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pdf - Universität Stuttgart

1. Korndurchmesser d mm Bild 4 1 Mittlere Kornverteilung des verwendeten Rheinsandes 1 Enggestufter Sand f r U lt 6 weitgestufter Sand f r U gt 6 Die Ungleichf rmigkeitszahl U bestimmt sich aus dem Verh ltnis der Massenanteile deo d o 4 1 Beschreibung der verwendeten Versuchsb den 29 bereinstimmung mit Vogt Breyer zu max n 0 42 bestimmt F r die Versuche mit sehr lockerer Lagerung wurde D 0 ermittelt Bei den dichten bis sehr dichten Versuchsbedin gungen wurde die Lagerungsdichte 2 zu D 0 68 bis 1 bestimmt In Tabelle 4 2 sind f r alle Versuche die entsprechenden Werte angegeben Zur Ermittlung der Scherfestigkeit eines Sandes ist es notwendig den Reibungswinkel welcher von der jeweils vorhandenen Lagerungsdichte abh ngig ist zu bestimmen F r Sande gibt es einen linearen Zusammenhang zwischen der initialen Porenzahl eo und cot SCHULZE 1968 HANSEN 1961 Danish code of practice sowie TEFERRA 1975 Die Kornform und die Kornrauhigkeit besitzen dabei nur einen untergeordneten Einfluss auf diese Abh ngigkeit Aufgrund der Ergebnisse von Triaxialversuchen von VOGT BREYER 1999 konnte f r den auch in dieser Studie verwendeten Sand dieser Zusammenhang durch Gleichung 4 2 approximiert werden cot 2 7 e 0 21 4 2 Mit Hilfe dieses Zusammenhangs konnte
2. 6 10 m e gr rama 9 3 a oer ge wale ao 24 ee 2 ay 3 Ba 5 2 a 4 B 2 amp ig 3 5 VI3 gt 1 u pe 2 v6 1 VIL7 VI 10 0 j 0 j j 20 20 20 20 20 40 40 40 40 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich ber cksichtigter Spannungsbereich Bild 9 12 Bruchspannungsverh ltnis aus der Datenextrapolation und der Messung der potentiometrischen Daten links Messreihe VI rechts Messreihe VII im Versuch maximal gemessene Spannung Somit wird die Prognose durch die Messung best tigt Dies wird aus Bild 6 10 deutlich wobei die Gradiente der Messkurve deutlich abflacht so dass der extrapolierte Wert der Bruchspannung nicht unwahrscheinlich f r die tats chliche Bruchspannung des anstehenden Untergrunds erscheint Im linken Diagramm von Bild 9 11 sind die ermittelten Verformungsmoduln E aufgetra gen Sie zeigen deutlich dass Messung V 3 sich weicher verh lt als Messung V 6 Da die Messungen auf dem selben Untergrund durchgef hrt wurden liegen die Moduln der bei den Versuche jedoch in der gleichen Gr enordnung Zur Beurteilung der Messungen VI und VI sind einige Ergebnisse der Messreihen in den Bildern 9 12 und 9 13 dargestellt Messreihe VI links Messreihe VII rechts Eine Zusam m
3. 10 4 9 J u 8 rR ara A pot Daten amp maria amp Methode 1 a7 Methode 2 S aa Methode 3 re Ei a eal as a 2 g a 4 8 3 gt i s A 5 2 44 pot Daten SEE gt TATAA aA gt Ze Ser ST 1 Methode 2 IS 0 Methode 3 0 Gee TG 20 20 20 20 20 40 40 40 40 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich beriicksichtigter Spannungsbereich Bild 9 21 Ergebnisse der Messung 3 der Feldversuchsserie VII links Verh ltnis der Bruchspannungen rechts Verh ltnis der Verformungsmoduln Ey Eyo 126 Kapitel 9 Entwickelte Software f r die Datenerfassung und Tragf higkeitsprognose Verh ltnis pe pe O N UU U DAN CO O A pot Daten 9 Methode 1 Methode 2 Methode 3 ber cksichtigter Spannungsbereich T 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 Ev Evo Verh ltnis Br Ba Daten Methode 1 1 Methode 2 Methode 3 TB 48 OB BR 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich Bild 9 22 links Bruchspannungsverh ltnisse aus potentio
4. Versuchs Kanten normierte Tragf Versuchs i aufgebrachte Me bezeich Untergrund l nge der Spannung higkeit reihe N Belastung i nung Lastfl che P Pmasch erreicht Verenche Il Schotter Sn Pu Maxlast 0 903 Nein serie I I2 L sslehm El 20 649 Ja eigengewicht I 1 Auff llung nur Maschinen 0 769 Ja Versuchs Il 2 L sslehm eigengewicht 0 726 0 6 m seriel ae Schott Maxlast 0 233 Nein IT 4 er Bea 0 887 II 1 0 978 II 2 0 966 v h II 3 Schotter 0 971 en j II 4 0 5 m PMasch Maxlast 0 962 Nein Il 5 0 981 II 6 i 0 990 7 Sand dicht 0 964 Versuchs IV 1 Auff llung 05m nur Maschinen 0 779 Ja serie IV IV 2 L sslehm i eigengewicht 0 762 v3 sandiger 0 6 m Ambrin 0 202 Ja Versuchs ausgefahren serie V Schluff Maschi V6 feucht 12m e a 0846 Nein eigengewicht VI 1 0 593 VI 2 0 586 VI 3 0 588 VI 4 0 650 Versuchs VI 5 Auff llung 0 6m St tzbein 0 626 Ja serie VI VI 6 L sslehm ausgefahren 0 672 VI 7 0 621 VI 8 0 614 VI 9 0 608 VI 10 0 605 VII 1 0 443 VII 2 Schotter 0 448 VI 3 0 450 Versuchs VII 4 0 6m St tzbein 0 474 Nein serie VII VI 5 Auff llung 7 ausgefahren 0 437 VII 6 L sslehm 0 459 VII 7 0 425 VII 8 0 460 56 Kapitel 6 Feldmessungen an mobilen Baumaschinen 6 1 2 Die vorhandenen Untergrundbedingungen Wie aus Tabelle 6 1 hervorgeht wurden viele unterschiedliche Untergrundbedingungen bei
5. 4 0 s pot Daten 3 0 9 Methode 1 gt Methode 2 Methode 3 2 0 1 0 4 SY Se Teste 0 0 zum SS 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich 2 0 S pot Daten 9 Methode 1 1 5 Methode 2 Methode 3 1 0 0 5 0 0 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich 182 Anhang Mitteilungen des Instituts f r Geotechnik Nr 3 Nr 4 Nr 5 Nr 6 Thamm B R Gu mann P Feeser V Du Thin K Smoltczyk Pertschi Hilmer K Hilmer K Laumans Q L chler W Spotka H Schad H Ulrich G Gu mann P Salden D U O 1974 1975 1975 1976 1976 1976 1977 1977 1977 1979 1980 1980 Anfangssetzungen und Anfangsporenwasser berdr cke eines normalverdichteten wasser ges ttigten Tones 5 11 Einheitliche Berechnung von Grundbruch und B schungsbruch 2 56 Die Bedeutung des Kalziumkarbonats f r die bodenphysikalischen Eigenschaften vom L vergriffen Standsicherheit von B schungen Programm Dokumentation vergriffen Messungen an Schleusen in der UDSSR Schleusennorm der UDSSR SN 30365 vergriffen Erddruck auf Schleusenkammerw nde 9 20 Verhalten einer ebenen in Sand eingespannten W
6. 9 0 3 0 IT 780 Q a 25 g 70 pot Daten 8 pot Daten SA Methode 1 S Methode 1 a 6 0 Methode 2 2 0 Methode 2 2 50 Methode 3 Methode 3 A 1 5 a 40 3 0 E 1 0 5 2 0 gt Sa Zee a al Da wW gt 0 0 0 0 20 20 20 20 20 40 40 40 40 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 40 50 70 90 99 50 70 90 99 beriicksichtigter Spannungsbereich beriicksichtigter Spannungsbereich 9 0 3 0 7 80 S pot Daten ly o Methode 1 m 25 g 7 0 we z pot Daten A ethode 2 A 9 Methode 1 6 0 A 2 0 Methode 2 E50 Rs Methode 3 oe 1 5 a 40 E E z 3 0 E 1 0 5 20 NG gt Lau BS Sa 2 gt 1 0 ME a ol 25 0 5 0 0 0 0 20 20 20 20 20 40 40 40 40 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich ber cksichtigter Spannungsbereich Messung dicht 2 171 Messung dicht W 1 9 0 5 0 80 Ita rat 4 5 g 7 0 SAN pot Daten h S pot Daten g 3 5 Methode 1 6 0 9 Methode 1 m 3 0 Methode 2 B 5 0 Methode 2 gt Methode 3 6 p N Methode 3 2 5 2 E 20 5 30 N S 15 5 2 0 S gt 1 0 Teo as gt SI Saa gt A 1 0
7. Aufgrund des komplexeren Berechnungsaufwandes wurde fiir die Analyse der Messungen mit Hohlr umen im Untergrund das einfachere Mohr Coulomb Modell verwendet Die Parameter fiir die einzelnen Schichten sind in Tabelle 7 2 angegeben und wurden wie bei den anderen Berechnungen aus R ckrechnung bzw aus Korrelationen q c und y und Erfahrungswerten E v bestimmt Das eingebaute PVC Rohr mit einem Durchmesser von 200 mm und einer L nge von etwa 100 cm wurde durch ein Plattenelement unter Annahme reiner Elastoplastizit t mo delliert Zur Berechnung solcher Plattenelemente verwendet das Programm dabei die Balkentheorie nach Mindlin BATHE 1982 Dazu werden die elastischen Steifigkeiten des Rohres durch die Normalsteifigkeit EA 9 200 KN m und die Biegesteifigkeit EI 22 7 kNm m bestimmt Zur Begrenzung der Tragf higkeit d h zur Bestimmung jener Belas tung ab welcher irreversible plastische Verformungen auftreten wird das maximale Biege moment M und die aufnehmbare Normalkraft N angegeben Im hier beschriebenen Fall 86 Kapitel 7 Finite Elemente Berechnungen ee 70 60 50 Last P kN hohl V 1 hohl I 2 40 hohl I 3 30 MC Modell 20 10 0 10 20 30 40 50 60 Setzungen s mm Bild 7 14 Last Setzungsverl ufe der Messungen und der 3D Berechnung mit einem simulierten Hohlraum im Untergrund auf sehr dicht gelagertem Sand sind das f r M
8. S pot Daten 9 Methode 1 1 5 Methode 2 Methode 3 1 0 8 pr re RS UN 0 5 ie Ban 0 0 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich AT 9 pot Daten 9 Methode 1 Methode 2 Methode 3 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich 180 Anhang Messung boe s VI 2 8 0 8 0 i lt pot Daten 4 S Methode 1 gt T Methode 2 g 6 0 6 0 Methode 3 PS a S pot Daten E Eu 9 Methode 1 a Methode 2 2 a Rz Methode 3 5 3 2 0 2 2 0 0 0 0 0 m reg ee 20 20 20 20 20 40 40 40 40 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 40 50 70 90 99 50 70 90 99 beriicksichtigter Spannungsbereich ber cksichtigter Spannungsbereich Messung boe LL I 1 10 0 4 0 80 cm 5 gt 30 8 pot Daten a 9 Methode 1 6 0 Methode 2 amp r Methode 3 amp 2 0 2 4 0 E 8 IS
9. Beschl gemessen i 20 8 7 0 5 10 15 20 25 30 35 40 0 5 10 15 20 25 30 35 Zeit t s Zeit t s Bild 9 14 Vergleich zwischen mit Beschleunigungssensor und aus potentiometrisch gemessenen Setzungen ermittelte Beschleunigung ohne Neigungskorrektur am Beispiel der Messungen links dicht IH 1 rechts locker 2 9 3 Auswertung der Messdaten des Beschleunigungssensors 121 4 3 Beschl Poti 3 47717 Beschl gemessen F E Beschl Neigkorr E 2 E g g amp 0 l op g g 5 oo 0 2 5 5 Beschl Poti l 4 5 Beschl gemessen 2 o J Beschl Neigkorr mo 2 m 6 3 T T j T SI ur 7 5 0 5 10 15 20 25 30 35 0 5 10 15 20 25 30 35 Zeit t s Zeit t s Bild 9 15 Vergleich der mit und ohne Neigungskorrektur und aus zweifacher Ablei tung der potentiometrisch gemessenen Setzungen ermittelten Beschleunigungen der Messungen hohl I 2 links und dicht V 2 rechts Beschreibung in Kapitel 8 und 10 ist auf der rechten Seite in Bild 9 14 und in den Bildern 9 15 16 eine recht gute bereinstimmung zu erkennen Durch die Erfassung der Neigung und Verkippung der Lastplatte konnten die Werte weiter verbessert werden Verwunderlich ist im ersten Moment warum mit Hilfe der Kompen sation nicht exakt die Werte der potentiometrischen Beschleunigungen erreicht werden Die Un
10. 25 26 27 28 29 Schanz T Desrues J Vermeer P A Comparison of Sand Data on Different Plane Strain Devices International Symposium on Deformation and Progressive Failure in Geomechanics Nagoya pp 289 294 Elsevier Science Ltd Oxford 1997 Schanz T Die Ber cksichtigung von unterschiedlichen Materialsteifigkeiten bei geotechnischen Berechnungen Tagungsband Numerik in der Geotechnik Workshop des AK 1 6 der DGGT Stuttgart S 107 120 1997 Schanz T The leaning tower of St Moritz Plaxis bulletin 4 pp 4 7 1997 Schanz T Gu mann P Smoltczyk U Study of Bearing Capacity of Strip Footing on Layered Subsoil with the Kinematical Element Method Proceedings XIVth International Conference on Soil Mechanics and Foundation Engineering Hamburg Vol 1 pp 727 730 Balkema Rotterdam 1997 Vermeer P A Schanz T Die Steifigkeit des Bodens und ihr Einflu auf die Fu einspannung einer St tzwand OHDE Kolloquium 97 Mitteilungen des Institutes f r Geotechnik der Technischen Universit t Dresden Heft 4 S 247 264 TU Dresden 1997 Vermeer P A Neher H P Bemessung von Baugruben in weichen B den Tagungsband 3 Stuttgarter Geotechnik Symposium Baugruben in Locker und Festgestein Mitteilungen des Institutes f r Geotechnik der Universit t Stuttgart Heft 42 S 73 82 Universit t Stuttgart 1997 Vogt C Tragverhalten horizontaler Schraubanker in nichtbindigen B den Tagungsban
11. X Proktorkurve vor Belastung A nach Belastung 10 15 20 25 Wassergehalt w Bild 5 6 Verdichtung des L sslehms infolge der Belastung durch eine Lastplatte im Vergleich zur S ttigungslinie und der Proktorkurve 44 Kapitel 5 Ergebnisse der Labormessungen 5 2 Ergebnisse der Grundbruchversuche mit simuliertem Hohlraum Bei den Versuchen mit einem PVC Rohr als Hohlraum im Untergrund Messserie VI wurde ebenfalls eine sehr dichte Lagerung des Sandes D 0 95 erzielt siehe Bild 5 7 Die geringe Tragf higkeit des Systems Boden Hohlraum ist auf das Nachgeben des Rohres zur ckzuf hren Das Verhalten des Boden ist deutlich weicher als ohne Hohlraum Dies macht sich in der flacher verlaufenden Arbeitslinie bei ann hernd gleicher Lagerungsdichte bemerkbar Die Bruchlasten sind aber mit 980 kPa viel niedriger als bei den Versuchen mit homogenem Untergrund wobei Lasten bis 1 700 kPa bei etwa gleicher Lagerungsdichte D 0 98 erreicht wurden In Bild 5 8 ist das Versagensbild des Untergrunds und ein zusammengedr cktes Rohr zu sehen Der klassische Grundbruch bildet sich bei diesen Randbedingungen quer zum 1200 z a 1000 on 5 800 hohl VI 2 600 hohl 12 3 hohl 1 3 m 0 20 40 60 80 100 120 140 Setzungen s mm Bild 5 7 Arbeitslinien der Grundbruchversuche mit simuliertem Hohlraum im sehr dicht eingebau
12. ref c cotg i Es et 7 10 c cot p Zur Ber cksichtigung der Spannungsabh ngigkeit wurde der Exponent m eingef hrt der die Form der Hyperbel beeinflusst Anhand von Versuchsergebnissen kann die Gr en ordnung des Parameters in Abh ngigkeit von der Bodenart festgelegt werden So wird f r weiche Tone in der Regel ein Wert von m 1 und f r Sand im Bereich zwischen 0 35 und 0 65 eingesetzt siehe MARCHER 2003 Das vorhandene Spannungsniveau wird durch die Verwendung einer Referenzsteifigkeit Eso die bei einem Referenzdruck p bestimmt wurde ber cksichtigt OHDE 1951 Als default Wert ist in PLAXIs der Referenzdruck p 100 kPa gew hlt Im Gegensatz zum MC Modell wird zwischen einem Erst und einem Ent Wieder belastungszustand unterschieden Der Ent Wiederbelastungsmodul Ey wird dabei als rein elastischer Tangentenmodul nach dem Hook schen Gesetz entsprechend Gleichung 7 11 ber cksichtigt ref Der Referenzdruck p entspricht einem Seitendruck o s im Triaxialversuch 74 Kapitel 7 Finite Elemente Berechnungen ref C cota 0 j Ey Eu 7 11 c cotm p Aus Erfahrungswerten ist bekannt dass die Wiederbelastungssteifigkeit im Vergleich zur Erstbelastungssteifigkeit um einen Faktor 3 5 gr er ist Die auftretende mechanische Verfestigung wird im HS Modell sowohl infolge Scherung als auch infolge isotroper Belastung ber cksichtigt Dazu sin
13. P siny 7 15 ae Ze t t Damit die Dilatanz aber nicht unrealistisch gro wird ist ein dilatancy cut off wie in BRINKGREVE VERMEER 2001 ausf hrlich beschrieben in das Stoffgesetz bei Erreichen der maximalen Volumendehnung in der Scherzone eingebaut Die plastischen Volumendehnungen wie sie bei isotroper Belastung auftreten k nnen mit den bisher beschriebenen Formulierungen nicht realistisch erfasst werden Daher wurde eine zweite volumetrische Flie fl che f eingef hrt um die elastische Zone in Richtung der p Achse zu schlie en Bild 7 4 Nur durch die Verwendung einer solchen Kappe ist es m glich von einander unhabh ngige Steifigkeiten f r Scherung und isotrope Belastung zu verwenden T Pa rapp 1 16 a mit q 0 8 1 0 8 0 ee 3 sin Q Mit p wird die Konsolidierungsspannung bezeichnet Mit dieser wird die Lage und die Gr e der elliptischen Kappe gesteuert Dabei ist die Ausgangslage von den Vorbelas tungen des Bodens abh ngig Diese wird entweder ber das berkonsolidierungsverh ltnis OCR oder ber den Vorbelastungsdruck POP gesteuert Details siehe BRINKGREVE VERMEER 2001 Der Faktor a ist ein interner Parameter und ist direkt vom Erdruhedruck beiwert Ko bei normal konsolidierten Verh ltnissen abh ngig Die plastischen Volumendehnungen der Kappe welche die isotrope Verfestigung steuern werden durch Gleichung 7 17 beschrieben a Pp elastische Zone
14. 6 Kapitel 1 Einf hrung und Motivation 2 Geotechnische Grundlagen 2 1 Stand der Technik Die l nder bergreifende Zusammenarbeit hat vor allem in den letzten Jahrzehnten in allen Lebensbereichen rasant zugenommen und die Welr immer enger zusammenr cken lassen Diese Globalisierung erweitert einerseits die technischen wirtschaftlichen kulturellen und politischen M glichkeiten sie zwingt aber andererseits auch zur verst rkten Anpassung und Vereinheitlichung von Konventionen Normen und Vorschriften Im europ ischen Raum wurden demzufolge die allgemeinen Regeln f r den Bereich der Geotechnik mit der ENV 1997 1 als Vornorm eingef hrt Sie soll in der Zukunft die deutsche DIN 1054 ersetzen Der Regelungsgehalt beider Normen ist weitestgehend gleich Bisher ist aber nicht bekannt wann die europ ische Vornorm verbindlich gemacht und damit zur end g ltigen Regelung werden soll Dessen ungeachtet erschien nach ber 25 Jahren Lebensdauer Anfang 2003 die DIN 1054 in ihrer neuen Fassung Mit ihr ergeben sich neue inhaltliche Vorgaben die das Teilsicherheitskonzept mit einer Unterscheidung in Grenzzustand der Tragf higkeit GZ 1 und Grenzzustand der Gebrauchstauglichkeit GZ 2 aus der europ ischen Vor norm umsetzen Mit diesem Teilsicherheitskonzept werden die Beanspruchungen auf den Boden durch Teilsicherheitsbeiwerte erh ht und die Widerst nde des Untergrunds durch entsprechende Sicherheitsbeiwerte abgemindert Die
15. Pp c cot Bild 7 4 Elastische Zone und Flie fl chen des Hardening Soil Modells im p q Raum OCR Overconsolidation ratio POP Pre overburden pressure 28 Nach Jaky ist Ky 1 sing 76 Kapitel 7 Finite Elemente Berechnungen l m gP B Pp l 7 17 1 m ref P Wiederum als internen Parameter wird der Faktor bezeichnet der im direkten Zusam menhang mit dem Sekantensteifemodul Eoeq aus dem Oedometerversuch steht ref C cotg 0 j Esed z Ewa A l er 7 18 c cot p Aus Erfahrung ist bekannt dass der Steifemodul Eoea und der Erstbelastungsmodul Eso f r die Berechnungen generell als gleich gro gew hlt werden k nnen Auf der Kappe wird mit einer assoziierten Flie regel gerechnet so dass das plastische Potential der Flie funk tion entspricht 7 2 Axialsymmetrische Grundbruchberechnungen Aufgrund der in den Laborversuchen verwendeten Kreisplatte wurden bei den zweidimen sionalen Berechnungen axialsymmetrische Randbedingungen ber cksichtigt Bei Bruch lastberechnungen wird nach VERMEER VAN LANGEN 1989 und DE BORST 1982 emp fohlen Finite Elemente mit einem m glichst hohen Verschiebungsansatz zu verwenden Im verwendeten Code sind dies Dreieckselemente mit 15 Verschiebungsknoten und 12 Gau schen Integrationspunkten Diese Elemente haben einen kubischen Verschiebungs ansatz In Bild 7 5 ist das f r die 2D Berechnungen verwendete FE Netz dargestellt Aufgrund
16. 0 2 4 6 8 10 0 2 4 6 8 10 Setzungen s mm Setzungen s mm T I T 0 8 A A A oo oo 5 06 5 3 3 a a n 0 4 Nn 2 E 0 2 A 3 0 0 2 4 6 8 10 0 2 4 6 Setzungen s mm Setzungen s mm 163 Arbeitslinien der Messungen im Feld an mobilen Baumaschinen bei verschiedenen Unter grundverh ltnissen Versuchs Kanten normierte Tragf Versuchs f 7 aufgebrachte iar i bezeich Untergrund l nge der Spannung higkeit reihe Belastung x nung Lastfl che P Pmasch erreicht Versuchs II 5 Schotter 0 981 II 6 0 5 m Pmasch Maxlast 0 990 Nein serie II m7 Sand dicht 0 964 normierte Spannung p pMasch I 5 Setzungen s normierte Spannung p PMasch normierte Spannung p PMasch 8 12 Setzungen s 16 mm 6 8 10 mm 8 Setzungen s 12 16 mm 164 Anhang Arbeitslinien der Messungen im Feld an mobilen Baumaschinen bei verschiedenen Unter grundverh ltnissen Versuchs Kanten normierte Tragf Versuchs k aufgebrachte hie bezeich Untergrund l nge der Spannung higkeit reihe Belastung nung Lastfl che P Pmasen erreicht Versuchs IV 1 Auf
17. 1241 40 90 1 088 125 869 24 552 99 96 1 115 40 99 977 180 394 12 971 99 66 1 001 20 40 10 395 26 208 23 958 99 89 6 302 20 50 8 214 26 830 23 486 99 94 4 980 20 70 5 526 29 014 22 209 99 98 3 350 20 90 2 957 39 003 18 945 99 94 1 793 dicht IVI 20 99 1 649 6 2 136 59 254 15 155 99 74 1 295 40 50 5 467 29 172 22 398 99 31 3 314 40 70 3 674 35 052 20 936 99 95 2 227 40 90 2 480 49 588 17 048 99 96 1 503 40 99 1 957 79 634 13 026 99 82 1 186 20 40 7 241 21 577 20 034 99 78 7 451 20 50 4 983 21 973 19 345 99 90 5 127 20 70 7501 21 843 19 269 99 91 7 717 20 90 2 570 27433 17 799 99 94 2 644 hohl 1 2 20 99 971 9 1 440 42 971 15 181 99 59 1 482 40 50 7 328 21 904 19 636 99 72 7 540 40 70 1 569 40 656 19 571 99 90 1 614 40 90 1 811 36 090 16 916 99 97 1 863 40 99 1 233 61 455 13 808 99 64 1 269 112 Kapitel 9 Entwickelte Software f r die Datenerfassung und Tragf higkeitsprognose 12 2 10 g a locker I 2 a 8 gt o LLIV 2 En 6 dicht IV1 x A hohl 172 E id Ss 5 gt 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich Bild 9 6 Verh ltnis der potentiometrisch gemessenen Bruchspannung welche mit dem H
18. 5 3 Ergebnisse der Lastplattenversuche an B schungen 47 350 ee J 300 a 4 S 250 amp boe LLI 1 gt 200 S boe LL I 2 I i 150 boe LLW 1 a boe LL II 2 100 50 78x 0 T T T T T T T T 0 20 40 60 80 100 120 Setzungen s mm Bild 5 11 Arbeitslinien von Versuchen an einer senkrechten B schung aus L sslehm mit einer H he von 50 cm kel von etwa 45 von der Lasteinleitungsfl che aus in Richtung auf die B schung In Abh ngigkeit von der jeweils vorliegenden Lagerungsdichte des Sandes wurden auch He bungen auf der b schungsabgewandten Seite der Lastplatte festgestellt Bild 5 10 rechts Dies best tigt wiederum dass der Grundbruch zur Bestimmung der Bruchspannung ma gebend und eben aufgrund der fehlenden seitlichen St tzung der Bruch in Richtung der B schung vorangeschritten ist Die Ergebnisse der senkrechten B schung aus L sslehm werden in Bild 5 11 dargestellt Bei den Arbeitslinien ist zu erkennen dass bei einer Messung keine Bruch sondern eine Grenzspannung auftritt Dass jedoch meist eine Bruchspannung erfasst wird beruht auf der fehlenden horizontalen St tzung der B schung im Lasteinleitungsbereich der Lastplatte Generell w re bei horizontaler Gel ndeoberfl che und den vorhandenen Lagerungsbedin gungen bei allen Messungen nur eine Grenzspannung erfasst worden Ein Einfluss der B schung ist daher schon ersichtlich Die Ve
19. Bild 7 9 Arbeitslinien aus numerischer Berechnung und Versuch in transformierter hyperbolischer Darstellung Neben gleich verlaufenden Arbeitslinien tritt bei den numerischen Berechnungen auch das selbe Bruchbild auf Die Belastung des Untergrunds bewirkt eine Verdichtung der an stehenden Bodenschichten Infolge dieser Verdichtung von grunds tzlich nicht sehr dicht gelagerten B den treten gro e Setzungen auf und es entsteht ein reiner Verformungsbruch Kapitel 2 2 2 In Bild 7 10 sind die totalen Verformungen des numerischen Modells dar gestellt Im Vergleich zu den Versagensbildern der Experimente auf L sslehm und analog f r locker gelagerten Sand siehe Anhang B sind die Ergebnisse der Simulation praktisch identisch Nur unterhalb der Lasteinleitungsfl che treten Verformungen auf welche sich nicht bis an die Oberfl che des Modells ausbreiten 10 m 12 0 10 0 8 0 4 0 2 0 0 0 Bild 7 10 Totale Verformungen aus der Simulation der Versuche auf L sslehm 7 2 Axialsymmetrische Grundbruchberechnungen 83 7 2 3 Ergebnisse der Berechnungen der dicht gelagerten Sandversuche Die ben tigten Parameter f r die Scherfestigkeit wurden durch R ckrechnung anhand der bestehenden Korrelation zwischen Porenzahl eu und Reibungswinkel des Bodens Glei chung 3 10 sowie der Grundbruchgleichung 2 3 ermittelt und in Tabelle 7 1 angege ben Die Steifigkeiten wurden durch Erfahrungswerte f r sehr dicht gelagerte Sande
