990. JahrgangSeptember 2013, S. 539−549ISSN 0932-8351A 1556
Sonderdruck
BautechnikZeitschrift für den gesamten Ingenieurbau
Baugrundverbesserungnach dem CSV-VerfahrenWolfgang Reitmeier
© Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG, Berlin. Bautechnik 90 (2013), Heft
DOI: 10.1002 / bate.201300022
Wolfgang Reitmeier AUFSATZ
Baugrundverbesserung nach dem CSV-VerfahrenLabortechnische Untersuchungsergebnisse mit Empfehlungen zur Abschätzungdes durch Trockenmörtelsäulen möglichen Verbesserungsgrades
1 Einleitung
Baugrundverbesserungen werden mit steigender Tendenzzur technischen und wirtschaftlichen Optimierung desVerformungsverhaltens von Flachgründungen ausgeführt.
Im Vergleich zu einer Pfahlgründung können bei Flach-gründungen Bauwerkslasten ohne aufwändige Lastvertei-lungen in den Baugrund eingeleitet werden. In der Regelwerden Stabilisierungssäulen als Setzungsbremse zurSteuerung des Verformungsverhaltens lastproportionalunter höher belasteten Gebäudebereichen angeordnet.Hinsichtlich des Trag- und Verformungsverhaltens wirdnach Merkblatt der DGGT zwischen zwei ideellenGrenzfällen unterschieden. Während schwimmende Säu-len ihre Lastanteile ausschließlich über Mantelreibung inden Baugrund einleiten, reduziert sich bei aufstehendenSäulen der Anteil der Mantelreibung bis hin zu einerüberwiegenden Lastabtragung über den Säulenfuß. DieÜbergänge beider Grenzfälle sind i. A. fließend.
Baugrundverbesserungsmethoden gelten als duktil undbeinhalten damit ein geringeres Risiko bezüglich derStreuung von Boden- und Materialparametern. In derPraxis wurden in den letzten Jahrzehnten unterschied -liche Verfahren entwickelt. Zu beachten ist, dass infolgeder technischen Unterschiede Erfahrungswerte nicht un-besehen zwischen den Verfahren übertragbar sind. So-wohl in den Anwendungsmöglichkeiten als auch bei derBemessung der Säulenabstände und erforderlichen Säu-lenlänge bestehen teils gravierende Unterschiede.
Bei der Baugrundverbesserung nach dem CSV-Verfahrenwerden Trockenmörtelsäulen im Vollverdrängungsverfah-ren in den Baugrund eingebracht.
Wie bei allen Vollverdrängungsverfahren wird der Bodenin unmittelbarer Umgebung der Säule zunächst plastifi-ziert.
Bei wassergesättigten Böden und hohen Sättigungsgra-den werden durch die Verdichtungswirkung im unmittel-baren Umfeld der Säule Porenwasserüberdrücke erzeugt.Diese können bei Trockenmörtelsäulen in sehr kurzenZeitspannen wieder abgebaut werden. Gegenüber derEinbringung eines angefeuchteten oder nahezu flüssigenMörtels werden die durch den Verdrängungsprozess ent-
Flachgründungen auf verbessertem Baugrund werden in derPraxis immer häufiger als technische und wirtschaftliche Grün-dungsalternative zu Tiefgründungen ausgeführt. Zur Quantifi-zierung des möglichen Verbesserungsgrades durch den Was-serentzug von Trockenmörtelsäulen, hergestellt nach dem CSV-Verfahren, wurden an der Hochschule Konstanz umfangreicheLaborversuche durchgeführt. Ziel war es, für die Praxis Bemes-sungsempfehlungen zu entwickeln, auf deren Grundlage derVerbesserungsgrad analytisch abgeschätzt werden kann. NachErläuterung der Versuchsergebnisse wird mit einem Zahlenbei-spiel ein einfaches Bemessungsverfahren vorgestellt. Nebendem durch den Wasserentzug verursachten Verbesserungs-grad kann hierin auch der durch die Verdrängung resultierendeVerbesserungsanteil mit quantitativer Einschränkung berück-sichtigt werden. Im Ergebnis ist eine numerische Abschätzungdes Verbesserungsgrades allein mithilfe von klassischen bo-denmechanischen Ansätzen möglich.
Keywords Baugrundverbesserung; CSV-Verfahren; Trockenmörtelsäulen;Verbesserungsgrad; Porenzahländerung; Wasserentzug; Bezugsvolumen
Ground improvement by the CSV method – Recommendations –based on laboratory findings – how to estimate the degree ofimprovement of soil properties by dry mortar pillarsIncreasingly, shallow foundations on improved ground are im-plemented as technical and economical alternatives to deepfoundations. In order to quantify the degree of possible im-provement by dehydrating dry mortar columns with the CSVmethod, extensive laboratory tests were performed at the Uni-versity of Konstanz. The goal was to develop design recom-mendations for practical use enabling the analytical estimationof the degree of possible improvement. After discussing the ex-perimental results, a simple design method is introduced usinga numerical example. Besides the improvement caused by de-hydration, the degree of improvement due to displacement canalso be considered with a quantitative restriction. As a result, anumerical estimate of the degree of improvement is possible bysolely using classical soil mechanics approaches.
