14. Kolloquium Bauen in Boden und Fels - Januar 2024 41 Schadensanalyse eines Autobahndammes im Moor - Projektdaten, analytische Berechnungen und Numerische Untersuchungen Prof. Dr.-Ing. Maik Schüßler Hochschule für Wirtschaft und Recht Berlin, Berlin Prof. Dr.-Ing. Frank Rackwitz, Dr.-Ing. Daniel Aubram, Melina Gralle, M. Sc. Technische Universität Berlin Prof. Dr.-Ing. Ralf Glasenapp Berliner Hochschule für Technik Zusammenfassung Die Bundesautobahn A 20 quert ca. 40 km östlich von Rostock das Moorgebiet der Trebelniederung. Im Oktober 2017 und im Januar/ Februar 2018 kam es auf einer Länge von ca. 80 m zum grundbruchartigen Versagen der Dammkonstruktion. Im Rahmen eines von der Bundesanstalt für Straßenwesen (BASt) initiierten Forschungsvorhabens erfolgte durch die TU Berlin eine wissenschaftliche Beurteilung des Schadenfalls. Neben den Recherchen in der Literatur und den Unterlagen zur Planung und Ausführung der Baumaßnahme wurden zielgerichtet sowohl im Feld als auch im Labor Untersuchungen ausgeführt und diese hinsichtlich ihrer Ergebnisse mit vorliegenden Untersuchungsergebnissen abgeglichen. Einige Ergebnisse der Untersuchungen und ergänzender Berechnungen werden nachfolgend vorgestellt und daraus ableitend Empfehlungen zum Einsatz von Stabilisierungssäulen in weichen organischen Böden gegeben. 1. Einführung Die Bundesautobahn (BAB) A 20 wurde im Rahmen der Verkehrsprojekte „Deutsche Einheit“ als sogenannte Ostseeautobahn gebaut. Ca. 40 km östlich von Rostock quert die BAB A 20 auf einer Länge von etwa 1,4 km das Moorgebiet der Trebelniederung mit einer 530-m langen Talbrücke und sich daran anschließenden Anschlussdämmen mit einer Gesamtlänge von 870 m [s. Abb. 1]. Die vierstreifige Autobahn wurde im Jahr 2005 in diesem Bereich dem Verkehr übergeben. Abb. 1: Übersichtsplan BAB A 20 aus [1] mit eingetragenem Schadensbereich 2017/ 2018 Aufgrund zuvor festgestellter und messtechnisch erfasster Vertikalverschiebungen der Fahrbahnoberfläche westlich der Trebelbrücke wurde die linke Richtungsfahrbahn (RF Richtung Lübeck) gesperrt. Am 09.10.2017 kam es auf einer Länge von ca. 40 m zum Versagen der Dammkonstruktion (siehe 1. Bruch in Abb. 2) und es erfolgte die Vollsperrung der Autobahn. In der Nacht vom 31.01.2018 auf den 01.02.2018 erweiterte sich der Schaden im Bereich der linken RF (siehe 2. Bruch in Abb. 2) und in der Nacht vom 11.02.2018 zum 12.02.2018 kam es zum dritten Bruch im Bereich der gegenüber liegenden rechten RF (Richtung Szczecin). Abb. 2: Schadensbereiche westlich der Trebelbrücke (Norden unten) (Bildquelle: [2]) Im Rahmen eines von der Bundesanstalt für Straßenwesen (BASt) initiierten Forschungsvorhabens sollte im Nachgang eine wissenschaftliche Beurteilung des Schadenfalls erfolgen, wovon einige Ergebnisse im Folgenden dargestellt werden. Zum Zeitpunkt des Beginns der Arbeiten durch die TU Berlin war das westliche Dammbauwerk mit dem Schadensbereich bereits vollständig zurückgebaut. 42 14. Kolloquium Bauen in Boden und Fels - Januar 2024 Schadensanalyse eines Autobahndammes im Moor - Projektdaten, analytische Berechnungen und Numerische Untersuchungen 2. Gründungssystem Die Beauftragung der Gründung der Dammbauwerke erfolgte auf Basis einer teilfunktionalen Leistungsbeschreibung, wobei das Gründungssystem die planfestgestellten Randbedingungen (u. a. minimale bis keine Kompression des Mooruntergrundes, kein Vollbodenaustausch) einhalten musste. Das Verfahren der Untergrundverbesserung mittels CSV-Säulen (Coplan Stabilisierungsverfahren) erfüllte grundsätzlich diese Voraussetzungen. Jedoch wurde es in einem derartigen Umfang und mit den anspruchsvollen Randbedingungen bis zu diesem Zeitpunkt noch nicht hergestellt. Im Zuge des Baus der BAB A 20 wurden im Bereich der Trebelquerung planmäßig ca. 80.000 CSV-Säulen und zusätzlich weitere 7.000 CSV-Säulen mit einer Gesamtlänge von ca. 700.000-m für die Gründung des Dammkörpers in den Untergrund eingebracht. Das Prinzip der Herstellung ist in Abb. 3 dargestellt. Abb. 3: Herstellung von CSV-Säulen (Prinzipdarstellung aus [1]) An der BAB A 20 wurden nach dem Auf bringen einer Arbeitsebene mit konstruktiv angeordnetem Geokunststoff auf dem vorhandenen Gelände die CSV-Säulen mit einem Durchmesser ≥ 15 cm ausgeführt und in einem Viereckraster mit Kantenlängen von ca. 0,7 m bis ca. 1,2- m angeordnet. Die Länge der Säulen wurde so gewählt, dass sie in den tragfähigen Boden unter den anstehenden Weichschichten des Moores einbinden. Über den Säulenköpfen wurde eine bindemittelverbesserte und geokunststoffbewehrte Schicht angeordnet [s. Abb. 4]. Sie dient zur Begrenzung der Horizontalverformungen infolge der an der Dammbasis auftretenden Spreizspannungen. Abb. 4: Prinzipquerschnitt Dammbauwerk BAB A 20 mit Messinstrumentierung aus [3] Zur messtechnischen Überwachung der Verformungen wurden Vertikal- und Horizontalinklinometer installiert sowie geodätische Messpunkte eingerichtet. 3. Untergrundverhältnisse 3.1 Geologie Das Untersuchungsgebiet liegt im nordöstlichen mecklenburgischen Flachland in einer leicht welligen bis fast ebenen Grundmoränenlandschaft. Das prägende Bild der Landschaft ist auf die Saale- und insbesondere auf die Weichsel-Kaltzeit zurückzuführen. Die Grundmoränenflächen wurden durch abfließende Schmelzwässer zerschnitten und es entstanden Täler, wie das Trebeltal. Im Holozän kam es zur Versumpfung der Flusstäler in deren Folge sich großflächig mehrere Meter mächtige Flusstalmoore (Niedermoore) entwickelten. 3.2 Baugrundschichtung In Abb. 5 ist auszugsweise ein Baugrundschnitt im Bereich der Schadstelle nach Eintritt des ersten Bruches dargestellt. Die tieferen Untergrundverhältnisse sind hier nicht vollständig wiedergegeben. Unter dem vorhandenen Dammkörper befindet sich auf Grund der geologischen Entstehungsgeschichte des Gebietes ein holozäner Niedermoortorfkörper. Dieser besteht überwiegend aus mäßig bis stark zersetzten Torfen mit Mächtigkeiten bis 4 m. Unter den Torf bildungen zeichnen sich größtenteils sedimentierte Mudden ab. Die bei den Untersuchungen vorgefundenen Mudden bestehen überwiegend aus Detritusmudden, Kalkmudden und vereinzelt Schluffmudden im Schadensbereich mit ca. 2 m Mächtigkeit. Auf Grund der Genese werden die Torfe und Mudden von organo-mineralischen Beckensedimenten unterlagert. Die Schluffe und Tone sind sehr unterschiedlich aufgebaut. Im Bereich der Schadstelle lässt sich feststellen, dass unter den Torfen und Mudden organogene Schluffe mit einer Mächtigkeit bis zu 2 m liegen und darunter die Tone mit bis zu 5 m Mächtigkeit folgen. Die vorgenannten Schichten werden durch pleistozäne Sande mit Einlagerungen von Geschiebemergel unterlagert. Abb. 5: Baugrundlängsschnitt im Bereich der Schadstelle (RF Richtung Szczecin) aus [3] 14. Kolloquium Bauen in Boden und Fels - Januar 2024 43 Schadensanalyse eines Autobahndammes im Moor - Projektdaten, analytische Berechnungen und Numerische Untersuchungen Zur Überprüfung der Untergrundverhältnisse wurden im Jahr 2019 zwei Bohrungen (d = 219 mm) ca. 150 m westlich der Schadstelle bis ca. 13 m unter Gelände ausgeführt. Die Untersuchungsergebnisse der TU Berlin sind in Tab. 1 aufgeführt. Tab. 1: Bodenmechanische Klassifikationskennwerte an ungestörten Proben Bodenparameter Torf Mudde Schluff/ Ton Wassergehalt, wn [M.