20. winkel trockendichte wassergehalt A cm h fem a Pa g cm w Pe Pr kPa boe LL I 1 L sslehm 150 0 S 0 73 1 492 17 6 boe LL I 2 2 20 50 90 205 1 boe LL W1 147 1 L sslehm 1 554 18 5 boe LL IV2 S 0 79 227 8 nN gt Bodenspannung p kPa boe LL I 1 boe LL I 2 nN 0 30 60 90 120 Setzungen s mm w Nn Ww Q N Nn N Q n Bodenspannung p kPa boe LLII 1 A boe LL II 2 0 30 60 90 120 Setzungen s mm 160 Anhang Anhang C Ergebnisse von Rammsondierungen Die hier dargestellten Ergebnisse der Rammsondierungen wurden im Zuge der Messungen an einer Mobilen Baumaschine der Feldversuchsserie V zur Beurteilung und Beschrei bung des anstehenden Untergrunds durchgef hrt Der Untergrund bestand aus sandigem Schluff mit Kalksteinen in einer Gr e von etwa 10 bis 70 mm Durchmesser Schlagzahl Nio 0 10 20 30 40 50 Tiefe unter Gel ndeoberkante BEE Anhang D Arbeitslinien der Messungen im Feld an mobilen Baumaschinen bei verschiedenen Unter grundverh ltnissen Versuchs Kanten normierte Tragf Versuchs 7 aufgebrachte BR bezeich Untergrund l nge der Spannung higkeit reihe 7 Belastung nung Lastfl che P Pmasch
21. 0 J O OWANIDHDN PWN Io oO OO oo NO WPRWN KITS GTO ANI AN PWN KITS a b c 1 Signal 1 Minus 1 2 Signal 2 Minus 2 3 Signal 3 Minus 3 4 Signal 4 Minus 4 5 Signal 5 Minus 5 6 Signal 6 Minus 6 7 Signal 7 Minus 7 8 Signal 8 Minus 8 9 R A 2 0 2 B B c b a 1 Rot blau Rot 2 Grau pink Blau 3 Grau braun Grau Lila offen 4 Wei grau Pink Schwarz offen 5 Wei gr n Braun 6 Wei gelb Gr n 7 Braun gr n Wei 8 Gelb braun Gelb 9 amp B 3 0 7 Anschluss des Verbindungskabels an die EDAS Messkarte Platine TB2 TB1 AGND AGND AIS Rot blau Rot AIO AI9 Grau pink Blau All AI10 Grau braun Grau AD Alll Wei grau Pink AI3 AGND AGND AI12 Wei gr n Braun Al4 AI13 Wei gelb Gr n AIS All4 Braun griin Wei AI6 AII5 Gelb braun Gelb Al7 AGND AGND AOI AOO 169 Kanalbeschreibung AGND Analog Ground AIO bis AI15 Analog Input 170 Anhan Anhang F Ergebnisse der Auswertungen mit der selbst entwickelten Software f r die Tragf higkeitsprognose Messung dicht I 1
22. 19 24 Vermeer P A Neher H P Setzungsanalyse am Schiefen Turm von Pisa unter Ber cksichtigung von Sekund rsetzungen Tagungsband Vortr ge der 27 Bau grundtagung 2002 S 201 208 Mainz 2002 Beutinger P H Geotechnische Untersuchungen zur Erh hung der Standsicherheit mobiler Baumaschinen 27 Baugrundtagung 2002 Spezialsitzung Forum f r junge Geotechnik Ingenieure Mainz 2002 Bonnier P G M ller S C Vermeer P A Bending Moments and Normal Forces in Tunnel linings 5th European Conference Numerical Methods in Geotechnical Engineering NUMGE 2002 pp 515 522 Presses de P ENPC LCPC Paris 2002 Vermeer P A Neher H P Vogler U Untersuchung zur Langzeitstabilitat des Schiefen Turms von Pisa 3 Workshop Baugrund Tragwerks Interaktion Darmstadt 2002 Westrich B Siebel R Salden D Zweschper B Neue naturnahe Bauweisen f r berstr mbare D mme an dezentralen Hochwasserr ckhaltebecken und Erprobung von Erkundungsmethoden zur Beurteilung der Sicherheit von Absperrd mmen Vortr ge zum BWPLUS Statusseminar 2002 Karslruhe Westrich B Siebel R Vermeer P A Zweschper B Neue naturnahe Bauweisen f r berstr mbare D mme an dezentralen Hochwasserr ckhaltebecken Zwischen bericht anl sslich des Statusseminars des BWPLUS am 11 und 12 M rz 2003 Karlsruhe Westrich B Siebel R Zweschper B bertr mbare Erdd mme und Deiche Erosionssichere Deckwerke Bodenverfestigung
23. 1990 1995 1994 1992 1992 1994 1994 Untersuchungen zur Standsicherheit von Schlit zen im Sand neben Einzelfundamenten vergriffen Ermittlung der Sohlreibung von Gr ndungsk r pern unter horizontalem kinematischen Zwang 12 78 Ebene Grenzzust nde von Erdb schungen im stochastischen Sicherheitskonzept 12 78 Bodenmechanische Stoffgleichungen bei gro en Deformationen sowie Be und Entlastungsvor g ngen 15 34 Beitrag zur Bemessung von Tunneln in offener Bauweise 12 78 Beitr ge zur Anwendung der KEM Erddruck Grundbuch Standsicherheit von B schungen vergriffen Der r umliche Erdwiderstand vor berwiegend horizontal belasteten Ankerplatten vergriffen Zur Bewehrung von verformten Bodenschichten durch Einsatz zugfester Geokunststoffe 15 34 Ebene Verformungsuntersuchungen zur We ckung des Erdwiderstandes bindiger B den 15 34 Zeit und geschwindigkeitsabh ngiges Material verhalten in der Geotechnik Experimentelle Erfassung und numerische Analyse 15 34 Zur Ermittlung dynamischer Bodenkennwerte in situ aus der Systemantwort des Erregers 15 34 Untersuchungen zur Standsicherheit der durch St tzscheiben stabilisierten B schungen 15 34 Sonderheft 25 Jahre Lehre und Forschung in der Geotechnik 15 34 Nr 40 Nr 41 Nr 42 Nr 43 Nr 44 Nr 45 Nr 46 Nr 47 Nr 48 Nr 49 Nr 50 Nr 51 Nr 52
24. 300 200 locker 1 100 locker 1 2 60 90 120 Setzungen s mm hohl VI hohl 1 2 hohl 1 3 150 80 100 Setzungen s mm 120 140 154 Anhang Arbeitslinien der Grundbruchversuche auf L sslehm im Labor und dabei aufgetretene Bruchbilder Versuchs lap Einbau PEE Bodenart bezeich trockendichte wassergehalt ezeichnung pa g cm w sapnnung pr kPa L sslehm TLI I Messserie VI S 087 LL I 2 1 737 16 4 570 1 Zus LL I 3 548 9 f L sslehm pe on Messserie VIII 5 0 83 LL W 2 1 745 15 4 976 2 reek LL 1 3 885 6 N gt LI LLI 2 LL 1 3 Bodenspannung p kPa 0 20 40 60 80 100 120 140 Setzungen s mm n Oo e oO N O Q oO Bodenspannung p kPa LLWI LL1I2 LL 1 3 400 7 0 30 60 90 120 150 180 Setzungen s mm 155 Arbeitslinien der Grundbruchversuche auf dicht gelagertem Sand im Labor und dabei auf getretene Bruchbilder se Einbau Einbau a Bodenart trockendichte wassergehalt bezeichnung g em w spannung pice Pr kPa Sand dicht
25. 40 40 40 40 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich ber cksichtigter Spannungsbereich Bild 9 17 Vergleich der Ergebnisse bei der Auswertung der Beschleunigungen mit Hilfe der Methoden 1 3 Auftragung des Verh ltnisses zwischen der gemessenen und der extrapolierten Bruchspannung ber dem ber cksichtigten Spannungsbereich auf sich duktil verhaltendem Untergrund links locker Vl rechts LL W 2 Die Temperatursensitivit t des Honeywell Beschleunigungssensors QA Flex 700 010 liegt bei 70 ug C Bezugstemperatur ist 20 C Raumtemperatur 9 3 Auswertung der Messdaten des Beschleunigungssensors 123 S pot Daten 9 Methode 1 Methode 2 Methode 3 pot Daten Methode 1 H Methode 2 Methode 3 Amer T re Verh ltnis pr spe Verh ltnis pr pe 20 20 20 20 20 40 40 40 40 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich ber cksichtigter Spannungsbereich Bild 9 18 Ergebnisse der Auswertung von Messungen bei steifen Untergrundverh lt nissen dicht IN 1 links und hohl I 2 rechts Darstellung der Bruchspannungs verh ltnisse aus Messung
26. 50 50 70 40 20 70 90 90 99 99 110 Kapitel9 Entwickelte Software f r die Datenerfassung und Tragf higkeitsprognose 9 2 1 Ergebnisse der Labormessungen F r je eine Labormessung auf dichtem Sand lockerem Sand Sand mit simuliertem Hohl raum und L sslehm sind in Tabelle 9 2 die gemessene Bruch Versagensspannung pf sowie die aus den ber cksichtigten Daten anhand Methode 1 ermittelte Versagensspannung pr angegeben Die angegebenen Werte f r pr welche mit dem hyperbolischen Ansatz bestimmt wurden sind wie in Kapitel 9 1 beschrieben um den Faktor 0 9 abgemindert Weiter sind der initale Tangentenmodul Eyo der Verformungsmodul Ey Sekantenmodul der Korrelationskoeffizient r und das Verh ltnis zwischen der gemessenen und der aus em der Auswertung ermittelten Bruchspannung pr p angef hrt Als erstes Indiz f r die G te der Prognose wird zun chst die Signal hnlichkeit welche k durch r in Tabelle 9 2 angegeben wird betrachtet Generell liegt dieser Wert beim Ver gleich der potentiometrisch gemessenen Daten mit den anhand Methode 1 ausgewerteten Daten bei ber 99 Der mit 98 7 ung nstigste Wert zeugt immer noch von einer sehr guten Signal hnlichkeit Diese ist in Bild 9 5 an zwei Beispielen exemplarisch dargestellt Dabei ist nur der ber cksichtigte Spannungsbereich zu betrachten em In Bild 9 6 ist das Bruchspannungsverh ltnis pi pi ber den ber
27. Al In Vm 8 5 In 2 Au SF Mit einem Spannungsbereich von Vm 10 V der Messkarte und einer Aufl sung des Sensors SF 7 5 V g ergibt sich f r die Messkartenaufl sung x al In ce 11 4 Bit In2 0 001 7 5 Hinzu kommt noch das Vorzeichenbit und es ist eine minimale Aufl sung der Messein richtung von 13 Bit zur Erfassung eines Beschleunigungssignals von 1 mg notwendig Demzufolge wurde eine Messkarte EDAS 1031 2A der Firma Intelligent Instrumentation Bild 8 3 ausgew hlt die nach Herstellerangaben ber eine Aufl sung von 16 Bit verf gt Anhand von Nullmessungen wurde festgestellt dass wir mit einer effektiven Aufl sung von etwa 14 Bit arbeiten Somit ist es also rechnerisch m glich Beschleunigungen mit einer Genauigkeit von 0 16 mg zu messen Durch anschlie ende Filterung die einer Mittelwertbildung entspricht kann die Aufl sung der niederfrequenten Signale siehe Bild 8 1 verbessert werden EDAS steht f r Ethernet Data Acquisition System Der Datenaustausch zwischen Mess karte und Messrechner erfolgt ber eine LAN Netzwerkverbindung mit dem auch im Bild 8 3 EDAS Datenerfassung der Firma Intelligent Instrumentation 35 LAN Local Area Network 98 Kapitel 8 Anforderungen an die bezugspunktunabh ngige Messeinrichtun Internet blichen TCP IP Protokoll Dadurch wird eine standardisierte Schnittstelle mit einer hohen Daten bertragungsrate eingesetzt was einen reibungsfreien synchronen Datena
28. Erste Messungen mit einem Beschleunigungssensor wurden bei der Versuchsserie V im Feld durchgef hrt Zu diesem Zeitpunkt lagen keine Erkenntnisse hinsichtlich der notwen digen Anforderungen an den Sensor und die Datenerfassungsanlage vor Mit einer unteren Grenzfrequenz von 5 Hz war der verwendete Sensor wie sich nach den Messungen heraus stellte f r die geplanten Messaufgabe nicht geeignet Die letzte Entwicklungsstufe der Laborversuche mit dem Honeywell Beschleunigungssensor wurde in der Versuchsserie VII im Feld eingesetzt und ausgewertet Im Weiteren wird aus diesem Grund lediglich auf die Ergebnisse dieser Versuchsserie VII eingegangen Zun chst seien die in Kapitel 6 beschriebenen Ergebnisse Bild 6 11 nochmals in Erinne rung gerufen Der Verlauf der Arbeitslinien besa bei Belastungsbeginn einen konkaven Verlauf der bei weiterer Laststeigerung in einen linearen Verlauf bergeht Die Belastung erfolgte aus dem Ausfahren des instrumentierten St tzbeins Die Bruchspannung wurde bei keiner Messung dieser Versuchsserie erreicht Die aus den gemessenen Daten extrapo lierten Werte k nnen nur in ihrer Gr enordnung beurteilt und bewertet werden Wie bei der Auswertung der potentiometrisch gemessenen Daten erfolgt die Darstellung der Be rechnungsergebnisse im Verh ltnis zu den maximalen maschinenspezifischen Spannungen PMasch nach den Beziehungen der Gleichungen 9 29 und 9 30
29. H 2001 Grundlagen der Geotechnik 2 Auflage B G Teubner Verlag Stuttgart SCHULZE E 1968 Der Reibungswinkel nichtbindiger B den Bauingenieur Nr 9 SHAHIN M A MAIER H R AND JAKSA M B 2002 Predicting Settlement of Shallow Foundations using Neural Networks Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering pp 785 793 146 Literatur SKEMPTON A W 1953 The Colloidae Activity of Clay Proc 3 ICSMFE Vol I pp 57 61 SMITH I M amp GRIFFITH D V 1982 Programming the Finite Element Method Second Edition J Wiley amp Sons Chisester U K SMOLTCZYK U 2001 Grundbau Taschenbuch 6 Auflage Ernst amp Sohn Verlag Berlin STURM U 1987 Ein allgemeines Berechnungsverfahren f r Grenzzust nde im Grund bau dargestellt am Beispiel des Grund und B schungsbruches Ver ffentlichungen des Grundbauinstituts der TU Berlin Heft 17 TAIEBAT H A AND CARTER J P 2002 Technical Note Bearing capacity of strip and circular foundations on undrained clay subjected to eccentric loads G otechnique 52 No 1 pp 61 64 TEFERRA A 1975 Beziehungen zwischen dem Reibungswinkel Lagerungsdichte und Sondierwiderst nden nichtbindiger B den Forschungsberichte aus Bodenmechanik und Grundbau Heft 1 TH Aachen TERZAGHI K 1943 Theoretical Soil Mechanics J Wiley amp Sons New York TERZAGHI K JELINEK R 1954 Theoretische Bodenmechanik Springer Verlag TIMO
30. Ottawa Canada pp 404 413 A A Balkema Publishers Leiden 2004 102 103 104 105 106 107 108 109 110 Wehnert M Vermeer P A Numerical analyses of load tests on bored piles Proceedings 9th Symposium on Numerical Models in Geomechanics NUMOG IX Ottawa Canada pp 505 511 A A Balkema Publishers Leiden 2004 Beutinger P H Sawade G Standsicherheit Vorhersagem glichkeit der Bodentragf higkeit aus geotechnischer Sicht Fachtagung Baumaschinentechnik 2004 Forschung Entwicklung Innovation 27 28 Oktober 2004 Magdeburg S 159 166 Forschungsvereinigung Bau und Baustoffmaschinen e V Heft 26 Frankfurt M 2004 Neher H P Vogler U Vermeer P A Der Schiefe Turm von Pisa Untersuchung des Setzungsverhaltens Tiefbau Jg 116 2004 Nr 10 S 655 658 Bouzid D A Tiliouine B Vermeer P A Exact formulation of interface stiffness matrix for axisymmetric bodies under non axisymmetric losding Computer and Geotechnics Vol 31 2004 Nr 2 pp 75 87 Kayser J Schwab R Benz T Baubegleitende FE Modellierung der Schleuse Uelzen I In Messen in der Geotechnik Mitteilung des Instituts f r Grundbau und Bodenmechanik der TU Braunschweig Heft 77 2004 S 335 348 Wehnert M Neher H P Vermeer P A Zangl L W Dzengel M Analyse des Verformungsverhaltens einer Hausm lldeponie Bautechnik Jg 82 2005 Nr 4 S 218 226 Vermeer P A Wehnert M Be
31. Rilling B Vermeer P A Vermeer P A Brinkmann C Fiechter Scharr I Schanz T Akinrogunde A E Vogt Breyer C Vermeer P A Marcher T Marcher T Ruse N M Beutinger P H 1994 1996 1997 1998 1998 1998 1999 1999 1999 2002 2003 2004 2005 Untersuchungen zur Grenztragf higkeit bindiger Sch ttstoffe am Beispiel von L lehm 17 90 Deponiebau und Geotechnik 17 90 Baugruben in Locker und Festgestein 17 90 Untersuchungen zum Verhalten von Dichtungs berg ngen im Staudammbau 17 90 Beeinflussung von Erdbaustoffen durch Beimi schen eines organophilen Bentonits 17 90 Zur Modellierung des mechanischen Verhaltens von Reibungsmaterialien 17 90 Propagation of Cement Grout in Rock Discon tinuities Under Injection Conditions 17 90 Experimentelle und numerische Untersuchungen zum Tragverhalten und zur Bemessung hori zontaler Schraubanker 17 90 Neue Entwicklungen in der Geotechnik 17 90 Resultate eines Versuchsprogramms an Beau caire Mergel 17 90 Nichtlokale Modellierung der Entfestigung dichter Sande und steifer Tone 17 90 R umliche Betrachtung der Standsicherheit der Ortsbrust beim Tunnelvortrieb 17 90 Ein geotechnischer Beitrag zur Standsicherheit mobiler Baumaschinen 17 90 Weitere Ver ffentlichungen des Institutes f r Geotechnik Stuttgart und se
32. STURE 2000 als auch mit theoretischen Herleitungen z B von VARDOULAKIS 1980 und VERMEER 1982 nachgewiesen Die Realit t wird in Abh ngigkeit von den vor handenen Randbedingungen irgendwo zwischen der oberen und unteren Grenze liegen und kann nach Meinung des Verfassers mit dem Ansatz von ARTHUR et al 1977 doch recht gut bestimmt werden Dies belegen einerseits die aus Bild 7 6 c ermittelte Neigung von 0a 59 und andererseits die in Bild 7 7 dargestellten inkrementellen Scherdehnungen wo durch die beim Bruch vorhandenen Scherfugen visualisiert werden Mit dem Ansatz nach Arthur et al w re ein Neigungswinkel von 45 11 0 45 59 4 4 zu erwarten Die an das Fundament anschlieBenden Erdmassen werden durch die Belastung des Funda ments nach oben bewegt In den seitlichen Erdmassen in Bild 2 2 a als Zone II bezeich net bilden sich gekriimmte Gleitflachen aus die sich anhand von logarithmischen Spiralen beschreiben lassen Beim Ubergang in Zone III die passive Rankine sche Zone geht die Kriimmung der Gleitflache im Extremfall bis auf eine Neigung von 0 90 6 7 22 zur ck In diesem passiven Bereich sind die horizontalen Spannungen aufgrund der Erd drucktheorie deutlich gr er als die vertikalen Aus den Bildern 7 6 c und 7 7 l sst sich ein Gleitfl chenwinkel 0 40 bestimmen Dieser Winkel entspricht dem Ergebnis des kinematischen Ansatzes nach Roscoe Die Form der Gleit
33. Vermeer P A Discussion of the paper Angles of Friction and Dilatancy of Sand G otechnique 47 No 4 pp 887 892 1996 Vermeer P A Salden D Die Geotechnik des Dammbaus Wechselwirkungen Jahrbuch 1996 aus Lehre und Forschung der Universit t Stuttgart S 86 97 Stuttgart 1997 Stolle D F A Bonnier P G Vermeer P A A Soft Soil Model and Experiences with Two Integration Schemes Proceedings 6th International Conference on Numerical Models in Geomechanics NUMOG VI Montreal pp 123 128 Balkema Rotterdam 1997 Schanz T Bonnier P G Verification of a Soil Model with Predicted Behaviour of a Sheet Pile Wall Proceedings 9th International Conference on Computer Methods and Advances in Geomechanics Wuhan China Vol 2 pp 953 959 Balkema Rotterdam 1997 Vermeer P A Stolle D F A Bonnier P G From the Classical Theory of Secondary Compression to Modern Creep Analysis Proceedings 9th International Conference on Computer Methods and Advances in Geomechanics Wuhan China Vol 4 pp 2469 2478 Balkema Rotterdam 1997 Vermeer P A Bayreuther C Tiefe Baugruben in weichen B den Tagungsband 1 Kolloquium Bauen in Boden und Fels Technische Akademie Esslingen Ostfildern 1997 Raisch D Vogt C Gr ndungssanierung der Au enw nde des Museums in T bingen Deutsches Architektenblatt 6 97 29 Jg S 927 ff Stuttgart 1997 16 17 18 19 20 21 22 23 24
34. auf dem Computer gespeichert und anschlie end ausgewertet Die Messungen er folgten aus versuchstechnischen Gr nden jeweils nur an einem St tzbein der eingesetzten Maschine In Anlehnung an den Lastplattenversuch nach der alten Norm DIN 18134 wurden die beim Absetzen eines St tzbeins auftretenden Setzungen anhand von drei potentimetrischen Wegaufnehmern gemessen Das dazu verwendete Dreibein wurde so aufgestellt dass die Aufstellung au erhalb des Einflussbereichs der Abst tzfl che des St tzbeins waren Die Setzungen wurden durch arithmetische Mittelwertbildung auf den Mittelpunkt der Abst tz fl che bezogen Aus der Belastung resultierende Schiefstellungen wurden registriert diese waren aber so gering dass sie bei der Auswertung nicht weiter ber cksichtigt wurden Um m glichst realistische Aufstellbedingungen bei den Messungen zu haben sind zur Abst tzung prinzipiell die blichen Abst tzplatten der mobilen Baumaschinen verwendet worden Aus Transportgr nden sind diese einerseits quadratisch mit einer Kantenl nge von 60 cm und andererseits aus Gewichtsgr nden entweder aus verleimtem Hartholz oder aus Kunststoff Lediglich bei den Autokranen sind die Platten aus Stahl 53 54 Kapitel 6 Feldmessungen an mobilen Baumaschinen Bild 6 1 Messaufbau und quadratischer Unterbau aus Kanth lzern mit einer Kantenl nge von 120 cm Bei einigen Messungen ist von der oben genannten Plattenabmessung abgewichen worden siehe Tabe
35. bestimmt Diese wurden wiederum auf eine Referenzspannung von p 100 kPa bezogen Dilatantes Verhalten wurde bei dem verwendeten Sand beobachtet und in Abh ngigkeit von der Lagerungsdichte wurden Dilatanzwinkel y von 11 bzw 8 ber cksichtigt Mit m 0 43 wurde eine relativ geringe Abh ngigkeit der Steifigkeit vom Spannungszustand festgestellt Die eingepr gte Vorbelastungsspannung ist aufgrund der hohen Verdichtungs arbeit zu OCR 4 festgelegt worden Bei der Betrachtung der Arbeitslinien in Bild 7 11 wird deutlich dass die Kurve aus den numerischen Berechnungen bis zum Erreichen der Bruchlast des Untergrundes die Ver suchsergebnisse sehr gut widerspiegelt Nachdem die Tragf higkeit des Sandes berschrit ten wurde sind bei den Experimenten die aufnehmbaren Kr fte stark abgefallen Diese sogenannte Entfestigung des Bodens kann mit dem hier verwendeten Stoffgesetz nicht nachgebildet werden Jedoch wird ein deutlich zu erkennendes Lastplateau erreicht Wie auch schon bei den Ergebnissen auf L sslehm bzw auf locker gelagertem Sand stimmen die numerischen Berechnungen mit den Versuchsergebnissen bei Betrachtung der totalen Verformungen sehr gut berein Bild 7 12 Bis zum Erreichen der Bruchlast tritt eine weitere Verdichtung des bereits dicht gelagerten Bodens auf Beim Erreichen der maximalen Scherfestigkeit bildet sich eine Scherzone aus entlang derer der dar ber liegende Boden nach oben abgleitet Eine solche Scherfuge trat s
36. cksichtigten Span nungsbereich dargestellt Die dargestellten Ergebnisse lassen sich dabei in zwei Gruppen einteilen Die erste Gruppe wird durch die Kurven der Versuche locker I 2 und LL IV2 ver treten Bei diesen Versuchen konnte wie in Kapitel 5 bereits beschrieben das Verhalten der Spannungs Setzungskurven als duktil beschrieben werden Schon relativ geringe Be reiche der Arbeitslinien reichen aus um die Bruchlast gut extrapolieren zu k nnen In Gruppe zwei sind die Versuche bei denen ein eher spr des Bodenverhalten zu beobach ten war Als Vertreter dieser Gruppe wurden die Versuche dicht IV 1 und hohl I 2 in 1 200 800 S gemessen i 1 000 ausgewertet A P A i 600 7 on 3 800 M z 7 J 2 f z 400 g g Ss 600 f 3 a f m f 200 messen _ R f ausgewertet 200 a 0 0 2 4 6 8 10 12 14 0 1 2 3 4 5 Setzungen s mm Setzungen s mm Bild 9 5 bereinstimmung der gemessenen und ausgewerteten Daten links dicht IIV2 ber cksichtigter Spannungsbereich 20 70 r 99 98 rechts LL W 2 ber cksichtigter Spannungsbereich 40 70 99 89 9 2 Auswertung der potentiometrisch gemessenen Daten 111 Bild 9 6 abgebildet Hier ist zu erkennen dass erst mit Ber cksichtigung h herer Bruch spannungen eine gute Vorhersage der Versagensspannung m glich ist Die bersch tzung der Bruchspannung z B bei d