Keywords ground improvement; CSV soil stabilization system; dry mortarcolumns; degree of improvement; change of void ratio; dehydration; usedvolume
*) Corresponding author: [email protected] for review: 15 March 2013Revised: 13 June 2013Accepted for publication: 20 June 2013
autechnik 90 (2013), Heft 9
W. Reitmeier: Baugrundverbesserung nach dem CSV-Verfahren
stehenden Porenwasserüberdrücke bereits kurz nach derHerstellung deutlich verringert.
Die Saugspannung der Säule bewirkt in der Umgebungder Säule eine Erhöhung der effektiven Spannungen, dieneben der Entwässerung des Bodens in unmittelbarerSäulennähe auch zu einer Verdichtung des Bodens führt.Weiterhin vergrößert sich infolge der horizontalen Ver-spannungswirkung das Spannungsverhältnis σ′h/σ′z, wassowohl die Scherfestigkeit als auch das Kriechverhaltendes Bodens günstig beeinflusst.
Zur Entwicklung von hohen Druckfestigkeiten(qu > 20 N/mm2) ist es erforderlich, den Trockenmörtelmit einem möglichst hohen Verdichtungsgrad und ohnejegliche Bodeneinschlüsse einzubauen. Bei höherer Lage-rungsdichte erhöht sich auch die Kapillarität des einge-bauten Trockenmörtels und damit das für den Verbesse-rungsprozess des Bodens erforderliche Saugspannungs-vermögen.
In diesem Beitrag werden die Ergebnisse der an derHochschule Konstanz in den Jahren 2009 bis 2012 imRahmen von Master- und Bachelorarbeiten durchgeführ-ten Laborversuche vorgestellt.
Ergänzend werden für Trockenmörtelsäulen Berech-nungsansätze für die Abschätzung des Verbesserungs -grades abgeleitet und anhand einfacher Beispiele zahlen-mäßig erläutert.
2 Beschreibung des Versuchsstandes
Die Laboruntersuchungen konzentrieren sich ausschließ-lich auf den bodenmechanischen Verbesserungseffektdurch den Wasserentzug der Trockenmörtelsäule. Daherwurde zur Vermeidung von Verdrängungs- und Verdich-tungswirkungen der Versuchsboden um ein Platzhalter-rohr eingebaut.
Die raumzeitlichen Veränderungen der Saugspannungen(Porenwasserunterdrücke) um eine Trockenmörtelsäulekönnen mithilfe von mechanischen Tensiometern gemes-sen werden. Ein Tensiometer besteht aus einem Glasrohr,an dessen unterem Ende eine poröse Keramikspitze ein-gelassen ist. Dieses Rohr wird in den Versuchsboden ein-gedrückt und mit destilliertem Wasser teilgefüllt. Am obe-ren Ende ist eine Membran angeordnet. Diese Membrankann für die einzelnen Messablesungen mit einer Kanüledurchstochen werden, ohne den dahinter befindlichenUnter- oder Überdruck zu stören.
Der Versuchsstand besteht aus einem massiven glasfaser-verstärkten Kunststoffrohr (GFK-Rohr) mit einem Innen-durchmesser von 68,7 cm und einer Höhe von 60,4 cm.In der Achse des Versuchsstandes wurde zunächst einPlatzhalterrohr angeordnet, das die Aufgabe hatte, denfür den Einbau des Trockenmörtels erforderlichenHohlraum zur Verfügung zu stellen, ohne dass der Boden
beim Einbau des Trockenmörtels horizontal verdichtetwird.
Der Außendurchmesser des Platzhalterrohrs wurde mit12,5 cm gewählt. Dies entspricht etwa dem kleinstmög -lichen Durchmesser für im CSV-Verfahren erstellte Tro-ckenmörtelsäulen in der Praxis.
Der Versuchsboden wurde aus einem Seeton aufbereitet,der aus einer in unmittelbarer Nähe zur Hochschule gele-genen Baustelle (Neubau B33) gewonnen wurde.
Bodenmechanische Kenndaten des Ausgangsbodens:
Fließgrenze wL = 54,8 %Ausrollgrenze wP = 25,3 %Wassergehalt wn = 45,0 %Konsistenz Ic = 0,33(Bodengruppe TA nach DIN 18196)
Nach einer ersten Versuchsreihe mit dem in situ entnom-menen Boden [1] wurde der Boden auf einen Wasser -gehalt von ca. 2,5 % an der Luft getrocknet und durch Sie-bung homogenisiert [2].
Nach Aufbereitung bzw. Wiederzuführung von Wasserauf einen Wassergehalt von wn = 46,6 % wurde damit ge-genüber der ersten Versuchsreihe ein in seiner Zusam-mensetzung noch homogenerer Ausgangsboden erzeugt.
Durch den Trocknungs- und Befeuchtungsprozess habensich die bodenmechanischen Kenndaten, wie nachfol-gend angegeben, verändert:
Fließgrenze wL = 44,9 %Ausrollgrenze wP = 22,2 %(Bodengruppe TM nach DIN 18196)
Zur Vermeidung von Adhäsionsspannungen zwischendem Bodenkörper und der Innenfläche des Versuchsstan-
Bild 1 Versuchsstand mit Platzhalter (KG-Rohr) und bereits eingebautemVersuchsbodenTest station with placeholder (PVC-pipe) and prepared soil
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W. Reitmeier: Ground improvement by the CSV method
des wurde eine wasserundurchlässige Folie mit geotexti-ler Hinterfüllung eingelegt. Damit war gewährleistet, dasssich der Boden während des Schrumpfungsprozesses vonder Wandung lösen kann und somit keine Ablösungenzwischen Säulenoberfläche und Boden eintreten.