-%] 594 … 766 52 … 189 24 … 29 Porenzahl, e [-] 11,2 … 13,8 1,57 … 4,9 0,64 … 0,76 Glühverlust, Vgl [M.-%] 62 … 85 3 … 9 3 … 5 Kalkgehalt, VCa [M.-%] 0,8 … 1,7 82 … 91 20 … 59 Bei den untersuchten Torfen und Mudden handelt es sich um stark kriechfähige Böden, welche ein langanhaltendes Verformungsverhalten aufweisen. Insgesamt ist festzustellen, dass die im Nachgang ermittelten Untersuchungsergebnisse der TU Berlin die Ergebnisse vorangegangener Untersuchungen des Projekts grundsätzlich bestätigen. Lediglich bei der undränierten Kohäsion lagen geringfügige Abweichungen zur ungünstigen Seite vor. Die ermittelten dränierten Scherparameter j‘ und c' lagen im Vergleich mit den Angaben früherer Untersuchungen auf der sicheren Seite. 3.3 Hydrogeologie Im Hinblick auf die hydrogeologischen Verhältnisse stellt sich im Tal der Trebel wegen der Dreiteilung des Schichtenauf baus eine Stockwerksgliederung in der Wasserführung im Trebeluntergrund ein. Der Torfkörper bildet das oberste wasserführende Stockwerk. Die unterlagernde Mudde, die organogenen Schluffe und Tone sind sehr gering grundwasserleitend bzw. wasserundurchlässig und stellen eine hydraulische Sperrschicht zwischen dem Torf und den unteren Sanden dar. Die unteren Sande bilden großflächig das Hauptgrundwasserstockwerk mit einem starken Grundwassergefälle von der angrenzenden Hochfläche zur Trebelniederung. Das Grundwasser steht hier gespannt an. Im zentralen Bereich des Tals fließt die Trebel, die den Hauptvorfluter darstellt und dort den Torfkörper mit Wasser versorgt. Unmittelbar vor Ausführung der Gründung 2001 und auch 2017 wurde das Grundwasser im Bereich der Schadstelle auf Ordinaten zwischen 0,5 und 0,8 m HN (ehemalige Geländeoberkante ~1,0 m HN, Abb. 5) festgestellt. Das Tal der Trebel weist im Hinblick auf das Angriffspotential des Grundwassers günstige Bedingungen auf, da auf Grund von Grundwasserbewegungen umgesetzte Stoffe abtransportiert und neue reaktionsfähige Stoffe an die Gründung gelangen können. Insbesondere Moorwasser kann kalklösende Kohlensäure, freie Mineralsäuren, Huminsäuren und Sulfate enthalten, die betonangreifend wirken und das Abbindeverhalten beeinflussen können. 2019 wurde Wasser aus dem Bereich des Torfes entnommen, an die TU Berlin geliefert und chemisch analysiert. Hier wurde keine betonangreifende Wirkung festgestellt. Zur Gewässerbeschaffenheit der Trebel lagen Ergebnisse physikalisch-chemischer Untersuchungen vor. Für eine grobe Einschätzung konnte auch hier festgehalten werden, dass die Werte allesamt im nicht betonangreifenden Bereich liegen. Für alle untersuchten Wässer lagen die festgestellten Parameter in einem Bereich, der für eine Betonherstellung als unkritisch zu bezeichnen ist. 4. Gründung des Dammbauwerkes 4.1 Tragelemente Stabilisierungssäulen sind Tragglieder, die unbewehrt und schlank sind sowie hydraulisch abbinden. Die beim Bau der BAB A 20 ausgeführten CSV-Säulen (Combined soil stabilisation with vertical columns bzw. Coplan Stabilisierungsverfahren) sind den Trockenmörtelsäulen zuzuordnen. Bei dem verwendeten Material für die CSV- Säulen handelt es sich um ein Trockengranulat bestehend aus 25 % CEM I 42,5 R und 75 % Sand der Körnung 0-4 mm. Die Zementart zeichnet sich durch eine hohe Hydrationswärme, hohe Frühfestigkeit und eine normale Nacherhärtung aus. Zur Überprüfung der Anordnung und des Zustandes der CSV-Säulen wurde ein Baggerschurf als vorlaufende Maßnahme für einen späteren Spundwandkasten ausgeführt. Dieser Spundwandkasten konnte jedoch nicht planmäßig hergestellt werden, sodass die Säulen lediglich im Überbohrverfahren geborgen werden konnten [s. Abb. 6]. Abb. 6: Baggerschurf (westlich der Schadstelle 2019, linkes Bild) und Säulen (geborgen im Überbohrverfahren 2020, rechtes Bild) Die Maßhaltigkeit der Lage der Säulen gegenüber den Planunterlagen konnte mit dem ausgeführten Baggerschurf teilweise als wenig übereinstimmend eingeschätzt werden. Mit dem Überbohrverfahren konnten die Säulen nur stückweise geborgen werden, sodass eine Aussage zur Integrität nicht möglich war. In den im Überbohrverfahren 2020 geborgenen Säulen erfolgte ein detailliertes geometrisches Aufmaß. Weiterhin erfolgte eine Entnahme von Säulenresten 2018 während der Herstellung der Bohrpfähle für die Behelfsbrü- 44 14. Kolloquium Bauen in Boden und Fels - Januar 2024 Schadensanalyse eines Autobahndammes im Moor - Projektdaten, analytische Berechnungen und Numerische Untersuchungen ckengründung. Der Säulendurchmesser wurde für die anstehenden Bodenschichten wie folgt ermittelt: • Arbeitsebene: i. M. 17,6 cm • Torf: i. M. 22,4 cm • Mudde / Ton (sehr weich): i. M. 20,6 cm • Ton (weich bis steif): i. M. 16,1 cm Der geplante Durchmesser von mindestens 15 cm wurde demnach im Wesentlichen über die gesamten Säulenlängen in allen Bodenschichten erreicht. 4.2 Eigenschaften der CSV-Säulen 4.2.1 Wassereindringvorgang in das Trockengranulat Zur Untersuchung des Eindringvorganges des Wassers in das Trockengranulat und der Auswirkung eines Wasserentzugs aus dem umliegenden Boden wurden Modellversuche ausgeführt. Hierzu wurde ein Glaskasten mit den Kantenlängen 40 cm x 30 cm und einer Höhe von 30 cm verwendet. An der Glasscheibe wurde eine Halbsäule aus dem Trockengranulat mit einem Durchmesser von 150 mm eingebaut und der Kasten mit Torf und Grundwasser aus Tribsees mit einem Wassergehalt von 750 % aufgefüllt. Der Eindringvorgang wurde fotografisch über die Zeit dokumentiert [s. Abb. 7]. Abb. 7: Modellversuch zum Eindringvorgang des Wassers aus umgebendem Torf in das Trockengranulat (t = Zeit nach Ziehen des Schutzrohres und Eindringen des Wassers in die Säule) Nachdem das Trockengranulat bereits nach kurzer Zeit vollständig mit Wasser aus dem umgebenden Torf gesättigt war, wurden zur Untersuchung der Auswirkung einer möglichen Wassergehaltsreduzierung die Wassergehalte des Torfs bestimmt. Der ursprüngliche Wassergehalt reduzierte sich hierbei lediglich auf ca. 700 bis 735%. Die Reduktion des Wassergehalts ist hinsichtlich einer Verbesserung der bodenmechanischen Eigenschaften des Torfes nicht nennenswert. 4.2.2 Druckfestigkeit des Säulenmaterials Die Bestimmung der Druckfestigkeit erfolgte an Probekörpern aus den Säulenresten und aus den geborgenen Säulen. Es wurden Zylinder- und Würfeldruckfestigkeiten ermittelt. Die Ergebnisse der festgestellten Würfeldruckfestigkeiten sind in Abb. 8 dargestellt. Abb. 8: Würfeldruckfestigkeit in Abhängigkeit von der Rohdichte Weiterhin wurden zur Untersuchung des Abbindeverhaltens und der Entwicklung der Druckfestigkeit über die Zeit Probekörper im Labor hergestellt. Als Zugabewasser wurde eine Versuchsserie mit Leitungswasser und eine Versuchsserie mit Wasser, gewonnen im Bereich des Torfes der Trebelniederung, verwendet. Die Versuchsergebnisse zeigten, dass nach 7 Tagen etwa 60% der Druckfestigkeit beim Moorwasser und ca. 80% beim Leitungswasser zur 28-Tage-Druckfestigkeit erreicht sind. Über einen Zeitraum von fast einem Jahr nahm dann die Festigkeit beim Moorwasser deutlich zu und erreichte die Werte der Proben mit Leitungswasser bei 112 Tagen. Mit diesen Versuchen fanden die Ergebnisse der Versuche an den Probekörpern aus den Säulenresten und aus den geborgenen Säulen ihre Bestätigung. 