37. den Messungen gew hlt Die Versuchsstandorte lagen aus logistischen Gr nden entweder auf dem Werksgel nde der jeweiligen Firma welche die Messungen unterst tzte oder zumindest in unmittelbarer N he des Firmenstandortes Es wurde versucht sowohl sehr unnachgiebige als auch sehr nachgiebige Untergrundverh ltnisse zu untersuchen Schottertragschichten mit einer M chtigkeit von mindestens 70 bis 100 cm waren als sehr unnachgiebige Bodenschichten geeignet Die Versuche welche auf diesen Schichten durchgef hrt wurden sind in Tabelle 6 1 in der Spalte Untergrund mit Schotter bezeich net Die darunter liegenden Schichten haben auf das Verformungsverhalten keinen nen nenswerten Einfluss gehabt Bei einigen Messserien Versuchsserie II IV VI und VII bestand bei einem Teil der Ver suche der Untergrund aus einer bis 20 m m chtigen Auff llung aus dem rtlich anstehen den L sslehm Dieser wurde im Zuge einer Werkserweiterung ausgehoben und an anderer Stelle wieder eingebaut Die Verdichtung erfolgte beim Wiedereinbau lagenweise jedoch sind der Verdichtungsgrad und damit auch die Lagerungsbedingungen ber die ganze Fl che relativ inhomogen Dies best tigen die Ergebnisse der vor Ort durchgef hrten Rammsondierungen in Bild 6 3 links Unter einer oberfl chlich festen Schicht tritt in einem Fall ein starker R ckgang der Schlagzahlen auf bevor diese wieder stark ansteigen Bei den anderen Kurven nehmen die Schlagzahlen stetig zu
38. erreicht Versuche Il Schotter en Ps Maxlast 0 903 Nein serie I I2 L sslehm i ER 201689 Ja eigengewicht I1 Auff llung nur Maschinen 0 769 Ja Versuchs I2 L sslehm eigengewicht 0 726 0 6 m soed ee Schotter Maxlast ren Nein m4 een 0 887 normierte Spannung p pMasch normierte Spannung pP PMasch 0 0 20 40 60 80 100 0 20 40 60 80 100 Setzungen s mm Setzungen s mm 1 1 2 0 8 2 0 8 A 2 0 6 0 6 3 3 a z n 0 4 n 0 4 oO oO 5 5 0 2 5 0 2 13 14 0 0 0 5 10 15 20 0 5 10 15 Setzungen s mm Setzungen s mm 162 Anhang Arbeitslinien der Messungen im Feld an mobilen Baumaschinen bei verschiedenen Unter grundverh ltnissen Versuchs Kanten normierte Tragf Versuchs 7 aufgebrachte nine i bezeich Untergrund l nge der Spannung higkeit reihe N Belastung k nung Lastfl che P Pmasen erreicht m 1 0 978 Versuchs M 2 0 966 serie II II 3 Schotter 0 5 m PMasch Maxlast 0 971 Nein II 4 0 962 normierte Spannung p PMasch normierte Spannung pP PMasch II 1 III 2
39. t und der Sohlspan nungsentwicklung p t sollen die Hyperbelparameter bestimmt werden Die L sung ist nach Gleichung 9 1 auf der Grundlage eines Best fit Verfahrens zu ermitteln Die Best fit Anpassung erfolgt durch die Methode der kleinsten Fehlerquadrate Dabei sind die in Glei chung 9 1 unbekannten Parameter aus den gemessenen Messwerten so zu bestimmen dass der gew hlte Ansatz m glichst genau aus den gemessenen Beschleunigungen erkl rt werden kann Hierzu wird nach drei verschiedenen Methoden vorgegangen Sie werden im Weiteren ausf hrlich beschrieben Vor der Datenauswertung mit den drei Methoden werden alle Daten gefiltert Hierbei wird eine numerische Simulation eines Echt Zeit Filters Tiefpass als R C L Glied Wider stand Kapazit t und Induktivit t mit einer Butterworthfiltercharakteristik 2 Ordnung vor genommen 101 102 Kapitel 9 Entwickelte Software f r die Datenerfassung und Tragf higkeitsprognose p t a t Ende der Messung Datens tze p t a t t 0 tena Datenaufbereitung Normierung Skalierung Filter Glattung dp dt Auswertung Auswahl relevanter Daten to t reduzierte Datens tze p p p a v s Regression Methode II Methode III Methode I p s pr Evo p gt V pr Evo p a gt pr Evo l Bewertung P Masch M Masch St tzfl che ok St tzfl che nicht ok neue Aufstellfl che Bild 9 1 Fluss
40. vI6 J VI10 J VIL7 0 0 j j 0 0 j j j 20 20 20 20 20 40 40 40 40 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich ber cksichtigter Spannungsbereich Bild 9 13 berpr fung des gekr mmten Kurvenverlaufs mit Hilfe des Verh ltnisses von Verformungsmodul E zu initialem Verformungsmodul Eyo links Messreihe VI rechts Messreihe VII Die Ergebnisse von Messserie VII zeigen noch deutlicher dass es weiteren Untersuchungs bedarf gibt Das Verhalten der Spannungs Setzungskurven war zu Beginn konkav geformt Bild 6 5 rechts und Bild 6 11 woraus trotz der Verwendung der 20 bzw 40 Startwerte ziemlich gro e Werte f r die Bruchspannungen ermittelt wurden Dabei muss nochmals darauf hingewiesen werden dass die tats chliche Bruchspannung in den Versuchen nicht erreicht wurde und somit ber die wirklichen Werte nur Spekulationen angestellt werden k nnen Fest steht jedoch aufgrund der Kurvenverl ufe dass die Bruchspannung noch deutlich h her liegen muss und somit zumindest bei den Werten unter Ber cksichtigung der ge messenen Daten von 40 bis 99 VII 6 und 7 die ermittelten Bruchspannungen plausibel erscheinen Dies kann auch aus Bild 9 13 geschlossen werden Bei den Messungen der Messserie VI links ist bei Ber cksichtigung von 90 bis 99 des gemessenen Spannungs bereichs eine deutliche Abnahme des Verh ltnisses der Steifigkeitsmoduln Ey Eyo
41. welches Messsensorik f r die Setzungserfassung in einen mobilen Lastsensor integriert Der entstandene Prototyp eines Beschleunigungs Last Sensors kann zu Messungen einfach unter ein St tzbein einer mobilen Baumaschine montiert werden Diese Entwicklung w re nicht m glich gewesen ohne die tatkr ftige Unterscht tzung seitens Herrn Dr rer nat Gottfried Sawade der Materialpr fungsanstalt Universit t Stuttgart Ein Entwicklungspotenzial der Messeinrichtung f r weiterf hrende Forschungen liegt in der Genauigkeit der Messkarte Der wissenschaftlich interessante Aspekt vorliegender Studie besteht in der Kombination numerischer und physikalischer Modelle der Geotechnik mit dem Endziel die beim Aufstellen einer mobilen Baumaschine nur teilweise zu messende Last Setzungskurve der St tzbeine durch Extrapolation zu vervollst ndigen Ein wichtiger Punkt f r die Numerik in der Geotechnik bildet die Nachrechnung der Plattendruckversuche auf Sanden und L sslehm Die bereinstimmung von berechneten und gemessenen Last Setzungskurven ist erstaunlich gut F r die finanzielle F rderung danke ich der Arbeitsgemeinschaft industrieller Forschungs vereinigungen AiF Mein Dank gilt auch den Mitgliedern der Betreuungsgruppe insbesondere Dr Ing S Gelies der Firma Putzmeister AG Herrn E Reichel von der Forschungsvereinigung Bau und Baustoffmaschinen e V und Herrn Dr rer nat G Sawade der Materialpr fungsanstalt Universit t Stuttgart Piet
42. 0 A 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich Messung boe s V 1 8 0 0 pot Daten 9 Methode 1 5 6 0 Methode 2 a Methode 3 a 4 0 is 2 0 N oO z Jog ae 0 0 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich Messung boe s V 2 Verh ltnis pe pr H 12 0 10 0 8 0 6 0 4 0 2 0 0 0 S pot Daten 9 Methode 1 Methode 2 Methode 3 ae Messung boe s VI 1 Verh ltnis pt ipe H 10 0 8 0 6 0 4 0 2 0 0 0 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich 9 A S pot Daten S Methode 1 Methode 2 Methode 3 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich Verh ltnis Ev Evo Verh ltnis Ev Evo Verh ltnis Ev Evo 179 2 0 d S pot Daten 9 Methode 1 1 5 Methode 2 i Methode 3 1 0 0 5 N V 0 0 t t T m gt t T DA 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich
43. 1 499 6 OES Sand a a boesW 2 D 0 98 o poes MA i 539 0 oe s Sand on a boesIW2 D 0 74 ae 1600 1400 a sy 1200 5 1000 a 800 oO z m 600 400 lt boesII 1 40 40 4 200 boesII 2 40 40 0 0 20 40 60 80 100 Setzungen s mm gr z a boe s II 1 40 40 2 A boe s II 2 40 40 5 S a 5 3 O faa 40 60 80 Setzungen s mm 100 158 Anhang Arbeitslinien der Labormessungen an schr gen B schungen aus Sand und dabei aufgetrete ne Bruchbilder B sch Last Se ran Einbau Einbau a Bodenart abstand h he winkel trockendichte wassergehalt A cm h o g cm w SPannune em a Pa Lg pr kPa b V 1 748 4 eae ae 20 1 800 12 boe s V 2 D 0 92 60 iis 834 7 boe s VI 1 Sand 1 127 5 40 1 815 7 2 boe s VI 2 D 0 98 977 6 boe s V 1 20 60 amp boe s V 2 20 60 Bodenspannung p kPa 40 60 80 Setzungen s mm 1200 boes VI 1 40 60 _ boe s VI 2 40 60 Bodenspannung p kPa 40 60 80 100 Setzungen s mm 159 Arbeitslinien der Labormessungen an senkrechten B schungen aus L sslehm und dabei aufgetretene Bruchbilder B sch 2 Last nn Einbau Einbau a Bodenart abstand h he
44. 1 5 kNm m und f r N 30 2 KN m Eine ausf hrliche Beschreibung mit dem Umgang des Plastizierens von Platten in PLAXIS wird im Benutzerhandbuch des Programms gegeben Wie bei den vorhergehenden Berechnungen ist auch hier eine gute bereinstimmung zwischen den Ergebnissen aus Versuch und der numerischen Berechnung zu erkennen Bild 7 14 Der Anstieg der Last Setzungskurve ist bei den Berechnungen zwar zu Beginn etwas zu steil jedoch wird die Anfangssteifigkeit gut getroffen und im Bruchzustand das selbe Lastniveau erreicht Bild 7 15 Bruchk rper im 3D Modell dargestellt durch die totalen inkrementellen Verschiebungen im letzten Berechnungsschritt 7 4 Numerische Betrachtung eines Kranunfalls 87 Des weiteren kann bei Betrachtung der inkrementellen Verschiebungen aus dem letzten Lastschritt der auftretende dreidimensionale Bruchk rper wie in Bild 7 15 dargestellt er zielt werden Die Ausdehnung der Bruchfigur ist in Querrichtung zum Rohr ausgepr gter als in L ngsrichtung Auch dieses Ph nomen ist bei den Experimenten zu sehen und wurde schon in Bild 5 9 links gezeigt Dieses Ergebnis deckt sich somit mit den Erkenntnissen aus den Versuchen 7 4 Numerische Betrachtung eines Kranunfalls Neben den numerischen Berechnungen der eigenen Laborversuche wurden auch Betrach tungen hinsichtlich eines Kranunfalls siehe Bild 7 16 welcher sich zum Zeitpunkt der vorgestellten Forschungen ereignete durchgef hrt Durch einen der Ma
45. 13 measuring series The loess loam cohesive soil from the Heilbronn area was used XII in 4 series Huge experience has been collected with both soils in different research projects at the institute for geotechnical engineering IGS All tests were performed far beyond failure In total 22 tests with horizontal subsoil conditions have been conducted with various densities The failure pressures were between 300 and 1 959 kPa depending on density respectively consistency of the used soil conditions When dense soil was installed a classical base failure KEZDI 1970 with a defined shear zone was developed In contrast a deformation failure developed when loose sand or loess loam were used for test conditions Further tests have been conducted with simulated hollows by installing plastic tubes underneath the loading plate Conditions where the load has been positioned close to slopes has also been investigated in a couple of measuring series In cooperation with mobile machine manufacturers joining the project tests to study the characteristic installation procedure have been performed in situ with truck mounted cranes and concrete pumps The registered load deformation curves are showing a hyperbolic form as investigated in the laboratory tests The developments on the measurement equipment in the laboratory were tested at the in situ tests to get further information for future evolutions Back analyses of the performed tests in laboratory
46. 2 Ergebnisse der Feldversuche Wie bei den eigenen Labormessungen werden in diesem Abschnitt die Ergebnisse der Auswertungen der potentiometrisch gemessenen Daten der eigenen Feldversuche darge stellt und diskutiert Um der messtechnischen Entwicklung Rechnung zu tragen werden lediglich die Ergebnisse der Messreihen V VI und VII vorgestellt Die Bruch Grenz spannungen aus Messung und Extrapolation werden in diesem Abschnitt auf die maximale maschinenspezifischen Spannungen pMasch anhand der Beziehungen pr pe Pmasch 9 29 pre pe pmasch 9 30 dargestellt In Tabelle 9 4 sind die Berechnungsergebnisse der Messreihe V auf feuchtem sandigem Schluff der in Kapitel 6 1 2 beschrieben wurde zusammengestellt Schon die Werte des 116 Kapitel9 Entwickelte Software f r die Datenerfassung und Tragf higkeitsprognose 10 0 80 g ba amp 6 0 2 V3 amp V6 a 40 Be 5 20 gt 0 0 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich Bild 9 10 Verh ltnis des gemessenen zum extrapolierten Bruchspannungsverh ltnis ber den ber cksichtigten Spannungsbereichen f r die Feldmessungen der Serie V Korrelationskoeffizienten r zwischen 99 7 und 100 deuten auf eine gro e Signal hn lichkeit zwischen den gemessenen und den aus der Auswertung erhaltenen Daten Tabelle 9 4 Ergebnisse der Au
47. 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich ber cksichtigter Spannungsbereich Messung LL I 2 4 0 7 4 0 T pot Daten u A 30 9 Methode 1 a 30 1 gt Methode 2 gt a S pot Daten a J Methode 3 a 2 5 9 Methode 1 B 1 Methode 2 amp 2 0 2 0 Methode 3 a u Ss E gt Be 1 5 op TOES me is 1 0 A 1 0 z 7 ve ora LA 0 0 0 0 4 20 20 20 20 20 40 40 40 40 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich ber cksichtigter Spannungsbereich Messung LL 1 3 16 0 3 5 T 14 0 amp pot Daten i 3 0 9 Methode 1 ic o ee 5 12 0 Methode 2 elnode oh 2 5 Methode 2 10 0 Methode 3 Methode 3 z 4 a 2 0 qo jaa gt amp 8 0 a J 215 5 60 a J l 1 0 gt 40 5 o o N gt gt SL 2 r os R i e Vall be pete de 7 Ne 0 0 0 0 f ie I 20 20 20 20 20 40 40 40 40 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich
48. 40 an ber cksichtigt wird Dieses Verhalten deutet auf eine nicht lineare Zunahme der Setzungen bei anstei gender Ber cksichtigung der aufgebrachten Spannung Der Verlauf des Spannungs Set zungsdiagramms ist somit im Endbereich der Kurve hyperbolisch gekr mmt ILI gt lt LLI dicht IV dicht V 80 45 40 S 70 60 A 2 35 ea gt 50 ra 30 B 25 Z 40 3 2 20 N i amp 15 E 20 x z 64 N E 10 5 10 aX g gt 0 F iG 20 20 20 20 20 40 40 40 40 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich ber cksichtigter Spannungsbereich Bild 9 8 Verformungsmodul Ey unter Ber cksichtigung unterschiedlicher Spannungs bereiche aus Messungen auf L sslehm links und auf dichtem Sand rechts bestimmt 114 Kapitel9 Entwickelte Software f r die Datenerfassung und Tragf higkeitsprognose Eindeutig l sst sich feststellen dass in Abh ngigkeit von der Bodenart und der Lagerungs dichte ein Mindestbereich der Arbeitslinie bekannt sein muss um die Bruchspannung richtig vorhersagen zu k nnen Aus Auswertungen aller Laborversuche wurde f r die unterschiedlichen Versuchsbedingungen der prozentuale Spannungsanteil der Bruchspan nung ermittelt bis zu welchem die Arbeitslinie bekannt sein muss In Tab
49. 7 1 links ist zu erkennen dass bei Ent und Wiederbelastungsvorg ngen die gleiche Steifigkeit wie bei Erstbelastungsvorg ngen angesetzt wird Zur Beschreibung von elasto plastischem Materialverhalten werden die Dehnungen sowie deren Raten in elastische und plastische Anteile zerlegt e e e f 7 3 Bei Erreichen der Grenzspannung Orf beginnt das belastete Material zu flie en d h die Mohr Coulomb sche Grenzbedingung Gleichung 2 1 ist erreicht und das Material verhalten wird mit idealer Plastizit t beschrieben Die Flie funktion f erreicht den Wert 0 und kann allgemein durch folgende Funktionen beschrieben werden f 0 0 0 65 sin c cos lt 0 A fy 20 0 Eo tosing c cos lt Of f 6 0 0 0 sin c cosg lt 0 Anhand von Flie regeln wird die Richtung der plastischen Dehnungs nderung bestimmt In der klassischen Plastizit tstheorie sind die plastischen Dehnungsraten proportional zur Ableitung der Flie funktion nach den Spannungen a he oT 7 5 90 X stellt einen Proportionalit tsfaktor dar welcher im plastischen Zustand bei f 0 bestimmt wird Die plastische Dehnungsrate ist somit ein Vektor welcher senkrecht auf der Flie fl che steht F r nicht bindige B den hat sich herausgestellt dass die Annahme des assoziierten FlieBens zu gro e Volumendehnungen ergibt Mit Hilfe des plastischen Po 3 Beim assoziierten Flie
50. 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich 9 J pot Daten 25 Methode 1 3 Methode 2 1 Methode 3 2 0 1 5 1 0 IT e y a ATI 0 5 5 SE 0 0 T TS 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich 9 Pot daten 9 Methode 1 Methode 2 Methode 3 CR 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich Messung dicht V 1 4 0 3 0 2 0 1 0 Verh ltnis pr pe H 0 0 S pot Daten Methode 1 Methode 2 Methode 3 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich Messung dicht V 2 10 0 4 9 0 8 0 6 0 5 0 4 0 3 0 2 0 1 0 0 0 Verh ltnis pr pe ber cksichtigter Spannungsbereich Messung 12 0 10 0 g n amp 8 0 a 6 0 E 40 Kani k gt 2 0 0 0 pot Daten 9 Methode 1 f 7 0 Methode 2 Methode 3 5 pokey 1 gt 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 locker I 2 S pot Daten Methode 1 Methode 2 J Me
51. Abbildungen a bis c stellen jeweils nur einen Ausschnitt der bei der Berechnung verwendeten Geometrie dar So sind nur die oberen 0 5 m des Modells und eine Breite von einem Meter abgebildet Vor der Belastung befindet sich der ganze Untergrund im elastischen Zustand nach Bild 7 4 n der elastischen Zone Wird Last auf das Fundament aufgebracht so geht der Boden an der Ecke des Fundaments aufgrund der Unstetigkeit an dieser Stelle beinahe sofort in einen plastischen Zustand ber Bild 7 6 a d h dort ist das Mohr Coulomb sche Bruch kriterium erf llt Mit zunehmender Belastung breitet sich dieser Bereich mit gesteigerter Belastung weiter aus wie in Bild 7 6 b zu sehen ist bis in Bild 7 6 c Bruch auftritt Unter der Voraussetzung dass zwischen Fundament und Boden Reibung herrscht wird das seit liche Ausweichen des Bodens verhindert und es bildet sich eine Grundbruchfigur wie sie von PRANDTL 1920 beschrieben wurde aus Der Keil unter dem Fundament befindet sich im elastischen Zustand Mit zunehmender Belastung bewegt er sich wie ein Teil des Fundaments und stellt die aktive Rankine sche Zone dar Der Zusatz aktiv wird verwen det da hier ein aktiver Spannungszustand in Lastrichtung besteht TERZAGHI JELINEK 1954 In Bild 2 2 a ist dies der mit I bezeichnete Bereich Die Bereiche II und II sind beim auftretenden Bruch voll plastiziert Durch die zunehmen de Belastung vergr ert sich der plastische Bereich unter dem Fundame
52. Andererseits ist aus der Analyse der entnom menen Bodenproben wie in Abschnitt 6 1 2 beschreiben ein kleiner Unterschied in den Wassergehalten aufgefallen Wyechts lt Wiinks Eine nderung in Wassergehalt kann bei einem bindigem Boden das Verformungsverhalten ma geblich beeinflussen Im Gegensatz zu den Ergebnissen auf unnachgiebigem Boden ist der Kurvenverlauf welcher der Erstbelastung folgt beinahe von Beginn an gekr mmt Schon vor einer Simu lation der Arbeitsphase ist in der gew hlten Darstellung in Bild 6 7 ein bergang in einen horizontalen Verlauf zu erkennen Der anstehende Untergrund steht somit durch die aufge brachte Bodenspannung jeweils kurz vor bzw bereits am berschreiten der Tragf higkeit Weitere Laststeigerungen sind nicht mehr m glich Die gew hlte Aufstellfl che w re normierte Spannung p PMasch normierte Spannung p PMasch 0 20 40 60 80 100 0 20 40 60 80 Setzungen s mm Setzungen s mm Bild 6 7 Spannungs Setzungslinien von Messungen mit mobilen Baumaschinen auf einer Auff llung aus L sslehm links Versuchsserie II rechts Versuchsserie IV 62 Kapitel 6 Feldmessungen an mobilen Baumaschinen Bild 6 8 Verformter Untergrund nach Ausfahren des St tzbeins auf nachgiebigem Untergrund demnach bei beiden in Bild 6 7 dargestellten F llen f r den Arbeitseinsatz zu gering gew hlt worden Bild 6 8
53. Bemessungsgrundlagen Sympo sium Notsicherung von D mmen und Deichen Verfahren Konstruktionen und Baustoffe zur Notsicherung von D mmen und Deichen Siegen 2003 Neher H P Vogler U Peschl G M Schweiger H F Oswald K D Deformation of soft tailings Probabilistic analysis 13th European Conference on Soil Mechanics and Geotechnical Engineering Prag 2003 77 78 79 80 81 82 83 84 85 86 87 88 89 M ller S C Vermeer P A Bonnier P G A fast 3D tunnel analysis In Bathe K J Ed Computational Fluid and Solid Mechanics 2003 Proc Second MIT Conference on Computational Fluid and Solid Mechanics June 17 20 2003 Cambridge MA Vol 1 pp 486 489 Elsevier Amsterdam 2003 Benz T Bounding surface plasticity for cyclic loaded sand and its implementation In Bathe K J Ed Computational Fluid and Solid Mechanics 2003 Proc Second MIT Conference on Computational Fluid and Solid Mechanics June 17 20 2003 Cambridge MA Vol 1 pp 95 98 Elsevier Amsterdam 2003 Klotz C Beutinger P H Vermeer P A Effects of inherent anisotropy and mode of shearing on the behaviour of geomaterials 16th ASCE Engineering Mechanics Conference Seattle 16 18 July 2003 Vermeer P A Benz T Schwab R On the practical use of advanced constitutive laws for finite element foundation simulations In J P Magnan N Droniuc Ed FONDSUP 2003 Symposium inte
54. LL 1 2 a N m e l E S 0 0002 Hyperbeln 5 oF 0 0001 08 0 0 02 0 04 0 06 0 08 normierte Setzung s s d Bild 5 17 Transformierte hyperbolische Darstellung von senkrechten Bruchversuchen an einer senkrechten L sslehmb schung Kurvenbereich unterhalb der Bruchspannung der gew hlte Ansatz doch zu sehr guten Ergebnissen f hrt Letztlich wird ein rechtzeitiges Erkennen einer Bruch bzw Grenzspannung ma gebend 52 Kapitel 5 Ergebnisse der Labormessungen 6 Feldmessungen an mobilen Baumaschinen In Zusammenarbeit mit den Herstellerfirmen von mobilen Baumaschinen Putzmeister Schwing Liebherr und Deutsche Grove welche im projektbegleitenden Arbeitskreis ver treten sind wurden im Laufe des Forschungsvorhabens acht Messreihen im Felde unter realen Aufstellbedingungen durchgef hrt Eine Messreihe f hrte infolge eines Schadens an der eingesetzten Maschine zu keinen verwertbaren Ergebnissen und wird daher weder in der Nummerierung noch in der Auswertung ber cksichtigt Zur Untersuchung der Machbarkeit der Messungen und der minimal notwendigen Anfor derungen an die Messausr stung diente Versuchsreihe I Diese Ergebnisse wurden zwar mit in die Aufstellung aller in situ Messungen in Tabelle 6 1 aufgenommen bei der Aus wertung aber nicht weiter betrachtet 6 1 Messaufbau und Versuchsrandbedingungen 6 1 1 Die Messeinrichtung Analog zu den Lastplattenversuchen im Labor wurden die Messdaten mit einer Messkarte erfasst
