Institut für Geotechnik (IGS)

Abgeschlossene Forschungsprojekte

eine Auswahl der in der jüngeren Vergangenheit abgeschlossenen Projekte

Verschiedene Themen

Förderkennzeichen: 18833 N/1

Laufzeit: 01.11.2015 bis 30.04.2018

gefördert von:BMWiAiF_Logo

Bearbeiter: Rainer Worbes

Forschungsbericht (pdf)

Motivation

Baugruben mit rechteckigem Grundriss stellen die am häufigsten ausgeführte Grundrissform von Baugruben dar. Bei der Dimensionierung der Baugrubenkonstruktion, i.e. der Bemessung der Verbauwände, werden in der Regel vertikal ebene Schnitte unter Ansatz des ebenen aktiven Erddrucks bzw. des ebenen erhöhten aktiven Erddrucks betrachtet. Damit wird vernachlässigt, dass ein sich infolge des Aushubs im Bodenkontinuum ausbildendes, die Baugrube umgebendes großräumiges Spannungsgewölbe (Abb. 1) zu einer maßgeblichen Beeinflussung des Erddrucks führt. Die Berücksichtigung des räumlichen aktiven Erddrucks ermöglicht indes eine wirtschaftlichere Bemessung der Baugruben-konstruktion sowie eine realistischere Verformungsprognose.

 

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Abb. 1: Spannungsgewölbe und Hauptspannungstrajektorien σ2 und σ3 im Boden-kontinuum (20 m unter der Geländeoberfläche – x,y-Ebene)

 

Verformungscharakteristik vs. Beanspruchung

Das Trag- und Verformungsverhalten tiefer Baugruben mit rechteckigem Grundriss wird im Hinblick auf die aushubinduzierten Verformungen maßgeblich von den gering verschieblichen Baugrubenecken geprägt. Neben den Horizontal- und Vertikalverschiebungen der Verbauwände nehmen auch die Verformungen der angrenzenden Geländeoberfläche entlang der Verbauwände mit zunehmendem Abstand von den Baugrubenecken zu. Beispielhaft zeigt Abb. 2 die im Zuge des Aushubs der Baugrube „Gu Bei Station“ in Shanghai (China) aufgetretenen Horizontalver- formungen der Schlitzwände sowie die Setzungen der angrenzenden Geländeoberfläche.

 

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Abb. 2:  Setzungen der Geländeoberfläche und Horizontalverformungen der Verbauwände - Baugrube „Gu Bei Station“ in Shanghai (China) [nach Hong et al., 2015]

 

Zur zusammenfassenden Visualisierung ausgewählter Messergebnisse werden die gemessenen horizontalen Verschiebungen uh der Verbauwände bezogen auf die jeweils größte Verschiebung uh,max über den auf die Baugrubentiefe H bezogenen Abstand von der Baugru- benecke aufgetragen (Abb. 3).

 

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Abb. 3: Reichweite des verformungsreduzierenden Einflusses der Baugrubenecken entlang der Seitenwände in Abhängigkeit der Baugrubentiefe H

 

Es zeigt sich, dass weitgehend unabhängig von der Steifigkeit der Verbauwände ab einer Entfernung von x/H = 1,0 bis 2,0 in der Regel ca. 90 % der in Seitenwandmitte gemessenen Verschiebungen erreicht werden. Im Zuge der Bemessung der Verbauwände stellt sich vor dem Hintergrund dieses Verformungsverhaltens die Frage nach der Aktivierung des verschiebungsabhängigen aktiven Erddrucks bzw. nach der maßgeblichen Erddruckverteilung entlang der Seitenwände einer Baugrube mit rechteckigem Grundriss.

 

Erddruckansätze

Die vereinfachten Erddruckansätze in EB 75 (Empfehlungen des Arbeitskreises Baugruben, 2012) geben in Abhängigkeit der Nachgiebigkeit der Baugrubenecken bzw. der Seitenwände Bereiche an, in denen eine Abminderung des ebenen aktiven Erddrucks vorzunehmen ist (Abb. 4).

 

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Abb. 4: Vereinfachte Erddruckansätze gemäß EB 75 (EAB, 2012)

 

Diese Erddruckansätze basieren lediglich auf analytischen Modellen zum räumlichen aktiven Erddruck und beruhen damit weder auf Erkenntnissen aus experimentellen oder numerischen Untersuchungen noch auf Ergebnissen von Feldmessungen. Bei der Anwendung dieser Erddruckansätze ergeben sich u.a. die folgenden Schwierigkeiten:

  • keine Beurteilungskriterien im Hinblick auf die Auswahl des Erddruckansatzes 
  • keine Anwendungsgrenzen bezüglich der geometrischen Abmessungen der Baugruben
  • numerische Untersuchungen mit Verbauwänden hoher Steifigkeit (z.B. Schlitzwände) zeigen Diskrepanzen in Bezug auf Betrag und Länge der vorgegebenen Abminderung (Moormann & Klein, 2014)

 

Forschungsaufgaben

  • Experimentelle Untersuchungen zum phänomenologischen Verständnis der Interaktion zwischen Baugrund und im Grundriss rechteckiger Baugrubenkonstruktion
  • Untersuchung des Einflusses der Verbausteifigkeit bzw. des Verhältnisses der Steifigkeit von Seitenwänden und Baugrubenecken bei variierenden geometrischen und geotechnischen Randbedingungen auf den räumlichen aktiven Erddruck bei Baugruben mit rechteckigem Grundriss anhand ebener und räumlicher FE-Berechnungen (Abb. 5)
  • Ziel: Fortschreibung der bestehenden Erddruckansätze zur technischen und wirtschaftlichen Optimierung der Bemessung von Baugrubenkonstruktionen mit annähernd rechteckigem Grundriss auf Basis ebener Berechnungsschnitte bzw. räumlicher Strukturmodelle

 

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Abb. 5: Räumliches FE-Modell

 

Literatur

Moormann, C., Klein, L. (2014). Bemessung tiefer Baugruben mit rechteckigem Grundriss unter Berücksichtigung des räumlichen Erddrucks. Bautechnik 91, 9, S. 633-655.

Hong, Y., Ng. C.W.W., Liu, G.B., Liu, T. (2015). Three-dimensional deformation behaviour of a multi-propped excavation at a “greenfield” site at Shanghai soft clay. Tunnelling and Underground Space Technology 45, S. 249-259.

 

Bearbeiter: Linus Klein

gefördert von: Innogy 

Ministerium für Wissenschaft, Forschung und Kunst Baden-Württemberg

über ein Stipendium der Landesgraduiertenförderung

Bearbeiter: Alireza Salimi

Einleitung
 
Trotz des Wissens um die speziell in der Geotechnik vorhandenen Unschärfen der Bodenparameter wird bei der Bemessung geotechnischer Verbundkonstruktionen in der Regel eine rein deterministische Vorgehensweise gewählt. Diese vermeintlich „auf der sicheren Seite“ liegenden Berechnungen werden gegebenenfalls noch mit Betrachtungen ergänzt, in welche obere bzw. untere Grenzwerte einfließen. Mit der „Random Finite Element Method“ (RFEM) kann hingegen die Variabilität des Untergrundes zutreffend berücksichtigt und deren Auswirkungen rechnerisch quantifiziert werden.