4.2.3 Vertikale Tragfähigkeit der CSV-Säulen Die vertikale Tragfähigkeit der CSV-Säulen wurde während der Bauausführung mit Gruppenprobebelastungen an einer Gruppe von jeweils vier Säulen nachgewiesen, nachdem Prüfungsversuche von Einzelsäulen nicht zielführend waren. In den Bestandsunterlagen sind insgesamt 22 Versuche dokumentiert. Die Säulengruppen wurden jeweils bis zur doppelten Gebrauchslast von 520-kN belastet. Als Gegengewicht wurde ein Seilbagger verwendet. Die Setzungen unter Gebrauchslast lagen zwischen 3 und 22-mm. In Abb. 9 ist die Belastungseinrichtung für eine Gruppenprobebelastung und die Last-Setzungslinie einer einzelnen Säule aus der Vierergruppe aus dem Bereich der Schadstelle dargestellt. Unter Gebrauchslast von 65 kN (ermittelt durch Rückrechnung aus der Gesamtlast aufgrund unzureichender Instrumentierung der Probebelastung) wurden hier ca. 10 mm Setzung ermittelt. 14. Kolloquium Bauen in Boden und Fels - Januar 2024 45 Schadensanalyse eines Autobahndammes im Moor - Projektdaten, analytische Berechnungen und Numerische Untersuchungen Abb. 9: Seilbagger als Gegengewicht zur Belastung einer Säulengruppe (Bild links, aus [1]) und Last-Setzungslinie einer Einzelsäule aus dem Bereich der Schadstelle (Bild rechts) Mit den Gruppenprobebelastungen konnte die vertikale Tragfähigkeit der CSV-Säulen nachgewiesen werden. Anzeichen von Knicken der Säulen waren nicht zu erkennen. 5. Straßenoberbau und Unterbau Nach Eintritt des Schadensfalles erfolgte bis Mai 2018 der vollständige Rückbau von Straßenoberbau und -unterbau (Dammbauwerk) bis auf eine Ordinate von 2,3 m HN. 5.1 Straßenoberbau Im Bereich der Trebelquerung wurde die BAB A 20 in Asphaltbauweise ausgeführt. Nach dem zum Zeitpunkt der Bauausführung geltenden Regelwerk wurde der Oberbau mit einer 26 cm dicken bituminösen Decke auf einer hydraulisch gebundenen Tragschicht / Verfestigung ausgeführt. Im Jahr 2015 und 2016 wurden im Bereich der späteren Schadstelle Erhaltungsmaßnahmen am Asphaltoberbau ausgeführt. Nach den vorliegenden Untersuchungsergebnissen wurde die Dicke der Asphaltschichten bis 35 cm (RF Richtung Szczecin) und bis 50-cm (RF Richtung Lübeck) festgestellt. Demnach wurden Vertikalverformungen bis 24 cm ausgeglichen. 5.2 Unterbau Der Unterbau (Dammbauwerk) wurde prinzipiell zweigeteilt vorgesehen (siehe Abb. 4). Der untere Bereich sollte aus erdstatischen Gründen als bindemittelverbessertes Bodenpaket hergestellt werden. Die Oberkante des bindemittelverbesserten Bodenpakets war in den Planunterlagen festgelegt. Darüber, im oberen Bereich, konnten entsprechend dem straßenbautechnischen Regelwerk anderweitige Dammschüttmaterialien eingebaut werden. Der Schichtenauf bau des Dammes wurde im Zuge des Rückbaus untersucht und ist teilweise dokumentiert. Im Bereich der Schadstelle wurde die Oberkante des bindemittelverbesserten Bodenpakets zwischen 2,1 und 3,6 m HN eingemessen. Planmäßig sollte diese hier bei 3,72 m HN liegen. Gemäß der vorliegenden Dokumentation wurde die Schicht in diesem Bereich mit einer zu geringen Mächtigkeit eingebaut. Eine belastbare Bewertung des Dammauf baus und der bindemittelverbesserten Schicht war aufgrund der lückenhaft vorhandenen Unterlagen jedoch nicht möglich. 5.3 Ehemalige Arbeitsebene Die Herstellung der Arbeitsebene mit einer geplanten Dicke von 0,65 m (Arbeitsplanum in Abb. 3) erfolgte auf dem ursprünglichen Gelände nach dem Auslegen eines Vlies- und eines Geokunststoffs, welche aus konstruktiven Gründen angeordnet wurden. Bei den sehr stark kompressiblen Torfen führt das Auf bringen einer Sandschüttung zwangsläufig zu Setzungen. Zur qualitätsgerechten Herstellung der CSV-Säulen muss die Arbeitsebene ein annähernd gleiches Niveau aufweisen. Hierzu müssen aufgetretene Setzungen ausgeglichen werden. Dies führt zu erneuten Belastungen und daraus resultierenden weiteren Setzungen. Zur Überprüfung der tatsächlichen Mächtigkeit der Arbeitsebene wurden die 2017 ausgeführten Bohrergebnisse und hier die festgestellte Oberkante des Torfes mit der ehemaligen Geländehöhe verglichen. Für die Arbeitsebene wurden Mächtigkeiten zwischen 1,5 und 2,95 m ermittelt. 6. Hydrologie Die Hydrologie wird von dem regionalen Niederschlagsaufkommen geprägt. Für die Messstation Tribsees Süd des Deutschen Wetterdienstes (DWD) lagen die jährlichen Niederschläge für den Zeitraum von 1991 bis 2017 vor. Der mittlere jährliche Niederschlag liegt hier bei 634 mm. 2016 war mit 452 mm Niederschlag das trockenste Jahr im Messzeitraum. In Abb. 10 sind die Tagesniederschläge der Jahre 2016 und 2017 am Standort Tribsees dargestellt. Abb. 10: Tagesniederschläge 2016 und 2017 am Standort Tribsees (DWD-Datenreihe) 2017 war gegenüber 2016 ein wesentlich feuchteres Jahr. Auffallend sind hier größere Niederschläge mit über 30 mm pro Tag. Die größte Niederschlagsmenge wurde am 05.10.2017 mit 52 mm gemessen. Dies war nach gemessenen 64,6 mm am 29.07.2011 die zweitgrößte Niederschlagsmenge seit 1991. Im Zeitraum vom 04. bis 07.10.2017, d.-h. bis zwei Tage vor dem ersten Dammbruch [s. Abb. 2] summierte sich die Niederschlagsmenge auf 88 mm. Das Niederschlagsangebot wirkt sich auf das oberste wasserführende Stockwerk aus. Im Zuge der Flusstalmoorrenaturierung der mittleren Trebel wurden Grundwasserpegel im Bereich der Torfe verfiltert und Messreihen für die Jahre 2013 bis 2017 aufgezeichnet. Auffallend waren 46 14. Kolloquium Bauen in Boden und Fels - Januar 2024 Schadensanalyse eines Autobahndammes im Moor - Projektdaten, analytische Berechnungen und Numerische Untersuchungen in beiden Pegeln langanhaltende Tiefstände im Jahr 2016 mit einem Absinken des Grundwasserspiegels bis zu 1 m. 7. Verformungsmessungen 7.1 Allgemeines Zur Überwachung der horizontalen und vertikalen Damm- und Untergrundbewegungen wurden im Bereich der Trebelniederung 7 Messquerschnitte in Form von Vertikal- und Horizontalinklinometern eingerichtet [s. Abb. 4]. Die Messungen begannen unmittelbar vor Beginn der Dammschüttung im Mai 2002 und wurden im November 2004 beendet. Anschließend erfolgte keine weitere Nutzung der Messeinrichtungen bis Juni 2017. Ab diesem Termin wurden die Inklinometermessungen fortgesetzt und zusätzlich die Fahrbahnoberfläche geodätisch überwacht. Die gesamten Messergebnisse eines Vertikalinklinometers aus dem Bereich der Schadstelle sind in Abb. 11 dargestellt. 7.2 Messergebnisse bis November 2004 Die maximal gemessenen Vertikalverformungen mittels Horizontalinklinometer nach 2 Jahren Liegezeit lagen zwischen 13 und 71 mm (eine Ausnahme 162 mm). Im Bereich der Schadstelle wurden die maximalen Vertikalverformungen in Dammmitte mit 59 mm gemessen. Ein Großteil der Verformungen stellte sich unmittelbar nach Auf bringen der Dammschüttung ein. Bis zum Messende nahmen bei 4 von 7 Messstellen die Verformungen weiter zu. Dort war keine signifikant abnehmende Tendenz erkennbar. An den Vertikalinklinometern wurden im gleichen Zeitraum maximale Kopfverformungen zwischen 29 und 100 mm gemessen. Die größten Kopfverformungen wurden am Messquerschnitt im Bereich der späteren Schadstelle registriert [s. Abb. 11]. 