55. N sin N 9 3 beschreiben N und N sind die von den Sensoren gemessenen Winkel Gradma Nach Ermittlung der Ausgangsschiefstellung 89 kann die gemessene Beschleunigung a t um die 4 g p ungefiltert 50 gefiltert E gt 2 F A aa 0 5 10 15 20 Zeit t s Bild 9 2 Gemessenes ungefiltertes und mit numerischem Butterworthfilter 2 Ordnung gefiltertes Beschleunigungssignal Grenzfrequenz 0 5 Hz 104 Kapitel 9 Entwickelte Software f r die Datenerfassung und Tragf higkeitsprognose Verkippung mit Hilfe von Gleichung 9 4 berichtigt werden Somit liegen korrigierte Beschleunigungen ax t vor die zur Auswertung herangezogen werden K nnen a t a t g cosO n cos0 9 4 Mit g ist in obiger Gleichung die Erdbeschleunigung mit einem Wert von 9810 mm s und die gemessene Schiefstellung 0 n ber cksichtigt Vor der Bewertung der erfassten Daten m ssen zun chst die zur Auswertung relevanten Datenbereiche festgelegt werden Um Verformungen mit einer mobilen Baumaschine im Untergrund zu erzeugen muss eine Lastaufbringung erfolgen Somit w re ein eindeutiger Lastanstieg ein Anfangskriterium Dabei ist eine entsprechende Untergrenze sinnvoll fest zulegen um Eigenverformung sowie das Anliegverhalten bei nicht vollfl chigem Kontakt der Aufst tzplatte auszunehmen Denn durch die genannten Einfl sse kann der Anfangs bereich der Arbei
56. No 1 pp 16 26 MICHALOWSKI R L 2001 Upper bound load estimates on square and rectangular footings G otechnique 51 No 9 pp 787 798 MICHALOWSKI R L 2001 The Rule of Equivalent States in Limit State Analysis of Soils Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering pp 76 83 MORR O 1882 Uber die Darstellung des Spannungszustandes und des Deformationszu standes eines K rperlements Zivilingenieur S 113 Muns H amp WEI K 1971 Untersuchung von Grenztragf higkeit und Setzungsver halten flachgegr ndeter Einzelfundamente im ungleichformigen nichtbindigen Boden Berichte aus der Bauforschung Mitteilungen der DEGEBO Heft 26 MURFF J D MILLER T W 1977 Foundation Stability on Nonhomogeneous Clays ASCE Journal of the Geotechnical Engineering Division GT 10 pp 1083 1095 Literatur 145 NAUIOKS L 1963 ber die Tragf higkeit von mittig vertikal belasteten Fl chengr n dungen im Sand Berichte aus der Bauforschung Mitteilungen der DEGEBO Heft 16 OHDE J 1951 Grundbaumechanik Band IH H tte PERAU E W 1995 Ein systematischer Ansatz zur Berechnung des Grundbruchwider stands von Fundamenten Mitteilungen aus dem Fachgebiet Grundbau und Bodenme chanik Universit t Essen Heft 19 PRANDTL L 1920 ber die H rte plastischer K rper Nachrichten der Kgl Gesellschaft der Wissenschaften G ttingen Mathematisch physikalische Klasse S 74 85 Po
57. PLAXIS Finite Element Code for Soil and Rock Analyses A A Balkema Rotterdam BRINKMANN C 1998 Untersuchungen zum Verhalten von Dichtungs berg ngen im Staudammbau Mitteilungen Institut f r Geotechnik Universit t Stuttgart Heft 47 CAQUOT A 1934 Equilibre des massifs a frottement interne Gauthier Villars Paris pp 1 91 CASSIDY M J amp HOULSBY G T 2002 Technical Note Vertical bearing capacity factors for conical footings on sand G otechnique 52 No 9 pp 687 692 CHARLES J A 1996 The depth of influence of loaded areas G otechnique 46 No 1 pp 51 61 CHEN W F BALADI G Y 1985 Soil Plasticity Theory and Implementation Develop ments in Geotechnical Engineering Vol 38 Elsevier CONSOLI N C VENDRUSCOLO M A AND DOMINGOS MARQUES PRIETTO P 2003 Behaviour of Plate Load Tests on Soil Layers improved with Cement and Fiber Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering pp 96 101 COULOMB C A 1773 Essai sur une application des r gles des maximis et minimis a quelques probl mes de statique relatifs a architecture M moires de math m et de phys pr sent es a l Acad mie Royale des Sciences par divers savants Vol VII Paris DE BEER E E 1964 Grundbruchberechnungen schr g und ausmittig belasteter Flach gr ndungen in Bodenmechanik I VDI Verlag D sseldorf S 41 132 DE BORST R 1982 Calculating of collapse loads using higher or
58. Schluff Sand Kies X Fein Mittel Grob Fein Mittel Grob Fein Mittel Grob 100 90 80 70 60 50 40 30 20 Massenanteile der K rner 10 0 0 001 0 002 0 006 0 02 0 06 0 2 0 63 2 6 3 20 63 Korndurchmesser d mm 151 Anhang B Arbeitslinien der Grundbruchversuche auf dicht gelagertem Sand im Labor und dabei auf getretene Bruchbilder Bruch Einbau Einbau Versuchs i Grenz Bodenart trockendichte wassergehalt bezeichnung feien w Spannung Pa LS Pr kPa Sand dicht I 1 1 707 6 Messserie I D 1 0 dicht 12 1 821 3 7 19452 Sand dicht IV1 1 213 8 Messeng ogg ae tb gt 1 353 9 2000 1800 1600 1400 1200 1000 800 600 dicht VI Bodenspannung p kPa 400 dicht I 2 200 0 20 40 60 80 100 Setzungen s mm 1600 1400 1200 1000 800 Bodenspannung p kPa 600 E e dicht IV1 400 2 dicht 1 2 200 0 F T T T T T T T T T 0 20 40 60 80 100 120 140 Setzungen s mm 152 Anhang Arbeitslinien der Grundbruchversuche auf dich
59. V 1 571 5 Messserie IX D 0 68 dicht V 2 1 738 3 0 509 3 700 ion a 600 a 29 500 gt 3 400 z 3 300 A dicht V 2 100 0 0 20 40 60 80 Setzungen s mm 156 Anhang Arbeitslinien der Labormessungen an schr gen B schungen aus Sand und dabei aufgetrete ne Bruchbilder B sch Last ee Einbau Einbau a Bodenart abstand h he winkel trockendichte wassergehalt A cm n o g cm w Sparnons cm a Pa l8 pr kPa boe s VI Sand 1 462 8 1 830 6 8 boe s I 2 D 1 03 1 509 5 b WA 20 40 45 nr 2 Sand 1 793 7 1 boe sIV 2 D 0 98 769 6 1600 1200 74 boesI 1 20 40 y boesI 2 20 40 Bodenspannung p kPa S 5 0 20 40 60 80 100 Setzungen s mm 800 44 boesIV 1 20 40 boe s IV 2 20 40 Bodenspannung p kPa 0 20 40 60 80 100 Setzungen s mm 157 Arbeitslinien der Labormessungen an schr gen B schungen aus Sand und dabei aufgetrete ne Bruchbilder B sch East schungs en oe Br uch I Bodenart abstand h he winkel trockendichte wassergehalt A cm Ih o g cm w spannung cm a Pa g en poes M
60. Versuchsdurchf hrung und die Reproduzierbarkeit der Messergeb nisse beeintr chtigen k nnten sind so ausgeschlossen 4 2 1 Die Versuchseinrichtung Der Versuchsaufbau siehe Bild 4 4 besteht aus einer Druckplatte aus Stahl mit einem Durchmesser D 0 30 m analog dem Standardlastplattenversuch und einer hydraulischen Hohlkolbenpresse die gegen eine r ckverankerte Stahltraverse verspannt wird Zur Erfas sung der auftretenden Lasten wurde eine Kraftmessdose mit einer maximal aufnehmbaren Druckkraft von 700 kN verwendet Die Kraftmessdose ist als Vollmessbr cke mit Dehn messstreifen DMS ausgebildet Mit DMS werden grunds tzlich Dehnungen gemessen wobei die mechanische Dehnung des DMS in ein elektrisches Signal umgewandelt wird So ist es m glich eine mechanische Gr e elektrisch zu messen Das Messprinzip beruht grunds tzlich auf dem sogenannten Thomson Effekt Dieser besagt dass ein elektrischer Leiter infolge einer aufgebrachten Dehnung seinen Widerstand ndert Die relative Wider stands nderung ist dabei wie durch Gleichung 4 4 gezeigt wird proportional zur aufge brachten Dehnung e AR R k e 4 4 Der Proportionalit tsfaktor k ist dabei vom verwendeten Material und der Vorbehandlung des elektrischen Leiters abh ngig F r jeden Aufnehmer muss der k Faktor einzeln experi mentell bestimmt werden Die Kennlinie eines DMS ist ber den gesamten Messbereich linear Neben statischen k nnen auch dynamische Signal
61. ber cksichtigter Spannungsbereich Messung LL W1 4 0 3 0 S pot Daten 9 Methode 1 Methode 2 Methode 3 2 0 1 0 Verh ltnis p p amp H 0 0 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich Messung LL IV3 4 0 pe sie ire oie sa alt sie jj pot Daten 9 Methode 1 3 0 Methode 2 Methode 3 2 0 1 0 Verh ltnis pi p 0 0 at Messung hohl I 1 12 0 10 0 5 E 8 0 S 6 0 E 40 a 5 gt 20 0 0 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich S pot Daten 9 Methode 1 Methode 2 Methode 3 oor re 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich Verh ltnis Ev Evo Verh ltnis Ev Ew Verh ltnis Ev Evo 175 2 0 pot Daten 1 5 S Methode 1 Methode 2 1 Methode 3 1 0 0 5 RU 0 0 Soh Dom Bm m Do m ze m a a m 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich 4 0 S pot Daten
62. den l ngs der ung nstigsten Bruchfuge wirkenden Widerst nden Normal und Tangentialkr fte im Gleichgewicht stehen SCHMDT 2001 Die Lage der ung nstigsten Bruchfuge ist dabei von der B schungs 2 3 Der Plattendruckversuch und seine Bedeutung in der Geotechnik 15 tiiit Bild 2 7 M gliche B schungsbruchfiguren am B schungsfu links und in der B schung rechts geometrie von Schichtungen im Untergrund vom eventuell anstehenden Grundwasser sowie von der Fl che einer Auflast abh ngig Wird eine B schung durch ein St tzbauwerk teilweise oder ganz gesichert so wird von einem Gel ndesprung gesprochen Dieser versagt aufgrund der gleichen Ursachen und wird dann Gel ndebruch genannt STURM 1987 hat Untersuchungen hinsichtlich des bergangs vom B schungs zum Grundbruch durchgef hrt auf die in Kapitel 5 3 eingegangen wird Generell wird der B schungsbruch als ein zweidimensionales Problem betrachtet Im Fall der Belastung durch St tzbeine mobiler Baumaschinen liegen aber nur r umlich begrenzte Lastfl chen vor Eine Tragf higkeitsbetrachtung mit den blichen graphischen bzw numerischen Verfahren z B nach FELLENIUS 1927 JANBU 1954 oder BISHOP 1954 w rde somit zu geringe Werte liefern Standsicherheitsbetrachtungen von B schungen hinsichtlich begrenzter Lastfl chen wur den z B von BRINCH HANSEN 1966 BALIGH AZZOUS 1975 und KOBLER 1982 auf bindigem Boden durchgef hrt BRINCH HANSEN 1966 hat z
63. der Rotationssymmetrie ist nur eine H lfte der Geometrie zu modellieren Das Modell hat eine Tiefe von 0 9 m und eine Breite von 1 2 m Die Geometrie wurde in drei Schichten a Bild 7 5 Axialsymmetrisches FE Netz zur Nachrechnung der Laborversuche Berechnungen zur Bestimmung der Versagenslast des Untergrunds werden h ufig auch als limit analysis bezeichnet 7 2 Axialsymmetrische Grundbruchberechnungen 77 0 3 m unterteilt um dem lagenweisen Einbau der B den gerecht zu werden Die seitlichen R nder sind vertikal verschieblich und mit verhinderten Horizontalverschiebungen gelag ert Die Basis wurde mit unverschieblichen Randauflagerungen versehen Die Lastplatte aus Stahl D 0 3 m wurde als ein im Vergleich zum Untergrund sehr steifes Plattenele ment eingef gt Zur Vermeidung von unrealistisch gro en numerischen Spannungsspitzen am Rand der Lastplatte wurde zwischen der Lastplatte und dem anstehenden Untergrund ein Kontaktelement Interface eingef gt das ber den Rand der Lastplatte hinausgef hrt wurde ca D 4 Die Sohlreibung im Interface wurde mit 70 des Bodenreibungswinkels angesetzt Tabelle 7 1 Verwendete Parameter bei den axialsymmetrischen Berechnungen auf L sslehm und sehr dichtem Sand Bodenparameter ir ne en obere mittlere untere y kN m3 19 5 19 5 18 7 18 4 p 25 45 43 40 c kPa 18 5 5 5 y 0 11 8 8 EX EX MPa 95 125 100
64. der Sensor eine Beschleunigung so wird der Biegebalken im Kondensator ausgelenkt Der Sensor versucht nun die Auslenkung des Balkens zu kompen sieren und diesen wieder in seine Ausgangsposition zu bringen Der Strom der dazu aufgebracht werden muss ist das Messsignal des Sensors Mit diesem Messverfahren wird die sehr hohe Empfindlichkeit von 1 ug erreicht Um daraus ein Spannungssignal zu erhalten ist erstens ein Skalierungsfaktor von I 1 285 mA g f r das Stromsignal notwendig und zweitens ein Widerstand R Der B rdenwider stand ist notwendig um die gew nschte Aufl sung SF des Sensors f r die jeweilige Mess aufgabe zu erreichen und wird durch Gleichung 8 3 bestimmt R SE 1000 8 3 Mit SF 7 5 V g wurde eine m glichst gro e Aufl sung gew hlt welche bei den geringen Beschleunigungen die gemessen werden erw nscht ist Daraus ergibt sich ein ben tigter Biirdenwiderstand Ry von 5836 6 Ohm der zwischen den Sensor und die Datenerfassung eingebaut wird In Ruhe entspricht das sogenannte Nullsignal der Erdbeschleunigung von 1 g d h ein Signal von 7 5 V wird an die Datenerfassungsanlage ausgegeben Wie bereits erl utert ist der zu erfassende Setzungsvorgang eine Beschleunigung niedriger Frequenz Da bei der Messung jedoch auch h herfrequente Anteile vorhanden sind wurde zur Verbesserung des Messsignals zus tzlich ein Butterworthfilter 1 Ordnung ein soge nanntes RC Glied LAIBLE et al 2002 eingesetzt Ein RC Glied bes
65. effektive Druckspannung und o3 die minimale effektive Druckspannung Wie in der Geotechnik blich werden die Druckspannungen positiv ange setzt 2 2 2 Der klassische Grundbruch unter mittiger lotrechter Last Der Verlust der Tragf higkeit des Untergrunds beim Aufbringen einer Last auf eine ebene Gel ndeoberfl che wird als Grundbruch bezeichnet Der Boden unter und neben der Last einleitungsfl che durchl uft bis zum Auftreten des Grundbruchs verschiedene Spannungs zust nde Aus der Literatur sind die Versagensmechanismen von PRANDTL 1920 und HILL 1950 bekannt Unter Ber cksichtigung eines homogenen Untergrundaufbaus mit gewichtslosem Boden unterscheiden sich diese prinzipiell darin dass sich nach Prandtl Bild 2 2 a unter dem Fundament ein einziger dreieckf rmiger Erdkeil ausbildet w hrend sich bei Hill Bild 2 2 b zwei Erdkeile ausbilden BIAREZ et al 1961 Bild 2 2 Grundbruchfiguren a nach Prandtl b nach Hill 2 2 Verschiedene Versagensarten des Untergrunds 11 Aufgrund der von Hill angenommenen Reibungsfreiheit zwischen der Lastplatte und dem anstehenden Boden entsteht ein symmetrischer Bruchmechanismus Prandtl hingegen l sst Reibung zu so dass sich eben nur dieser eine Erdkeil unter der Lastfl che ausbildet und sich ein Gleiten der Bruchfigur nach rechts oder nach links einstellt Die Sohlspannungs verteilung unter der Platte und somit auch die Traglast sind jedoch unabh ngig vom Bruchmechanismus PRANDTL
66. einem Verformungsmodul E der als Sekantenmodul in dem f r die Auswertung herangezogenen Spannungsbereich gebildet wird angestellt Dazu wird wiederum ein kleinstes Fehlerquadrat nach Gleichung 9 23 ermittelt s t sy C p P dt gt Min 9 23 to mit C Durch die Verwendung eines linearen Zusammenhangs zwischen den Setzungen und den Spannungen Sekantenmodul dient das Gleichungssystem 9 24 9 25 zur Bestimmung der darin enthaltenen Unbekannten fso so fat pw dt 9 24 to to to fs t pa sp p t dt sO PO dt 9 25 to to to Um einen dimensionsechten Verformungsmodul zu erreichen wird die in Gleichung 9 22 verwendete Beziehung in Gleichung 9 26 angewandt 9 2 Auswertung der potentiometrisch gemessenen Daten 109 E B 075 d 9 26 Nach Bestimmung des Verformungsmoduls E in einem niedrigen Spannungsbereich wird dieser auch ber den ganzen gemessenen Bereich bestimmt Mit diesen Werten erfolgt im n chsten Schritt der Vergleich zwischen den beiden Verformungsmoduln Ist das Verh lt nis von E Evo klein und nimmt dieses berproportional stark ab so liegt ein nicht lineares Bodenverhalten im betrachteten Spannungsbereich vor hyperbolisch Damit ist die Vor hersage der Tragf higkeit zuverl ssig Sind beide Moduln jedoch fast gleich gro E Eyo liegt ein quasi linearer Kurvenver lauf vor Eine verl ssliche Vorhersage hinsichtlich der Untergrundtragf higkeit ist dann n
67. en ist der Dilatanzwinkel y 0 72 Kapitel 7 Finite Elemente Berechnungen tentials g in Gleichung 7 6 wird die Richtung der plastischen Dehnungen unabh ngig von der Flie fl che bestimmt Wie zuvor die Flie funktion l sst sich das plastische Potential wiederum durch drei Funktionen darstellen 1 1 g 0 0 0 0 siny 2 2 1 1 8 5 5 0 F 5 01 sin y 7 6 1 1 g3 0 0 0 0 sny 2 2 Die plastischen Dehnungsraten bei nicht assoziiertem Flie en y 0 und f g werden durch Gleichung 7 7 bestimmt EP N 7 7 Eine ausf hrlichere Darlegung der im MC Modell verwendeten Flie bedingungen ist bei VAN LANGEN VERMEER 1990 sowie SMITH amp GRIFFITH 1982 und die Implementierung in den FE Code PLAXIS bei BRINKGREVE VERMEER 2001 dokumentiert 7 1 2 Das Hardening Soil Modell Aus Untersuchungen ber den Zustand einzelner Bodenpartikel bei Belastung ist bekannt dass bereits vor Erreichen der Bruchspannung plastische Verformungen auftreten Um dieses Verhalten modellieren zu k nnen sind nichtlineare Stoffgesetze notwendig Auf Grundlage des bereits in Kapitel 3 1 erl uterten hyperbolischen Spannungs Dehnungs ansatzes von KONDNER amp ZELASKO 1963 wurde das Hyperbolische Modell DUNCAN amp CHANG 1970 entwickelt Durch eine Weiterentwicklung von SCHANZ 1998 hinsichtlich der Verwendung der Plastizit tstheorie gegen ber der Elastizit tstheorie der Ber ck sichtigun
68. f r die sehr locker gelagerten Versuchsrandbe dingungen ein Reibungswinkel von 31 bestimmt werden Ein deutlich h herer Wert von 40 bis 45 wurde bei den dicht bis sehr dichten Lagerungen erreicht siehe Tabelle 5 1 Aus versuchstechnischen Griinden und wegen der Staubentwicklung beim Einbau wurde der Sand feucht eingebaut Infolge des geringen Wassergehalts wirkt dadurch im Sand eine scheinbare Kohdsion Wie bekannt ist hat Sand jedoch keine Koh sion Im feuchten Zustand k nnen lediglich infolge des Porenwassers Haftkr fte zwischen den einzelnen Bodenk rnern entstehen die mit einer Koh sion vergleichbar sind und als Kapillarkoh sion bezeichnet werden Ist im Porenraum freies Grundwasser so ist mit keiner Kapillar koh sion zu rechnen Eine Abh ngigkeit zwischen Porenvolumen und der Koh sion ist nicht bekannt Leichte Schwankungen in der Haftwassermenge Wassergehalt k nnen aber einen Einfluss haben MUHS amp WEI 1971 Durch Verwendung von Gleichung 2 5 wurde die zum Erreichen der im Versuch bestimmten Bruchlast notwendige scheinbare Koh sion durch R ckrechnung ermittelt Die bestimmten Mittelwerte liegen zwischen 2 0 und 7 0 kPa und sind in Tabelle 5 1 und 5 2 angegeben Eine Abweichung zu den Mittelwerten in den einzelnen Versuchsserien lag bei etwa 0 5 kPa Diese Gr enordnung ist realistisch und kann durch Ergebnisse von anderen Versuchen best tigt werden z B MUHS amp WEI 1971 4 1 2 Der Heilbr
69. lim 0 0 az Op 3 3 gt C3 c2 kann in der transformierten hyperbolischen Darstellung in Bild 3 1 b durch die Steigung der Kurve bestimmt werden In dieser Darstellung wird die hyperbolische Beziehung durch einen linearen Verlauf abgebildet Tats chlich hyperbolische Verl ufe k nnen auf diese Weise einfach von quasi Hyperbeln unterschieden werden In einem Diskussionsbeitrag zu der Publikation von KONDNER 1963 hat BRINCH HANSEN 1963 angemerkt dass es noch weitere M glichkeiten zur Beschreibung des Bodenver haltens in Triaxialversuchen gibt Jedoch ist der hier vorgestellte Ansatz bei anf nglich linearem Verlauf der Spannungs Dehnungskurve am besten geeignet DUNCAN amp CHANG 1970 haben Ihre Arbeit ber das nichtlineare Verhalten von B den mit auf die oben Bei der transformierten hyperbolischen Darstellung wird das Verh ltnis der Dehnungen und Setzungen ber die Dehnungen aufgetragen Eine Hyperbel wird dann als linear verlaufende Kurve mit einem y Achsen abschnitt von c und einer Neigung von c3 abgebildet 3 1 Hyperbolischer Spannungs Dehnungsverlauf im Triaxialversuch 23 aufbereiteter Illit Spannung 1 0 KN m2 o lockerer Sand A dichter Sand Hyperbeln Verh ltnis axiale Dehnung 0 1 2 3 4 5 6 7 axiale Dehnung g Bild 3 2 Transformierte hyperbolische Darstellung des Dehnungs Spannungsverh ltnisses von Triaxialvers
70. locker eingebautem Sand rechts L sslehm 40 mm Setzung ermittelt werden kann Die vorhandene Tragf higkeit ist mit etwa 300 kPa viel geringer als bei den dichter gelagerten Versuchen was auch aus den Scherparametern welche in Tabelle 5 1 angegeben sind hervorgeht Dieselbe Versagensart wurde auch bei den Messserien VII und VII auf L sslehm ange troffen Die Spannungs Setzungskurven sind in Bild 5 5 angegeben Auch hier kann keine eindeutige Bruchspannung bestimmt werden Es tritt eine Verdichtung des Untergrunds im Bereich unter und neben der Lastplatte auf Dies wurde durch Entnahme von Ausstech zylindern mit einer H he von 30 cm nach den Versuchen best tigt Die Trckendichte pa erh hte sich direkt unter der Belastungsfl che infolge der Belastung von etwa 1 74 g cm auf bis zu 1 88 g cm Durch die Belastung stieg die S ttigung von durchschnittlich 85 vor der Belastung auf 95 bis 100 nach der Belastung an Bild 5 6 Eine weitere Verdichtung des L sslehms h tte nur in tieferen Schichten stattfinden k nnen An der Oberfl che sind in Bild 5 4 rechts au er der eingestanzten Lastplatte keinerlei Ver nderungen d h keine Hebungen zu erkennen Nach berschreiten der Grenzspannung nehmen die Setzungen berpropor tional zu und die Arbeitslinien gehen in einen geradlinigen Kurvenverlauf ber Tabelle 5 1 Aus R ckrechnung ermittelte mittlere Scherparameter des Sandes aus den Grundbruchversuchen Ein
71. m auch zerst rt wurde 6 1 3 Die Versuchsdurchf hrung Nach Instrumentierung des St tzbeins erfolgte der Abst tzvorgang der Maschine nahezu analog zu einem blichen Aufstellvorgang auf der Baustelle Um von Beginn an auswert bare Messdaten zu erhalten wurde die Fl che unter den Abst tzplatten durch Einebnung teilweise durch Entfernen der vorhandenen Grasnarbe vorbereitet In Abh ngigkeit von den jeweiligen Untergrundbedingungen und den rtlichen Gegebenheiten wurde bei eini gen Messungen nach dem Aufstellvorgang der Maschine der Ausleger ausgefahren bzw ausgefaltet und in einem Schwenkvorgang um 360 die Belastung aus Maschineneigenge wicht simuliert Dabei wirkt das Eigengewicht der Maschine und die Momenteinwirkung infolge des ausgefahrenen Auslegers auf die St tzbeine In Tabelle 5 1 sind diese Versuche in der Spalte aufgebrachte Belastung mit Maschineneigengewicht bezeichnet Um auch das Bodenverhalten w hrend der Arbeitsphase simulieren zu k nnen wurden z B an der F rderleitung einer Autobetonpumpe Gewichte zur Simulation des sich beim Pumpvorgang in der Leitung befindlichen Betons angeh ngt In diesem Zustand kann bei 58 Kapitel 6 Feldmessungen an mobilen Baumaschinen entsprechender horizontaler Auslegerstellung ber dem instrumentierten St tzbein die maximale maschinenspezifische St tzspannung Pmasch auf das St tzbein wirken pMasch ist somit jene Spannung welche im Extremfall an dem betrachteten St
72. mm s wurde in dieser Arbeit als Erdbeschleunigung von 1 g 1000 mg ber cksichtigt Die exakte Erdbeschleunigung h ngt genaugenommen vom Standort der L nge und Breite sowie der H he ber NN auf der Erde ab Hier wird mit dem gen herten Wert gearbeitet 8 2 Der Beschleunigungssensor 95 8 2 Der Beschleunigungssensor Mit den im vorhergehenden Abschnitt beschriebenen Anforderungen an den Beschleuni gungssensor und damit nat rlich auch an die ganze Messeinrichtung wurden entsprechende Sensoren gesucht welche die gestellte Messaufgabe meistern Der erste Versuch war der Einsatz von BSZ 02 low g Aufnehmern der Firma TEMIC Diese werden blicherweise im Automobilbau f r die Steuerung von z B ABS ESP und ROS eingesetzt Der Sensor ist robust gebaut was f r den Einsatz des Aufnehmers in mobilen Baumaschinen auf Bau stellen vorteilhaft ist Laut Herstellerangaben besitzt der Sensor eine untere Grenzfrequenz von 0 Hz und hat eine Aufl sung von etwa 8 mg ber den gesamten Messbereich von 1 6 g Erste Messungen unter Laborbedingungen zeigten gute Ergebnisse jedoch bereits bei den Plattendruckversuchen an der FMPA stellte sich heraus dass der Sensor bei den Messungen nicht die ben tigte Aufl sung erreicht Als geeignete L sung stellte sich der Beschleunigungssensor QA 700 von der Firma Honeywell heraus Die normalen Verwendungsgebiete des Sensors sind die Kontrollsys teme von Flugzeugen und Flugsimulatoren die Nivelliereinheit von R