 

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Abbildung 1: Geologischer Querschnitt mit Versuchsaufbau des Seitendruckversuchs

 

 

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Abbildung 2: Seitendruckversuch nach DIN 4094-5

 

Stochastische Bodenparameter

Die Variabilität von Bodenparametern kann mit Zufallsfeldern beschrieben werden, die Mittelwert, Standardabweichung und Autokorrelationsfunktion zur Beschreibung von räumlicher Variabilität verwenden. Nur wenig Untersuchungen zur räumlichen Variabilität von mechanischen  Bodenparametern wurden bis dato publiziert. Aus diesem Grund wurden im Rahmen der Vortriebs des Fasanenhoftunnels in Stuttgart 45 Seitendruckversuche durchgeführt. Die in Abbildung 1 und 2 dargestellten Versuche wurden in einem Abstand von 2 m in einer als homogen angenommenen Tonsteinschicht im Lias α durchgeführt und mittels geostatistischer Methoden analysiert (Abbildung 3).

 

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Abbildung 3: räumliche Variabilität der Seitendruckversuche

 

Random Finite Element Method

Mit der RFEM kann die räumliche Variabilität einer Bodeneigenschaft berücksichtigt werden. Hierzu werden Zufallsfelder für die Abbildung der räumliche Verteilung der Steifigkeit generiert, welche auf ein Finite Elemente (FE) Netz durch Mittelung übertragen werden. Mit dem FE-Modell werden die Oberflächensetzungen ermittelt, wobei die Steifigkeit des Gebäudes nicht berücksichtigt wird. Der Untergrund wurde mit dem Mohr Coulomb‘schen Stoffgesetz mit φ’ = 20 °,  c' = 40 kN/m², E = 5.000 kN/m²  und ν = 0,35  simuliert, wobei ein Vorentlastungsfaktor wurde mit ß = 35% für den NATM Vollausbruch gewählt wurde. Diese Ergebnisse werden in der  Versagenszustandsgleichung Z = α_ultimate - α (hier: α_ultimate  = 1/500) eingesetzt, welche für die Ermittlung Schadenswahrscheinlichkeit p_damage benötigt wird (Abbildung 4). Hierfür wird eine Kombination von Monte-Carlo Verfahren und First-Order-Second-Moment Verfahren verwendet.

 

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Abbildung 4: Ablauf der RFEM

 

Diskussion der Ergebnisse
 
In Abbildung 5 sind die Ergebnisse einer Fallstudie zusammengestellt, wobei die Lage des Fundamentes bezüglich der Tunnelachse sowie die Korrelationslänge θ und der Variationskoeffizient COV des Zufallfeldes variiert wurden. Es wird deutlich, dass die Lage des Gebäudes relativ zum Tunnel einen größeren Einfluss hat als die Korrelationslänge und der Variationskoeffizient.

 

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Abbildung 5: Oberflächensetzungen für θ =2 D und COV = 50%; Einfluss der Korrelationslänge θ und des Variationskoeffiziente COV auf die Schadenswahrscheinlichkeit p_damage

 

Ausblick

Die vorgestellte Methodik der RFEM kann die räumliche Variabilität berücksichtigen und ermöglicht eine verlässliche Quantifizierung des Einflusses von Variationskoeffiezient und räumlicher Korrelation der Steifigkeit. In Zukunft sollen weitere Untersuchungen zur räumlichen Variabilität von Bodeneigenschaften durchgeführt werden, wobei besonderes Augenmerk auf die stochastische Modellierung von Bodeneigenschaften mit weiteren Algorithmen gelegt wird. Für eine praktische Anwendung ist  auch die Modellierung geschichteter Baugrundverhältnisse mit der RFEM notwendig.

 

Bearbeiter: Dr. Maximilian Huber

Die Akkumulation plastischer Verformung im Baugrund infolge zyklischer Belastung durch Schleusenbauwerke kann, wenn nicht schonin der Planungsphase hinreichend genau bekannt, zu erheblichen Bauwerksschäden führen. Zur Vermeidung dieser Schäden, wie auch zu einer wirtschaftlichen Bemessung einzelner Bauteile ist eine gute Abschätzung der zu erwartenden Langzeitsetzungen unbedingt erforderlich; so ist z.B. die Wahl der einzubauenden Fugenbänder direkt von der Bauwerkssetzung abhängig. In einer Kooperation zwischen der Bundesanstalt für Wasserbau (Karlsruhe) und dem Institut für Geotechnik der Universität Stuttgart wird deshalb die Verformung nichtbindiger Böden unter zyklischer Belastungseinwirkung untersucht und modelliert.

 

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Bild 1: Die Schleusen Uelzen I und II. Mit einer Wasserspiegel-
differenz von ca. 23 m zwischen Ober- und Unterwasser ver-
ursacht jede Schleusung eine hohe zyklische Belastungen im Boden

 

Nichtbindige Böden zeigen infolge zyklischer Belastung eine erhebliche Akkumulation plastischer Verformungen. Dies kann sowohl in Laborexperimenten, wie in Bild 2 dargestellt, als auch bei Setzungsmessungen wechselbeanspruchter Bauwerke beobachtet werden. Insbesondere bei Schleusen, die in der Regel eine sehr hohe Lastwechselamplitude aufweisen, können erhebliche Langzeitsetzungen beobachtet werden.

 

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Bild 2: Ergebnisse eines Triaxialtests an einem dicht gelagerten Sand (Festtag, Universität Darmstadt, 2003)

 

Eine konstante Zunahme von Setzungen pro Lastspiel wird als Ratcheting, das sich eventuell einstellende Abklingen der Setzungen nach einer gewissen Lastspielzahl als Shakedown bezeichnet. Mit den derzeit verfügbaren elasto-plastischen sowie den inkrementell formulierten Stoffgesetzen (z.B. Hypolastizität) können Phänomene wie Ratcheting und Shakedown nur unzulänglich abgebildet werden. Zudem erfordert eine hohe Anzahl von Lastzyklen bei diesen Modellen eine sehr hohe Rechenleistung, da jeder Lastzyklus einzeln berechnet werden muss. Pseudoviskose Stoffgesetze, bei denen die Lastzyklen als Zeit (Pseudozeit) ausgedrückt werden, verursachen hingegen einen relativ geringen Rechenaufwand. Diese Stoffgesetze sind jedoch empirisch und daher schwer zu bewerten.

Im Rahmen der Forschungsarbeit wurde ein Stoffgesetz identifiziert, das durch geeignete Erweiterung den Ansprüchen an ein Stoffgesetz für zyklische Belastungen genügen kann. Dieses elasto-plastische Stoffgesetz basiert auf der Idee der "Bounding Surface Plasticity" nach Y.F. Dafalias (Bild 3). Bei dieser Klasse von Stoffgesetzen ist die Steifigkeit des Materials eine Funktion vom Abstand des aktuellen Spannungszustandes zu der Grenzfäche (Bounding Surface - B), sofern sich dieser auf der Fließfläche (Yield Surface - Y) befindet. Liegt der aktuelle Spannungszustand innerhalb der Fließfläche, verhält sich das Material elastisch. Bei der Ermittlung des Abstands des Spannungszustandes zu der Grenzfläche kommt eine Projektionsregel zum Einsatz. Die in Bild 3 weiterhin gezeigte Dilatanzfläche (Dilatancy Surface - D) ermöglicht zusammen mit der Festlegung des kritischen Zustands (Critical State Surface - C) eine Modellierung des kontraktanten, bzw. dilatanten Verhaltens des Reibungsmaterials: die Dilatanzfläche repräsentiert die Spannungszustände, bei denen ein Übergang von kontraktantem zu dilatantem Verhalten stattfindet.