7.3 Messergebnisse im Zeitraum 2005 bis 2016 Für den Zeitraum 2005 bis 2016 liegen keine Messergebnisse vor. In den Jahren 2015 und 2016 wurden im Bereich der Schadstelle Sanierungsmaßnahmen ausgeführt. Wurde bei den Sanierungsmaßnahmen die planmäßige Straßenoberfläche wiederhergestellt, müssen demnach Vertikalverformungen bis ca. 240 mm ausgeglichen worden sein (siehe Abschnitt 5.1). 7.4 Messergebnisse ab 2017 Anfang des Jahres 2017 wurden wiederum Verformungen an der Fahrbahnoberfläche im Bereich der späteren Schadstelle auf der linken RF (Richtung Lübeck) festgestellt. Ab März 2017 wurden 3 Reihen mit 45 Messpunkten auf der Fahrbahn eingerichtet und regelmäßig gemessen. Die vom Bau vorhandenen Messquerschnitte wurden ab Juni 2017 (Vertikalinklinometer im Bereich der Schadstelle) und die übrigen Messquerschnitte ab November 2017 - sofern möglich - wieder gemessen. Eine Messung der Horizontalinklinometer wurde im April 2018 ausgeführt. Zwischen 2004 und 2018 wurden außerhalb der Schadstelle Zunahmen der Vertikalverformungen zwischen 24 und 68 mm festgestellt. An den Vertikalinklinometern wurden im Zeitraum 2004 bis 2017 in Höhe der ehemaligen Arbeitsebene Zunahmen der Horizontalverformungen zwischen 58 bis 247 mm gemessen. Die größte Zunahme von 247 mm wurde kurz vor dem 1. Bruch im Bereich der Schadstelle gemessen [s. Abb. 11]. Abb. 11: Vertikalinklinometer im Bereich der Schadstelle aus [3] Die geodätischen Höhenmessungen auf der Fahrbahn erfolgten an den jeweiligen Außenrändern des Seitenstreifens und in der Mitte des 1. Fahrstreifens im Bereich der späteren Schadstelle. Die Nullmessung fand am 22.03.2017 statt. Von März bis Anfang August 2017 wurden maximal 70 mm Vertikalverschiebungen an der Fahrbahnoberfläche gemessen. Im August 2017 erfolgte im Auftrag der Straßenbauverwaltung des Landes Mecklenburg-Vorpommern die Herstellung eines Baggerschurfes im Schutze von mobilen Verbauelementen im Bereich des Seitenstreifens auf einer Länge von ca. 22 m mit einer Breite von ca. 1,5 m und einer Tiefe bis zu 5 m. Danach nahmen die Vertikalverschiebungen im Bereich der Schurfmitte auf 320 mm zu. Die ungünstige Ausbildung des Schurfes parallel zur Dammschulter hat das Verformungsverhalten negativ beeinflusst bzw. maßgeblich beschleunigt. Die letzte Messung der Punkte auf der Fahrbahnoberkante erfolgte am 04.10.2017. Zu diesem Zeitpunkt war der Schurf wieder verfüllt. Der Straßenoberbau (Asphalt) war nicht geschlossen. Ein ungehinderter Wasserzufluss zum Schurf bereich mit konzentrierter Wassereinleitung in den Damm war demnach möglich. 14. Kolloquium Bauen in Boden und Fels - Januar 2024 47 Schadensanalyse eines Autobahndammes im Moor - Projektdaten, analytische Berechnungen und Numerische Untersuchungen 8. Analytische Berechnungen 8.1 Projektstatik Der Nachweis der Gesamtstandsicherheit für den Straßendamm wurde in der Planung für den Anfangszustand (undräniert) und den Endzustand (dräniert) nachgewiesen. Für die mit CSV-Säulen stabilisierte Weichschicht wurden gewichtete mittlere Scherfestigkeitsparameter, bestehend aus den Kennwerten für Torf/ Mudde und die stabilisierenden CSV-Säulen, nach den Flächenverhältnissen ermittelt. Mit diesen Modellbildungen konnten ausreichende Standsicherheiten nachgewiesen werden. 8.2 Vergleichende Berechnungen und Parametervariationen Für die im Rahmen der nachträglichen Untersuchungen durchgeführten vergleichenden Berechnungen und die Parametervariationen wurde die Software der Fa. GGU genutzt. Für die Betrachtungen zur Gesamtstandsicherheit kam das Programm GGU STABLITY Vers. 13.05 und für die Betrachtungen an einer Einzelsäule das Programm GGU LATPILE Vers. 8.12 zur Anwendung. 8.3 Gesamtstandsicherheit Das Programm GGU STABLITY ermöglicht die Berechnung der Gesamtstandsicherheit unter Berücksichtigung von Stabilisierungssäulen. Das Berechnungsverfahren wurde erst in den letzten Jahren entwickelt und ist in [4] ausführlich beschrieben. Ausgehend von einem Berechnungsquerschnitt im Bereich der Schadstelle wurde vergleichend ein ungeschädigter Querschnitt mit in die Betrachtungen einbezogen. Alle Berechnungen wurden für die Bemessungssituation BS-P nach EC 7 ausgeführt. Es wurden durchgehend kreisförmige Gleitflächen angenommen. Da die Säulenanordnung über den Querschnitt und auch in Dammlängsrichtung nicht einheitlich ist, mussten hier vereinfachende Annahmen getroffen werden. Im Querschnitt wurden die Abstände im Randbereich zu 1,0 m und im Kernbereich zu 0,7 m angesetzt. Für die Dammlängsrichtung wurde einheitlich ein Abstand von 0,9 m gewählt. Der Säulendurchmesser wurde mit 0,2 m angenommen. Die Berechnungen wurden begonnen mit einem Damm ohne CSV-Säulen. Die Berechnungen zeigen, dass ohne baugrundverbessernde Maßnahmen keine ausreichende Standsicherheit nachweisbar ist. Die Fortführung der Berechnungen erfolgte mit den eingebauten CSV-Säulen. Mit dem planmäßigen Vorhandensein der bindemittelverbesserten Schicht von 2,5 m wurde hier ein Ausnutzungsgrad von µ = 0,64 für den Endzustand errechnet. Weitere Berechnungen wurden unter Variation folgender Parameter durchgeführt: • Arbeitsebene bis 2,85 m erhöht • Absenkung des Grundwasserspiegels um 1 m • kein Geogitter und keine bindemittelverbesserte Schicht Der Ausnutzungsgrad lag bei diesen Berechnungen zwischen µ = 0,57 bis 0,79 für den Endzustand. Mit den ausgeführten Berechnungen wurde ausnahmslos eine ausreichende Standsicherheit mit den CSV-Säulen nachgewiesen. Es muss jedoch beachtet werden, dass in diesen Berechnungen keine Verformungen und daraus resultierende weitere Beanspruchungen berücksichtigt werden können. Um das Versagensszenario des Dammes näher zu untersuchen, wurde eine weitere Modifikation des Berechnungsmodells vorgenommen. Hierbei wurde davon ausgegangen, dass die Säulen über die Zeit, beginnend am Dammfuß hin zum Damminneren, versagt haben. Als Ursachen kommen hierfür die im Damm wirkenden Spreizkräfte und horizontale Kriechverformungen am Dammfuß in Betracht. Das Versagen der Säulen wurde simuliert, indem die Säulen aus dem Berechnungsmodell nacheinander entfernt wurden. In Abb. 12 ist das Ergebnis der Gleitkreisberechnung nach Entfernung der ersten 7 Säulenreihen dargestellt. In diesem Zustand stellt sich ein Dammfußgrundbruch ein. Abb. 12: Gleitkreisberechnung nach Entfernung der ersten 7 Säulenreihen im Bereich der Schadstelle (GGU-Berechnung) 8.4 Berechnungen einer horizontal gebetteten Säule Die Ergebnisse der Vertikalinklinometermessungen am Dammfuß [s. Abb. 11] haben gezeigt, dass die Säulen sehr stark auf Biegung beansprucht werden. Die Verformungsfiguren ähneln hier sehr stark der Biegelinie eines elastisch gebetteten Balkens. Ein Versagen durch Verdübelung einer Gleitfuge hätte ein gänzlich anderes Bild gezeigt. Aufgrund der Vertikalbelastung der Säulen ist von einachsiger Biegung mit Längskraft auszugehen. Die Spannungen am Säulenrand können im vorliegenden Fall nach folgender Gleichung ermittelt werden: [1] An der Stelle des maximal auftretenden Momentes dürfen die Randspannungen die zulässigen Biegezugspannungen des Säulenmaterials nicht überschreiten, da ansonsten ein Versagen des unbewehrten Querschnitts eintritt. Die Normalkraft N der Säulen ergibt sich aus der zugeordneten Säuleneinzugsfläche, deren Auflast und den 48 14. Kolloquium Bauen in Boden und Fels - Januar 2024 Schadensanalyse eines Autobahndammes im Moor - Projektdaten, analytische Berechnungen und Numerische Untersuchungen von den Säulen übernommen Lastanteil. Bei den Säulen am Dammfuß ist die Normalkraft mit Null anzunehmen. Bei einer Dammhöhe von 6 m und einem Lastanteil von 90% lässt sich die Normalkraft einer Säule zu ca. 50 kN ermitteln. 