73. mobiler Baumaschinen gelungen 140 Kapitel 11 Zusammenfassung und Ausblick Literatur ALSHIBLI K A AND STURE S 2000 Shear band formation in plane strain experiments of sand Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering pp 495 503 ARTHUR J DUNSTAN T AL ANI Q AND ASSADI A 1977 Plastic deformation and failure in granular media G otechnique 27 No 1 pp 53 74 BALIGH M M AZZOUZ A S 1975 End effects on stability of cohesive slopes ASCE Journal of Geotechnical Engineering Division Nr 101 pp 1105 1117 BATHE K J 1982 Finite element analysis in engineering analysis Prentice Hall New Jersey BERNATZIK W 1947 Baugrund und Physik Darstellung der Grundeigenschaften der B den anhand der empirischen Kenntnisse und der physikalischen Grundlagen SDV Fachb cher Z rich BEUTINGER P H 2001 Geotechnical Stability Investigations on Mobile Construction Machines Proceedings of XIV European Young Geotechnical Engineer s Conference Plovdiv pp 209 220 BEUTINGER P H 2002 Geotechnische Untersuchungen zur Erh hung der Standsicher heit mobiler Baumaschinen 27 Baugrundtagung 2002 Spezialsitzung Forum f r junge Geotechnik Ingenieure Mainz BEUTINGER P H VERMEER P A 2002 Geotechnische Standsicherheitsuntersuchung en an mobilen Baumaschinen Tagungsband 3 Kolloquium Bauen in Boden und Fels Ostfildern pp 237 244 BEUTINGER P H a
74. tiefer liegende Bodenschichten belastet und zur Lastabtragung heran gezogen werden 2000 3S 4 1800 1600 7 S 5 1400 Sua pean S xj ly 2 ar Oor IV D 0 98 g 1000 S a IM D 0 88 A800 II D 0 78 600 IX D 0 68 V D 0 400 4f 200 0 0 20 40 60 80 100 120 140 Setzungen s mm Bild 5 2 Auswahl der Arbeitslinien f r die Messserien auf homogen eingebautem Sand mit horizontaler Oberfl che 5 1 Ergebnisse der Grundbruchversuche mit homogenem Untergrund 41 Bild 5 3 Im sehr dicht eingebauten Sand aufgetretener klassischer Grundbruch Bei einer Messung dicht IV 2 in Bild 5 1 dargestellt wurde kurz vor Erreichen der Bruch spannung eine Entlastung vorgenommen Deutlich sichtbar ist dass vor dieser fast voll st ndigen Entlastung beinahe nur plastische Verformungen aufgetreten sind Das Verhalten des Bodens ist deutlich steifer als bei der Erstbelastung Bei der Wiederbelastung treten schon vor Erreichen des urspr nglichen Spannungsniveaus deutlich gr ere Setzungen auf Dies resultiert aus den im Gegensatz zur Entlastung eher plastisch auftretenden Verfor mungen bei der Wiederbelastung Zu erkennen ist auch dass die Kurve wieder auf den urspr nglichen Verlauf der Erstbelastung zur ck kommt Die Unterschiede in der Bruch spannung resultieren einerseits aus den wenn auch nur geringen D
75. und Extrapolation Durch Anwendung der Methoden 1 3 sind im Folgenden die Messdaten zur Bestimmung der Bruchspannung ausgewertet und extrapoliert worden Bild 9 17 bis 9 20 Zum Ver gleich sind die Ergebnisse aus den potentiometrisch gemessenen Daten mit aufgetragen In den Bildern 9 17 und 9 18 sind die Bruchspannungsverh ltnisse aus der Extrapolation pe und der Messung pe dargestellt Dabei wurden wie im Abschnitt 9 2 verschiedene Spannungsbereiche bei der Auswertung ber cksichtigt Duktiler Untergrund d h locker gelagerter Sand und L sslehm werden im Bild 9 17 betrachtet Wie mit den potentiometrisch gemessenen Kurven werden auch mit den aus den Be schleunigungen extrapolierten Daten gute Relationen zwischen Messung und Auswertung erzielt Lediglich bei Methode 3 bei der die aufgebrachte Spannung zweimal abgeleitet und mit den Beschleunigungen ausgewertet wurde sind bei der Messung auf locker ge lagertem Sand locker I 1 unter Ber cksichtigung der Daten ab 40 keine bereinstim mung erreicht worden Die Verkippung der Lastplatte bei der Belastung welche bei dieser Messung noch nicht mitgemessen wurde ist Grund fiir die Abweichung Die Betrachtung des erzielten Korrelationskoeffizienten r bestatigt dies Lediglich mit Methode 3 wurde eine Ubereinstimmung im Bereich von 30 bis 70 erreicht Methode 1 und 2 sowie die Ergebnisse auf L sslehm haben erheblich h here Korrelationskoeffizienten r gt 70 ergeben Die Resu
76. von gro er Bedeutung KONDNER amp ZELASKO 1963 sowie KONDNER 1963 haben an drainierten Standardtri axialversuchen an Sanden und auch an Tonen gezeigt dass das Spannungs Dehnungs verhalten mit gro er Genauigkeit anhand einer Hyperbel beschrieben werden kann Die Hyperbel zur Beschreibung der Spannungs Dehnungsbeziehung wird durch Gleichung 3 1 wiedergegeben E 6 06 _ f r oz konstant 3 1 21 22 Kapitel 3 _Hyperbolischer Ansatz zur Beschreibung des Bodenverhaltens Asymptote C2 Verh ltnis axiale Dehnung Spannung o Asymptote e A Spannung o Q axiale Dehnung axiale Dehnung a b Bild 3 1 a Hyperbel im Spannungs Dehnungsdiagramm b Transformierte hyper bolische Darstellung der Spannungs Dehnungsbeziehung Die Konstanten c und cz sind vom jeweils betrachteten Boden abh ngig und m ssen durch Messungen bestimmt werden Durch Ableitung von Gleichung 3 1 nach den axialen Dehnungen und einer Grenzwertbetrachtung f r 0 ergibt sich s ner 3 2 de on amp Aus dem Kehrwert des Parameters c kann der initiale Tangentenmodul Ep des Bodens bestimmt werden c entspricht in Bild 3 1 b dem y Achsenabschnitt der in der transfor mierten hyperbolischen Darstellung der Spannungs Dehnungsbeziehung gezeichneten Kurve Den Grenzwert der Spannungen of 6 03 auch als Bruchspannung bezeich net bei unendlich gro werdenden Dehnungen e erh lt man aus
77. welche von RILLING 1994 in einem Steinbruch in der N he von Heilbronn erstellt wurden An diesen Versuchsergebnissen wurden die f r die numerischen Betrachtungen mit dem Mohr Coulomb Modell not wendigen Parameter kalibriert und in Tabelle 7 4 aufgelistet Die B schungsberechnungen wurden anhand von einem 2D Modell als ebenes Verfor mungsproblem plane strain betrachtet Neben der Variation der B schungsneigung von 0 bis 90 senkrechte B schung wurde der Einfluss des Lastabstands zur B schung sowie der Einfluss der Fundamentbreite untersucht Die betrachtete B schung hatte au er im Fall mit einer B schungsneigung von 0 eine H he von h 2 m Abgesehen von der Parameterstudie zum Einfluss der Fundamentbreite wurde ein Fundament mit einer Breite von b 0 4 m verwendet 90 Kapitel 7 Finite Elemente Berechnungen Tabelle 7 4 Parameter des MC Modells f r die Studie des Einflusses von B schungen im Lasteinleitungsbereich von Oberfl chenfundamenten Parameter L sslehm y kN m 19 p 25 c kPa 29 E MPa 15 v 0 33 In Bild 7 19 a sind die Sohlpressungen p ber den Setzungen s dargestellt Der Last achsenabstand des Fundaments betr gt 0 6 m von der B schungskante 3 Im Fall von 0 B schungsneigung wird das Grundbruchproblem betrachtet Hier k nnen bis zum Auftre ten des Grundbruchs die gr ten Lasten aber auch die gr ten Verformungen aufgenom men werden Das Bruc
78. zeigt ein St tzbein nach Aufbringen der Belastung und die dabei aufgetretenen Untergrundverformungen Messergebnisse der Versuchsserie V sind in Bild 6 9 abgebildet Bewusst wurde die qua dratische Abst tzfl che mit einer Kantenl nge d 60 cm f r die Messung V 3 zu klein gew hlt Aus dem sich an die Horizontale ann hernden Kurvenverlauf ist die bevorstehen de berschreitung der Tragf higkeit bereits nach dem Ausfahren des St tzbeins eindeutig 0 2 pape 5 1058 4 0 7 amp 06 g 051 a VII E 0 4 7 _ m a 0 3 z VI 10 a z l 0 1 Setzungen s mm Bild 6 9 Arbeitslinien einer mobiler Baumaschine auf einer Auff llung aus L sslehm Versuchsserie VI 6 2 Ergebnisse der Feldmessungen 63 Daraufhin wurde die Aufstandsfl che vier mal so gro gew hlt indem Kanth lzer mit einer L nge von d 120 cm unterlegt wurden siehe Bild 6 1 Die aus dieser Messung ermittelte Spannungs Setzungskurve besitzt einen deutlich steileren Anstieg als die Mess kurve V 3 Durch Ausfahren und Schwenken des Auslegers konnte die Belastung auf das St tzbein weiter erh ht werden Ein Anbringen von Gewichten zur Simulation der Arbeits phase war jedoch aus logistischen Gr nden nicht m glich Vor der Entlastung des St tzbeins am Ende der Messung verl uft die Arbeitslinie in einem kleinen Bereich ber etwa 4 mm horizontal Im ersten Moment scheint die Tragf higke
79. 1 12 0 S pot Daten Methode 1 10 0 Methode 2 g Methode 3 80 i a 6 0 E 4 0 Bari S A PA ne es 0 0 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich Verh ltnis Ev Evo El Verh ltnis Ev Ew Verh ltnis Ev Evo 177 2 0 s pot Daten S Methode 1 Methode 2 Methode 3 1 5 1 0 0 5 0 0 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich 2 0 7 pot Daten Methode 1 1 5 Methode 2 3 Methode 3 1 0 1 0 5 TN 0 0 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich 4 0 H 3 0 S pot Daten 9 Methode 1 Methode 2 Methode 3 2 0 1 0 a Tore amp SZ A ti o Te y 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 beriicksichtigter Spannungsbereich 178 Anhang Messung boe s IIV 2 12 0 pot Daten amp Methode 1 10 0 Methode 2 g Methode 3 E80 I te eee A 6 0 40 oO N 2 0 gt ao ae 0 0 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 beriicksichtigter Spannungsbere
80. 1920 beschrieb als erster das Spannungsfeld unter einem mittig und lotrecht belasteten Streifenfundament zumindest f r einen gewichtslosen Unter grund siehe Kapitel 2 2 3 Mit zunehmender Belastung eines Fundaments geht der Boden beinahe unmittelbar in einen plastischen Zustand ber Dabei muss zwischen der so genannten hardening Plasti zit t Verfestigung vor Erreichen des Bruchzustands und der vollen Plastizit t bei und nach dem Bruch unterschieden werden Eine grundlegende Annahme der Plastizit tstheorie besagt dass die totale Dehnungsrate eine Summe aus den elastischen und plastischen Anteilen ist Deere 2 3 Mit zunehmender Verfestigung bei gleichzeitiger Ann herung an die Bruchlast nehmen die Belastungsraten ab und es treten immer kleinere elastische Dehnungen auf bis diese zu null werden Im Bruchzustand sind die Dehnungen nun mehr plastisch und der Zustand der vollen Plastizit t ist erreicht VERMEER und DE BORST 1984 Anhand einer Finiten Elemente Berechnung wird dazu in Kapitel 7 2 1 der bergang vom elastischen in den plastischen Zustand und die Ausbreitung der plastischen Zone mit zunehmender Belastung im Detail beschrieben Dar ber hinaus wird dort weiter auf den Verlauf der sich einstellen den Scherfuge eingegangen Bei der Beurteilung des Grundbruchs kann dieser in verschiedene Typen unterteilt werden Der klassische Grundbruchtyp tritt mit einer Peaklast eigentlich nur bei dicht gelagerten B den und flac
81. 2 1 Versuchsergebnisse auf wenig nachgiebigem Untergrund 6 2 2 Versuchsergebnisse auf nachgiebigem Untergrund 6 3 berpr fung des hyperbolischen Ansatzes bei den Feldmessungen Finite Elemente Berechnungen 7 1 Stoffgesetze 7 1 1 Das Mohr Coulomb Modell 7 1 2 Das Hardening Soil Modell 7 2 Axialsymmetrische Grundbruchberechnungen 7 2 1 Ausbreitung des plastischen Bereichs durch Belastung des Bodens 7 2 2 Ergebnisse der Berechnungen der L sslehmversuche 7 2 3 Ergebnisse der Berechnungen der dicht gelagerten Sandversuche 7 3 R umliche FE Berechnungen 7 4 Numerische Betrachtung eines Kranunfalls 7 5 Numerische Beurteilung des Bruchverhaltens von B schungen Anforderungen an die bezugspunktunabh ngige Messeinrichtung 8 1 Gr e des auftretenden Messsignals 8 2 Der Beschleunigungssensor 8 3 Messkarte zur Datenerfassung und Steuerungssoftware Entwickelte Software f r die Datenerfassung und Tragf higkeitsprognose 9 1 Programmaufbau und ablauf 9 1 1 Auswertung nach Methode 1 9 1 2 Auswertung nach Methode 2 48 53 53 53 56 57 58 58 61 65 69 69 71 7 76 77 81 83 84 87 89 93 93 95 96 101 101 104 106 9 1 3 Auswertung nach Methode 3 9 1 4 Bewertungskriterien der Berechnungsergebnisse 9 2 Auswertung der potentiometrisch gemessenen Daten 9 2 1 Ergebnisse der Laborversuche 9 2 2 Ergebnisse der Feldversuche 9 3 Auswertung der Messdaten des Beschleunigungssensors 9 3 1 Ergebnisse der Laborversuche 9 3 2 Ergebnisse der
82. 2 Anhang Messung dicht IV 1 Verh ltnis pr or H Messung dicht IV 2 Verh ltnis pr p amp H Messung dicht IV 3 Verh ltnis pe pe H 9 0 8 0 7 0 6 0 5 0 S pot Daten 9 Methode 1 Methode 2 Methode 3 4 0 3 0 2 0 1 0 0 0 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich 9 8 0 Q RK 7 0 6 0 S pot Daten 9 Methode 1 Methode 2 Methode 3 5 0 4 0 3 0 2 0 1 0 0 0 9 0 7 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich 8 0 Kor 7 0 6 0 5 0 4 0 pot Daten gt Methode 1 Methode 2 Methode 3 3 0 2 0 p 1 0 0 0 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich Verh ltnis Ev Evo Verh ltnis Ev Ew Verh ltnis Ev Ew 5 0 4 5 pot Daten 40 9 Methode 1 2 Methode 2 3 5 Methode 3 3 0 2 5 2 0 1 5 1 0 Eon 0 5 Ss 0 0 Bee e Ss 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50
83. 3 1 0 D 2 0 0 0 0 0 20 20 20 20 20 40 40 40 40 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich ber cksichtigter Spannungsbereich Messung boe LL I 2 re E pot Daten i S pot Daten 9 Methode 1 3 6 0 9 Methode 1 S 15 Methode 2 a Methode 2 aa Methode 3 an Methode 3 gt 1 5 4 0 a go S IS is A E 2 0 2 0 5 8 lt gt ere Ee 5 G c 9 J SU Tl 0 0 0 0 a 20 20 20 20 20 40 40 40 40 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich beriicksichtigter Spannungsbereich Messung boe LL W1 Verh ltnis pr pe H 10 0 8 0 6 0 4 0 2 0 0 0 f pot Daten 9 Methode 1 Methode 2 Methode 3 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich Messung boe LL II 2 Verh ltnis pr pe H 3 0 2 5 2 0 1 5 1 0 0 5 0 0 s pot Daten S Methode 1 Methode 2 Methode 3 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich 9 Verh ltnis Ev Evo Verh ltnis Ev Evo 181
84. 5 Numerische Beurteilung des Bruchverhaltens von B schungen 89 300 2000 Z 1800 4 250 e 1600 4 200 3 1400 1 1200 4 150 E 50010 I 1000 E 500 20 800 100 E 50025 600 so H E 1000 30 400 45 J E 1000 40 200 4 0 g um 0 0 00 0 05 0 10 0 15 0 20 0 0 2 0 4 0 6 Setzungen s m Setzungen s m Bild 7 18 Arbeitslinien der Berechnungen mit Hohlraum links und ohne Hohlraum rechts infolge Variation der Steifigkeiten der Bodenschichten die Setzungen bei ungest rten Untergrundbedingungen nach dem Aufstellen etwa um den Faktor 1 5 bis 3 kleiner sind als am St tzbein ber dem Hohlraum Die Gr e der Abwei chung ist somit auch bei diesem relativ spr den Versagen des Systems von den vorhan denen Steifigkeiten abh ngig Aufgrund der erfassten Differenzsetzung des St tzbeins ber dem Hohlraum im Vergleich zu den anderen St tzbeinen h tte mindestens eine Warnung an den betroffenen Maschi nenf hrer ausgegeben werden m ssen Inwiefern wirklich ein Versagen des Untergrundes h tte vorausgesagt werden k nnen ist reine Spekulation 7 5 Numerische Beurteilung des Bruchverhaltens von B schungen B schungen haben einen nicht zu vernachl ssigenden Einfluss auf das Last Setzungsver halten von Flachfundamenten Grundlage dieser numerischen Studie sind Grundbruch und B schungsbruchversuche an Streifenfundamenten
85. 6 Kanal 7 a pot Weg 1 pot Weg2 Kraft F Kraft F Kraft F Neigungl Neigung2 mae zus 3 a 2 Gr n Quelle gr n Plus Rot Rot p R E Rot 5 Blau S wei wei braun gelb Gelb Gelb Schwarz Schwarz Schwarz Gelb Schwarz Signal 4 5 x id Rot braun braun griin griin griin wei gr n Schwarz Schwarz Rot Rot Rot Blau Blau Minus 5 lt A Schwarz griin griin wei wei wei blau blau An jedem Messkanal kann die gew nschte Spannungsquelle separat gew hlt werden Die Belegung der Ein und Ausg nge ist unten angegeben zus Quelle Speisespannung 18 V Plus Signal Minus Speisespannung je nach Sensor 5V oder 18V separat schaltbar Messsignal Masse Anhan 8q zalgalsalrg q LA 82129 99 99 pI 979 19 E ANo g aleyag 85 SNUIW 8S SNId 85 SNjd snz Schaltungsaufbau im Datensammler 168 Ira i I LIENO snid Ww gapeyIs u gayeyIs payeyIs ua yeyIs gg snuiyy GS snuIW PS snuiw S snum ZS SnUIW LS snulyy 25 SNulW is jeubis gg leubis Gg leubis rs jeubis es 1eudis 1S leubis 28 SNId 95 SNId SS SNid tS SNId ES SNId 75 SNId LS 5NId LS sn d snz 95 sn g SNZ SS SNid SNZ Kabelbelegung am Ausgangsstecker Buchse zur Messkarte Kabelbelegung des Verbindungssteckers zur Messkarte von aavar wN 5 N O OD oA tt PWN YK TO 3 4 5 6 7 8 9
86. 75 ES MPa 380 500 400 300 p kPa 100 100 100 100 Vur 0 2 0 2 0 2 0 2 m 0 6 0 43 0 43 0 43 Kr 0 577 0 293 0 318 0 357 OCR 5 4 4 4 Die Aufbringung der Lasten erfolgte lastgesteuert Um eine m glichst hohe Genauigkeit bei den Berechnungen zu erzielen wurde mit einem zul ssigen Fehler 30 von 1 gerech net Generell ist bei Grenzlastbetrachtungen anzuraten von einer Iterationsprozedur mit der sogenannten arc length control abzusehen In Tabelle 7 1 sind die verwendeten Bodenparameter f r je eine Berechnung auf L sslehm LL I und sehr dicht gelagertem Sand dicht IV zusammengefasst 7 2 1 Ausbreitung des plastischen Bereichs durch Belastung des Bodens Mit zunehmender Belastung des Untergrunds ndert sich die Spannungsverteilung sowohl in der Sohlfl che des Fundaments als auch in den umgebenden Bodenbereichen Anhand 30 Im verwendeten FE Code gibt es ein toleriertes Fehlerniveau welches erreicht werden muss damit die Iterationsprozedur beendet werden kann Dabei ist sowohl ein globales als auch ein lokales Fehlerkriterium einzuhalten Global muss im gesamte System und lokal in jedem Spannungspunkt Gleichgewicht herrschen 78 Kapitel 7 Finite Elemente Berechnungen einer numerischen Berechnung wird die Ausbreitung des plastizierten Bereichs in einem dicht gelagerten Boden gezeigt siehe Bild 7 6 In diesem Berechnungsbeispiel wurde als Stoffgesetz das MC Modell verwendet Die
87. 8 4 2 Versuchsaufbau und Versuchsrandbedingungen 37 Bild 4 7 Modellierte B schungen unter 45 im sehr dichten Sand links und senkrecht aus L sslehm rechts Der feuchte Sand wurde bei allen Versuchen im Winkel von 45 mit einer B schungsh he von 40 bzw 60 cm eingebaut Dabei wurde zun chst die komplette Versuchsgrube gef llt und der bersch ssige Boden zur Erstellung der B schung wieder ausgebaut Der Abstand der Lastplatte zur B schungskante wurde zwischen 20 und 40 cm gehalten Mit dem L sslehm wurden senkrechte B schungen mit einer H he von 50 cm hergestellt Dabei wurde mit Hilfe eines vor bergehenden Verbaus 18 die gew nschte senkrechte B schung gewonnen Der Lastabstand wurde zu 20 cm gew hlt Exemplarisch sind je eine B schung im Sand und im L sslehm in Bild 4 7 abgebildet Alle B schungsversuche wurden mit einer Belastungsgeschwindigkeit von etwa v 2 mm s abgeschert Ein Verbau ist ein St tzbauwerk welches z B eine Baugrubenwand sichert und eventuell zu gro e Untergrundverformungen in der Umgebung verhindern soll 38 Kapitel 4 Lastplattenversuche unter Laborbedingungen 5 Ergebnisse der Labormessungen In diesem Abschnitt werden die bei den Laborversuchen erzielten Ergebnisse dargestellt und diskutiert Bei allen Versuchsserien konnte eine gute Reproduzierbarkeit der Mess kurven erreicht werden Zur Verdeutlichung sind die Bodenspannungs Setzungskurven der Messs
88. Anforderungen an die geotechnische Bemessung werden in der Norm f r drei ver schiedene geotechnische Kategorien festgelegt Kategorie 1 umfasst nur kleine und relativ einfache Bauwerke mit einfachen Untergrundverh lt nissen bei denen das Risiko f r Menschen und Sachsch den vernachl ssigbar ist Die grunds tzlichen Anforderungen werden durch Erfahrungen und qualitative geo technische Untersuchungen sicher erf llt Darunter fallen z B leichte ein bis zwei st ckige Wohngeb ude oder St tzmauern mit einem Gel ndesprung unter 2 m ENV 1997 1 1995 Europ ische Vornorm vom Europ ischen Komitee f r Normung CEN Eurocode 7 Entwurf Berechnung und Bemessung in der Geotechnik Teil 1 Allgemeine Regeln DIN 1054 2003 Baugrund Sicherheitsnachweise im Erd und Grundbau Ersetzt die alte Fassung von 1976 Baugrund Zul ssige Belastung des Baugrunds 7 8 Kapitel 2 Geotechnische Grundlagen Kategorie 2 umfasst konventionelle Bauwerke und Gr ndungen mit normalem Risiko und ge w hnlichen Baugrund und Belastungsverh ltnissen Hier sind quantitative geotech nische Angaben und Analysen zur Sicherstellung der grunds tzlichen Anforderungen erforderlich Hierunter fallen unter anderem alle herk mmlichen Arten von Flach Pfahl und Plattengr ndungen Baugruben und Tunnel in festem nichtkl ftigem Fels und geringem Wasserandrang Kategorie 3 umfasst alle anderen Bauwerke bzw teile die nicht mit den ersten beid
89. Autokrane Autobetonpumpen und Hubarbeitsb hnen um nur ein paar Anwendungen zu nennen er leichtern t glich die Errichtung von immer gr eren und gewagteren Bauwerken Mit neu en ausgekl gelten Systemen wird im st ndigen Wettbewerb um die Gr te und St rkste Maschine die Tragkraft und die Reichweite stets weiter gesteigert Mit den steigenden F higkeiten ist es notwendig dass sich der Bediener der Maschine auf die Funktionst ch tigkeit der gesamten Technik verlassen k nnen muss Neben einer einwandfrei arbeitenden Maschinentechnik ist eine ausreichende Tragf higkeit des anstehenden Untergrunds in den die Lasten w hrend der Arbeit abgeleitet werden unverzichtbar Eine Studie hinsichtlich Unfallh ufigkeit und Ursachen des Umst rzens mobiler Bauma schinen brachte hervor dass nach menschlichem Versagen bzw unsachgem ausgef hr ter Abst tzung das Versagen des Untergrunds als zweith ufigste Unfallursache gilt Durch die sich st ndig ndernden Untergrundverh ltnisse am Einsatzort liegt die Schuld am Versagen sowohl an zu gering gew hlten Abst tzfl chen Grundbruch wie auch am Ver sagen von B schungen die im Bereich der Lasteinleitung des St tzbeins waren und an nicht bekannten Hohlr umen im Untergrund Theoretisch betrachtet handelt es sich beim Ausfahren und Abstellen eines St tzbeines auf den Untergrund um einen schnell durchgef hrten Plattendruckversuch Der Plattendruck versuch ist ein in der Geotechnik s