Nach dem Einbau der Tensiometer (Bild 2) in zwei unter-schiedlichen Höhenlagen wurde der zeitliche Saugspan-nungsverlauf in diskreten Messpunkten (Bild 3) bis zum
Erreichen eines nahezu stationären Zustandes nach ca.83 Tagen gemessen.
Mit dem Einbau des Trockenmörtels startet der eigentli-che Versuch.
Unter Beobachtung der Saugspannungsveränderungenwurde das Platzhalterrohr in kleinen Abschnitten von ca.3 cm gezogen und der Trockenmörtel, entsprechend derin der Praxis erreichbaren Dichte, eingebaut.
In den Bildern 5 und 6 ist der sich sofort einstellende An-stieg der Porenwasserunterdrücke nach Einbringung derTrockenmörtelsäule zu sehen. (Nicht näher untersuchtwurde der Anstieg der Saugspannungen vor und nachEinbau der Trockenmörtelsäule, der sich aus dem Abbauder Porenwasserüberdrücke ergibt, die durch den Einbauder Tensiometer entstehen bzw. entstanden sind.)
In den Bildern 7 und 8 ist die raumzeitliche Entwicklungder Saugspannungen in dem die CSV-Säulen umgeben-den Boden aufgetragen.
Deutlich zu sehen ist der unmittelbar nach dem Einbaudes Trockenmörtels um die Säule sich aufbauende Maxi-malwert der Porenwasserunterdrücke. Nach ca. zweiTagen beginnt der Ausgleich der Saugspannungen inner-halb des gesamten Bodenkörpers. Die Bodenverbesse-rung erfolgt damit in zwei zeitlich aufeinander folgendenPhasen.
Während bei dem Versuch mit vorlaufender Homogeni-sierung des Bodens radialsymmetrisch eine einheitlicheAusbreitung gemessen wurde, waren bei der ersten Ver-suchsreihe ohne Aufbereitung des Bodens radialsymme-
Bild 2 Versuchsstand mit TensiometernTest station with tensiometers
Bild 3 Versetzter Einbau der Tensiometer zur Minimierung der gegenseiti-gen Beeinflussung; Tensiometer Nr. 1 bis 10 (Einbautiefe 20 cm);Tensiometer Nr. 11 bis 20 (Einbautiefe 40 cm)Staggered installation of tensiometers minimizing the mutual inter-ference; Tensiometer No. 1 up to 10 (depth 20 cm); Tensiometer No.11 up to 20 (depth 40 cm)
Bild 4 Ausgebaute Trockenmörtelsäule (die gewellte Oberfläche entsprichtden einzelnen Arbeitsschritten beim Einbau und Verdichten des Trockenmörtels)Stripped dry mortar column (the rippled surface reflects the stagesof fabricating and compactioning dry mortar)
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trisch unterschiedliche Messwerte zu beobachten. Be-trachtet man die Saugspannungen energetisch und wich-tet den innerhalb eines Quadranten radialen Energieein-trag über die Volumina, ergeben sich für alle vier Qua-dranten einheitliche Werte.
Beim Ausbau des Bodens hatte sich gezeigt, dass infolgegeringster Inhomogenitäten die radiale Saugspannungs-ausbreitung messbar beeinflusst wird. Die Versuchsergeb-nisse im Vergleich zeigen, dass sich die Porenwasserun-
terdrücke radial aufbauen, infolge von Schwankungender Homogenität des Bodens aber nicht zwangsläufig ra-dialsymmetrisch gleich sein müssen.
Das im Weiteren vorgestellte Berechnungsverfahren be-ruht auf einer Massenbilanzbetrachtung und zeigt einegute Übereinstimmung von unterschiedlichen Betrach-tungsweisen.
Am Beispiel der aus Regressionsbeziehungen bekanntenAbhängigkeit zwischen dem Wassergehalt und der undrä-nierten Scherfestigkeit des Bodens kann gezeigt werden,dass die abgeleiteten Verbesserungsgrade in der gleichenGrößenordnung liegen wie die Abschätzung des Verbes-serungsgrades aus der Änderung der Porenzahl ψ.
3 Empfehlung zur Abschätzung desVerbesserungsgrades bei Trockenmörtelsäulen
Der bei Trockenmörtelsäulen mögliche Verbesserungs-grad setzt sich grundsätzlich aus zwei Anteilen zusam-men. Neben der Reduzierung des Wassergehaltes wirddurch die Materialeinbringung im Vollverdrängungsver-fahren eine horizontale Verspannung und Verdichtungdes Baugrundes bewirkt. Allerdings müssen für dieVerbesserung der durch den Verdrängungsvorgang mög -lichen horizontalen Verdichtungswirkung besondereRandbedingungen vorliegen.
Eine bleibende Verdichtung des Bodens durch Verdrän-gungsvorgänge ist nur bei teilgesättigten Böden(Sr < 100 %) und unter einer ausreichenden Auflast mög-lich.