8.4.1 Bestimmung der Biegezugfestigkeit des Säulenmaterials Untersuchungen zur Biegezugfestigkeit des Säulenmaterials wurden mittels Dreipunktbiegeversuchen nach DIN EN 196-1: 2016-11 ausgeführt. Das Verfahren ist für Mörtelprismen vorgesehen. Beim Säulenmaterial ist ein Größtkorn von 4 mm vorhanden, so dass dieses Prüfverfahren mit Probekörperabmessungen von 40/ 40/ 160 mm geeignet ist. Abb. 13: Biegezugfestigkeit in Abhängigkeit von der Rohdichte Die Werte der festgestellten Biegezugfestigkeiten streuen sehr stark [s. Abb. 13]. Mit Werten bis 9 N/ mm² wurden auch sehr hohe Werte erreicht. Eine Abhängigkeit von der Rohdichte ist erkennbar. Die im Labor hergestellten Probekörper erreichen nach 8 Tagen Biegezugfestigkeiten zwischen 2,8 N/ mm² und 4,5 N/ mm² und nach 28 Tagen Werte zwischen 5,0 N/ mm² und 5,5-N/ mm². Nach 8 Tagen sind demnach im Mittel ca. 70% der 28-Tage Biegezugfestigkeiten vorhanden. Auffallend in Abb. 13 sind teilweise sehr niedrige Werte < 2 N/ mm². Die Biegezugversuche sind sehr anfällig gegenüber Probestörungen (Mikrorisse). Derartige Probestörungen können durch das Herstellen der Probekörper durch Aussägen aus dem sehr spröden Säulenmaterial verursacht worden sein. Die festgestellten niedrigen Werte sind demnach nicht zwangsläufig auf das Säulenmaterial an sich zurückzuführen. Bei Berücksichtigung von 75 plausiblen Versuchsergebnissen ergab sich ein Mittelwert von 5,15 N/ mm². 8.5 Aufnehmbares und vorhandenes Biegemoment Für verschiedene Säulendurchmesser und Normalkräfte wurden Berechnungen zum aufnehmbaren Biegemoment ausgeführt. Das aufnehmbare Biegemoment ist sehr stark vom Säulendurchmesser abhängig. Zwischen dem planmäßigen (15 cm) und den im Mittel festgestellten Säulendurchmesser (20 cm) steigt das aufnehmbare Biegemoment auf über das Doppelte an. Bei gleicher Biegezugspannung und verschiedener Normalkraft steigt auch das aufnehmbare Biegemoment an. Bei einer Normalkraft von 50 kN kann das aufnehmbare Biegemoment auf das 1,3-fache gegenüber fehlender Normalkraft gesteigert werden. Für die Betrachtungen an einer horizontal gebetteten Einzelsäule wurde das Programm GGU LATPILE Vers. 8.12 genutzt. Unter der vereinfachenden Annahme, dass die Messergebnisse der Vertikalinklinometer die Biegelinien der Säulen repräsentieren, wurden die gemessenen Horizontalverformungen nachvollzogen [s. Abb. 14]. Abb. 14: Gemessene und berechnete Horizontalverformungen (links) und Modellbildung (rechts) Bei Ansatz einer horizontalen Einzellast von 2 kN am Säulenkopf ergab sich eine Kopfverformung der Säule von 53 mm. Das dazugehörige maximale Biegemoment wurde mit 5,4 kNm ermittelt. Ein Vergleich des errechneten mit dem aufnehmbaren Biegemoment zeigte, dass bereits bei den ermittelten Kopfverformungen der Säulenquerschnitt mit einem Durchmesser von 20 cm versagt. Die errechnete Kopfverformung von 53 mm war im Bereich der Schadstelle bereits zum Abschluss der Messungen 2004 überschritten [s. Abb. 11]. Auch wenn bereits 2 Jahre nach Dammfertigstellung einige Säulen im Randbereich gebrochen waren, muss dies nicht zwangsläufig zum Versagen des Gesamtdammes führen. Dies haben die Berechnungen zur Gesamtstandsicherheit gezeigt. Kritisch wird es erst, wenn eine bestimmte Anzahl an Säulen versagt. 9. Numerische Untersuchungen Zur genaueren Beurteilung des Schadenfalls der BAB A-20 sollte der Einfluss verschiedener Faktoren auf das Verformungsverhalten des Straßendammes untersucht und mit den Messwerten der Inklinometer verglichen werden. Das Trag- und Verformungsverhalten des Straßendammes ist aufgrund der Interaktion zwischen den einzelnen Bestandteilen aus Dammbauwerk, Gründung und Untergrund sowie der Eigenschaften der Weichschichten äußerst komplex. Für eine genauere Untersuchung der Verformungen von Baubeginn bis Versagen wurden dafür numerische Simulationen an einem dreidimensionalen Modell durchgeführt. 9.1 Voruntersuchungen Als Voruntersuchungen wurden Parameterstudien an einem Rechenmodell einer Säuleneinheitszelle durchgeführt. Dafür wurde ein axialsymmetrisches Modell einer 14. Kolloquium Bauen in Boden und Fels - Januar 2024 49 Schadensanalyse eines Autobahndammes im Moor - Projektdaten, analytische Berechnungen und Numerische Untersuchungen runden Säule samt umliegendem Boden in dem Finite- Elemente(FE)-Programm Plaxis 2D, Vers. 2019 erstellt. Um den Einfluss herstellungsbedingter Abweichungen verschiedener Abmaße und Festigkeiten der Baumaßnahme zu untersuchen, wurden verschiedene Modellparameter im Rahmen einer Sensitivitätsanalyse variiert. Eine Untersuchung der Lage der bindemittelverbesserten Schicht ergab, dass eine Verschiebung um 3-m oberhalb der Säulenköpfe die gleiche Wirkung wie das Vernachlässigen dieser Schicht aufweist. In beiden Fällen wurden die Setzungen des Bodens um denselben Betrag erhöht, während der Lastanteil der CSV-Säulen um denselben Betrag verringert wurde und die Setzungen der Säulen unbeeinflusst blieben. Eine Variation der Dicke der bindemittelverbesserten Schicht zeigte keinen Einfluss auf das Lastverteilungs- und Setzungsverhalten, solange diese direkt oberhalb der Säulenköpfe angeordnet war. Über eine Änderung der Länge der CSV-Säulen wurde die Lagerungsart der Säulenfüße zwischen schwimmend innerhalb der Tonschicht und aufstehend auf oder einbindend in der tragfähigen Sandschicht variiert. Die Variationen zeigten, dass die Lastverteilung zwischen CSV-Säulen und Boden unabhängig der Lagerungsart war. Während die Änderung von einbindender zu aufstehender Lagerung keinen Einfluss auf das Setzungsverhalten hatte, führte eine schwimmende Lagerung zu erhöhten Setzungen von Säule und Boden ohne dabei die Setzungsdifferenz zu beeinflussen. Des Weiteren wurde der Einfluss der Säulenherstellung sowie der Konsolidierung untersucht. Da sowohl die Simulation der Säulenherstellung mittels Hohlraumaufweitung als auch die Berücksichtigung eines erhöhten Spannungsverhältnisses nach der Herstellung keinen Einfluss auf das Lastverteilungs- und Setzungsverhalten zeigten, wurden die Effekte der Herstellung als vernachlässigbar eingestuft. Eine Berücksichtigung der Konsolidierung mittels gekoppelter Analyse führte bei einbindend gelagerten CSV-Säulen zu geringeren Setzungen als eine dränierte Berechnung, weshalb die Durchführung einer dränierten Berechnung auf der sicheren Seite liegt. 