 

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Bild 3: Charakteristische Flächen des implementierten Stoffgesetzes;
links: Darstellung im Hauptspannungsraum; 
rechts: Darstellung in einem deviatorischen Schnitt

 

Im Zuge der bisherigen Forschungsarbeit wurde das beschriebene Materialmodell in die Finite Elemente Programme PLAXIS 8 und ABAQUS implementiert. Erweiterungen des Modells wurden im Bereich kleiner Dehnungen und in der Formulierung der Verfestigungsfunktionen begonnen. Einfache Elementversuche sowie größere Randwertprobleme konnten mit dem Modell bereits berechnet werden. Um die benötigte Rechenleistung zu minimieren befindet sich eine Extrapolations-Methoden in Erprobung, die es erlaubt, Lastzyklen innerhalb der Berechnung zu überspringen. So werden auch Randwertprobleme wie das in Bild 4 dargestellte für viele Lastzyklen berechnet werden können.

 

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Bild 4: Finite Elemente Netz für die Berechnung der Schleuse Uelzen mit dem Programmsystem Plaxis V8. Erläuterung: A-Sparbecken, B-Schieberhaus, C-alte Schleuse Uelzen I, D-neue Schleuse Uelzen II, a-Auffüllung, b-Beton, c-Geschiebemergel, d-Untere Sande

 

 

Bearbeiter: Prof. Dr.-Ing. Thomas Benz

Kurzzeichen: AMGISS

gefördert vonInnogy

Bearbeiter: Dr. Martino Leoni

Kurzzeichen: SCMEP

gefördert vonInnogy

Bearbeiter: Dr. Heiko Neher

Teilprojekt 2 – Makromodellierung der Entfestigung von bindigen und nichtbindigen Böden

Forschergruppe FOR 326

gefördert von:   Deutsche Forschungsgemeinschaft

Bearbeiter: Univ.-Prof. Dr.-Ing. Thomas Marcher

gefördert von: Consorzio Progretto Torre di Pisa

Bearbeiter:

  • Prof. Dr.-Ing. P.A. Vermeer, Dipl.-Ing. H.P. Neher, Dipl.-Ing. U. Vogler,
    Institute of Geotechnical Engineering, University of Stuttgart, Germany
  • Dr. Ir. P.G. Bonnier
    PLAXIS B.V. , Delft, The Netherlands

Forschungsbericht (pdf)

Numerische Simulation großer Deformationen

Kurzzeichen: GEO-INSTALL

gefördert vonInnogy

Bearbeiter: Dr. Fursan Hamad

Numerical simulations are an indispensable active field of the modern engineering and science development. Considerable effort has been devoted by researchers to develop numerical methods that are able to simulate practical applications. These are more challenging when large deformation is involved. In continuum-based models, the traditional description of kinematics is either based on Lagrangian or Eulerian approach where each has its pros and cons. Coupling the two descriptions in one approach by exploiting the best features of each is desirable. At our institute, two coupling forms are used and developed as shortly explained next.

1. Material Point Method (MPM)

The inspiration of replacing the continuum with material points able to follow the movement in a natural manner has the beauty of linearising the convection-diffusion equation. However, it is not necessary to perform the solution of the equation of motion on the material points like in meshless methods. Instead it can be accomplished on a fixed background computational mesh. The evolved version of the last method is called the Material Point Method (MPM) (Sulsky et al., 1994).

In MPM, the computational domain is discretised using two types of discretisations. The first is the Lagrangian discretisation where the continuum body is represented by material points, or particles, which are tracked during the computation. To solve the momentum equation, the computational mesh is introduced as a second discretisation that provides a convenient means of calculating discrete derivatives and carrying out integration. The solution procedure of MPM during one time step is shown in the figure (Hamad 2014).

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Figure 1. Solution procedure of an MPM computational step

 

Applications:

As an example of applying MPM to simulate geo-systems, which consist of geotextile in combination with soil and fluid-behaviour materials, the installation procedure of geotubes and geocontainers are highlighted here. Although the analysis is performed for two-dimensional problems, the formulation is three-dimensional using four-node tetrahedral elements.

Geotube: the geotextile tube, or geotube, is a tube formed in-situ consisting of permeable but soil-tight geotextile. Geotubes are widely used for applications in coastal and hydraulic engineering where the gravity barrier type structures are required. In order to examine the applicability of combining the enhancement schemes for the liquid-behaviour materials in MPM (Stolle et al., 2014), the geotube problem is simulated numerically and compared to the closed-form solution.

Geocontainers: another application of geotextiles is for the construction of geocontainer units, which consist of a prefabricated geotextile placed in a split barge and mechanically filled with sand or slurry up to several hundred cubic meters (Hamad et al., 2013). They are subsequently dumped from the scow bed in the desired position. Geocontainer units are used for underwater structures such as breakwaters, barriers to close openings, and dams that hold contaminated sludges. The releasing, dropping and interaction of two containers are simulated in MPM as shown in the figure. As the process of dropping a sand-filled container in water is very complex, many laboratory tests have been performed as reported in literature to describe the phenomenon. One of these tests is reproduced in MPM and compared to the measured data, as depicted in the figure (Hamad 2014).

 

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Figure 2a: Final configuration of the geotube

 

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Figure 2b: Interaction of geocontainer

 

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Figure 2c: Dropping bags in water

 

2. Finite Element Method (FEM)

Another form of exploiting the two classical reference of configurations is observed in problems dealing with fluid-solid interfaces. For such problems, two discretisations are employed instead of a single mesh. The Coupled Eulerian-Lagrangian (CEL) methods are based on coupling between Lagrangian body, which is most commonly solid material, and Eulerian for the fluid behaviour material. For such an analysis strategy, explicit coupling is obtained by applying pressure boundary condition on the Lagrangian body, whereas velocity boundary condition prescribed on the Eulerian discretisation for the fluid as illustrated in the figure. The commercial software Abaqus is used for this purpose.

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Figure 3. Explicit coupling solutions of CEL methods

 

Applications:

The following applications are performed at the institute of Geotechnical Engineering in Stuttgart.

Landslides: the dynamic process of rock landslides induced by earthquakes is modeled, where the failure surface is predefined. Two numerical approaches are examined: the first by modelling the slope as a continuum material in which the Mohr-Coulomb failure criterion is adopted, and the second as discrete blocks where frictional contact algorithm among the blocks is introduced, as demonstrated in figure 4.

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Figure 4a: Rock slope failure, Continuum model

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Figure 4b: Rock slope failure, Discrete Model

 

Pile installation: an important application of installing pile into granular material is simulated using CEL. The soil is modeled using the hypoplastic constitutive law, and the pile as an elastic material where the external hammer load is applied. In order to reduce the effect of reflected wave, silent boundary condition is introduced at the bottom of the model, as shown in figure 5.

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Figure 5. Pile installation in sand

References:

Sulsky, D., Chen, Z., Schreyer, H. (1994) A particle method for history–dependent materials, Computer Methods in Applied Mechanics and Engineering 118 (1) 179–196.

Hamad, F. (2014) Formulation of a dynamic material point method and applications to soil-water-geotextile systems. PhD thesis, Institute of Geotechnical Engineering, University of Stuttgart.

Stolle, D., Maitland, K., Hamad, F. (2014) Incompressible flow strategies for ice creep, Finite Elements in Analysis and Design 89 67–76.

Hamad, F., Vermeer, P., Moormann, C. (2013): Development of a coupled FEM-MPM approach to model a 3D membrane with an application of releasing geocontainer from barge, Installation Effects in Geotechnical Engineering, 176-183.

Hamad, F., Stolle, D., Vermeer, P. (2014) Modelling of membranes in the material point method with applications, International Journal for Numerical and Analytical Methods in Geomechanics 39, 833–853.