Kurz vor Erreichen des infolge der Vollverdrängung umdie Säule entstehenden Sättigungszustandes entstehen ra-dial um die Stabilisierungssäule Porenwasserüberdrücke,sodass es bei weiterem Materialeintrag zu volumenkon-stanten Formänderungen kommt. Diese Formänderun-gen wirken sich als Hebungen aus und können erfah-rungsgemäß auf Baustellen eine Größenordnung von biszu 10 cm erreichen.
Einschnürungen oder Verengungen des Säulenquer-schnittes werden infolge des höheren Scherwiderstandsdes Trockengranulates im Vergleich zum umgebendenBoden bei CSV-Säulen weitgehend vermieden.
Bei Verwendung von pumpfähigem Beton können in be-nachbarten und noch nicht verfestigten Säulen Verdrü-ckungen des Säulenquerschnittes eintreten, die an derOberfläche durch einen Anstieg des noch flüssigen Be-tons zu erkennen sind.
Der durch Saugspannungen entstehende Porenwasserun-terdruck hat bereits unmittelbar nach Herstellung derTrockenmörtelsäule einen stabilisierenden Einfluss aufdie Scherfestigkeit des Bodens. Infolge der Unterdruck-wirkung erhöht sich die Scherfestigkeit des Bodens um
Bild 6 Zeitlicher Saugspannungsverlauf (Einbautiefe = 0,40 m) für denhorizontalen Abstand von r/r0 = 1,5; Tensiometer Nr. 11 und Nr.16Temporal process of soil water tension (depth = 0,40 m) for thehorizontal distance of r/r0 = 1,5; Tensiometer No. 11 and No. 16
Bild 5 Zeitlicher Saugspannungsverlauf (Einbautiefe = 0,20 m) für denhorizontalen Abstand von r/r0 = 1,5; Tensiometer Nr. 1 und Nr. 6Temporal process of soil water tension (depth = 0,20 m) for thehorizontal distance of r/r0 = 1,5; Tensiometer No. 1 and No. 6
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W. Reitmeier: Ground improvement by the CSV method
die Säule und damit auch die mögliche Scherbeanspru-chung des Bodens. Bei kurzen Warte- bzw. Liegezeitenkann dies z. B. für die Befahrung mit Baustellenfahrzeu-gen ein weiterer Vorteil sein.
Grundsätzlich werden in gesättigten Böden bei allen Voll-verdrängungsverfahren Porenwasserüberdrücke erzeugt.Infolge einer temporären Reduzierung der Scherfestigkeitvermindern sich daher unmittelbar nach Herstellungauch die Tragreserven. Aus diesem Grunde sind histori-sche Bauverfahren, wie z. B. Spickpfahlgründungen, wiesie auch im Bodenseeraum seit Jahrhunderten erfolgreichangewendet wurden, nur dann auch heute noch einsetz-
bar, wenn die Belastungsgeschwindigkeit dem Abbau derPorenwasserüberdrücke Rechnung trägt.
Bei Böden mit einem hohen Saugspannungspotenzial,wie es z. B. auch bei ausgeprägt plastischen Böden zu er-warten ist, wird durch den Verdichtungsvorgang der dieSäule unmittelbar umgebende Boden zunächst gesättigt.Bis zum Erreichen eines Teilsättigungszustandes ist damiteine Wasserabgabe an den Trockenmörtel möglich.
Der Befeuchtungsprozess kann mit Erreichen einesGleichgewichtszustandes der Saugspannungen von Säuleund Boden zum Stillstand kommen. Allerdings bewirkt
Bild 7 Raumzeitlicher Verlauf der Saugspannungen während der Abbindephase des Trockenmörtels (Tiefe = 0,20 m, Tensiometer Nr. 1 bis 5)Spatiotemporal process of the soil water tension during the setting of the dry mortar (depth = 0.20 m, tensiometer No. 1 to 5)
Bild 8 Raumzeitlicher Verlauf der Saugspannungen während der Abbindephase des Trockenmörtels (Tiefe = 0,40 m, Tensiometer Nr. 11 bis 15)Spatiotemporal process of the soil water tension during the setting of the dry mortar (depth = 0.40 m, tensiometer No. 11 to 15)
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dann im zeitlichen Nachlauf die Diffusion eine weitereBefeuchtung des Trockenmörtels.
In der Praxis zeigt sich dieser Zwischenzustand in Formeiner ausgehärteten Kruste von einigen Zentimetern miteingeschlossenem, noch nicht vollständig befeuchtetemKern. Die bei Teilsättigungszuständen enthaltene Boden-luft kann infolge der Durchlässigkeit des Trockenmörtelsabgeführt werden.
Für eine rechnerische Abschätzung des Verbesserungsgra-des ist eine möglichst genaue Kenntnis der Bodenkenn-werte erforderlich. Insbesondere die Frage des Sättigungs-grades spielt für die Ermittlung der maximal möglichenVerdichtungswirkung eine zentrale Rolle.
Im Einzelnen werden benötigt:
Fließgrenze wL
Ausrollgrenze wP
Wassergehalt wn
Dichte ρ bzw. Wichte γ
Die Korndichte ρs kann ggf. aus Erfahrungswerten, derKompressionsbeiwert Cc
auch aus den nachfolgend angegebenen Regressionsbe-ziehungen abgeschätzt werden.