90. Die Kabelausleitungen sind als zugfeste Verbindungen ausgef hrt wobei die Kabell ngen mit 5 m entsprechend lang gew hlt worden Handels bliche Bananenstecker werden als Anschl sse an den Datensammler verwendet Bild 10 3 Honeywell Beschleunigungssensor QA 700 in einem Plexiglasgeh use zum Schutz vor u eren Belastungen und Schmutz 132 Kapitel 10 Prototyp des entwickelten Messsensors 10 3 Messung der Verkippung der Abst tzfl che Grunds tzlich sind die St tzbeine mobiler Baumaschinen zur Erh hung der Standsicher heit auf horizontalem Untergrund abzust tzen Aufgrund von Inhomogenit ten im Unter grund und einer nicht immer ganz zentrischen Einleitung der St tzbeinkr fte auf die unterlegten Abst tzfl chen kann es beim Ausfahren der St tzbeine zu Schiefstellungen kommen Schon bei verh ltnism ig geringen Verkippungen um nur wenige Grad ab ca 3 5 besteht die Gefahr dass das St tzbein von der Abst tzplatte rutscht und dadurch die Maschine umst rzen l sst Um die Verkippung des St tzbeintellers zu erfassen wurden zwei Neigungsaufnehmer der Firma Seika am Messsensor angebracht Sie sind vor N sse Schmutz und sonstigen u e ren Belastungen in einer Sensorbox gesch tzt eingebaut Der prinzipielle Aufbau der Box mit den um 90 zueinander versetzten Sensoren ist in Bild 10 4 dargestellt Da im Inneren des Lastsensors von EPL nicht gen gend Platz zum Einbau der Neigungssensoren war musste die Box au e
91. EVENTER amp MOLENKAMP 1984 rechts Transformierte hyperbolische Darstellung der Platten druckversuche und Vergleich mit exakten Hyperbeln 3 2 Kontrolle des Hyperbelansatzes f r Plattendruckversuche 25 14000 I MnpR 0 000008 er oo 5 12000 aa 2 _ a 4 NK gt so 10000 2 z 0 000006 S J o 2 8000 2 1 E a 0 000004 3 6000 z T A 4000 i EE i lt Vesic 1 5 0 000002 X Vesic 1 e Vvesic2 Ba o Vesic 2 2000 7 gt Hyperbeln 0 5 10 15 20 0 0 02 0 04 0 06 0 08 0 1 Setzung s mm normierte Setzung s s d Bild 3 4 links Ergebnisse von Plattendruckversuchen auf Sand nach VESIC et al 1965 rechts Transformierte hyperbolische Darstellung der Plattendruckversuche und Vergleich mit exakten Hyperbeln ten das aus den links in Bild 3 3 und 3 4 dargestellten Kurvenverl ufen recht gut ersicht lich ist Im Weiteren Verlauf stimmen die gemessenen Daten mit exakten Hyperbeln sehr gut berein Dabei sei darauf hingewiesen dass jeweils nur die Daten bis maximal zum Bruch verwendet wurden Das post peak Verhalten der Versuche ist nicht Gegenstand der Untersuchungen und l sst sich auch nicht durch eine Hyperbel entsprechend Gleichung 3 4 beschreiben S p 3 4 Gleichung 3 4 entspricht Gleichung 3 1 mit dem Unterschied dass anstelle der Haupt spannungsdifferenz o 03 und der axialen Dehn
92. Feldversuche 9 4 Beurteilung der Auswertungen 10 Prototyp des entwickelten Messsensors 10 1 Messung der auftretenden Lasten 10 2 Messung der Beschleunigung 10 3 Messung der Verkippung der Abst tzfl che 11 Zusammenfassung und Ausblick Literatur Anhang 107 107 109 110 115 119 120 125 127 129 130 131 132 135 141 149 XI Summary The construction and in the meantime also worldwide use of mobile construction machines as truck mounted cranes and concrete pumps ease the daily erecting of greater and daring buildings With new and clever systems the contest for the biggest and strongest machine increases continuously the range and the load carrying capacity Because of the capabilities oft the machines it is necessary that the driver can rely on the used technology Never the less a sufficient bearing capacity of the soil underneath the machine has also to be taken into account for safe working conditions A study concerning accident numbers and causes of tumbled construction machines showed that behind human failure respectively improper execution of the support ground failure is the second numerous reason for such accidents By means of permanent changing soil conditions on construction sites the reason for loss of stability is not only the use of to small support areas base failure but also failure of slopes in the load extension area and unknown cavities in the subsoil Theoretically speaking the installation of the m
93. H 0 2 4 a VII0 0 0 10 20 30 40 0 10 20 30 Setzungen s mm Setzungen s mm 166 Anhang Arbeitslinien der Messungen im Feld an mobilen Baumaschinen bei verschiedenen Unter grundverh ltnissen Versuchs Kanten normierte Tragf Versuchs f a aufgebrachte Era bezeich Untergrund linge der Spannung higkeit reihe i Belastung 3 nung Lastflache P Pmasen erreicht VII 1 0 443 VII 2 Schotter 0 448 VII 3 0 450 Versuchs VII 4 j iam St tzbein 0 474 Nein serie VII VII 5 Auff llung ausgefahren 0 437 vil 6 L sslehm 0 459 VI 7 sehr trocken 0 425 VII 8 0 460 0 6 2 amp a on gt Z 3 N g D E gt VI S v2 VI3 0 4 8 12 16 Setzungen s mm aie 0 6 Fain 0 6 amp G a A A 0 4 x g 2 z 5 f S VA A a i hn R A oO oO 5 5 0 2 gt BS VII 4 a E E gt VII7 VIL 5 e VII6 j al T T 0 peor T T 0 4 8 12 16 0 4 8 12 16 Setzungen s mm Setzungen s mm Anhang E 167 Verkabelung und Anschlussverteilung der verwendeten Messeinrichtung Ansicht des Datensammlers 7 Aga e 4 2 Tabelle A 1 Stecker und Kabelfarbe der Messsensoren sowie die Belegung der Messkan le des Datensammlers Kanall Kanal2 Kanal3 Kanal4 Kanal5 Kanal
94. IGS Universitat Stuttgart Institut fur Geotechnik 2005 Mitteilung 52 Herausgeber P A Vermeer Peter H Beutinger Ein geotechnischer Beitrag zur Standsicherheit mobiler Baumaschinen Herausgeber Prof Dr Ing P A Vermeer Institut f r Geotechnik Universit t Stuttgart Pfaffenwaldring 35 70569 Stuttgart Telefon 0711 685 2436 Telefax 0711 685 2439 e mail vermeer igs uni stuttgart de ISBN 3 921837 52 9 Gegen Vervielf ltigung und bersetzung bestehen keine Einw nde es wird lediglich um Quellenangabe gebeten Herausgegeben 2005 im Eigenverlag des Instituts f r Geotechnik EIN GEOTECHNISCHER BEITRAG ZUR STANDSICHERHEIT MOBILER BAUMASCHINEN Von der Fakult t f r Bau und Umweltingenieurwissenschaften der Universit t Stuttgart zur Erlangung der W rde eines Doktors der Ingenieurwissenschaften Dr Ing genehmigte Abhandlung vorgelegt von PETER HANS BEUTINGER geboren in Heilbronn Hauptberichter Prof Dr Ing P A Vermeer Mitberichter Prof Dr Ing H W Reinhardt Institut f r Geotechnik der Universit t Stuttgart Tag der m ndlichen Pr fung 4 Februar 2005 Vorwort des Herausgebers Bei der Entwicklung von Bauvorhaben kommen weltweit mobile Arbeitsmaschinen wie LKW Aufbaukrane Turmdrehkrane und Betonpumpen zum Einsatz Bei bestimmungsge m er Verwendung m ssen mit Hilfe dieser mobilen Baumaschinen gro e Lasten gehoben ber weite Wegstrecken in der Luft transportiert un
95. Kontrolle der ausreichend durchge f hrten Verdichtung im Erdbau und bei der Erkundung der existenten Untergrundsituation f r Linienbauwerke z B Stra entrassen und gro e Werkhallen mit durchgehenden Platten gr ndungen Bei der Durchf hrung des Versuchs werden Druck Setzungslinien des anstehenden Bodens ermittelt In Bild 2 8 ist der schematische Aufbau der Versuchseinrichtung zu sehen Als Lastplatte wird generell eine Kreisplatte mit 0 3 m Durchmesser in Sonderf llen auch 0 6 bzw 0 72 m eingesetzt Die Messung der auftretenden Setzungen erfolgt nach DIN 18134 anhand der Ein Punkt Methode in der Mitte der Lastplatte Damit die totalen Setzungen erfasst werden K nnen ist der Wegaufnehmer an einem Messger st befestigt dessen Auf standfl chen mindestens den Abstand von der Lasteinleitungsfl che besitzen und somit au erhalb des durch die Belastung beeinflussten Gebiets liegt Der Abstand la des Mess punkts zum Messger st muss daher aus Erfahrung mindestens 1 25 bzw 1 65 m betragen Die Lastaufbringung erfolgt stufenweise in mindestens sechs Laststufen wobei die jewei ligen Lastinkremente immer etwa gleich gro sein sollen Die Laststeigerung erfolgt nach zwei Minuten Die Lasten werden so lange gesteigert bis entweder eine totale Setzung von 5 mm auftritt oder eine Last von 0 5 MPa aufgebracht wurde Nach Erreichen der maxi malen Last ist eine vollst ndige Entlastung in drei Stufen vorzusehen Anschlie end folgt ein Wie
96. Ry S 0 5 Fe 0 0 0 0 A a _ 20 20 20 20 20 40 40 40 40 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich ber cksichtigter Spannungsbereich Messung dicht W 2 9 0 3 0 8 0 T ZS T T 2 9 5 7 0 amp 6 0 H 20 a S pot Daten 3 S pot Daten z 5 0 9 Methode 1 a 1 5 9 Methode 1 4 0 Methode 2 u Methode 2 2 i Methode 3 f Methode 3 g a E 3 0 amp S 1 0 5 2 0 gt 1 0 NB YTS S 0 0 20 20 20 20 20 40 40 40 40 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich ber cksichtigter Spannungsbereich Messung dicht III 2 9 0 2 0 8 0 S pot Daten 7 0 1 5 Methode 1 ma S pot Daten g o Methode 2 D 6 0 S Methode 1 Methode 3 5 5 0 Methode 2 a Methode 3 1 0 4 0 2 2 S E 3 0 E 5 20 2 0 5 gt 1 0 0 0 0 0 20 20 20 20 20 40 40 40 40 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich ber cksichtigter Spannungsbereich 17
97. S Methode 1 Methode 2 3 0 Methode 3 2 0 1 0 aS a Ae 0 0 x x A x i 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich 5 0 179 pot Daten 40 9 Methode 1 7 Methode 2 J Methode 3 3 0 4 2 0 1 0 jamama t 0 0 er 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich 176 Anhan Messung hohl 1 3 Verh ltnis pr pe 8 0 6 0 S pot Daten 9 Methode 1 Methode 2 4 0 Methode 3 2 0 DON ve 0 0 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich Messung boe s I 1 Verh ltnis pe pe H 8 0 6 0 o pot Daten S Methode 1 1 Methode 2 Methode 3 4 0 2 0 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich Messung boe s I 2 Verh ltnis pr pe H 10 0 8 0 S pot Daten Methode 1 Methode 2 Methode 3 6 0 4 0 2 0 0 0 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich Verh ltnis Ev Evo Verh ltnis Ev Ev
98. SHENKO S AND GOODIER J N 1951 Theory of elasticity Engineering Societies Monographs Second Edition McGraw Hill Book Company Inc VAN DEVENTER J M M amp MOLENKAMP F 1984 Prediction of the stiffness of shallow foundations on sand by means of plate loading tests and triaxial tests Forschungsbe richt Groundmechanika Delft VAN LANGEN H VERMEER P A 1990 Automatic step size correction for non associated Plasticity Problems Int Journal for Numerical Methods in Engineering Vol 29 No 3 pp 619 632 VERMEER P A 1982 A simple shear band analysis using compliances Proc of IUTAM Conference on Deformation and failure of granular materials Rotterdam Balkema pp 493 499 VERMEER P A 2001 Skriptum zur Vorlesung Geotechnik 1 2 6 Auflage Universit t Stuttgart VERMEER P A DE BORST R 1984 Non associated plasticity for soils concrete and rock In Heron Vol 29 No 3 VERMEER P A VAN LANGEN H 1989 Soil collapse computations with finite elements Ingenieur Archiv 59 pp 221 236 VESI A S 1963 Bearing capacity of deep foundations in sand National Academy of Sciences National Research Council Highway Research Record 39 pp 112 153 VESIC A S 1975 Bearing capacity of shallow foundations Foundation Engineering Handbook Eds Winterkorn Fang van Nostrand Reinhold Company Literatur 147 VESI A S BANKS D C WOODARD J M 1965 An Experime
99. Termaat R J A Viscoplastic Creep Model for the Engineering Practice Proceedings International Symposium on Problematic Soils Sendai Japan Balkema Rotterdam 1998 Stolle D F E Vermeer P A Bonnier P G A consolidation model for a creeping clay Canadian Geotechnical Journal Vol 36 1999 pp 754 759 Vermeer P A On the Future of Plaxis Proceedings International Symposium Beyond 2000 in Computational Geotechnics 10 Years of Plaxis International Amsterdam pp 55 58 Balkema Rotterdam 1999 Bauduin C M De Vos M Vermeer P A Back Analysis of Staged Embankment Failure The Case Study Streefkerk Proceedings International Symposium Beyond 2000 in Computational Geotechnics 10 Years of Plaxis International Amsterdam pp 79 90 Balkema Rotterdam 1999 Vermeer P A Neher H P A soft Soil Model that Accounts for Creep Proceedings International Symposium Beyond 2000 in Computational Geotechnics 10 Years of Plaxis International Amsterdam pp 249 261 Balkema Rotterdam 1999 Schanz T Vermeer P A Bonnier P G The Hardening Soil Model Formulation and Verification Proceedings International Symposium Beyond 2000 in Computational Geotechnics 10 Years of Plaxis International Amsterdam pp 291 296 Balkema Rotterdam 1999 Vogt C Vermeer P A Analyses and Large Scale Testing of Plate Anchors Proceedings 7th International Symposium on Numerical Models in Geomechanics NUMOG VID Graz pp 495 500 Bal
100. Vergleich nationaler Richtlinien f r die Berech nung von Fundamenten 7 67 Das Verhalten des Baugrundes unter Einwirkung vertikal gezogener Ankerplatten als r umliches Problem des Erdwiderstandes vergriffen Untersuchungen ber B schungs und Grund bruch bei begrenzten Lastfl chen 12 78 Tragf higkeit des geschlitzten Baugrunds neben Linienlasten 12 78 Studienunterlagen Bodenmechanik und Grund bau berarbeitete Ausgabe 1993 20 45 Der Einflu des B schungswinkels auf die Be rechnung des aktiven Erddrucks 10 23 Erdwiderstandsermittlung bei monotonen und wiederholten Wandbewegungen in Sand vergriffen Zur Berechnung von Konsolidationsproblemen bei nichtlinearem Stoffverhalten 12 78 M glichkeiten der B schungssicherung bei kleinen Baugruben Sonderkonstruktionen der B schungssicherung 17 90 Die Methode der Kinematischen Elemente 10 23 Zum Verhalten bindiger B den bei monotoner einaxialer Beanspruchung vergriffen Nr 27 Nr 28 Nr 29 Nr 30 Nr 31 Nr 32 Nr 33 Nr 34 Nr 35 Nr 36 Nr 37 Nr 38 Nr 39 Lee S D Kolb H Ochmann H Breinlinger F Smoltczyk U Breilinger F Schad H Wittlinger M Gu mann P Schanz T Smoltczyk U Willand E Gruhle H D Henne J Wittlinger M Schad H Belz I Ma J Smoltczyk U 1987 1988 1988 1989 1989 1990
101. Verlauf der Arbeitslinie in Abh ngigkeit von der Duktilit t der Untergrundbedingungen am Beginn linear verl uft wird zun chst das Verh ltnis zwi schen dem Verformungsmodul E im betrachteten Spannungsbereich und dem Anfangs verformungsmodul Evo gebildet Ist dieses Verh ltnis nahezu eins ist der gemessene Be reich der Spannungs Setzungskurve linear Eine Aussage ber die reale Tragf higkeit des Untergrunds ist nicht m glich Nur beim Vorhandensein eines nicht linearen Boden verhaltens Ey Evo lt lt 1 ist eine zuverl ssige Vorhersage der Untergrundtragf higkeit m glich Die Auswertungen haben gezeigt dass je nach Untergrundbedingungen mindestens 40 bis 90 der Arbeitslinie f r eine pr zise Vorhersage der Bruchspannung bekannt sein m s sen Bei tonigen B den sollten gut 40 der Arbeitslinie ermittelt werden und bei den getesteten Sanden ergab sich vor allem bei dichter bis sehr dichter Lagerung die obere Grenze von 90 Dichte Sande weisen jedoch eine erhebliche Steifigkeit und Festigkeit auf und stellen so einen f r die Abst tzung mobiler Baumaschinen unkritischen Untergrund dar Bei Vorhandensein von Hohlr umen im Untergrund muss die Spannungs Setzungskurve zur Tragf higkeitsprognose nahezu vollst ndig bekannt sein Die exakte Grundbruch spannung muss aber bei spr dem Bodenverhalten nicht bekannt sein denn die St tzbein spannung liegt deutlich unter diesem Wert sofern keine Hohlr ume anstehen Mit Hilfe von
102. Wird der Sensor durch Verkippung aus dieser Lage gebracht ver ndert sich sein Signal Diese Signale lassen sich von Beschleunigungen nicht unterscheiden Daher sind entweder mehrere drei Beschleunigungsaufnehmer oder zus tzlich zwei extrem genaue Neigungsaufnehmer zur Bestimmung der Lage im Raum erforderlich Aufgrund der sehr kleinen Messwerte ist besonderes Augenmerk auf die G te der Mess signale zu richten Je h her die Aufl sung der Datenerfassungseinrichtung desto geringer ist die Verf lschung des wirklichen Messwertes Zur Verringerung des sogenannten Rau schens bei der elektronischen Datenerfassung kann man diese nicht vermeiden ist eine m glichst hohe Aufl sung der Messkarte notwendig F r das hier vorgestellte Vorhaben konnte aus finanziellen Gr ndung lediglich eine Karte mit nominal 16 Bit eingesetzt wer den Die Messergebnisse zeigten dass eine effektive Aufl sung von etwa 14 Bit erreicht wurde Die Messsensorik f r die Setzungserfassung ist in einen mobilen Lastsensor integriert worden Der dadurch entstandene Prototyp eines Beschleunigungs Last Sensors kann zu Messungen einfach unter ein St tzbein einer mobilen Baumaschine montiert werden Wei teres Entwicklungspotenzial f r weitergehende Forschungen der Messeinrichtung liegen in der Genauigkeit der Messkarte Diese sollte mindestens 20 Bit betragen da die auftreten den Beschleunigungen mit wenigen mm s sehr klein sind Ziel sollte dabei sein das Bit rauschen
103. achine supports on the subsoil can be viewed as a fast performed plate loading test The plate loading test is a standardised test in geotechnical engineering which aim is not the determination of bearing capacity and failure mechanism of the soil In general the test is used for determination and judgement of the deformation behaviour of the examined soil stratum Goal of the presented research project was to develop a procedure to avoid soil failure caused by choosing to small support areas under the machine spuds Through seizing the deformation behaviour of the soil during machine installation and the aid of a software which has to be developed to extrapolate the measured data it has to be determined whether the support areas have the right space One major point during development of the system was the automatic application This means the machine driver should have no additional preparation work on the construction sites Following the classical plate loading test measurements under laboratory conditions have been performed in this research project Then the installation procedure of mobile construction machines on the spuds have been simulated These tests have been performed at FMPA Stuttgart to collect measurement data of the displacement behaviour Thereby the results were used to develop and test the needed measurement equipment Two different soils have been examined one cohesive and one non cohesive The non cohesive Rheinsand was used in
104. adarplattformen und weitere milit rische Anwendungen Mit einem Messbereich von 30 g ist er auch gegen gr ere St e bis 250 g gesch tzt wobei er nach Angabe des Herstellers eine Empfind lichkeit von lt 1 ug hat Somit reichen die hier gestellten Anforderungen nicht einmal im entferntesten an die Leistungsgrenze dieses Sensors Das Leistungsverm gen schl gt sich allerdings auch im Preis nieder denn der QA 700 ist etwa 10 fach teurer als der Sensor der Firma TEMIC Durch seine gedrungene Bauform Durchmesser von 2 5 cm und dem geringen Gewicht von 46 Gramm ist der Sensor in Bild 8 2 dargestellt f r die geplante Anwendung optimal Dieser kapazitive Beschleunigungssensor arbeitet nach dem R ckkopplungsprinzip wo durch die hohe Empfindlichkeit erreicht wird Der Schaltplan sowie die Pinbelegung des Sensors ist in Anhang C abgebildet Im Kondensator der die Kapazit t C nach Gleichung 8 2 besitzt befindet sich ein Quarz Biegebalken mit einer definierten Probenmasse Bild 8 2 Hochaufl sender Honeywell Beschleunigungssensor QA 700 96 Kapitel 8 Anforderungen an die bezugspunktunabh ngige Messeinrichtun a 8 2 C Exel d Die Kapazit t C ist direkt abh ngig von der Fl che A der Kondensatorplatten deren Abstand d zueinander der elektrischen Feldkonstante sowie der Dielektrizit tszahl amp e des Materials zwischen den Kondensatorplatten e ist z B f r ein Vakuum 1 und f r Luft bei 0 C 1 000585 Erf hrt
105. and bei nichtlinearen Stoffeigenschaften des Bodens 9 20 Beitrag zum Problem der Teilfl chenpressung bei Beton am Beispiel der Pfahlkopfanschl sse vergriffen Einflu der Bodenverdichtung mittels Ober fl chenr ttelger ten auf den Erddruck einer St tzwand bei Sand vergriffen Nichtlineare Stoffgleichungen f r B den und ihre Verwendung bei der numerischen Analyse von Grundbauaufgaben vergriffen Verschiebungs und kraftgesteuerte Platten druckversuche auf konsolidierenden B den Zum Modellgesetz der Konsolidation 10 23 Der Einflu der Sohlenform auf die Traglast von Fundamenten 12 78 Nr 13 14 15 16 17 18 19 20 21 222 23 24 25 26 Seeger H Schmidt H H Smoltczyk U Schweikert O Malcharek K Smoltczyk U Gruhle H D Kobler W Lutz W Smoltczyk U Schweikert O Vogt N Buchmaier R Schad H Smoltczyk U Schad H Zoller P Gu mann P Steinmann B 1980 1981 1981 1981 1981 1982 1983 1983 1984 1984 1985 1985 1986 1985 Beitrag zur Ermittlung des horizontalen Bettungsmoduls von B den durch Seitendruck versuche im Bohrloch 12 78 Beitrag zur Ermittlung des Erddrucks auf St tzw nde bei nachgiebigem Baugrund 12 78 Vorstudie ber bauliche Alternativen f r Durch gangsstra en in Siedlungen 6 14
106. and in situ have been conducted with the aid of finite element calculations In addition further parameter analyses have been made to investigate the influence on the soil behaviour In general the calculations have been performed two dimensionally using the so called hardening soil model The tests with simulated cavities were examined with a three dimensional geometry using the Mohr Coulomb model For the automatically measuring of the needed dimensions for the prediction of sufficient support areas of mobile construction machines it was necessary to develop a new measuring equipment The settlements are measured indirectly with a accelerometer Because of the very small signals around 1 mg this sensor needed a very high resolution and the ability to measure quasi static accelerations Additionally the data acquisition needs a high resolution minimum 16 bit to falsify the values as little as possible The accelerometer has been mounted on a load cell So a new mobile measuring device was developed for measurements on different construction machines Besides of the experimental part of the presented work a software for data acquisition and processing has been developed By choosing the relevant data the extrapolation of the load settlement curve is done by three methods The formula of the hyperbola is therefore solved for load and settlement velocity and derivated load or acceleration and twice derivated load The constants of the hyperbola
107. are the failure load p and the initial deformation module Eyo In a first step the quality of the data analysis is determined by the relation Ey Evo As long as the relation gives a value of 1 the load settlement curve is still linear As the ratio is very small a reasonal prediction is possible The analysis has shown that depending on the subsoil conditions at least 40 to 90 of the load settlement curve has to be known for a prediction of XII the failure load As soon as cavities are in the underground almost the whole curve has to be known for the extrapolation With the development of the new system a huge step towards future increase on work safety reduction of costs by machine stoppage and time losses during use of mobile construction machines was successful XIV 1 Einf hrung und Motivation Mit dem Beginn der Industrialisierung vor ber 150 Jahren wurden die Grundlagen f r die heutigen bautechnischen M glichkeiten geschaffen Durch den ungebrochenen Ingenieur geist wird der technische Fortschritt stets weiter vorangetrieben Immer gr ere und gewagtere Bauwerke k nnen in immer k rzerer Zeit errichtet werden Es gilt demnach nicht nur im Sport das Motto Citius altius fortius F r die Bauwirtschaft werden aufgrund des stetig gr er werdenden Zeit und Kostendrucks immer raffiniertere Maschinen und Mobilger te entwickelt Weltweit gibt es heutzutage kaum noch Bauwerke welche ohne die Hilfe von mobilen Bau