Bearbeiter: Dr. Fursan Hamad

History of MPM

The Finite Element Method (FEM) has become the standard tool for the analysis of a wide range of mechanical problems. However, the classical FEM is not well suited for the treatment of large deformation problems since excessive mesh distortions require computationally time-consuming remeshing. In order to analyse geotechnical problems that involve large deformations, an alternative meshfree approach referred to as the Material Point Method (MPM) will be made operational.

The early beginnings of the MPM can be traced back to the work of Harlow (1964) at Los Alamos National Laboratory (USA), who studied fluid flow by material points moving through a fixed grid. Later at the University of New Mexico, Sulsky et al. (1995) extended the approach to the modelling of problems in solid mechanics. At the University of Utah, Bardenhagen et al. (2000) extended the method further to include frictional contact between deformable solid bodies. The potential of the MPM for simulating granular flow was first recognised by Więckowski (1998) in Poland and Coetzee (2004) in South Africa.

At the University of Stuttgart, both a dynamic 3D MPM with explicit time integration and a quasi-static 3D MPM with implicit integration are being developed for geotechnical problems with support of Dr. Coetzee from Stellenbosch University (South Africa) and Professor Więckowski from TU Łódź (Poland). Developments at the University of Stuttgart are sponsored by Deltares and Plaxis B.V. (The Netherlands).

 

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Figure 1. Impact of elastic steel disc on elasto-plastic aluminium target simulated with the MPM 

 

Current State of the MPM Development at Stuttgart University

In 2007, the quasi-static MPM has been successfully applied to elementary geotechnical problems for validation of a very first version of the code. Moreover, the method has been enhanced to reach a level of accuracy that matches the Finite Element Method. In order to prepare the ground for material non-linearity and consolidation, high-order elements with quadratic interpolation of displacements have been implemented. These elements reproduce stress and strain fields more accurately than the initially employed low-order elements that use linear interpolation. Furthermore, high-order elements are less prone to locking effects often observed when applying low-order elements to elasto-plastic problems. Meanwhile, elasto-plastic slope and retaining wall problems have been solved.

 

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Figure 2. Shear bands during punching of elasto-plastic material by a rigid body simulated with MPM 

 

Ongoing and future development of the MPM

For the dynamic MPM, a contact algorithm has been implemented for the simulation of frictional contact. The method has been tested for elementary problems with known analytical solutions as well as the elasto-plastic geotechnical slope stability problem showing excellent agreement with the results of the quasi-static simulation. The obtained computational results show, that the MPM is an ideal tool for the analysis of geotechnical problems involving large deformations.

The MPM is to be extended and tested for practical geotechnical problems with a special view to simulate the installation of foundation structures. For foundation piles different installation procedures are to be simulated, such as pile jacking and pile battering. Moreover, the typical offshore installation of spudcans and bucket foundations are to be studied by numerical simulations. As many problems in geomechanics involve soil-structure interaction, the implementation of interface elements is to be studied. Further efforts will go into the introduction of pore water pressures to the quasi-static code and, at a later stage, also to the dynamic MPM.

 

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Figure 3. Deformation of frictional slope under gravity 
loading simulated with MPM

 

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Figure 4. Development of shear bands during the deformation process of a frictional slope simulated with the MPM

 

References

Bardenhagen S.G., Brackbill J.U., Sulsky D. 2000. The material-point method for granular materials. Computational Methods in Applied Mechanics and Engineering, 187, 529-541.

Beuth L., Benz T., Vermeer P.A., Coetzee C.J., Bonnier P., Van Den Berg P. 2007. Formulation and Validation of a Quasi-Static Material Point Method, Proceedings of the 10th International Symposium on Numerical Methods in Geomechanics (NUMOG), Rhodes, Greece, 189-195.

Beuth L., Benz T., Vermeer P.A. 2007. Large Deformation Analysis Using a Quasi-Static Material Point Method, Proceedings of the 17th International Conference on Computer Methods in Mechanics (CMM), Łódź-Spała, Poland, 33-34.

Coetzee C.J. 2004. The modelling of granular flow using the particle-in-cell method. PhD Thesis, Department of Mechanical Engineering, University of Stellenbosch, South Africa.

Coetzee C.J., Vermeer P.A., Basson A.H. 2005. The modelling of anchors using the material point method. International Journal for Numerical and Analytical Methods in Geomechanics, 29, 879-895.
Harlow F.H. 1964. The particle-in-cell computing method in fluid dynamics. Methods in Computational Physics, 3, 319-343.

Sulsky D., Zhou S., Schreyer H.L. 1995. Application of a particle-in-cell method to solid mechanics. Computer Physics Communications, 87, 236-252.

Więckowski Z. 1998. A particle-in-cell method in analysis of motion of a granular material in a silo. Computational Mechanics: New Trends and Applications, CIMNE, Barcelona.

Więckowski Z., Youn S.K., Yeon Y.H. 1999. A particle-in-cell solution to the silo discharging problem. Int. J. Numer. Meth. Engng., 45, 1203-1225.

Więckowski Z. 2003. Modelling of silo discharge and filling problems by the material point method. Task Quarterly, 4, 701-721.

 

Bearbeiter: Dr. Lars Beuth / Dr. Issam Jassim

Pfahlgründungen

KurzzeichenVibro 2

gefördert von:Innogy

Bearbeiter: Johannes Labenski

Introduction

As soft soil moves relatively to piles, for example by creeping slopes or construction of an adjacent embankment, passive time-dependent lateral thrust may be applied to the pile shaft. When piles are loaded by lateral soil movement, these piles are referred to the as passive piles. Thereby, a pile shaft can be stressed by shear forces and bending moments which may lead to deformations of the pile foundation and of the superstructure. Common design methods cannot capture the complex time-dependent interaction between the lateral moving soil and a single pile or pile group, both qualitatively and quantitatively. Figure 1 shows three typical design situations.

 

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Figure 1. Passive loaded piles: a) surcharge loads; b) deep excavations; c) piled slopes (dowels).

 

Determining the magnitude of the passive lateral thrust requires knowledge of the the stress field developing around a pile. For predicting these stresses the highly nonlinear stress-strain behaviour of the soil, as well the large soil displacements and contact processes between the pile and the horizontally moving ground have to be taken into account. Wenz (1963) was one of the first to treat the problem of passive loads on piles in soft soils in detail. Based on plasticity theory and model experiments he determined the limiting lateral pressure on a single pile to be between 7cu and 10cu, where cu is the undrained shear strength of the soil. Broms (1964) proposed a limiting pressure of 9cu. His solution was largely empirical and had no theoretical background. Close to the ground surface this value was reduced to allow a different mode of deformation. Based on a mathematical expression of viscous clay Winter (1979) suggested that limiting pressure on a single pile is between 2cu and 5cu. In the analysis by Randolph & Houlsby (1984), it was found that the values of ultimate soil pressure ranges roughly from 9cu to 12cu. However, in the back-analysis of piles in unstable slopes conducted by Vigiani (1982), the ultimate soil resistance was found to be somewhat lower; i.e., between 2.8cu and 4cu. Poulos (1995) indicated that the limiting lateral soil pressure increases linearly from 2cu at the ground level to 9cu at a depth of about 3.5 times the diameter of the pile and remains constant below that depth. Based on two-dimensional numerical analyses by Bransby & Springman (1999), it was found that the ultimate soil resistance was equal to 11.75cu and thus slightly smaller than the value of 12.5cu that is suggested by Goldscheider & Gudehus (1974). 

The calculation methods listed in the literature are generally highly simplified and give a wide range for the value of the passive lateral thrust on a pile. Relevant factors such as the surface roughness, the cross-sectional shape and time-dependent factors such as the soil viscosity are often not considered, which does not allow a reliable pile design for lateral thrust.