Regressionsbeziehung zur Abschätzung von Cc:
Cc = N · (wL – 10) mit N = 0,007 für gestörte undN = 0,009 für ungestörte Böden
wL in % (SKEMPTON, 1944)
Cc = 0,5 · IP · ρs IP als Dezimalbruch, ρs ing/cm3 (WROTH/WOOD, 1978)
Cc = 0,0126 · wn – 0,162 wn in % (LO/LOVELL, 1983)
Cc = 0,496 · ea – 0,195 ea – Anfangsporenzahl(LO/LOVELL, 1983)
Mithilfe der bekannten bodenmechanischen Beziehun-gen werden die nachfolgenden Kennwerte berechnet:
Bezogen auf ein rechnerisches Bezugsvolumen V* für dieMassenbilanzbetrachtung werden die Feuchtmasse mf,die Trockenmasse md und die Masse des darin enthalte-nen Wassers mw ermittelt.
Alle Versuche wurden mit einer qualitätsüberwach-ten Trockenmörtelmischung CSV-Beton C 20/25 der
1e
nn
Swer
n s
w
11
wnd
n
d
s
Firma Hasit mit den nachfolgenden Kenndaten durchge-führt:
Schüttdichte 1,7–1,8 kg/dm3
Frischmörteldichte 2,2 bis 2,3 kg/dm3 *)
*) Die unter Baustellenbedingungen gerätetechnisch er-reichbaren Dichten liegen erfahrungsgemäß an der obe-ren Grenze des angegebenen Streuungsbereiches.
Mörteldichte 2,0 bis 2,09 kg/dm3 (Trockenmörteldichte)Wasserfeststoffwert 10 %
Aus der Masse des innerhalb des Bezugsvolumens einge-brachten Trockenmörtels mTr errechnet sich der gesamteWasserentzug mΔw mit 10 % der Masse mTr. Damit kön-nen der Wassergehalt und die Konsistenz des Bodens vorund nach Einbringung der Stabilisierungssäulen berech-net werden.
Alternativ ist eine Abschätzung des Verbesserungsgradesfür die undränierte Scherfestigkeit cu über eine Regressi-onsbeziehung zwischen der Konsistenz Ic und cu oder dieÄnderung der Porenzahl ψ = ΔV/V* möglich.
Regressionsbeziehungen zwischen dem Wassergehalt wn
bzw. der Konsistenz Ic eines Bodens und der zugeordne-ten undränierten Kohäsion cu wurden z. B. von KIEK-BUSCH (1999) [3] für unterschiedliche Plastizitätsbereicheveröffentlicht.
Die in KIEKBUSCH angegebenen Untersuchungsergebnis-se wurden im Rahmen von drei Bachelorarbeiten an derHochschule Konstanz in Versuchsreihen an zwei leicht-plastischen Böden der Bodengruppe TL und an einemausgeprägt plastischem Boden der Bodengruppe TA nachDIN 18196 bestätigt und ergänzt.
Die Ergebnisse (LUTZ/RÜDE/LUCHT) [4, 5, 6] sind zusam-men mit den Kurven von KIEKBUSCH und den vonKEZDY 1969 veröffentlichten Erfahrungswerten in Bild 9dargestellt.
Eine Abschätzung des Verbesserungsgrades durch die Re-duzierung der Porenzahl kann anhand der Gln. (1) und(2) [7] erfolgen.
(1)
(2)
Es ist zu beachten, dass bei Wassergehalten nahe der Fließ-grenze keine horizontale Verdichtung möglich ist. Der beider Säuleneinbringung entstehende Verdrängungseffektführt bei volumenkonstanten Formänderungsbedingungenzu einer Hebung und darf nicht in der Abschätzung des
100
1 0cc
u
u
eCc
( )
1 100
1 0EE
s
s
eCc( )
( )
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W. Reitmeier: Ground improvement by the CSV method
Verbesserungsgrades mit angesetzt werden. Der Grad dermöglichen Reduzierung des Luftporenvolumens ist abhän-gig von der Überlagerungshöhe, d.h. der Tiefe unter GOKund dem lokal vorhandenen Sättigungsgrad Sr.
Als Kriterium für den rechnerisch maximal zu berücksich-tigenden Verdichtungsanteil wird vorgeschlagen, die Po-renzahländerung auf den vor Einbringung des Trocken-mörtels vorhandenen Luftporenanteil na zu begrenzen.
Der aus den Anteilen Wasserentzug und Porenzahlände-rung resultierende Verbesserungsgrad kann multiplikativverknüpft werden.
(3)
4 Beispielhafte Berechnung des Verbesserungsgrades
4.1 Geometrische Abmessungen und boden -mechanische Kennwerte
Die beispielhafte Vorstellung einer numerischen Abschät-zung des möglichen Verbesserungsgrades erfolgt für einenBoden mit den nachfolgenden Kennwerten:
Fließgrenze wL = 44,9 %Ausrollgrenze wP = 22,7 %Wassergehalt wn = 30,2 %Konsistenz Ic = 0,66 (weich)Korndichte ρs = 2,70 g/cm3
Feuchtdichte ρ = 1,89 g/cm3
Trockenmörteldichte ρTr = 2,05 g/cm3
(Bodengruppe TM nach DIN 18196)
11
für giltnw V
Vn na d
s
n
wa a( )
*
res w e.
