich der Erstbelastung erreicht. Nennenswerte Verformungen wurden in diesen Phasen nicht registriert. Während der Kriechphasen der ersten und zweiten Belastung ist für die Mittelsäule B 3 tendenziell eine leichte Zunahme, für die Randsäule B 5 eine lineare, sehr ausgeprägte Zunahme des auf die Mudde bezogenen Spannungsverhältnisses erkennbar. Am Ende der Kriechphasen erreichen die Mittelsäule und die Randsäule in etwa gleiche Spannungsverhältnisse.

4.4 Messergebnisse Rückbau Versuchsböden

Mit dem Rückbau der Versuchsböden konnte nachgewiesen werden, dass die Sandsäulen auch bei Extremböden in ihrer Form unter Belastung erhalten bleiben (Schüßler, 2012).

Vor dem Rückbau der Versuchsböden wurde die Lagerungsdichte der Sandsäulen mittels leichter Rammsondierung untersucht. Hierbei wurden gegenüber den Ergebnissen nach dem Einbau noch ungünstigere Werte mit Schlagzahlen N₁₀ < 1 festgestellt. Ein Vergleich beider Versuchsreihen ließ auf eine Auflockerung infolge dilatanten Verhaltens schließen. Im Zuge des Rückbaus der Versuchsböden wurden aus den Sandsäulen insgesamt 10 ungestörte Proben entnommen. Als Mittelwert wurde eine Lagerungsdichte von D = 0,38 bestimmt. Dies entspricht einer mitteldichten Lagerung zum Abschluss des Versuches. Der Vergleich der Ergebnisse der Rammsondierungen und der ungestörten Proben zeigt, dass eine Ermittlung der Lagerungsdichte mittels Rammsondierung ungeeignet ist. Analoge Resultate wurden auch beim Bauvorhaben an der B 96 ermittelt.

Die Wasserdurchlässigkeit an der Grenzfläche vom Versuchsboden zur Sandsäule wurde in einem über 325 Tage dauernden Versuch an einer entnommenen Probe aus dem Bereich Säulenrand/Versuchsboden untersucht. Die Durchströmung erfolgte vom Versuchsboden zum Sand. Mit dem Versuch wurde die horizontale Wasserdurchlässigkeit kh im Nahbereich der Säule mit 3 · 10^-10 m/s am 10. Tag bis 1,5 · 10^-10 m/s bestimmt. Prinzipiell kann davon ausgegangen werden, dass sich die Versuchsböden filterstabil verhalten. Die vertikale Wasserdurchlässigkeit k_v wurde an Proben aus der Mitte zwischen den Säulen mit 3,5 · 10^-9 m/s ermittelt. Diese liegt damit über eine Zehnerpotenz über dem Wert der ermittelten horizontalen Durchlässigkeit k_h im Nahbereich der Säule.

5 Bemessungsverfahren zur Verformungsprognose

Mit den vorliegenden Messergebnissen wurden Rückrechnungen durchgeführt. Zusätzlich wurde ein Bauvorhaben an der Autobahn A 115 (Schüßler 2012) mit in die Auswertung einbezogen. Die vorwiegend für im Rüttelstopfverfahren hergestellte Schottersäulen entwickelten Bemessungsverfahren nach (Priebe 1995) und (Goughnour & Bayuk 1979) liefern für die Phase der Primärkonsolidierung auch für Untergrundverbesserungen mit Sandsäulen brauchbare Ergebnisse. Der Reibungswinkel des Säulenmaterials ist bei Verwendung von eng gestuftem Sand auf φ‘_Säule = 32° zu begrenzen. Ein Vergleich von gemessenen mit berechneten Setzungen zeigt das Bild 11.

Bild 11: Vergleich gemessene/berechnete Setzungen und Setzungsreduzierung in Abhängigkeit zur aufgebrachten Belastung

Die Ergebnisse der Rückrechnungen mit den genannten Bemessungsverfahren haben gezeigt, dass insbesondere in niedrigen Spannungsbereichen erhebliche Abweichungen zwischen gemessenen und berechneten Verformungen auftreten. Hier ist davon auszugehen, dass sich der Einfluss der Säulenherstellung ähnlich einem überkonsolidierten Boden bemerkbar macht. Bei den baupraktisch ausgeführten Flächenverhältnissen A_s/A_e von 0,1 bis 0,134 verschwindet dieser Einfluss ab etwa 100 kN/m² Auflastspannung. Die Setzungsreduzierung liegt hier zwischen 0,7 und 0,8.