Numerical simulation

In recent years, advanced numerical modelling techniques such as the Arbitrary Lagrangian-Eulerian (ALE) method, the Coupled Eulerian-Lagrangian (CEL) method and the Material Point Method (MPM) have been developed to overcome numerical problems with large deformations and/or large displacements for geomechanical problems. In principle, all these methods are capable of modelling quasi-static large deformation problems; e.g. the progressive creep flow of soil around a pile (Moormann & Aschrafi, 2014). Among others, the basic visco-hypoplastic model proposed by Niemunis (2003) has been applied to describe creep, relaxation and rate dependency of the soft soils. However, this model does not account for anisotropy of the undrained strength, which often has significant influence on the soil-pile interaction. To overcome this limitation, an anisotropic extension of the model (Grandas-Tavera, 2013) has been applied in the simulations.

Analysis of pile rows and pile groups

The 3D model of a 1m thick horizontal slice of soil is shown in Figure 2. The slice is vertically loaded with a stress σinitial. Soil displacement is applied at the left and the right boundary of the model.

 

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Figure 2. Boundary conditions and mesh of a 1m thick 3D horizontal slice of a pile row: soil displacements ux on left and right boundary of the model: a) plan view; b) side view.

 

The influence of the surface roughness was investigated for a round pile (Fig. 3, left) and a rough pile (Fig. 3, right). All other boundary conditions were maintained. While there was an increase of the lateral load of up to 40% for a round pile, there was only 6% increase for a square pile from a smooth to a rough surface. As a basic principle, it can be maintained that the surface roughness has a more significant influence for round than for square piles.

 

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Figure 3. Influence of the surface roughness of a single pile on the normalized passive lateral thrust (vx=0.1mm/min; μ=0.5; depth: 1.0m). Left: round pile; right: square pile.

 

In Figure 4 the results of a variation of different velocities of the moving ground are shown. In general, a variation of 10 times the strain rate can produce a change of about 10% of the shear strength (Gudehus & Leinenkugel, 1978).

 

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Figure 4. Influence of the velocity vx of the moving ground (μ=0.5; depth: 1.0m). Left: round pile; right: square pile.

 

Outlook

Although a significant influence of individual parameters was shown on passive lateral thrust, these parameters are not or only rarely taken into account in the calculation methods currently available. In this currently ongoing research project, the influence of different pile arrangements (pile group, pile row) as well as geotechnical and geomechanical boundary conditions are investigated. Furthermore, time-dependent factors will be considered in an optimized approach to determine the passive lateral thrust on a pile.

 

Bearbeiter: Johannes Aschrafi

Anlass:

Das Verhalten des Baugrunds während des Rammvorgangs von Pfählen ist derzeit Gegenstand verschiedener nationaler und internationaler Forschungsvorhaben. Die Herausforderung bei der mechanischen Beschreibung der dynamischen Wechselwirkung zwischen Pfahl und Baugrund liegt in der Vielzahl der sehr unterschiedlichen und komplexen Faktoren. Nach Hartung (1994) lassen sich die Faktoren, die das Tragverhalten beeinflussen, in vier Kategorien einteilen: Boden, Pfahl, Herstellung und Belastung.Schwerpunkt dieses Forschungsvorhabens ist, ausgehend von herstellungsbedingten tragfähig-keitsmindernden bzw. -erhöhenden Faktoren die Untersuchung des Tragverhaltens von Voll-verdrängungspfählen in einer Pfahlgruppe in Sand. Diesbezüglich werden derzeit am  Institut für Geotechnik Modellversuche durchgeführt, um das grundsätzliche Verhalten zu untersuchen und grundsätzliche Zusammenhänge besser beschreiben und verstehen zu können. Ziel ist es, den Herstellvorgang zu simulieren und die Ergebnisse aus den Modellversuchen nachzuvollziehen.

 

Versuchsaufbau:

In Anlehnung an die von Hartung (1994) und Wienholz (1998) durchgeführten Versuche an Vollverdrängungspfählen in Sand sollen in einem ersten Schritt Grundsatzversuche im Maßstab 1:100 durchgeführt werden. Während bei den genannten Versuchen das Tragverhalten des Einzelpfahls untersucht wurde, soll hier eine Pfahlgruppe von insgesamt 9 Pfählen (Abbildung 1) untersucht werden. Die Modellpfähle aus Stahl haben eine Länge von 30 cm und eine Kantenlänge von 1 cm. Die Pfähle werden in einem Rasterabstand von 5 cm von Innen nach Außen eingerammt. Der Versuchskasten ist ein Würfel mit einer Kantenlänge von 50 cm. An der Unterkante des Versuchskastens befindet sich ein Auslass, um den Sand nach jeder Versuchsreihe austauschen zu können. Die Voruntersuchungen zur Reproduzierbarkeit des Sandeinbaus sind noch nicht abgeschlossen, wobei das Einrieseln von Sand mit anschließender Verdichtung mittels Außenrüttler bei anderen Vorhaben das Mittel der Wahl war. Die Pfähle werden mit konstanter Schlagenergie eingeschlagen. Das Größtkorn des trockenen Modellsandes beträgt 2 mm.

 

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Abb.1: Anordnung der Versuchspfähle, Abmessungen in cm.

 

Versuchsdurchführung und Messtechnik:

Zunächst wird der Mittelpfahl eingeschlagen und im Anschluss die Tragfähigkeit mittels statischer Pfahlprobebelastung bestimmt. Anschließend werden die acht weiteren Pfähle gemäß der in Abbildung 1 dargestellten Reihenfolge eingebracht. Während des Rammens ist der Pfahl am Pfahlkopf sowie auf Höhe der Sandoberfläche horizontal gehalten, um die Vertikalität zu gewährleisten. Die Schlagenergie beträgt 4,2 Nm. Der Schlagmechanismus ist automatisiert. Mittels Druckluft wird in einer Druckkammer eine an einer Feder montierte Masse angehoben und die Feder gestaucht. Der Mechanismus wird durch das Öffnen des Überdruckventils bei rund 4 bar ausgelöst. Das System ist in Abbildung 2 dargestellt.

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Abb.2: Schlagmechanismus (Netter PKL 125/4)

 

Zur Bestimmung der Tragfähigkeit werden statische Pfahlprobebelastungen durchgeführt, insbesondere am Mittelpfahl unmittelbar nach dessen Einbringung und zum wiederholten Mal nach Herstellung der gesamten Pfahlgruppe. Die Pfahlprobebelastung wird mittels hydraulischer Presse mit manueller Lastkonstanthaltung ausgeführt. Die Verschiebung wird mit einer Genauigkeit von 1/100 mm manuell aufgenommen. Erste Versuche zeigen, dass die Grenztragfähigkeit bei einer Verschiebung von 1 mm (d/10) und einer Kraft von ca. 250 N erreicht ist.

 

Ausblick:

Auf dem Weg zur qualitativen und quantitativen Bestimmung der Wechselwirkungen zwischen Rammvorgang und dem Verhalten des Baugrunds sind zahlreiche weitere Details zu klären. Aufbauend auf den beschriebenen Grundsatzversuchen soll in Abhängigkeit der Ergebnisse die messtechnische Ausrüstung der Pfähle optimiert werden. Hierzu zählen die Erfassung von Dehnung und Beschleunigung entlang des Pfahlschafts wie auch die Messung von Bodenver-schiebungen und Änderung der Spannungen im Bodengefüge. Eine reproduzierbare und somit statistisch belastbare Angabe zur Veränderung des Korngefüges und einer damit verbundenen Verdichtungswirkung ist langfristiges Ziel des Forschungs-vorhabens. Weiteres Tool auf diesem Weg ist die numerische Nachbildung der experimentell bestimmten Größen, wobei Synergien mit aktuell laufenden Forschungs-vorhaben des IGS auf dem Gebiet der Material-Point-Method (MPM) genutzt werden sollen.