Zur Ermittlung des Steifemoduls Es und des Kompressi-onsbeiwertes Cc wurde an einer gestörten Probe ein Kom-pressionsversuch mit den nachfolgend angegebenenKennwerten durchgeführt:
Einbauhöhe ha = 19,1 mm Probendurchmesser ∅ = 70 mmEinbauwassergehalt w0 = 47,33 % Ausbauwassergehalt wa = 27,71 %
Abgeleitete Beziehungen (Bild 11):
Für die Anfangsporenzahl e0 folgt mit Sr = 100 %
Die dem Ausbauwassergehalt wa entsprechende bezoge-ne Setzung s′ berechnet sich mit
10 1
0s
hh
e ee
ewSa r
s
w
für 100 giltS w erw
s%
bzw.0 0 1 1e w e ws
w
s
w
damit folgt 0 1
0
sw w
ww
s
0,47332,701,0
1,27790e
0,4733 0,27711,02,7
0,47330,2326s
Bild 9 Ergebnisse von Regressionsbetrachtungen nach KIEKBUSCH et al. Results of regression analysis according to KIEKBUSCH et al.
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Für die Porenzahl beim Ausbau ea folgt mit Sr = 100 %
Näherungsweise kann durch Interpolation aus derVersuchskurve (w0 und wa) der für den Wassergehalt von wn = 30,2 % zugehörige Spannungsbereich mitσ ≈ 190 kN/m2 abgeschätzt werden.
In Bild 12 sind die Versuchsergebnisse mit der Abschät-zung des Spannungsbereichs zur Ermittlung des in situanstehenden Steifemoduls Es = f(σ) = f(wn) dargestellt.
Für den spannungsabhängigen Steifemodul Es(σ) nachdem Potenzansatz von OHDE folgt mit den Versuchs -daten des Kompressionsversuchs bei σ = 190 kN/m2
.,
100 14,585190100
2 540 /0 864
2
E v
kN m
s at eat
we
0,27712,701,0
0,7482ea
Die Berechnung des Verbesserungsgrades erfolgt für einBezugsvolumen, innerhalb dessen die bodenmechani-schen Eigenschaften als homogen verteilt angenommenwerden. Für eine numerische Abschätzung werden dieseRandbedingungen durch die im Versuch gemessenenSaugspannungsverteilungen ausreichend genau bestätigt.
Bei einem einheitlichen quadratischen Säulenraster mitdem Säulenabstand a und dem Säulendurchmesser ∅ wirddas Minimum aus Gln. (4) und (5) für die Abschätzung desBezugsvolumens herangezogen b* = min(b1*,b2*).
b1* = n · a + a (4)
b2* = n · a + 6 · ∅ (5) n Anzahl der Säulenzwischenräume
Für das in Bild 10 dargestellte quadratische Einzelfunda-ment sollen als Setzungsbremse 64 Trockenmörtelsäulenbis in eine einheitliche Tiefe von 7,80 m unter GOK aus-geführt werden.
Die weiteren Berechnungen erfolgen für einen Säulen-durchmesser ∅ von 14 cm.
4.2 Ermittlung des Bezugsvolumens
b1* = 7 · 0,60 m + 0,6 m = 4,80 m
b2* = 7 · 0,60 m + 6·0,14 = 5,04 m maßgebend ist der kleinere Wert: b* = 4,80 m
Bild 10 Stabilisierungsraster und geometrische Abmessung einer schwimmenden Gründung Grid of stabilization and geometrical measurement of a floating foundation
Bild 11 Einheitswürfel Unit cube
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V* = b*2 · l (4,80 m)2 · 7,80 m = 179,71 m3
4.3 Ermittlung der Wassergehaltsänderung
eingebauter Trockenmörtel mTr = 0,072 · π · 7,80 · 64 · 2 050,0 kg/m3 = 15 753,4 kg
gesamter Wasserentzug 10% von mTr mΔw = 10 % · 15 753,4 = 1 575,3 kg
mf = V* · ρ = 179,71 · 1 890,0 kg/m3 = 339 651,9 kg
mw = mf – md = 78 782,5 kg
mw (nach Einbau des Trockenmörtels) = mw – mΔw = 77 207,2 kg
wn (nach Einbau des Trockenmörtels)
4.4 Änderung der Konsistenz und der undräniertenScherfestigkeit cu , abgeleitet ausRegressionsbeziehungen von Ic v cu
1339651,9
1,302260869,4m
m
wkgd
f
260869,40,2960
77207,2
30,244,9 30,244,9 22,7
0,66220I wc ( %)
29,644,9 29,644,9 22,7
0,6892I wc ( %)
Mit der von KIEKBUSCH [3] vorgeschlagenen Regressions-beziehung
folgt für den Verbesserungsgrad, resultierend allein ausdem Wasserentzug,
4.5 Abschätzung des Verbesserungsgrades aus derPorenzahländerung ψΔw durch Wasserentzug
Verbesserung des Steifemoduls Es und der undräniertenKohäsion cu, berechnet aus der Änderung der Porenzahl[7].