9.2 Modell- und Simulationsgrundlagen Anhand der Erkenntnisse der Voruntersuchungen wurde mit dem FE-Programm Plaxis 3D Vers. 20.1.0.98 unter Ausnutzung der Querschnittssymmetrie das halbe Modell des Straßendammabschnitts mit einer Modellänge von 75-m in Dammquerrichtung erstellt [s. Abb. 15]. Die Breite des Modells in Dammlängsrichtung wurde unter Annahme eines ebenen Verzerrungszustandes auf drei Kernsäulenreihen festgelegt, was 2,22 m entspricht. Der Untergrund wurde bis zu einer Tiefe von -30-m modelliert. Als Randbedingungen wurden die horizontalen Verschiebungen für die vertikalen Modellränder und sämtliche Verschiebungen für den unteren Modellrand gesperrt. Der runde Querschnitt der CSV-Säulen mit dem planmäßigen Durchmesser von 15 cm wurde zur Vermeidung von Konvergenzprobleme durch Unregelmäßigkeiten des FE-Netzes in Rechtecke umgerechnet, wobei eine Äquivalenz der Flächenverhältnisse und der Biegesteifigkeiten eingehalten wurde. Die Säulen wurden, wie planmäßig vorgesehen, 1- m tief in den tragfähigen Boden unterhalb der Weichschichten eingebunden. Abb. 15: a) Finite-Elemente-Modell des halben Straßendammabschnitts und b) Lage der Kern- und Randsäulen und Inklinometer im Modell mit Plaxis 3D Für die dreidimensionale Modellierung der Boden- und Dammschichten sowie der CSV-Säulen wurden Volumenelemente verwendet, während das Geogitter über programminterne „Geogrid“-Elemente modelliert wurde. Um einen Vergleich mit den Messergebnissen der Inklinometer zu ermöglichen, wurden an den entsprechenden Stellen masselose Balkenelemente angeordnet [s. Abb. 15]. Zur Berücksichtigung des zeitabhängigen Verhaltens der kriechfähigen Böden wurde für den Torf und die Mudde das programminterne „Soft-Soil-Creep“-Stoffmodell [5] verwendet. Bei der darunterliegenden Tonschicht ergab die Auswertung der Stoffmodellparameter aus den Laborversuchen, dass das Kriechen vernachlässigt und das „Soft-Soil“-Stoffmodell [5] angesetzt werden konnte. Das Materialverhalten der restlichen Schichten des Untergrunds sowie des Unterbaus aus Arbeitsebene, bindemittelverbesserte Schicht und Dammschüttung wurde elasto-plastisch mit Bruchbedingung nach Mohr-Coulomb modelliert. Den steifen CSV-Säulen und dem Geogitter wurden linear-elastische Materialeigenschaften zugewiesen. Die Stoffmodellparameter wurden für die Säulen aus den Ergebnissen der durchgeführten Laborversuche bestimmt und für das laut Bestandsunterlagen eingebaute Geogitter aus Datenblättern des Herstellers entnommen. 50 14. Kolloquium Bauen in Boden und Fels - Januar 2024 Schadensanalyse eines Autobahndammes im Moor - Projektdaten, analytische Berechnungen und Numerische Untersuchungen Anhand der Unterlagen der Baumaßnahme wurden die Zeitschritte der numerischen Simulationen über die Dauer der einzelnen Arbeitsschritte des Bauablaufs sowie die dokumentierten Liegezeiten diskretisiert. Neben dem Bauablauf und dem Zeitpunkt der Verkehrsfreigabe wurden zur Vergleichbarkeit weitere Zeitschritte berechnet, die den Zeitpunkten der Inklinometermessungen bis kurz vor Versagen des Straßendammes entsprechen. 9.3 Einfluss der Ausgleichsschüttung In einem ersten Modell wurde die Oberkante der CSV- Säulenköpfe mit direktem Kontakt zur bindemittelverbesserten Schicht angenommen. Als Vergleich wurden Berechnungen an einem Modell durchgeführt, in dem die Säulenköpfe in der Arbeitsebene um 20 cm herabgesetzt wurden. Diese Änderung entspricht einem Ausgleich der Arbeitsebene oberhalb der CSV-Säulenköpfe, welcher laut vorliegender Dokumentation in den meisten Bereichen des Dammes notwendig wurde. Ein Vergleich der Ergebnisse zeigte, dass der Verlauf der Horizontalverformungen sich den Messungen des Vertikal-inklinometers annäherte. Bei herabgesetzten Säulenköpfen erhöhten sich die Setzungen, wodurch die Werte in Dammmitte eher der Größenordnung der Messwerte des Horizontalinklinometers entsprachen. Die Setzungen wurden zum Dammfuß hin allerdings deutlich überschätzt. Da die Ergebnisse für das Modell mit herabgesetzten Säulenköpfen näher an den Messergebnissen lagen, wurde diese Anordnung für die weiteren Untersuchungen festgelegt. 9.4 Einfluss der bindemittelverbesserten Schicht Die oberhalb der Säulenköpfe angeordnete bindemittelverbesserte Schicht dient als lastverteilende Tragschicht, welche abhängig der Ausprägung einer Gewölbewirkung einen Großteil der einwirkenden Lasten aus Dammeigengewicht und Verkehr auf die steifen CSV-Säulen umlagert. Im numerischen Modell wurde die Mächtigkeit der bindemittelverbesserten Schicht mit 1-m angesetzt, da diese im Schadensbereich gemäß der vorliegenden Dokumentation geringer als die geplanten 2,5- m ausgeführt wurde. Um ein mögliches Reißen dieser Schicht zu untersuchen, wurde der Einfluss aus Rissbildungen oder einer klaffenden Fuge in Dammmitte über Interfaces simuliert. Durch die Modellierung einer klaffenden Fuge stimmten die berechneten Werte der Kopfverformungen deutlich besser mit den Messwerten des Vertikalinklinometers überein. Der Verlauf der berechneten Setzungen zeigte eine qualitativ bessere Übereinstimmung mit den Horizontalinklinometermessungen, wobei die Werte in Dammmitte allerdings deutlich überschätzt wurden. Begutachtungen der Schadensstelle belegten, dass die bindemittelverbesserte Schicht inhomogen war und keine konstante Festigkeit aufwies, weshalb ein Ansetzen der planmäßigen Festigkeit als zu hoch eingeschätzt wurde. Durch Variation des Parameters der Kohäsion c' wurde der Einfluss der Festigkeit der bindemittelverbesserten Schicht untersucht. Ein Vergleich der Ergebnisse von Berechnungen mit der planmäßigen Festigkeit von 500-kN/ m 2 und verringerten Festigkeiten von 100-kN/ m 2 , 50-kN/ m 2 , 10-kN/ m 2 und von 3-kN/ m 2 zeigten einen großen Einfluss auf das Verformungsverhalten des Straßendammes. Eine geringe Festigkeit von 3-kN/ m 2 bzw. 10-kN/ m 2 entspricht der Größenordnung eines Sandes bzw. schluffigen Sandes, während Werte ab 50-kN/ m 2 nur über eine Verbesserung mit Bindemitteln erreicht werden. Wie in Abb. 16 zu sehen ist, traten bei geringen Festigkeiten der bindemittelverbesserten Schicht stark variierende Verformungen innerhalb des Dammbauwerks auf, während eine hohe Festigkeit zu einer gleichmäßigen Setzung führte. Der Straßendamm rutscht am Dammfuß ab und es stellt sich ein Verformungsbild ein, das zu dem grundbruchartigen Versagen der BAB A 20 passt. Abb. 16: Netzverformungen des Finite-Elemente-Modells bei einer Festigkeit der bindemittelverbesserten Schicht von 3 kN/ m 2 Ein Vergleich der horizontalen Verformungen einzelner CSV-Säulen am Ende der Berechnung zeigte bei allen Varianten eine Zunahme der Kopfverformungen mit steigender Entfernung der Säulen von der Dammmitte. Bei geringen Festigkeiten zeigten die horizontalen Verformungen der Säulen den Verlauf eines unten eingespannten Kragarms [s. Abb. 17]. Je höher die Festigkeit, desto stärker ist eine zusätzliche Einspannung am Säulenkopf zu erkennen, was die Lage der maximalen Horizontalverschiebung leicht nach unten verschiebt. Die numerischen Ergebnisse einer Säule im Randbereich lagen bei abgeminderter Festigkeit der bindemittelverbesserten Schicht deutlich näher an der maximal gemessenen Horizontalverformung des Vertikalinklinometers von 350-mm im Bereich der Schadstelle. Somit kann vermutet werden, dass die planmäßigen Festigkeiten der bindemittelverbesserten Schicht im Schadensbereich nicht erreicht wurden oder die Dicke dieser Schicht dort deutlich geringer als geplant war. Außerdem fiel auf, dass die horizontalen Kopfverformungen der CSV-Säulen von der Mitte zur Schulter des Dammes stetig zunahmen, aber sich für die Säulen im Randbereich des Dammes nicht weiter erhöhten. Somit konnte vermutet werden, dass diese Randsäulen am Ende der Berechnung keinen Widerstand mehr leisteten, was mit den analytischen Berechnungen zur Reduzierung der Säulenanzahl (Abschnitt 8.3) übereinstimmt. 