 

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Abb.3: Rammvorrichtung, Abmessungen in cm.

 

Bearbeiter: Stephan Ries

Geothermieforschung

Förderer:

Kurzzeichen: GeoTU6

Förderkennzeichen: 03ET1122A

gefördert von:

  Projektträger Jülich     BMWi BMWi

 

Bearbeiter: Dr. Marcus Schneider

 

Anlass:

Durch ihren hohen Grad an Erdberührung stehen neben Erdwärmesonden, Energiepfählen etc. auch untertägige Hohlräume im Fokus geothermischer Überlegungen. Mit relativ geringem zusätzlichem Aufwand kann die Tunnelschale neben der erforderlichen statisch - konstruktiven auch eine thermisch - energetische Funktion übernehmen. Diese Überlegungen führten, auch im Zusammenhang mit den in Wien gemachten Erfahrungen im Zuge einer tunnelgeothermischen Versuchsstrecke (Lainzer Tunnel) dazu, dass im Rahmen eines derzeit in Ausführung befindlichen Stadtbahnprojektes der Stuttgarter Straßenbahnen AG (SSB AG) eine gegenüber dem Wiener Ansatz modifizierte Versuchsstrecke in einem bergmännisch hergestellten Tunnel der Linie U6 eingerichtet wird. Das Projekt GeoTU6 wird durch das Bundesministerium für Wirtschaft und Technologie gefördert mit der Koordination durch den Projektträger Jülich und durch die Stuttgarter Straßenbahn AG kooperativ unterstützt. Dem hohen Maß an Interdisziplinarität Rechnung tragend, das an geothermische Fragestellungen geknüpft ist, erfolgt die Bearbeitung dieses Projektes in Zusammenarbeit zwischen den Instituten für Geotechnik und Gebäudeenergetik der Universität Stuttgart.

Aufbau einer tunnelgeothermischen Teststrecke:

Innerhalb einer rund 380m langen bergmännischen Tunnelstrecke sollen 2 Tunnelblöcke mit je einer Länge von 10m mit Absorberleitungen ausgerüstet werden. In diesen voneinander getrennten Betonierabschnitten werden zwischen Außenschale aus bewehrtem Spritzbeton und Innenschale aus bewehrtem Ortbeton im Bereich des Tunnelgewölbes Absorberleitungen in zwei Teilkreisläufen pro Block eingebaut. Deren Vor- und Rücklaufleitungen werden an die in der Tunnelsohle verlaufende Hauptleitung angeschlossen, die aus dem Tunnel in einen nahe gelegenen Betriebsraum im Haltestellenbereich führt. Dort werden sowohl die Wärmepumpe als auch die Anlagensteuerung und die Speichereinheit für die Messwerte installiert. Die gewonnene Energie aus der relativ kleinen geothermischen Anlage wird für die Klimatisierung des Betriebsraumes mit herangezogen.

 

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Abb.1: Mit Absorberleitungen zwischen Außen- und Innenschale ausgerüsteter tunnelgeothermischer Bauwerksabschnitt

 

Konstruktive Elemente:

 

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Abb.2a: Fixierung von Absorberleitungen 25*2,3mm, (Material PE-XA) an Fixierschienen. Untergrund: Geotextil-Trennlage über Spritzbeton

 

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Abb.2b: Absorberleitungen aus seitlicher Sicht

 

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Abb.2c: Teilkreislauf aus Absorberleitungen in einem Energieblock

 

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Abb.3a: Die beiden Teilkreisläufe eines Energieblocks aus der Tunnelsohle gesehen

 

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Abb.3b: Blick auf die nördliche Tunnelseite eines Energieblocks

 

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Abb.4a: Energieblock im bewehrten Zustand. Eingebaute Verteileraussparung mit Zuführung von je 2 Vor- und Rücklaufleitungen sowie den beiden Verteilerleitungen aus der Tunnelsohle

 

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Abb.4b: Betonagevorgang, Blick aus Schalwagenfenster

 

Baugrund:

Der Baugrund im Tunnelbereich besteht im Wesentlichen aus entfestigten Ton-/Tonmergelsteinen sowie Sand- und Kalksteinen des Lias α

 

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Abb.5: Ortsbrustkartierungen im Bereich der Energieblöcke (Quelle: PSP Consulting Engineers)

 

Messtechnische Ausstattung:

Der Tunnel wird mit einer umfassenden Messtechnik ausgestattet. Dazu zählen:

  • Temperaturmesslanzen mit Thermistorenketten zur Messung der Temperaturen vor und während der   thermischen Bewirtschaftung des Gebirges (Abb.3). Pro Energieblock existieren 3 Messlanzen mit Längen von 5 bzw. 10m und insgesamt 28 Messpunkten.
  • Messfühler zur Bestimmung der Betontemperatur und der Lufttemperatur
  • Messfühler zur Bestimmung der Luftströmungsgeschwindigkeit (Anemometer)

 

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Abb.6: Systematik der Messeinrichtungen im Tunnel

 

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Abb.7: Temperaturmessstellen im Baugrund im Bereich der Energieblöcke. Die Messungen dienen Langzeitbeobachtungen der Gebirgstemperatur. Sie werden mit Thermistorenketten durchgeführt

 

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Abb.8: Herstellung der 5 und 10m langen Bohrungen zur Aufnahme von Hüllrohren. Nach Verfüllen des Ringraumes zwischen Gebirge und PE-Rohr werden Thermistorenketten eingebaut.

 

Versuchsprogramm:

Die Untersuchungen erfolgen in einem Gebirge, das sich überwiegend aus verwitterten Tonmergelsteinen, daneben aus quarzreichen Sandsteinen und Kalksteinbänken aufbaut (Lias a). Die messtechnischen Untersuchungen werden durch ein Versuchsprogramm begleitet, das sich sowohl auf Laboruntersuchungen zur Ermittlung der geothermischen Eigenschaften des Gesteins, (im Wesentlichen Wärmeleitfähigkeit und spezifische Wärmekapazität) als auch auf die Untersuchung der gebirgsspezifischen geothermischen Parameter mit Hilfe von in-situ-Versuchen stützt. Die Ergebnisse des Versuchsprogramms finden Eingang in die numerischen Simulationen der Wärmetransportvorgänge um den bergmännischen Hohlraum herum.

 

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Abb.9: Bestimmung der Wärmeleitfähigkeit eines stark quarzhaltigen Sandsteines mit Hilfe eines Thermoscanners.