Den Bemessungsverfahren nach (Priebe 1995) und (Goughnour & Bayuk 1979) wie auch dem Verfahren von (Aboshi et al. 1991) liegt als Modellbildung das Konzept der Einheitszelle (Bild 12) zu Grunde.

Bild 12: Konzept der Einheitszelle mit horizontal unverschieblichen Rändern

Enoki et al. (1991) empfehlen bei Flächenverhältnissen A_s/A_e < 0,4 den Ansatz eines Spannungsverhältnisses n = 3. Mit diesem Wert können die reduzierten Bodenspannungen ermittelt und anschließend eine Setzungsberechnung unter eindimensionalen Bedingungen ausgeführt werden (Aboshi et al. 1991). Unter diesen Voraussetzungen ergaben sich bei den Rückrechnungen jedoch zu geringe Setzungsreduzierungen, was ursächlich auf eine nicht berücksichtigte Ausdehnung der Säulen infolge Säulenstauchung zurückgeführt werden kann. Aus der Geometrie der Einheitszelle kann unter der Annahme von Inkompressibilität des Säulenmaterials die Volumenänderung des Bodens infolge einer vertikalen Zusammendrückung zu einem beliebigen Zeitpunkt t_i (t_i > t_EOP) abgeleitet werden. Die vertikale Stauchung der Einheitszelle ergibt sich dann zu

ε_{v, ti} = [C_c · log ((σ‘_v,0 + σ‘_v,B) / σ‘_v,0) + C · log (t_i / t_EOP)] / (1 + e₀) · (1 - A_s / A_e)

σ‘_v,0 ist hierbei die vertikale Spannung vor der Belastung (z. B. in situ Spannung, Belastung Arbeitsebene, Vorkonsolidierung Säulenherstellung), σ‘_v,B die auf Oberkante Boden wirkende Spannung infolge einer Belastung und e₀ die Porenzahl des unbelasteten Bodens. Einzelheiten zur Herleitung von Gleichung (1) können (Schüßler 2012) entnommen werden. Der zeitliche Verformungsverlauf bis zum Ende der Primärkonsolidierung (t_EOP) kann durch eine Sanddränberechnung ermittelt werden. Gleichung (1) zeigt, dass eine Verringerung des problematischen Kriechverhaltens unter Erstbelastung lediglich durch das Flächenverhältnis A_s/ A_e erreicht wird.

Eine nennenswerte Reduzierung des Kriechverhaltens kann erst durch eine Entlastung erzielt werden (siehe Bild 4 vollständige Ent- und Wiederbelastung). Zur Wirkungsweise einer teilweisen Entlastung (bis 30 %) wurden Messergebnisse eines über 10 Jahre messtechnisch überwachten Autobahndammes der A 115 ohne Untergrundverbesserung ausgewertet und mit Literaturangaben verglichen. Nach den im Bild 13 dargestellten Messergebnissen kann das reduzierte Kriechverhalten einer Mudde mit der nach Gleichung (2) angegebenen korrelativen Beziehung

C_α‘ = (1,87 · σ‘_v,i / σ‘_v,max ­- 0,93) · C_α‘_,max

beschrieben werden. Bei den ausgewerteten Bauvorhaben mit Sandsäulen konnte gegenüber unverbessertem Boden unter Erstbelastung das Kriechverhalten bei 20 %-iger Entlastung sogar auf 15 bis 25 % reduziert werden. Ursächlich sind Spannungsumlagerungen während des Kriechens infolge eines Setzungsunterschieds zwischen Säule und Boden hierfür verantwortlich. Dies konnte durch Modellrechnungen mit Annahmen zu Spannungsverhältnissen von n = 2,5 an der Oberkante und einer Tiefenzunahme auf n = 5 unter Ansatz von Mantelreibungswerten in Modellrechnungen angenähert nachvollzogen werden. Einzelheiten hierzu können Schüßler (2012) entnommen werden.

Bild 13: Verhältnis der aus Feldmessungen der A 115 ermittelten zu den maximal im Labor gemessenen Buismann Faktoren C_B'/C_B zum Verhältnis der einwirkenden zur zuvor maximal wirksamen Vertikalspannung σ‘_v / σ‘_v,max

6 Literaturverzeichnis

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