14. Kolloquium Bauen in Boden und Fels - Januar 2024 51 Schadensanalyse eines Autobahndammes im Moor - Projektdaten, analytische Berechnungen und Numerische Untersuchungen Abb. 17: Horizontale Endverformungen einer Randsäule am Dammfuß bei Variation der Festigkeit der bindemittelverbesserten Schicht (500 kN/ m 2 , 100-kN/ m 2 , 50 kN/ m 2 , 10 kN/ m 2 , 3 kN/ m 2 ) Bei geringen Festigkeiten der bindemittelverbesserten Schicht entsprach der Verlauf der Setzungen qualitativ nicht den Messungen der Horizontalinklinometer, da die größte Setzung in der Nähe der Dammschulter anstatt der Dammmitte berechnet wurden. Diese Diskrepanz ließ Unstimmigkeiten mit der Symmetriebedingung des halben Modells vermuten, weshalb die numerischen Untersuchungen an der TU Berlin aktuell an einem Modell des Gesamtdammquerschnitts mit dem FE-Programm Ansys fortgeführt werden. 9.5 Einfluss des Geogitters Die Berücksichtigung des Geogitters zeigte beim Vergleich der numerischen Ergebnisse eines Modells mit und ohne Geogitter nur einen vernachlässigbar kleinen Einfluss auf das vertikale und horizontale Verformungsverhalten des Straßendammes. Die Auswertung der Normalkraftbeanspruchung des Geogitters zeigte bei geringer Festigkeit der bindemittelverbesserten Schicht Maximalwerte von bis zu 100-kN/ m und bei hoher Festigkeit nur bis zu 3 kN/ m. Bei abgeminderter Festigkeit der bindemittelverbesserten Schicht wird die Bemessungsfestigkeit des Geogitters von 60 kN/ m überschritten und das Geogitter versagt. Ein Versagen des Geogitters würde zu zusätzlichen Beanspruchungen der bindemittelverbesserten Schicht und der CSV-Säulen führen. Die Maximalwerte der Normalkräfte traten in Dammquerrichtung etwa im Bereich der Dammschulter auf und nahmen zur Mitte und zum Fuß des Dammes wieder ab. 10. Betrachtungen zur Nachhaltigkeit Die weltweite Bedeutung der Moorböden als CO 2 -Speicher ist mittlerweile bekannt. Insbesondere entwässerte Moorböden können in Abhängigkeit von ihrer Nutzung bis zu ca. 25 t CO 2 -Äq. pro Hektar freisetzen [6]. Ein Belassen der Moorböden im Untergrund bei Straßenbaumaßnahmen ist daher angeraten. Das Gründungssystem mittels CSV-Säulen kann diese Bedingung erfüllen und ist aus dieser Sicht zu befürworten. Der Bindemitteleinsatz ist jedoch kritisch zu beurteilen. Im Bereich der BAB A 20 wurden bei einer Gesamtlänge von ca. 700.000 m und einem mittleren Durchmesser der CSV-Säulen von 0,2 m sowie einer anzunehmenden Dichte von ca. 2 t/ m³ ca. 40.000 t Trockengranulat verbaut. Bei einem Masseanteil von 25% CEM I 42,5 R und einer zum Zeitpunkt der Errichtung der BAB A 20 herstellungsbedingten CO 2 -Emission von ca. 900 kg pro Tonne Zement [7] ergeben sich ca. 10.000 t CO 2 . Bei Einsatz eines Zements CEM II 32,5 R wäre zum damaligen Zeitpunkt eine Reduzierung der herstellungsbedingten CO 2 -Emission um ca. 25% möglich gewesen. Derartige Einsparungen dürfen jedoch nicht zu einer wesentlichen Einschränkung der bautechnischen Eigenschaften führen. Zur Überprüfung dieses Sachverhaltes wurden an der HWR Berlin Versuche mit einem CEM II 32,5 R ausgeführt. Das Mischungsverhältnis wurde beibehalten. Es wurden drei Versuchsreihen mit insgesamt 27 Probekörpern (Prismen 40/ 40/ 160 mm) mit Leitungswasser hergestellt. Die Lagerung erfolgte unter Wasser. Zur Überprüfung des zeitlichen Erhärtungsverhaltens wurden wöchentlich indirekte Prüfungen zur Bestimmung der Festigkeits- und Verformungsverhaltens mittels der Versuchseinrichtung RA 100 Concrete der Fa. TESTING vorgenommen. Die zeitliche Entwicklung der ermittelten Würfeldruckfestigkeiten ist in Abb. 18 für die Mittelwerte der Einzelversuche aufgetragen. Abb. 18: Zeitliche Entwicklung der Würfeldruckfestigkeit ermittelt mittels indirekter Versuche an Proben hergestellt mit CEM II 32,5 R Erwartungsgemäß liegen die Werte der Druckfestigkeit deutlich unterhalb derer mit CEM I 42,5 R (vgl. Abb. 8). Eine Zunahme der Festigkeit (Nacherhärtung) ist hier auch nach 28-Tagen erkennbar. Für das Gründungssystem sind die festgestellten Würfeldruckfestigkeiten jedoch als ausreichend zu bewerten. Eine direkte Ermittlung der Würfeldruckfestigkeit und die Bestimmung der Biegezugfestigkeit in Drei-Punkt- Biegeversuchen erfolgte im Probenalter von ca. vier (Versuchsreihe A und B) bzw. ca. acht Wochen (Versuchsrei- 52 14. Kolloquium Bauen in Boden und Fels - Januar 2024 Schadensanalyse eines Autobahndammes im Moor - Projektdaten, analytische Berechnungen und Numerische Untersuchungen he C). Die ermittelten Biegezugfestigkeiten sind in Abb. 19 dargestellt. Abb. 19: Biegezugfestigkeit in Abhängigkeit von der Rohdichte an Proben hergestellt mit CEM II 32,5 R Aus Abb. 19 ist ersichtlich, dass die Biegezugfestigkeit abhängig von der Dichte des Materials ist (siehe hierzu auch Abb. 13). Ein Vergleich der Regressionen der Abb. 13 und 19 zeigt, dass mit einem CEM II 32,5 R zwischen ca. 70 und 80% der Biegezugfestigkeit gegenüber einem CEM I 42,5 R erreicht werden. Dies wäre bei Einsatz eines alternativen Bindemittels z. B. bei der Festlegung zulässiger Horizontalverformungen der Säulen zwangsläufig zu berücksichtigen. Das mit dem eingesetzten Zement ausgeführte Gründungssystem kann nicht als klimafreundlich im Sinne herstellungsbedingter CO 2 -Emission bezeichnet werden. Der Einsatz eines alternativen Zementes mit einer besseren CO 2 -Bilanz ist mit gewissen bautechnischen Einschränkungen möglich. Eignungsuntersuchungen hierzu sind jedoch notwendig. 