 

Wissenschaftliche Ziele:

  • Erarbeitung funktionsfähiger Modelle für Absorberelemente, Gebirge und Tunnelraum, Kopplung mit bestehenden Modellen für Anschlussleitungen und Wärmepumpe
  • Bestimmung der Reichweite der Temperaturveränderung im umgebenden Baugrund und zeitlicher Verlauf
  • Kopplung von Labor- und In-situ-Versuchen zur Bestimmung der Gesteins- und Gebirgsleitfähigkeiten
  • Ermittlung der Leistungsfähigkeit des Absorbersystems
  • Einfluss der Tunnelluft und des Grundwassers auf die Leistungsfähigkeit
  • Messung der Gebirgsreaktion und Validierung rechnerischer Modelle 
  • Entwicklung neuer Ansätze für Lösungen der technischen Umsetzbarkeit aus bau-technischer und gebäudetechnischer Sicht
  • Bestimmung von Auslegungskenngrößen für zukünftige geothermische Anwendungen im Tunnelbau

Förderkennzeichen: L75 13016

Laufzeit:

gefördert von:Projektträger Karlsruhe

Bearbeiter: Patrik Buhmann

von der Bundesanstalt für Straßenwesen (BASt) geförderte Projekte

Förderkennzeichen: FE15.0541/2011/BRB

Die Ausrüstung von Infrastrukturtunneln mit Absorbertechnologie zur Extraktionen von Wärme- bzw. Kälteenergie stellt eine konsequente Weiterentwicklung der oberflächennahen Geothermie-Hybrid-Systeme des klassischen Spezialtiefbaus dar. Die auf eine Tunnelgeothermieanlage wirkenden Wärmeströme resultieren aus einer komplexen Interkation der klimatischen Randbedingen an der Geländeoberkante sowie im Tunnelinneren, den Untergrundbedingen sowie dem Betrieb der Geothermieanlage. Eine gesicherte Prognose möglicher Entzugsleistungen ist daher nur auf der Basis von transienten Simulationen möglich.

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Bild 1: Absorbertechnologie zur Extraktionen von Wärme- bzw. Kälteenergie im Tunnelbau

 

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Bild 2: Wärmetransport durch das System Boden-Tunnelschale-Tunnelklima

 

Die thermische Aktivierung von Tunnelbauwerken mit Absorbertechnologie scheitert häufig bereits in der Planungsphase, da eine Prognose möglicher Entzugsleistungen unter den komplexen Wechselwirkungen aus Anlagenbetrieb, geologischen und hydrogeologischen Verhältnissen sowie Tunnelklima eine aufwändige, meist numerische Modellbildung erforderlich macht, die derzeit nicht dem Stand der allgemeinen Ingenieurpraxis entspricht. Am Institut für Geotechnik wurde vor diesem Hintergrund eine webbasierte Simulationsanwendung entwickelt, mit der unter Berücksichtigung von vordefinierten Randbedingungen auch ohne vertiefte Kenntnis über Wärmetransportmechanismen des Systems Boden-Tunnel-Tunnelklima Aussagen über die Effizienz einer Tunnelgeothermieanlage getroffenen werden können.

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Bild 3: Systemskizze "Simulationsanwendung": Teilmodelle, Randbedingungen

 

Die Bereitstellung von Wärme- und Kälteenergie durch hydrogeothermische Anlagen bietet gegenüber anderen Wärmepumpensystemen wie Sole-Wasser bzw. Luft-Wasser-Wärmepumpen eine ca. 35% höhere Jahresarbeitszahl und stellt somit eine interessante Alternative zu klassischen Systemen der oberflächennahen Geothermie dar. Wird die thermische Energie darüber hinaus aus vorhandenen Drainageschüttungen wie im Fall von drainierten Infrastrukturtunneln ausgekoppelt, entfallen kostenintensive Installationsarbeiten und eine wasserrechtliche Genehmigung der Anlage vereinfacht sich.

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Bild 4: Systemskizze "offene Tunnelgeothermie"

 

Im Rahmen des Forschungsprojektes FE15.0541/2011/BRB „Fachtechnische Vorbereitung von geothermischen Pilotanwendungen bei Grund- und Tunnelbauwerken“ wurde durch das Institut für Geotechnik der Universität Stuttgart das geothermische Potential der Tunneldrainagewasserschüttungen an den Portalen des Tunnel Rennsteig (BAB 71, Thüringer Wald) und des Grenztunnels Füssen (BAB 7, Bayern) ermittelt und die chemisch-physikalische Eignung zur thermischen Nutzung untersucht. Im Ergebnis können am Tunnel Rennsteig Wärmeströme zwischen 50 kW (Heizbetrieb) und 590 kW (Kühlbetrieb) und am Tunnel Füssen zwischen 150 kW (Heizbetrieb) bis 440 kW (Kühlbetrieb) nutzbar gemacht werden.

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Bild 5: Messwehr am Tunnel Rennsteig, Thüringen

 

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Bild 6: Drainagewasserabstrom am Tunnel Rennsteig, Thüringen

 

Für die Tunnelportale wurden Konzepte zur Nutzung der thermischen Energie entwickelt und gesamtheitlich bewertet. Verglichen wurden klassische Nutzungen aus dem Bereich der Gebäudeklimatisierung, der Eis- und Schneefreihaltung von Freiflächen sowie die thermische Nutzung des Tunneldrainagewassers zur Fischzucht. Hierbei zeigten sich die Temperierung von Freiflächen sowie die Klimatisierung von Betriebsräumen der Tunneltechnik als technisch und energetisch sinnvolle Varianten der Energienutzung.

Für das Nordportal des Grenztunnels Füssen wurden im Rahmen einer Ent-wurfsplanung Anlagen zur Temperierung von Freiflächen sowie zur Klimatisierung der Tunnelbetriebsräume entwickelt. In beiden Fällen erfolgt die Nutzung des Tunneldrainagewassers direkt und passiv, d.h. es erfolgt kein Temperaturhub und das Wasser zirkuliert direkt durch die entsprechenden Wärmeübertrager.

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Bild 7: Entwurfsplanung Technikum am Tunnel Füssen, Bayern

 

Untersuchung zum Wärmeübergang Aquifer / Tunnelschale

Strömt ein Fluid über eine impermeable Oberfläche, bilden sich im wandnahen Bereich thermische und hydraulische Grenzschichteffekte aus. Die mathema-tische Abbildung von strömendem Grundwasser erfolgt als klassische Potentialströmung, bei der diese Grenzschichteffekte vernachlässigt werden. Am Institut für Geotechnik wird auf der Basis eines Laborversuches in Verbindung mit numerischen Strömungssimulationen die Strömung sowie der Wärmetransport durch ein poröses Medium im wandnahen Bereich untersucht. Hierbei soll die Frage geklärt werden, ob Wärmeübergangsphänomene bei umströmten Geothermieabsorbern auftreten und wenn ja, wie diese bei der numerischen Simulation zu berücksichtigen sind.

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Bild 8: Versuchsstand zur Ermittlung des Wärmeübergangs an ein durchströmtes poröses Medium

 

Bearbeiter: Patrik Buhmann

Förderkennzeichen: FE05.0171/2012/BGB

Bei Bodenbehandlungen mit calciumbasierten Bindemitteln ist es im Erd- und Straßenbau wiederholt zu Schadensfällen gekommen, die auf eine Mineralreaktion im Boden zurückzuführen sind. Werden Böden mit natürlichem Sulfatgehalt (z.B. Gips etc.) zu bautechnischen Zwecken mit calciumbasierten Bindemitteln behandelt, so kann das Bindemittel unter bestimmten Randbedingungen mit dem Sulfationen aus dem Gips zum Mineral Ettringit reagieren. Durch die Bindemittelbehandlung wird im Boden der pH-Wert erhöht und dadurch Silikate und Aluminate aus der Tonfraktion freigesetzt. Die vorhandenen Sulfate im Porenwasser reagieren mit den freigesetzten Aluminaten und dem freien Calcium aus dem Bindemittel und es kommt zur Bildung von Mineralen aus der Gruppe der Ettringite, die einen Kristallwasseranteil von etwa 46 M.-% haben und daher sehr voluminös und leicht sind. Durch diese Volumenvergrößerung infolge der Mineralreaktion kann es zu Hebungsschäden kommen.