1,57531,0 179,71
0,00877V
Vm
Vww
w* *
0,218 0,1477 und0,1477
0,218I c c ec u u
Ic
ln( )
1,1320
0,2180,6892 0,6622
0,2180
cc
e e fachu
u
I Ic c
mit1,891,302
1,452 / 11,4522,70
0,4622
0,46221 0,4622
0,8594
30
0
g cm n
e
d
0,302 2,700,8594 1,0
0,9488 und (1 ) 10
/ 10 folgt
0
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0
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( )
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Bild 12 Kompressionsversuch Compression test
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W. Reitmeier: Baugrundverbesserung nach dem CSV-Verfahren
4.6 Verbesserungsgrad für Es infolge der horizontalenVerdichtung (Verdrängungseinfluss), abgeschätztaus der Porenzahländerung ψΔe
Für diese Abschätzung ist vorab zu prüfen, ob der Sätti-gungsgrad Sr < 100 % und damit der vorhandene Luft -porenanteil na ausreichend groß für eine Verringerungder Porenzahl zur Verfügung steht. Bei Verdrängungs -anteilen über dem verfügbaren Luftporenanteil na be-wirkt der darüber liegende Materialeintrag (Vollverdrän-gung) Hebungen der Baugrubensohle.
4.7 Zusammengesetzter Verbesserungsgrad aus Wasserentzug und Verdichtung
ηres.(Es) = 1,12 · 1,35 = 1,51 – fach
4.8 Abschätzung eines Ersatzsteifemoduls aus demVerformungswiderstand des Bodens und der Säulenfür den „oberen 2/3-Bereich“ des Säulenwaldes
Sofern die Verformungsberechnung nach der Ersatzflä-chenmethode durchgeführt wird, kann die aus verbesser-tem Boden und Steifigkeit der Stabilisierungssäulen imoberen 2/3-Bereich des Säulenwaldes resultierende Er-satzsteifigkeit anhand der nachfolgenden Gl. (6) [9] abge-schätzt werden.
Gl. (6) setzt voraus, dass 100 % der Säulenlasten alleinüber Mantelreibung im „unteren Drittel“ des Säulenwal-des in den Baugrund übertragen werden können.
AB Fläche des Bodens (AB =A* = b*2) abzüglich derFläche der Stabilisierungssäulen
11
1 1,4521
2,700,3021,00
0,0237nw
a ds
n
w
*,
0,07 7,8 64179,71
0,0428> 0 0237
ist maßgebend
2VV
n
n
a
a
1 10 1 0,0237
10 1,351
0
1
0,0237 1 0,86940,3122
0EE
fach
s
s
eCc( ) ( ) ·
( )
( )
10 1,1280
0,00877 1 0,85940,3122c
cfachu
u
( )
1 0,00877 10 1,1180
0,00877 1 0,85940,3122E
Efachs
s( )
( )
EA E A E
A AErsatzB w s s Säule
B S
AS Querschnittsfläche aller Stabilisierungssäulen inner-halb der Bezugsfläche A*
ES Steifemodul des Bodens ηΔw Verbesserungsgrad aus Wasserentzug (ohne Verdrän-
gungsanteil)
Im oberen 2/3-Bereich des Säulenwaldes kann infolgeder zu geringen Auflast der Verbesserungsgrad aus demVerdichtungsanteil nicht quantifiziert werden und solltedaher, auf der sicheren Seite liegend, vernachlässigt wer-den.
ESäule E-Modul der Trockenmörtelsäule im abgebunde-nen Zustand
Erfahrungswert: 1 000 MN/m2 < ESäule < 10 000 MN/m2
AS = 0,072 π · 64 = 0,9852 m2 AB = 4,82 – AS = 22,0548 m2
(6)
4.9 Ergänzende Hinweise für die baupraktischeAnwendung
Gegenüber den im Beispiel gewählten vereinfachtenRandbedingungen sind in der Praxis in der Regel die Bau-grundverhältnisse weder homogen noch isotrop.
Das vorgestellte Bemessungsverfahren kann aber auchauf einen geschichteten Baugrund übertragen werden.
Bei der Berechnung des „bodenmechanischen“ Verbesse-rungsgrades wird nur der nach Merkblatt der DGGT be-zeichnete Zustand B1 (Granulat) betrachtet. Die durchden Aushärteprozess nach wenigen Tagen sich entwi-ckelnde Druckfestigkeit qu (Zustand B2) verändert auchdie Lasteinleitung in den Baugrund.
Während im Zustand B1 vorrangig die oberen Boden -horizonte beansprucht werden, werden bei ausreichenderDruckfestigkeit der Säulen die in der Fundamentauf-standsebene „aufgenommenen“ Lastanteile in tiefere Bo-denhorizonte eingeleitet. Auch für diesen Fall kann nähe-rungsweise eine konventionelle Setzungsberechnungnach DIN 4019 mithilfe einer in der Tiefe von 2/3·l anzu-setzenden Ersatzfläche durchgeführt werden.