11. Zusammenfassung und Schlussfolgerungen Die zur Planung des betroffenen Dammabschnitts im Trebeltal vorliegende Baugrundbeschreibung wurde hinsichtlich Baugrundschichtung, Bodenansprache und angegebener Kennwerte durch die eigenen nachträglichen Untersuchungen im Wesentlichen bestätigt. Diese Untersuchungen waren jedoch nur außerhalb des Schadensbereiches möglich. Die ursprünglich zur Herstellung der Säulen erforderliche Arbeitsebene ist in den meisten Bereichen viel dicker als geplant angetroffen worden und teilweise über 2 m mächtig. Offenbar machten größere Setzungen während der Herstellung der CSV-Säulen einen Ausgleich der Arbeitsebene erforderlich. Die aus verschiedenen Tiefen geborgenen Säulenstücke wurden umfassend untersucht. Es konnte eine ausreichende Festigkeit des Säulenmaterials ermittelt werden. Die Durchmesser der geborgenen CSV-Säulen zeigten eine große Streuung. Im Bereich der organischen Schichten wiesen die Säulen einen größeren Querschnitt auf als geplant. Weiterhin wurde in einem Modellversuch der Verfestigungsvorgang der einzelnen Säulen mit Torf aus dem Bereich des Dammes simuliert. Die Auswertung ergab, dass eine vollständige Eindringung des Grundwassers in das Säulengranulat erfolgte und die auf diese Weise hergestellte Säule auch eine ausreichende Festigkeit besaß. Die bindemittelverbesserte Schicht wurde nach den Angaben in der Dokumentation zum Dammrückbau im Bereich der Schadstelle mit einer zu geringen Mächtigkeit eingebaut. Eine belastbare Bewertung ist aufgrund der lückenhaften Dokumentation jedoch nicht möglich. Mit den ausgeführten analytischen Berechnungen zur Gesamtstandsicherheit des Dammes wurde ausnahmslos eine ausreichende Standsicherheit mit den CSV-Säulen nachgewiesen. Da dies praktisch jedoch nicht gegeben ist, wurde eine weitere Modifikation des Berechnungsmodells dahingehend vorgenommen, dass mehrere Säulenreihen aus dem Modell entfernt wurden. Nach Entfernen der 7. Säulenreihe stellt sich ein Dammfußgrundbruch ein. Aus der Annahme gleicher Verformungen der Säulen entsprechend den Ergebnissen der Vertikalinklinometermessungen am Dammfuß lässt sich eine sehr starke Biegebeanspruchung folgern. Nachrechnungen am Modell des elastisch gebetteten Balkens und Spannungsermittlungen mit den aus den Versuchen ermittelten Biegezugspannungen und der Vergleich mit der am Säulenmaterial bestimmten Biegezugfestigkeit haben gezeigt, dass die auftretenden Biegemomente teilweise nicht von den Säulen aufgenommen werden können. Gemäß den Auswertungen der Vertikalinklinometermessungen trat dies bereits sehr früh ein. Ein Versagen einzelner Säulenreihen am Dammfuß führt jedoch noch nicht zum Versagen des Gesamtdammes. Durch das Absinken des Grundwasserspiegels von bis zu einem Meter im Jahr 2016 in Verbindung mit den festgestellten überplanmäßigen Mächtigkeiten der Arbeitsebene können großflächige Zusatzbelastungen sowohl in vertikaler als auch in horizontaler Richtung auftreten. Insbesondere am Dammfuß müssen derartige horizontale Belastungen durch den anstehenden Torf aufgenommen werden. Daraus folgen jedoch zusätzliche Verformungen, welche ein Versagen der Säulen bei einem bereits kritischen Zustand nach sich ziehen können. Ein derartiges Versagensszenario führt zu den festgestellten Verformungen an der Fahrbahnoberfläche. Nach Herstellung und Wiederverfüllung des erwähnten Baggerschurfes im Bereich der späteren Schadstelle nahmen die Vertikalverschiebungen in diesem Bereich extrem zu. Die Säulen wurden maßgeblich in vertikaler Richtung entlastet. Dies führt dazu, dass das aufnehmbare Biegemoment reduziert wird und Säulen im Grenzbereich ihrer Ausnutzung versagen können. Damit hat die Ausführung des Schurfes das Verformungsverhalten negativ beeinflusst und maßgeblich beschleunigt. Außerdem wurde der Asphaltoberbau nach Wiederverfüllung des Schurfes nicht geschlossen und ermöglichte somit einen ungehinderten Wasserzufluss in den Damm. Im Zeitraum vom 04. bis 07.10.2017 lag die Gesamtniederschlagsmenge bei 88 mm. Infolge der Wassersättigung des Verfüllmaterials des Schurfes kann sich im Damm ein Wasserdruck auf bauen. Die Wirkung dieses Wasser- 14. Kolloquium Bauen in Boden und Fels - Januar 2024 53 Schadensanalyse eines Autobahndammes im Moor - Projektdaten, analytische Berechnungen und Numerische Untersuchungen druckes hat schlussendlich zum Versagen der Dammkonstruktion geführt. Der erste Bruch ereignete sich zwei Tage nach dem Ende der Starkniederschläge am 09.10.2017. Der zweite und insbesondere der dritte Bruch waren dann eine Folgeerscheinung des ersten Bruchs. Das CSV-Verfahren sollte bei Anwendung in sehr weichen Böden nicht als Untergrundbzw. Baugrundverbesserung eingeordnet werden (unbewehrte Pfahlgründung). Die Anwendungsgrenzen müssen in Abhängigkeit vom Boden definiert werden. Eine Anwendung in Torfen/ Mudden kann nicht empfohlen werden. Herkömmliche klassische Bemessungsverfahren bilden das Zusammenspiel aus sehr weichen Böden und steifen Säulen nicht realitätsnah ab. Dem Nachweis der Horizontalverformungen bzw. des Horizontalkraftabtrags kommt eine besondere Bedeutung zu. Dieser Nachweis ist sehr komplex und die Ergebnisse müssen baupraktisch mit geeigneten Versuchsanordnungen überprüft werden. Eine messtechnische Überwachung während der gesamten Bau- und Nutzungszeit ist insbesondere bei stark kriechfähigen Böden unerlässlich. In den vorgestellten analytischen Berechnungen ist die Simulation von Verformungen und den daraus folgenden zusätzlichen Beanspruchungen nur eingeschränkt möglich. Zum besseren Verständnis des Verhaltens des Dammes im Schadensbereich wurden Finite-Elemente-Berechnungen durchgeführt, die auch nach dem Abschlussbericht zum Schadenfall in aktuellen Forschungsarbeiten der TU Berlin weitergeführt werden. Die Ergebnisse der numerischen Untersuchungen zeigten zum einen den Einfluss einer Ausgleichsschüttung oberhalb der CSV-Säulenköpfe auf das Setzungsverhalten. Ohne direkten Kontakt zwischen Säulenköpfen und bindemittelverbesserter Schicht werden die Setzungen betragsmäßig erhöht und nähern sich dadurch den im Schadensbereich gemessenen Werten des Horizontalinklinometers an. Zum anderen wurde der Einfluss der Festigkeit der bindemittelverbesserten Schicht auf die Setzungen des Dammbauwerks und die horizontalen Verformungen der CSV-Säulen verdeutlicht. Die Ergebnisse der Modelle mit abgeminderter Festigkeit dieser Schicht (3 und 10 kN/ m 2 ) wiesen bessere Übereinstimmungen mit den Vertikal- und Horizontalinklinometermessungen im Schadensbereich kurz vor dem Versagen auf. Die horizontalen Kopfverformungen der CSV-Säulen nahmen dabei mit steigendem Abstand zur Dammmitte bis kurz hinter die Dammschulter stark zu und blieben bis zum Dammfuß nahezu konstant. Daraus konnte geschlussfolgert werden, dass die Säulen im Randbereich den Dammverformungen keinen Widerstand mehr leisten, was die Ergebnisse der analytischen Berechnungen bestätigte. Literatur [1] Hecht, T.: Bauen auf organischen Böden. BTU Cottbus 2010. [2] Mosebach, B., ZDF, 27. Februar 2018: [Online]. Available: https: / / www.zdf.de. [Accessed 15. Mai 2019] [3] Rackwitz, F.,Aubram, D., Glasenapp, R. & Schüßler, M.: Wissenschaftliche Beurteilung des Schadenfalls an der BAB A 20 bei Tribsees. Abschlussbericht, TU Berlin 2021. [4] Gömmel, R.: Berücksichtigung unbewehrter pfahlartiger Tragglieder beim Nachweis der Gesamtstandsicherheit. Dissertation TU Berlin 2019. [5] Neher, H. P.: Zeitabhängiges Materialverhalten und Anisotropie von weichen Böden: Theorie und Anwendung. Stuttgart: Institut für Geotechnik, In: Mitteilung des Instituts für Geotechnik 60 2008. [6] Reichelt, F.: Treibhausgas-Emissionen aus organischen Böden in Brandenburg. Greifswald Moor Centrum-Schriftenreihe 02/ 2021 (Selbstverlag, ISSN 2627-910X) [7] Verein Deutscher Zementwerke: CEM II- und CEM III/ A - Zemente im Betonbau, Nachhaltige Lösungen für das Bauen mit Beton. Düsseldorf: Verlag Bau+Technik GmbH 2008.