108. axi male maschinenspezifische St tzspannung pMasch normiert Der Einfluss der Gr e der Abst tzfl che wird hiermit auch eliminiert Hinsichtlich der bersichtlichkeit werden im Folgenden teilweise nur eine Spannungs Setzungskurve je Diagramm gezeigt Dies ist vor allem bei jenen Messungen notwendig bei denen nicht nur das Ausfahren des St tzbeines simuliert wurde und entsprechend gro e Spannungswechsel bzw Ent Wiederbelastungsschleifen durch das Schwenken des Aus legers aufgetreten sind Die weiteren Messkurven welche hier nicht abgebildet und disku tiert werden werden im Anhang D gezeigt 6 2 1 Versuchsergebnisse auf wenig nachgiebigem Untergrund Zu den in dieser Studie betrachteten wenig nachgiebigen B den geh ren die Schottertrag schichten in den Versuchsserien II II IV und VII sowie die sandigen Flussablagerungen der Versuchsserie III welche dicht gelagert waren In Bild 6 4 und Bild 6 5 links sind Arbeitslinien dargestellt bei denen die Messungen ber den kompletten Aufstellvorgang der Maschine sowie das Ausfalten und Schwenken des Armpaketes mit simulierter Ar beitslast ber das instrumentierte St tzbein erfolgte Bei den Messungen der Versuchsserie 6 2 Ergebnisse der Feldmessungen 59 normierte Spannung p pMasch normierte Spannung p PMasch 0 T T T T T T T y T 1 0 5 10 15 20 0 4 8 12 16 Setzungen s mm Setzungen s m
109. bau i sus P trocken geane grace Grenz pardai Renaa Kapil oa lgemj PH 2 pa eo e II c kPa dicht I 1 821 1 0 1 826 4 0 450 45 5 5 dicht I 1 763 0 78 1 284 6 0 497 41 7 0 dicht II 1 791 0 88 1 581 6 0 474 43 7 0 dicht IV 1 816 0 98 1 697 7 0 454 45 5 0 dicht V 1 738 0 68 540 4 0 519 40 3 0 locker I 1 552 0 302 7 0 701 31 5 0 5 1 Ergebnisse der Grundbruchversuche mit homogenem Untergrund 43 Bodenspannung p kPa S 0 83 pa 1 745 g cm S 0 87 pa 1 737 g cm 20 40 60 80 100 120 140 160 180 Setzungen s mm Bild 5 5 Last Setzungskurven der Belastungsversuche auf einem horizontal eingebauten Untergrund aus L sslehm Im Mittel konnte bei den Versuchen auf L sslehm die Grenzlast zu 39 bzw 64 kN be stimmt werden Die Differenz der Grenzlasten zwischen den beiden Versuchsserien ist jedoch erheblich Vor allem Tone aber auch Schluffe k nnen sehr empfindlich auf den sich ndernden Wassergehalt reagieren Schon die geringen Unterschiede beim Einbau wassergehalt w von 16 4 und 15 4 sowie der Ausgangstrockendichte pa von 1 737 und 1 745 g cm sind f r die unterschiedlich hohen Grenzlasten der beiden Messserien verant wortlich 2 0 1 9 g cm 1 8 1 7 1 6 Trockendichte Pa 1 5 1 4 1 3 S ttigungslinie bath Aes 5 Porenanteil att taal 12 Porenanteil
110. bei der Lastabtragung mit herangezogen und zweitens kann bei zunehmendem Abstand zur B schung wiederum im Boden die Scherfestigkeit in einem gr eren Bereich mobilisiert werden Ebenso verh lt es sich mit der B schungs neigung Je steiler die B schung desto geringer ist der horizontale Widerstand der die Tragf higkeit nachhaltig beeinflusst 8 Anforderungen an die bezugspunktunabh ngige Messeinrichtung Beim Plattendruckversuch wird ein Messrahmen benutzt um die Verformung des Unter grunds mit der Lastplatte durch eine Messuhr aufzeichnen zu k nnen Lasergest tzte Ger te und Schlauchwaagen sind weitere Messmethoden welche jedoch einen Bezugs punkt ben tigen Bei all diesen Messungen sind stets Montagearbeiten notwendig um das System einzusetzen Von Seiten der Maschinenhersteller mobiler Baumaschinen wurde jedoch gefordert dass der Maschinenf hrer das zu entwickelnde System ohne zus tzlichen Arbeitsaufwand ein setzen k nnen muss Damit scheidet ein direkt die Setzungen erfassendes Messsystem aus Die Verwendung von einem bezugspunktunabh ngigen indirekten Messsystem welches voll automatisch eingesetzt werden kann ist somit erforderlich Unter dieser Vorausset zung bietet sich der Einsatz von Beschleunigungssensoren an Im Folgenden wird die Gr e des auftretenden Messsignals aus dem Aufstellvorgang von St tzbeinen mobiler Baumaschinen bestimmt um die ben tigten Anforderungen an den Messsensor sowie an die gesamte Mess
111. ber 50 MPa An dieser Stelle sei darauf hinge wiesen dass diese Betrachtungen f r ebenen Untergrund ohne Hohlr ume g ltig ist Bei Vorhandensein gr erer Hohlr ume ist davon auszugehen dass der Eyo Wert reduziert ist und dementsprechend auch die Bruchspannung vermindert wird 10 Prototyp des entwickelten Messsensors Im Zuge der Forschungsarbeit wurde der Prototyp eines Messsensors zur Erfassung der f r eine Tragf higkeitsprognose notwendigen Daten entwickelt und gebaut Bild 10 1 zeigt den Sensor in einer seitlichen Ansicht links und in einer Ansicht von unten rechts Der Sensor ist mit einem Gewicht von etwa 50 kg transportabel und dadurch flexibel einsetzbar Zum einfachen Transport k nnen seitlich entsprechende Transporthilfsmittel angebracht werden Des weiteren ist der Sensor so robust ausgef hrt um den rauen Bau stellenbedingungen zu widerstehen Der Sensor wird unter einen St tzfu einer mobilen Baumaschine montiert Er ist 200 mm hoch und hat einen Durchmesser von 300 mm an der Basis An der Oberseite ist der Anschluss an einen runden St tzteller mit einem Durchmesser von bis zu 350 mm vorge sehen Um Gewicht einzusparen ist die Kopfplatte lediglich ber 300 mm vollfl chig aus gef hrt In vier Bereichen die jeweils um 90 zueinander versetzt sind ist die Platte auf 350 mm herausgezogen mit der M glichkeit seitlich vier Befestigungskrallen anzubringen siehe Bild 10 1 Damit wird verhindert dass das St tzbei
112. berstr mbare D mme Damm scharten und Flussdeiche Beitragsband zur Fachtagung am 11 November 2003 an der Fachhochschule f r Technik in Stuttgart S 24 32 Stuttgart 2003 Westrich B Siebel R Vermeer P A Zweschper B Neue naturnahe Bauweisen f r berstr mbare Damme an dezentralen Hochwasserr ckhaltebecken und Erprobung von Erkundungsmethoden zur Beurteilung der Sicherheit von Absperrd mmen Schlussbericht zum BWPLUS Forschungsprojekt Stuttgart 2003 M ller S Lehmann T Rogowski E Dreidimensionale Finite Elemente Berechnung der Setzungsmulde am Beispiel des Steinhaldenfeldtunnels in Stuttgart Tagungsband 4 Kolloquium Bauen in Boden und Fels S 275 282 TAE Ostfildern 2004 Wehnert M Vermeer P A Numerische Simulation von Probebelastungen an Gro bohrpf hlen Tagungsband 4 Kolloquium Bauen in Boden und Fels S 555 573 TAE Ostfildern 2004 Cudny M Vermeer P A On the modelling of anisotropy and destructuration of soft clays within the multi laminate framework Computers and Geotechnics Vol 31 2004 No 1 pp 1 22 Vermeer P A M ller S C Ruse N Formeln f r den Minimaldruck beim Schildvortrieb unter Ber cksichtigung der dreidimensionalen Gew lbewirkung Geotechnik Jg 27 2004 Nr 2 S 182 187 Neher H P Vogler U The Leaning Tower of Pisa numerical investigation of the settlement behaviour Der Schiefe Turm von Pisa numerische Untersuchung des Setzungsverhaltens I
113. bevor sie wieder auf ein Schlagzahl Nio Schlagzahl Nio 0 10 20 30 40 50 0 5 10 15 20 25 0 R 0 4 0 8 1 2 amp amp 2 1 6 S 2 LAX I Bild 6 3 Ergebnisse der Sondierungen mit der leichten Rammsonde links auf der Aufsch ttung aus L sslehm bei den Versuchsserien II IV VI und VII rechts auf den sandigen Flussablagerungen bei Versuchsserie IH Tiefe unter Gel ndeoberkante Tiefe unter Gel ndeoberkante Bei der Rammsondierung wird eine Sonde mit definierter Fl che durch Schl ge mit konstanter Energie in den Boden getrieben Anhand der Anzahl an ben tigten Schl gen Njo je 10 cm Eindringtiefe kann eine qualitative Absch tzung der Bodenart und der Lagerungsdichte erfolgen 6 1 Messaufbau und Versuchsrandbedingungen 57 Niveau einer relativ gleichm ig verdichteten Schichtung mit im Mittel 10 Schl gen Ein dringtiefe je 10 cm abfallen Anhand von Schlitzsondierungen wurden Proben zur Beurteilung des Bodens entnommen Die Ermittlung der Grenzzust nde nach Arterberg ergab f r den L sslehm eine Ausroll grenze wp 21 5 und eine Flie grenze w von 50 2 Der hier angetroffene Boden besitzt somit eine Plastizit tszahl von I 28 7 und kann als mittelplastischer Ton be schrieben werden Der nat rliche Wassergehalt streute bei den einzelnen Messreihen recht stark von 19 6 w hrend Versuchsserie VII ber 22 5 bei Versuchserie II auf 26 1 die bei Ve
114. ch dem hyperbolischen Ansatz bestimmten Kurve Dazu wird der Regressionskoeffizient r verwendet kor eS X S Yn y Da 9 Lo 9 9 20 1 u 1 t mu mi X ee y y 108 __ Kapitel 9 Entwickelte Software f r die Datenerfassung und Tragf higkeitsprognose Mit N ist die Anzahl der betrachteten Daten ber cksichtigt Die Werte x bzw yn ent sprechen je nach verwendeter Auswertemethode den in Gleichung 9 21 angegebenen Daten Methode 1 X S t S ya C f po Methode 2 X V t y C f p t 9 21 Methode 3 X a t ay Ya Cfi Damit eine zuverl ssige Aussage ber die Tragf higkeit des anstehenden Bodens m glich ist sollte der aus der Regression gewonnene Wert f r r auf jeden Fall ber 0 8 liegen Je n her r bei 1 ist desto besser ist auch die erstellte Prognose Einen gro en Einfluss auf das Ergebnis der Auswertung hat die Steifigkeit des Bodens Um eine wirkliche Initialsteifigkeit Evo des Bodens zu erhalten muss der von der Lastplat tengr e abh ngige Modul E o mit der in Gleichung 9 22 geschriebenen Beziehung umgerechnet werden Eu Eu 0 75 d 075 d 9 22 Diese Beziehung ist nach TIMOSCHENKO GOODIER 1951 f r Kreisplatten exakt Quadra tische Lastplattenbreiten lassen sich ber einen equivalenten Plattendurchmesser ent sprechend umrechnen Um die Kr mmung der betrachteten Kurve zu beurteilen wird ein Vergleich zwischen der Initialsteifigkeit Evo und
115. ckendichte wassergehalt bezeichnung g cm w spannung PA pr kPa Sand dicht I 1 1 707 6 Messserie I D 10 dicht 1 2 1 821 3 7 1 9452 Sand dicht W 1 1 213 8 Messen D 0 78 dicht 12 au K 1 353 9 Sand dicht IWV 1 1 649 6 Messsene M D 0 88 dicht 112 N 1 513 7 Sand dicht IV 1 1 614 2 Messserie IV dicht IV 2 1 816 5 2 1 726 0 D 0 98 dicht IV 3 1 750 0 Sand locker I 1 303 9 Messserie V D 0 locker 1 2 1 552 4 0 301 3 Sand hohl I 1 1 056 8 Messserie VI D 0 95 hohl I 2 1 809 4 5 971 9 Hohlraum hohl 1 3 891 3 L sslehm LL I 1 544 7 Messserie VII LL I 2 1 737 16 4 570 1 S 0 87 LLV3 548 9 L sslehm LL I1 871 5 Messserie VII LL I2 1 745 15 4 976 2 S 0 83 LL 173 885 6 Sand dicht V 1 571 5 Messserie IX D 0 68 dicht V 2 1 738 3 0 509 3 4 2 Versuchsaufbau und Versuchsrandbedingungen 35 Bild 4 5 PVC Rohrleitungsst cke zur Simulation von Hohlr umen im Untergrund Einbau in die Versuchsgrube bei sehr dicht gelagertem Sand Bei f nf dieser Messserien standen wegen technischer Probleme beim Einlesen der Daten zur Auswertung nur zwei Datens tze zur Verf gung Auf dicht bis sehr dicht eingebautem Sand wurden f nf dieser Serien Messserien I IV IX und auf sehr dichtem Sand mit einem simulierten Hohlraum wurde Messserie VI durchgef hrt F r Messserie V wurde der Sand sehr locker eingebaut d h es wurde beinahe keine Verdichtungsarbeit aufgebracht und lediglich darauf geachtet dass ein m glichst gleichm ig
116. d 2 Kolloquium Bauen in Boden und Fels Technische Akademie Esslingen Ostfildern 1997 Haarer R Vogt C Geotechnische Aspekte der Planung und Ausf hrung von Grundwasserwannen mit Sohlverankerung im Oberrheintal Tagungsband 3 Stuttgarter Geotechnik Symposium Baugruben in Locker und Festgestein Mitteilungen des Institutes f r Geotechnik der Universit t Stuttgart Heft 42 S 119 126 Universit t Stuttgart 1997 Vermeer P A Non associated Plasticity for Soils Concrete and Rock Proceedings NATO Advanced Study Institute on Physics of Dry Granular Media Cargese pp 163 196 Kluwer Academic Publisher Dordrecht 1997 Meier C P Schanz T Verformungsabsch tzungen f r Gr ndungen mittels R ttelstopfverdichtung Tagungsband 5 Darmst dter Geotechnik Kolloquium Mitteilungen des Institutes f r Geotechnik der Technischen Universit t Darmstadt Heft 39 S 59 79 TU Darmstadt 1998 Neher H P Schanz T K hler L Das Torsions dometer ein neuartiges geotechnisches Versuchsger t Messen in der Geotechnik 98 Mitteilungen des Institutes f r Grundbau und Bodenmechanik der Technischen Universit t Braunschweig Heft 55 S 259 272 TU Braunschweig 1998 Schanz T A Constitutive Model for Cemented Sands Proceedings 4th International Workshop on Localization and Bifurcation Theory for Soils and Rocks Gifu pp 165 172 Balkema Rotterdam 1998 Schanz T A Constitutive Model for Hard Soils Proceedings Interna
117. d am Verwendungsort abgestellt werden Zur Gew hrleistung der Standsicherheit dieser Maschinen am Einsatzort werden St tzbeine verwendet die durch m glichst gro e Abst nde voneinander die aus dem Arbeitsbetrieb resultierenden Momente und Kr fte aufnehmen und in den Untergrund einleiten Durch nicht sachgem en Betrieb oder durch unerwartetes Nachgeben des Untergrunds kommt es immer wieder dazu dass Maschinen umst rzen und erhebliche Sach und Personensch den verur sacht werden Aus den von Herrn Beutinger erhobenen Daten geht hervor dass alleine in Deutschland j hrlich im Schnitt sechs Unf lle durch umst rzende Baumaschinen verursacht werden Aus jahresdurchschnittlich vier verletzten Personen sind zwei mit schweren und eine mit t dlichen Verletzungen Diese Zahlen geben den Anlass die M glichkeit einer Aufstell sicherung solcher Maschinen zu untersuchen Daraus entstand das von der Arbeitsgemein schaft industrieller Forschungsvereinigung Otto von Guericke e V gef rderte Forschungs projekt zum vorliegenden Thema Projektbegleitend wurde ein Arbeitskreis aus Vertretern der Praxis unter Leitung von Herrn Dr Stephan Gelies der Firma Putzmeister AG gegr ndet Durch diese Begleitung und die Messungen beim Aufstellen mobiler Baumaschinen konnte die Forschung sehr praxisnah durchgef hrt werden F r die automatische Erfassung der St tzbeinsetzungen wurde ein sehr innovatives bezugs punktunabh ngiges Messsystem entwickelt
118. d erreicht Eine Auswahl an Spannungs Setzungskurven von var Deventer amp Molenkamp sind in Bild 3 3 links und von Vesic in Bild 3 4 links abgebildet Bei den Versuchen von Vesi wurde der Boden bis ber den Bruch hinaus belastet Im Gegensatz dazu ist bei den dargestellten Versuchen von van Deventer amp Molenkamp noch kein Versagen des Bodens zu erkennen Auf der rechten Seite der Bilder 3 3 und 3 4 sind dieselben Versuchsergebnisse in der transformierten hyperbolischen Darstellung abgebil det Dabei wird das Verh ltnis zwischen den ber den Lastplattendurchmesser d normier ten Setzungen und den aufgebrachten Spannungen s p ber den normierten Setzungen s aufgetragen Anhand des Vergleichs mit exakten Hyperbeln l sst sich erkennen dass bei allen hier abgebildeten Messungen auf Sand im Anfangsbereich 1 5 bis 4 relativ stark von einer exakten Hyperbel abgewichen wird Dies r hrt von einem relativ linearen Anfangsverhal 500 0 0009 j _ 0 0008 a 400 S amp 0 0007 oO 4 g 2 0 0006 300 5 S 7 0 0005 2 S 0 0004 3 200 ep 2 2 3 0 0003 4 100 v Dev Mol 1 3 B 0 0002 S v Dev Mol 1 a v Dev Mol 2 S 0 0001 DO v Dev Mol 2 J Hyperbeln 09 0 0 20 40 60 80 100 0 0 05 0 1 0 15 0 2 Setzung s mm normierte Setzung s s d Bild 3 3 links Ergebnisse von Plattendruckversuchen auf Sand nach VAN D
119. d es sicherlich m glich sein Unterschiede beim Einsatz des Vorhersagemodells auf das in Kapitel 6 n her eingegangen wird zu erkennen In diesem Zusammenhang sei darauf hingewiesen dass Kr ne im Allgemeinen nicht in unmittelbarer N he von senkrechten unverbauten ungest tzten B schungen aufgestellt werden Der Einfluss des Lastabstands zur B schungskante ist deutlicher wie aus der Betrachtung von Bild 7 19 b hervorgeht Das 0 4 m breite Fundament wurde zun chst direkt an die B schungskante a 0 2 m gesetzt F r die weiteren Berechnungen wurde der Last achsenabstand jeweils um 0 2 m bis a 1 0 m gesteigert Die B schungsneigung wurde in allen Berechnungen konstant bei B 90 belassen d h eine senkrechte B schung wurde betrachtet Mit zunehmendem Abstand der Gr ndung von der B schungskante wird die m gliche aufnehmbare Last bis zum Versagen der B schung immer gr er Dabei kann der Boden mehr und mehr Verformung aufnehmen Um eine noch bessere Aussage ber den Last Setzungsverlauf am Anfang der Belastung machen zu k nnen m ssten die Belas tungsschritte f r die Laststeigerung verringert werden Bei Tragf higkeitsprognosen beein flusst der Lastabstand sicherlich das Ergebnis In Bild 7 20 b ist beispielhaft der Bruchk rper bei berschreiten der Tragf higkeit des Bodens an der B schung dargestellt Bei einer geringeren B schungsh he bzw bei einer entsprechend gro en Fundamentbreite und einem gr eren Lastac
120. d zwei Flie fl chen imple mentiert wie aus Bild 7 3 zu sehen ist Die Flie fl che f infolge Scherung hat einen vom Exponenten m abh ngigen gekr mmten Verlauf f r m 1 gerade und ist nach oben durch die gerade verlaufende Grenzbedingung von Mohr Coulomb begrenzt F r Bedin gungen im Triaxialversuch kann die Flie funktion durch Gleichung 7 12 angegeben wer den SCHANZ et al 1999 fi f yP mit f 4 49 eed 7 12 Eso qa 7q Eur Die Flie regel infolge Scherung wird als nicht assoziiert angenommen F r die plastische Volumenverzerrungsrate ergeben sich daraus folgende Beziehungen in Abh ngigkeit zum mobilisierten Dilatanzwinkel Wm wie er in diesem Modell ber cksichtigt wird amp sin yp P 7 13 y sin y SPm EN Pes 1 14 1 sin sin Q Hierin sind m der mobilisierte Reibungswinkel und der Reibungswinkel im critical state Zustand Somit ergibt sich f r eine geringe Mobilisierung der Reibung kontraktantes und f r eine hohe Mobilisierung dilatantes Bodenverhalten Bei voller Mobilisierung des Dilatanzwinkels im Bruchzustand kann dieser mit Gleichung 7 15 in Abh ngigkeit von den plastischen Volumen und Axialdehnungsraten definiert werden MC Bruchgerade Bild 7 3 Flie funktionen f und f des HS Modells in der p q Ebene fiir m 1 gt Im MC Modell wird lediglich ein konstanter Dilatanzwinkel bei nicht assoziierter Flie regel ber ck sichtigt 7 1 Stoffgesetze 75
121. der Ablauf des Suchvorgangs des minimalen Fehlerquadrats dargestellt Der Suchbereich liegt dabei zwischen der maximal gemessenen Aufstellspannung pr und der hier gew hlten Spannung pm 8 x pr Als Ergebnis kann nun die Bruchspannung pr der Steifigkeitsfak tor C und die Anfangssetzung so ausgegeben werden 9 1 2 Auswertung nach Methode 2 F r die Anwendung von Methode 2 wird zun chst Gleichung 9 1 nach der Zeit abgelei tet woraus sich at ct ee RO ee ae Eo P PW 9 11 ergibt Die Hyperbelgleichung 9 11 bezieht sich nun auf die Setzungsgeschwindigkeit v t und die Sohlspannungs nderungen Die Setzungsgeschwindigkeiten v t werden dabei durch einfache Integration der Beschleunigungen a t und die Sohlspannungs nde rungen durch einfache Ableitung der gemessene Lasten ermittelt v t alt ay dt 9 12 0 Wie bei Methode 1 wird ein kleinstes Fehlerquadrat mit dem Fehlerintegral FL nach Glei chung 9 13 gebildet FI Ivo C f pl P dt Min 9 13 mt Low PPO 9 14 Pr p t Der Suchvorgang nach dem Minimum des Fehlerquadrats erfolgt nach dem in Bild 9 4 dar gestellten Ablaufschema unter Verwendung von FI vo 00 0 dt cjr p t dt 0 9 15 to zur Bestimmung der Nachgiebigkeit C in Abh ngigkeit von p t 9 1 Programmaufbau und ablau 107 9 1 3 Auswertung nach Methode 3 Durch eine zweite Ableitung von Gleichung 9 1 entsteht 7 1 p Po t a t Dee en Pr
122. der elements Proc of IUTAM Conference on Deformation and failure of granular materials Rotterdam A A Balkema pp 503 513 Literatur 143 DE BORST R VERMEER P A 1984 Possibilities and limitations of finite elements for limit analysis G otechnique 34 No 2 pp 199 210 DESAI C S REESE L C 1970 Analysis of Circular Footings on layered soils ASCE Journal of the Soil Mechanics and Foundations Division Nr 96 SM 4 pp 1289 1310 DUNCAN J M amp CHANG C Y 1970 Nonlinear analysis of stress and strain in soils ASCE Journal of the Soil Mechanics and Foundations Division Nr 96 SM 5 pp 1629 1653 EGGESTAD A 1963 Deformation Measurements below a Model Footing on the Surface of dry Sand Proc European Conf on Soil Mechanics and Foundation Engineering Wiesbaden Band I pp 233 239 ERICKSON H L AND DRESCHER A 2002 Bearing Capacity of Circular Footings Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering pp 38 43 FELLENIUS W 1927 Erdstatische Berechnungen mit Reibung und Koh sion Adh sion und unter Annahme kreiszylindrischer Gleitfl chen Verlag Ernst amp Sohn Berlin FELLENIUS B H 1999 Bearing Capacity of Footings and Piles A Delusion DFI Annual Meeting 14 16 Oktober 1999 Dearborn Michigan FLoss R 1997 ZTVE StB 94 Zus tzliche Technische Vertragsbedingungen und Richt linien f r Erdarbeiten im Stra enbau Kommentar mit Kompen
123. der maximalen Scherfestigkeit tf ein Der Index f kommt aus dem englischen und steht f r failure was Versagen Bruch bedeutet Bei berschrei tung von Tr beginnt eine Entfestigung bis eine konstante Restscherfestigkeit t bei gr eren Verformungen erreicht wird Dieses Verhalten ist g ltig f r dicht bis sehr dicht gelagerte B den wie aus dem Schubspannungs Verformungsdiagramm in Bild 2 1 hervorgeht Die maximale Scherfestigkeit locker gelagerter B den entspricht hingegen der Restscherfestig keit Der f r das Versagen kritische Spannungszustand wird durch die Coulombsche Grenz bedingung in Gleichung 2 1 beschrieben COULOMB 1773 stellte fest dass bei dieser Grenzbedingung eine lineare Beziehung zwischen der Schubspannung t und der Normal spannung o auf der Versagensfl che besteht 10 Kapitel 2 Geotechnische Grundlagen Schubspannung Tt locker Verformung Bild 2 1 Schubspannungs Verformungsdiagramm f r dicht bis locker gelagerte B den Bestimmung der Bruch und Restscherfestigkeit c o tang 2 1 Der Winkel stellt den effektiven inneren Reibungswinkel des betrachteten Bodens dar und c ist die effektive Koh sion Die Parameter und c werden auch als die Scher parameter des Bodens bezeichnet Ausgedr ckt in Hauptspannungen ergibt sich Gleichung 2 2 die als Mohr Coulombsche Grenzbedingung bezeichnet wird 0 03 2 c cos 0 03 sing 2 2 Hierbei ist o die maximale