Gegenüber einem unverbesserten Baugrund mit einerrechnerischen Endsetzung von 6,4 cm reduziert sich imvorliegenden Zahlenbeispiel die zu erwartende Verfor-mung im Zustand B1 (granularer Zustand des Trocken-mörtels – Anfangszustand) auf 5,7 cm und im Zustand B2(abgebundener Trockenmörtel – Endzustand) auf 3,6 cm.
Die angegebene Gesamtverformung setzt sich rechen-technisch aus den drei Einzelabschnitten zusammen –oberer 2/3-Säulenbereich mit Ersatzsteifemodul EErsatz,
22,0548 1,12 2,54 0,9852 4000
4,8173,8 /2
2
E
MN m
Ersatz
W. Reitmeier: Ground improvement by the CSV method
unterer 1/3-Säulenbereich mit Verbesserung von Es infol-ge Wasserentzugs und Porenzahländerung und dem biszur Grenztiefe nach DIN 4019 anstehenden unverbesser-ten Boden unter der Säuleneinbindetiefe von 7,8 m bis8,85 m. (Die Grenztiefe wurde berechnet für eine Lastein-leitung in der Tiefe der Ersatzfläche von 5,2 m unterGOK.)
Werden die Stabilisierungssäulen bis zur Grenztiefe(DIN 4019) von 8,85 m ausgeführt, lässt sich die rechne-rische Endverformung bis auf 2,8 cm reduzieren.
Der Verbesserungsgrad steigt weiter deutlich an, wenn dieSteifigkeit des Bodens mit der Tiefe zunimmt, z. B. infolgevon weniger kompressiblen Bodenschichten.
Stehen im unteren Säulenbereich noch innerhalb derGrenztiefe gut tragfähige Bodenschichten an (aufstehen-de Säulen), kann das Verformungsverhalten bis in eineGrößenordnung von weniger als einem Zentimeter redu-ziert werden.
Literatur
[1] KROLITZKI, S.: Entwicklung der Porenwasserspannungeninfolge des Einbaus einer Trockenmörtelsäule in Anlehnungan das CSV-Verfahren in Konstanzer Seeton. Master-ThesisHTWG Konstanz, 2011.
[2] OEING-HANHOFF, M.: Labortechnische Untersuchung derSaugspannungsverteilung um eine Trockenmörtelsäule inaufbereitetem Seeton. Bachelorarbeit HTWG Konstanz,2011.
[3] KIEKBUSCH, M.: Beziehungen zwischen Konsistenzzahlund undränierter Scherfestigkeit. Bautechnik 76 (1999),Heft 9, S. 775–784.
[4] LUTZ, B.: Versuchstechnische Ermittlung der Beziehungenzwischen Wassergehalten, undränierter Scherfestigkeit, ein-axialer Druckfestigkeit und ggf. messbaren elektrischenWiderständen an aufbereiteten bindigen Böden. Bachelor-arbeit HTWG Konstanz, 2009.
[5] RÜDE, B.: Versuchstechnische Ermittlung der Beziehungenzwischen Wassergehalten, undränierter Scherfestigkeit, ein-axialer Druckfestigkeit an aufbereiteten bindigen Böden.Bachelorarbeit HTWG Konstanz, 2010.
[6] LUCHT, C.: Versuchstechnische Ermittlung der Beziehungenzwischen Wassergehalten, undränierter Scherfestigkeit undeinaxialer Druckfestigkeit an aufbereiteten bindigen Böden.Bachelorarbeit HTWG Konstanz, 2012.
[7] REITMEIER, W.; ET AL.: Baugrundverbesserung – Wirkungs-weise, Unterschiede, Qualitätssicherungsaspekte mit ausge-wählten Beispielen aus Baden-Württemberg. Vorträge des4. Kolloquiums – Bauen in Boden und Fels, TechnischeAkademie Esslingen, 2004.
[8] Merkblatt für die Herstellung: Bemessung und Qualitätssi-cherung von Stabilisierungssäulen zur Untergrundverbesse-rung Teil I – CSV-Verfahren DGGT. 2002.
[9] ALBER, D.: Persönliche Mitteilung, 2011.[10] LAUMER, R.; FÜHRER, A.: Bodenstabilisierung nach dem
CSV-Verfahren. Bautechnik 87 (2010), Heft 12, S. A29 undA30.
[11] REITMEIER, W.; ALBER, D.: Wirkungsweise, Einsatzmöglich-keiten und praktische Erfahrungen bei der Untergrundver-besserung nach dem CSV-Verfahren. Vorträge des 2. Kollo-quiums – Bauen in Boden und Fels, Technische AkademieEsslingen, 2000.
[12] EL-MOSSALLAMY, Y.: Stabilization of Soil with Displace-ment Columns of Dry Sand-Cement/Lime Mix, Construc-tion Methods, Physical Behavior and Numerical Modelling.XVth International Conference on Soil Mechanics andGeotechnical Engineering 27–31 August, Istanbul, 2001.
[13] MAISCH, K.: Bodenstabilisierung durch Einpressen von Tro-ckengranulaten. Dissertation IBF Universität Karlsruhe,Heft 149, 2000.
AutorProf. Dr.-Ing. Wolfgang Reitmeier Hochschule Konstanz mit Öffentlicher Prüfstelle für Baustoffe und Geotechnik Vorsitzender des Unterausschusses Trockenmörtelsäulen der DGGTEbenfeld 1784307 [email protected]