 

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 Abbildung 1: Aufgequollenes Planum durch Treibmineralien BAB A71 (DEGES, 2014: A71 AS Sömmerda Ost, provisorische Anbindung B85, Verformung und Risse im Erdkörper, Präsentation der DEGES bei der Pressekonferenz zur A 71 im TMBLV. )

 

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Abbildung 2: Risse in der Frostschutzschicht BAB A71 (DEGES, 2014: A71 AS Sömmerda Ost, provisorische Anbindung B85, Verformung und Risse im Erdkörper, Präsentation der DEGES bei der Pressekonferenz zur A 71 im TMBLV. ) 

 

Ein aktuelles Beispiel für einen Schadensfall infolge von Ettringittreiben ist die Bundesautobahn A71. Nach dem Winter 2013/2014 traten an den im Herbst 2013 verbesserten Planien und Dammböschungen Schäden auf (Abbildung 1 und 2). Die Dämme waren im Sommer und Herbst 2013 fast vollständig aus dem Abtrag geschüttet worden. Die Böden sind aus dem Bereich des Mittleren und Unteren Gipskeupers. In der Planung der Baumaßnahme wurden umfangreiche experimentelle Untersuchungen durchgeführt, da bereits bei früheren Teilabschnitten Schäden aufgetreten waren (Hecht & Krings, 2009), (Hecht, 2010). Die experimentellen Untersuchungen ließen mit dem eingesetzten Bindemittel nur ein geringes Quellpotential vermuten. Die äußere Zone der Dammböschungen und das Planum wurden daraufhin im Herbst 2013 mit einem Hochofenzement mit hohem Sulfatwiderstand behandelt. Das Planum wurde mit einer Schutzlage aus Frostschutzmaterial überschüttet. Im Frühjahr 2014 wurde an fertiggestellten und überschütteten Planien eine Auflockerung mit einem Verlust der Festigkeit und der Tragfähigkeit festgestellt (DEGES, 2014).

Für die Reaktion des Sulfattreibens im Boden sind zwar die Einflussfaktoren bekannt, allerdings steht der Baupraxis kein standardisiertes Prüfverfahren mit eindeutig definierten Kenngrößen zur Verfügung. Das Ziel der Forschungsarbeit „Kenngrößen zur Risikoabschätzung des Ettringittreibens“, gefördert durch die Bundesanstalt für Straßenwesen (BASt), war die Entwicklung eines praxistauglichen Prüfverfahrens als Grundlage für eine zu entwickelnde Prüfvorschrift. Dafür waren Kenngrößen und Richtwerte zur Beurteilung des Risikos von Treiberscheinungen durch Ettringitbildung bei der Bindemittelbehandlung von sulfathaltigen Böden zu identifizieren. Zur Beantwortung der offenen Fragestellungen wurde im Rahmen einer Forschungsarbeit das Quellverhalten von natürlich sulfatfreien und natürlich sulfathaltigen Böden u.a. in Abhängigkeit vom Sulfatgehalt mit Pulverquellversuchen nach (Thuro, 1993) in Oedometerversuchsständen systematisch untersucht (Abbildung 3).

 

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Abbildung 3: Prüfeinrichtung zur Messung der Quellhebung

 

Im Ergebnis der bisherigen Forschungsarbeit wurde ein linearer Zusammenhang zwischen dem Sulfatgehalt im Boden und den eingetretenen Quellhebungen festgestellt (Abbildung 4).

 

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Abbildung 4: Dehnungen infolge Ettringitneubildung in Abhängigkeit des Sulfatgehalts. Verwendet wurde hier ein ausgelaugter Gipskeuper, dem Sulfat in verschiedenen Mengen hinzugegeben wurde. Als Bindemittel wurde 4% Zement (schwarze Kurve) und 4% Weißfeinkalk (rote Kurve) hinzugegeben

 

Basierend auf dem durchgeführten Versuchs- programm konnten für eine erste Abschätzung der infolge Ettringitbildung zu erwartenden Dehnungen in Abhängigkeit des Sulfatgehalts des behandelten Bodens die in den Abbildungen 5 und 6 angegebenen Bandbreiten ermittelt werden. Zur Ermittlung der Bandbreiten wurden die in den Versuchen gemessenen Dehnungen für alle Materialien in Abhängigkeit der Bindemittelart gemittelt. Zu beachten ist, dass der kritische Sulfatgehalt zum einen stark materialabhängig und zum anderen durch die Wahl des Bindemittels beeinflusst wird. Es konnte die Beobachtung von (Keller, Mosthof, Laptev, & Gilde, 2002) bestätigt werden, dass eine Bodenbehandlung mit Weißfeinkalk mit größeren Dehnungen verbunden ist als eine Behandlung mit Zement und eine Verwendung von Zement daher das Schadensrisiko verringern kann (Moormann & Knopp, 2015). Die Kristallisation von Ettringitmineralen konnte über Röntgendiffraktometrie (XRD) und Elektronenmikroskopaufnahmen (REM, Abbildung 7) bestätigt werden.

 

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Abbildung 5: gemittelte Dehnungen in Abhängigkeit des Sulfatgehalts für zementbehandelte Böden zur Risikobewertung

 

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Abbildung 6: gemittelte Dehnungen in Abhängigkeit des Sulfatgehalts für kalkbehandelte Böden zur Risikobewertung

 

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Abbildung 7: Elektronenmikroskopaufnahme einer Probe mit 4% Portlandzement und 10.000 ppm Sulfat

 

Bisher konnten aber nur wenige der vielen Randbedingungen, die die Kristallisation von Ettringitmineralen begünstigen, untersucht werden. Der Einfluss bestimmender Faktoren wie z.B. die Porenstruktur, der Verdich- tungsgrad, die Umgebungstemperatur, der Bindemittelgehalt, der Dolomit-Gehalt, der Einfluss eines Frost-Tau-Wechsels, die Verwendung eines sulfatbeständigen Zements und auch die Anwendbarkeit der Indexversuche zur qualitativen Sulfatbestimmung im Feld, konnten nicht untersucht und bewertet werden, so dass hier weiterer Forschungsbedarf besteht.

Literatur:

DEGES (2014). A71 AS Sömmerda Ost, provisorische Anbindung B85, Verformung und Risse im Erdkörper, Präsentation der DEGES bei der Pressekonferenz zur A 71 im TMBLV. .

Hecht, T. (2010). Fahrbahnanhebungen infolge von Treibmineralbildung in bindemittelverbesserten gipshaltigen Böden. 41. Erfahrungsaustausch über Erdarbeiten im Straßenbau.

Hecht, T. & Krings, M. (2009). Besondere Erfahrungen beim Erdbau mit treibmineralbildenden Böden. Vortrag 16. Brandenburgischer Bauingenieurtag, Cottbus.

Keller, P., Mosthof, A., Laptev, V. & Gilde, S. (2002). Gipskeuper: Baugrundrisiken durch die Bildung von Ettringit/Thaumasit.

Moormann, Ch. & Knopp, J. (2015). Kenngrößen zur Risikoabschätzung des Ettringittreibens von sulfathaltigen Böden in Verbindung mit Bodenbehandlungen. Fachtagung der Gütegemeinschaft Bodenverbesserung und Bodenverfestigung (GBB), 20.01.2015, Kassel, Tagungsunterlagen.

Thuro, K. (1993). Der Pulver-Quellversuch - ein neuer Quellhebungsversuch. Geotechnik, 16, S. 101-106.

 

Bearbeiter: Julia Knopp

 

Initiative Praxisgerechte Regelwerke im Bauwesen

Technischer Hochwasserschutz

Kurzzeichen: PC-River

gefördert mit Mitteln des Bundes im Rahmen der BMBF-Förderaktivität "Risikomanagement extremer Hochwasserereignisse" (RIMAX)

Poster (pdf)

Bearbeiter: Dr. Axel Möllmann

RIMAX

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