124. derbelastungszyklus bis zur zweith chsten Last der Erstbelastung Bild 2 9 Ausgehend von einem homogenen elastischen Untergrund gilt nach Boussinesq ne Bet 2 6 s 15 _ 2 7 eh hp hL Bild 2 8 Plattendruckger t mit Setzungsmesseinrichtung nach dem Prinzip des W ge balkens unter Ber cksichtigung des Hebelverh ltnisses hp hm F r die Lastplatten mit einem Durchmesser von 0 6 bzw 0 72 m gelten entsprechend 7 mm und 0 25 MPa bzw 13 mm und 0 20 MPa als Grenzwerte wie in der DIN 18134 angegeben 2 3 Der Plattendruckversuch und seine Bedeutung in der Geotechnik 17 Spannungen MPa 0 0 1 0 2 0 3 0 4 0 5 0 6 0 2d Setzungen s mm U 2 9 Bild 2 9 Spannungs Setzungslinie eines Plattendruck versuchs mit einer Ent Wiederbelastungsschleife F r einen nicht linearen Untergrund mit einem spannungsabh ngigem Verformungsmo dulus E gilt ds lot 2 8 do E und s a a O a 0 2 9 Aus den Gleichungen 2 8 und 2 9 ergibt sich dann Bee 2 10 Nach DIN 18134 muss immer der minimale E Wert f r 6 Omax angegeben werden d h 1 5 r a a O max Et 2 11 Die Konstanten des Polynoms ao a und az werden anhand einer Anpassung mit der kleinsten Fehlerquadratmethode an die Versuchsergebnisse ermittelt Dabei werden die aufgetretenen Setzungen und Spannungen entsprechend eingesetzt Zur Bestimmung des Verformungs
125. diagramm der Auswertesoftware 9 1 Programmaufbau und ablau 103 Die Filterkennlinie ist in Gleichung 9 2 angegeben wobei A die Amplitude bei einer Frequenz f und Ao die Amplitude bei einer Frequenz 0 ist fg ist die Grenzfrequenz und die Hochzahl n bestimmt die Ordnung des Filters in diesem Fall 2 Ordnung AW Ao 2n 1 L fy Bild 9 2 zeigt beispielhaft an der Beschleunigung den Effekt wenn die Filterung mit einer 9 2 Grenzfrequenz f 0 5 Hz durchgef hrt wird Dies bedeutet dass alle Beschleunigungsbe reiche bei denen die Signalfrequenz ber einem Hz liegt reduziert werden Durch die Fil terung tritt eine Phasenverschiebung zwischen der gemessenen und der gefilterten Kurve auf Da jedoch alle gemessenen Zeitreihen mit dem selben numerischen Filter behandelt werden kann diese Verschiebung vernachl ssigt werden Aufgrund des kapazitiven Messverfahrens des eingesetzten Beschleunigungssensors bei dem zwischen der Erdbeschleunigung und einer Relativbeschleunigung des Sensors nicht unterschieden werden kann ist es notwendig die Schiefstellung des Sensors zur Vertikal lage zu kennen um den Anteil aus der Erdbeschleunigung zu korrigieren Dazu wurden zwei Neigungssensoren mit einem Messbereich von jeweils 10 im Winkel von 90 zueinander an dem in Kapitel 10 beschriebenen Lastsensor au en angebracht siehe Bild 10 1 Die resultierende Gesamtverkippung 9 l sst sich mit folgender Bedingung Q t arcsin sin
126. dium Erd und Felsbau Kirschbaum Verlag Bonn HANSEN B 1961 The Bearing Capacity of Sand tested by Loading Circular Plates Proc 5 ICSMFE Paris Vol I pp 659 664 HETTLER A GUDEHUS G 1980 Estimation of shakedown displacement in sand bodies with the aid of model tests Int Symp on Soils under Cyclic and Transient Loading Swansea pp 3 8 HILL R 1950 The mathematical theory of plasticity Clarendon Press Oxford HOEK E amp BRAY J W 1977 Rock Slope Engineering The Institution of Mining and Metallurgy London HOULSBY G T amp CAssiDy M J 2002 A plasticity model for the behaviour of footing on sand under combined loading G otechnique 52 No 2 pp 117 129 JANBU N 1954 Application of Composite Slip Surfaces for Stability Analysis Proc European Conference on the Stability of Earth Slopes Stockholm Vol II KATTI D R TANG J AND YAZDANI S 2003 Technical Notes Undrained Response of Clays to Varying Strain Rate Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineer ing pp 278 282 K zp A 1970 Handbuch der Bodenmechanik Band II Bodenmechanik im Erd Grund und Stra enbau Akad mia Kiad Budapest 144 Literatur KOBLER W 1982 Untersuchungen ber B schungs und Grundbruch bei begrenzten Lastfl chen Mitteilungen Institut f r Geotechnik Universit t Stuttgart Heft 18 KONDNER R L 1963 Hyperbolic stress strain response cohesive s
127. dschirm Wegl Weg 2 On Off Kraft Fx Analog Entpacken I Speich Kraft F nput peichern Benennung der einzelnen Kraft F differenzielle der Daten der Messung Messkan le Messung Neigung 1 Neigung 2 Beschleunigung Festlegen Speicherort Bild 8 4 Prinzipielles Blockschaltbild zur Datenerfassung und Speicherung des Messprogramms im Visual Designer 3 TCP IP Transmission Control Protocol Internet Protocol 37 Im Gegensatz zur Differenzenmessung gibt es noch die Messung im Single ended Verfahren Hierbei wird das Messsignal ber eine Leitung bertragen und ber die zweite Leitung wird die Masse gef hrt Induziertes Rauschen und Unterschiede in den Massen von Sensor und Messkarte k nnen nicht vermieden werden 38 Ein Triggersignal ist ein Ausl sesignal welches eine Messung entweder startet oder beendet 8 3 Messkarte zur Datenerfassung und Steuerungssoftware 99 Festplatte des Messrechners geleitet Dazu wird ber einen Schalter die Speicherung aus gel st bzw beendet Anhand von weiteren Feldern werden der Dateiname und der Spei cherort der Messdaten festgelegt Damit eine berpr fung des korrekten Anschlusses der Sensoren vor der Messung erfol gen kann werden im Programm die aktuellen Messwerte ber Digitalanzeigen an den Benutzer ausgegeben Dazu muss zur Darstellung der einzelnen Messkan le das Messsig nal ber einen Entpacker gef hrt werden Im Anhang E sind die Schaltpl ne der Verkabelu
128. durch einen spr de auftretenden Bruch wobei die Rohre zusam mengedr ckt wurden und sich eine Grundbruchfigur quer zur Rohrrichtung ausbildete Problematisch ist immer das Abst tzen von Baumaschinen wenn diese im Bereich von B schungen oder Baugruben aufgestellt werden m ssen Um dieses Problem zu erfassen wurden weitere Laborversuche in der Versuchshalle durchgef hrt wobei B schungsnei gungen im Sand unter 45 und im L sslehm senkrecht unter 90 geneigt ausgef hrt wur den Die erreichten Bruch bzw Grenzspannungen lagen mit 150 bis 1 500 kPa bei ver gleichbarer Lagerungsdichte bzw Konsistenz des Bodenaufbaus niedriger als bei den Versuchen mit ebener Gel ndeoberfl che Dies ist auf die fehlende horizontale St tzung in der B schung zur ckzuf hren Das Versagen trat bei diesen Messungen wiederum spr der auf als mit horizontalem Gel nde Zum Studium des charakteristischen Aufstellverhaltens mobiler Baumaschinen wurden in Zusammenarbeit mit den mit am Projekt beteiligten Herstellerfirmen Messungen an Auto betonpumpen und Autokrane im Feld durchgef hrt Die erfassten Spannungs Dehnungs verl ufe zeigten wie auch die Messergebnisse im Labor eine hyperbolische Form Bei den Feldmessungen wurden unter anderem auch die im Labor get tigten Entwicklungen an der Messeinrichtung im Feldeinsatz gepr ft um Weiterentwicklungen durchf hren zu k nnen Mit Hilfe der Finiten Elemente Methode wurden sowohl die Labor als auch di
129. e Feldver suche nachgerechnet Dar ber hinaus wurden weitere Parameterstudien durchgef hrt die 137 den Einfluss einzelner Bodenparameter auf den Verlauf der Arbeitslinie zeigen Im Allge meinen wurden die Messungen zweidimensional unter Verwendung des Hardening Soil Modells modelliert Die Versuche mit den simulierten Hohlr umen wurden mit einer dreidimensionalen Geometrie betrachtet und berechnet Dabei wurde das Mohr Coulomb Modell eingesetzt F r eine automatische Erfassung der ben tigten Gr en bei der Vorhersage der ausreichen den Abst tzung der Baumaschinen war die Entwicklung eines neuen Messsystems notwendig Dazu wird ein indirektes Verfahren zur vom Bezugspunkt unabh ngigen Bestimmung der Setzungen erforderlich Zum Einsatz kam ein sehr hoch aufl sender Beschleunigungsaufnehmer der die beim Abst tzen der Baumaschinen auftretenden Beschleunigungen von etwa 1 mg erfassen kann Zus tzlich ist durch Analyse der Mes sungen an einer mobilen Baumaschine die Setzungsfrequenz bestimmt worden Diese liegt nahezu bei 0 Hz so dass die dynamischen Messungen als quasi statisch anzusehen sind Im Bereich der Wehrtechnik und zur Steuerung von Flugzeugen und Radarplattformen werden solche Sensoren blicherweise eingesetzt Durch die kapazitive Erfassung der Beschleunigungen resultiert die hohe Aufl sung des Sensors jedoch liegt hierin auch ein Nachteil In Ruhe und bei senkrechter Ausrichtung wird die Erdbeschleunigung erfasst
130. e erfasst werden Die Linearit t von DMS konnte bis ber vier MHz belegt werden Weitere Vorteile der Anwendung von DMS ist dass sie ber extrem weite Temperaturbereiche 269 bis 250 und bis sehr gro en Dehnungen bis 100 000 um m einsetzbar sind Eine detaillierte Beschreibung der Funktionsweise sowie die m glichen Ausf hrungsformen und Einsatzm glichkeiten von DMS werden u a in LAIBLE et al 2002 angegeben Ab Messserie IX wurde ein neuer St tzlastsensor als Lastplatte eingesetzt auf den in Kapitel 10 n her eingegangen wird Drei potentiometrische Wegaufnehmer dienten zur Erfassung der Setzungen Sie wurden an einem Messger st das von den Verformungen des Untergrunds unabh ngig war be 11 Wheatstone sche Br ckenschaltung 4 2 Versuchsaufbau und Versuchsrandbedingungen 33 Bild 4 4 Versuchsaufbau der Lastplattenversuche unter Laborbedingungen an der FMPA festigt Mit einer Messl nge von 225 mm war es m glich gro e Verformungen zu erfassen Das Messprinzip beruht auf dem sich ndernden Potential eines elektrischen Widerstands Die Aufnehmer wurden im Winkel von 120 zueinander am Rand der Lastplatte senkrecht aufgestellt Somit war es m glich neben den auftretenden Setzungen auch die Verkippung der Lastfl che zu erfassen Bei allen Versuchen wurden die Setzungen auf den Mittelpunkt der Lastplatte durch Bildung des arithmetischen Mittelwerts bestimmt Die elektronische Datenerfassung erfolge ber eine M
131. e qualitative Aussage ber eine m gliche Unfallvorhersage machen zu k nnen Die verwendeten Bo denkennwerte und der Streubereich der variierenden Steifigkeiten des Asphalts und des anstehenden bindigen Materials sind in Tabelle 7 3 angegeben Das verwendete Stoffgesetz f r die Berechnungen ist das Mohr Coulomb Modell Tabelle 7 3 Kennwerte f r die Parameterstudie eines Kranunfalls mit dem MC Modell Parameter Asphalt u en y kN m 23 17 p 0 30 kPa 1000 40 E MPa 500 1000 10 40 v 0 49 0 3 In Bild 7 17 sind die vertikalen Verschiebungen nach dem letzten Berechnungsschritt bei Versagen des Hohlraums als Schattierungen aufgetragen Es ist zu erkennen das selbst in der numerischen Berechnung die Verschiebungen fast ausschlie lich im Lasteinleitungs bereich auftreten Ein Durchstanzen der Aufstandsfl che tritt als Versagensbild auf Wie aus Bild 7 18 in dem die Arbeitslinien der numerischen Berechnungen dargestellt sind hervorgeht ist die Tragf higkeit des ungest rten Untergrunds um ein Vielfaches gr er als beim Aufstellen eines St tzbeins ber dem Hohlraum Die Aufstelllast des Krans ist in diesem Fall bekannt und betrug etwa 150 KN Bei genauer Betrachtung der bis dahin aufgetretenen Setzungen in Bild 7 18 l st sich feststellen dass 32 Anhand der Steifigkeiten wird die Gr e der auftretenden Setzungen bei der Belastung des Bodens bis zum Versagen beeinflusst 7
132. e werden ber drei Dehnmessstreifenvollbr cken als mechanisch elektrische Wandler erfasst Der Einsatz und die Funktionsweise von DMS wurde in Kapitel 4 beschrieben Die Messwerte werden f r jede Kraftkomponente getrennt in der heute blichen Sechs leitertechnik an einen Verst rker ausgegeben Die Anschl sse der einzelnen Messkan le wurden als siebenpolige Hottinger Stecker ausgef hrt Im Verst rker werden die gemes senen Spannungssignale entsprechend verst rkt und an die Datenerfassung weitergeleitet Der Messbereich der vertikalen Lastkomponente liegt bei 300 kN Die beiden Horizontal komponenten werden im Winkel von 90 zueinander erfasst und sind auf 30 KN ausgelegt Die Horizontallasten sind auf 10 des Vertikallastbereiches beschr nkt da nach Angaben der Baumaschinenhersteller die St tzzylinder auf eine Beanspruchung von maximal dieser Gr e ausgelegt werden Die drei Lastkomponenten werden getrennt gemessen und ausgegeben und spannen ein kartesisches Koordinatensystem auf wodurch es m glich ist die Gr e und Richtung der 10 2 Messung der Beschleunigung 131 angreifenden Last am St tzbein zu erfassen Durch die Bauweise des Sensors kommt es je doch zu einem bersprechen der einzelnen Messgr en Beim Aufbringen der maximalen Vertikallast wird durch die Verformung des Lastsensors eine Horizontallast von etwa 1 KN angezeigt Der Einfluss des bersprechens ist ber den gesamten Messbereich linear und kann som
133. einrichtung festzulegen 8 1 Gr e des auftretenden Messsignals In Kapitel 6 wurden bereits Ergebnisse von Messungen des Aufstellvorgangs an St tzbein en mobiler Baumaschinen vorgestellt Daraus k nnen die aufgetretenen Beschleunigungen a am St tzbein r ckgerechnet werden Diese Messungen der Setzungen s liegen als Zeitrei hen vor und k nnen mit Gleichung 8 1 zweifach ber die Zeit t differenziert werden a Si 1 Sie 2 Si 8 1 At Die Indikation i stellt den jeweils betrachteten Zeitpunkt t w hrend der Messung dar Mit At werden die Zeitintervalle zwischen den Einzelmessungen bzw die Messfrequenz be zeichnet Mit Hilfe einer Fourieranalyse der Messdaten wurde festgestellt dass die Setzungsfre quenzen w hrend des Aufstellvorgangs der St tzbeine im Bereich von 0 Hz liegen Beschleunigungssensoren besitzen eine untere Grenzfrequenz D h Beschleunigungen welche kleiner sind als diese untere Grenze k nnen mit diesem Sensor nicht erfasst 93 94 Kapitel 8 Anforderungen an die bezugspunktunabh ngige Messeinrichtun werden Der Beschleunigungssensor muss vielmehr in der Lage sein im quasi statischen Bereich zu messen Am Beispiel von Messung VI 2 wird die Gr e der am St tzbein aufgetretenen Beschleu nigungen exemplarisch bestimmt Die Messfrequenz betrug 100 Hz Darin sind auch alle hochfrequenten Anteile z B vom Antrieb der Maschine enthalten die mit den wirklichen Setzungen nichts zu tun haben Die Diffe
134. elle 9 3 sind die Ergebnisse angegeben Tabelle 9 3 Ben tigter Bereich der Arbeitslinie zur sicheren Extrapolation der Bruchspannung in Abh ngigkeit von den Untergrundverh ltnissen ben tigter Spannungsbereich Untergrundbedingungen bis zur Bruchspannung Sand locker dicht 50 Sand sehr dicht 90 Sand Hohlraum dicht sehr dicht 95 Sand B schung dicht sehr dicht 90 L sslehm Grundbruch 40 50 L sslehm Boschung 40 Verh lt sich der Boden duktil lockerer bis dichter Sand und L sslehm so sind 40 50 der Arbeitslinie ausreichend fiir eine genaue Prognose Ist das Verhalten des Bodens bei Belastung erkennbar spr de sehr dicht gelagerter Sand mit und ohne Hohlraum sowie an B schungen so ist es notwendig ann hernd die ganze Spannungs Setzungskurve f r die Extrapolation zu kennen Nun stellt sich noch die Frage inwieweit es einen von der Bodenart abh ngigen Zu sammenhang zwischen dem Verformungsmodul Ey und der Bruchspannung pr gibt Dazu sind die beiden Werte in Bild 9 9 f r die Sand und die L sslehmversuche in einem Dia gramm gegeneinander aufgetragen Anhand einer Regressionsanalyse und bei Annahme eines exponentiellen Zusammenhangs lie en sich die folgenden Beziehungen f r pr E p 2 2511 2 250 28 s 9 27 ets 980 986 75 e 7685459 9 28 Pr ermitteln Ein hyperbolischer Verlauf w re auch denkbar die bereinstimmung zwischen Versuchsergebnissen
135. en Katego rien abgedeckt werden D h hier werden sehr gro e und ungew hnliche Bauwerke mit sehr gro em Risiko und au ergew hnlichen komplizierten Baugrund und Be lastungsverh ltnissen eingeordnet F r jede Bemessungssituation ist dann nachzu weisen dass kein Grenzzustand berschritten wird Zur Erh hung der Kippsicherheit werden mobile Baumaschinen in der Arbeitsvorbereitung auf St tzbeinen aufgestellt Die St tzbeine werden mit auf der Gel ndeoberfl che aufge legten Lastplatten unterbaut um die auftretenden Lasten sicher in den anstehenden Unter grund einzuleiten Somit ist das Abst tzen der Baumaschinen als eine Flachgr ndung direkt an der Oberfl che anzusehen Zul ssig ist dies da die Maschinen generell jeweils nur tempor r aufgestellt und daher nach DIN 1054 als fliegende Bauten angesehen werden k nnen Im Abschnitt Flachgriindungen der DIN 1054 werden die Festlegungen ber Einwir kungen und Beanspruchungen welche in der Sohlfuge wirken sowie die daraus resul tierenden Bodenreaktionen und Bodenwiderst nde festgelegt Weiter ist die Art und Weise wie die Nachweise der Tragf higkeit und der Gebrauchstauglichkeit durchzuf hren sind beschrieben In den einfachen F llen k nnen Fundamente ber das Konzept der zul ssigen Bodenpressung bemessen werden Dazu sind entsprechende Bodeneigenschaften und eine Mindesteinbindetiefe notwendig In jenen F llen die nicht in diese Kategorien fallen ist ein Grundbruc
136. en Versuchen mit simulierten Hohlr umen ist mit einem Verh ltnisfaktor von beinahe acht beachtlich Dieser Wert kann eventuell noch h her lie Tabelle 9 2 Ergebnisse der Auswertungen der potentiometrisch gemessenen Setzungen mit Hilfe von Methode 1 in Abh ngigkeit des ber cksichtigten Spannungsbereichs auf dichtem lockerem Sand Sand mit simuliertem Hohlraum und L sslehm im Labor ber cksichtigter gem hyp kor hyp gem Pr Pr Evo E T pr pr yes are kPa kPa MPa MPa 20 40 590 3 384 2617 99 70 1 957 20 50 379 3 966 2413 99 88 1 258 20 70 347 4 101 1 07 99 96 1 150 20 90 361 3 905 1 435 99 98 1 198 locker 1 2 20 99 301 3 337 4 374 1 190 99 96 1 117 40 50 410 3 710 2057 99 32 1 359 40 70 362 3 862 1 600 99 92 1 201 40 90 361 3 884 1222 99 98 1 198 40 99 337 4 396 1 012 99 95 1 117 20 40 998 106 470 56 826 99 02 1 022 20 50 1 435 86 015 52 575 99 63 1 470 20 70 1311 91 162 42 571 99 92 1 343 20 90 1 138 110 010 30 806 99 95 1 165 LL 1 2 20 99 976 2 977 177 472 17 293 99 70 1 001 40 50 10 399 48 637 44 972 98 73 10 652 40 70 1 211 101 199 35 387 99 89
137. en eines St tzbeins einer mobilen Baumaschine malwerte w hrend der Aufstellphase liegen bei bis zu 0 75 KN Die Ergebnisse LP gehen ber den Abst tzvorgang des ersten St tzbeins hinaus Es ist zu erkennen dass im weite ren Aufstellvorgang Horizontalkr fte bis etwa 1 5 kN auftreten so dass diese bei der Be trachtung des Last Setzungsverhaltens der mobilen Baumaschinen vernachl ssigt werden k nnen Die Neigungsbeiwerte in der Grundbruchgleichung reduzieren sich damit zu K l Die Form der Abst tzfl che beim Aufstellen mobiler Baumaschinen ist generell quadra tisch oder rechteckig mit einem Seitenverh ltnis a b von etwa 1 2 Zu Beginn der Belastung ist das Tiefenglied Null da die Maschinen auf den Untergrund aufgesetzt werden und keine Einbindetiefe vorhanden ist Erst mit auftretenden Setzungen wird dieser Teil aktiviert hat jedoch aufgrund der stets relativ geringen Einbindetiefe nur einen sehr untergeordneten Einfluss Somit kann Gleichung 2 4 unter Ber cksichtigung eines Aufstellvorgangs einer mobilen Baumaschine folgenderma en vereinfacht werden p Ne ve y b N v 2 5 2 2 4 Der B schungs und Gel ndebruch Liegt in direkter N he des Fundaments bzw der Abst tzfl che einer mobilen Baumaschine eine B schung so ist die Gefahr eines B schungsbruchs gegeben Bild 2 7 Wie beim Grundbruch wird dieser dadurch ausgel st dass die Einwirkungen z B das Eigengewicht des Bodens und eventuelle Auflasten nicht mit
138. enstellung aller Daten der hier vorgestellten Messreihen wird in Anhang F gegeben In Bild 9 12 wird auf die Bestimmung des Bruchspannungsverh ltnisses und in Bild 9 13 auf das Verh ltnis der Steifigkeiten E E o eingegangen Die Korrelationskoeffizienten r weisen prinzipiell Werte deutlich ber 80 auf in 88 der F lle betr gt gt 95 was immer noch auf eine sehr gute bereinstimmung der Signal hnlichkeit hinweist Infolge des sprunghaften Anstiegs der Arbeitslinien der Versuchsserie VI zu Versuchsbe ginn auf etwa 25 bis 30 der Bruchspannung wie bei Vorstellung der Versuchsergebnisse in Kapitel 6 Bild 6 9 gezeigt ist es nicht verwunderlich dass die mit Ber cksichtigung ab einer Spannung von 20 ermittelten Versagensspannungen nicht mit den gemessenen Werten harmonieren Bild 9 12 links Erst wenn der Kurvenbereich bis 90 bzw 99 der in der Messung erfassten Spannung ber cksichtigt wird sind die Ergebnisse aus Messung und Extrapolation vergleichbar Bei Ber cksichtigung der Werte ab 40 der gemessenen maximalen Spannung ist eine etwas bessere bereinstimmung zu erkennen 9 3 Auswertung der Messdaten des Beschleunigungssensors 119 1 0 1 0 a Be 1 7 ra ng _ Te Pag T 0 8 Ne T 0 8 N as 0 6 0 6 E 0 4 gt 0 4 Basi Bori E gt VII gt v3 0 2 4 m 0 2
139. ent erscheinen die Ergebnisse nicht ganz so aussagekr ftig wie die der Messung V 3 Unter Ber cksichtigung dass die Bruchspannung unbekannt und der Kurvenverlauf nur bis zum im Versuch aufgebrachten Spannungsverh ltnis von 0 354 bekannt ist k nnen trotz dem einige Aussagen getroffen werden Das Verh ltnis zwischen dem Verformungsmodul Ey und dem initialen Verformungsmodul Ey aus Bild 9 11 rechts weist darauf hin dass wie bei Messung V 3 bereits ein deutlich gekr mmter Kurvenverlauf vorliegt Die prognostizierten Versagensspannungen liegen beim 1 3 bis 1 4 fachen der Aufstellspan nung Diese Spannungen liegen von der Wertigkeit in der selben Gr enordnung wie die 8 1 E 4 0 8 6 L a 06 3 a 34 2 5 E 04 oQ z 2 E gt 0 2 z v3 a gt V6 au 0 0 T T 20 20 20 20 20 40 40 40 40 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich ber cksichtigter Spannungsbereich Bild 9 11 links Ermittelte Verformungsmoduln E rechts Verh ltnis des Verfor mungsmoduls zum initialen Verformungsmodul E Evo jeweils ber die ber cksichtigten Spannungsbereiche aufgetragen 118 __ Kapitel 9 Entwickelte Software f r die Datenerfassung und Tragf higkeitsprognose
140. ents Proceedings of the 20th Annual Seminar Geotechnical Division of the Hong Kong Institution of Engineers pp 33 45 Hong Kong 2001 Neher H P Vermeer P A Bonnier P G Strain Rate Effects in Soft Soils Modelling and Application Proceedings 3rd International Conference an Soft Soil Engineering pp 361 367 Hong Kong 2001 Vermeer P A Ruse N Die Stabilit t der Ortsbrust von Tunnels in homogenem Boden oder Fels In Zur Beschreibung komplexen Materialverhaltens Beitr ge anl sslich des 50 Geburtstags von Herrn Prof Dr Ing Wolfgang Ehlers S 257 273 Diebels S Hrsg Stuttgart 2001 Marcher T Vermeer P A Macromodelling of softening in non cohesive soils In Continuous and Discontinuous Modelling of Cohesive Frictional Materials Ed Vermeer P A u a pp 89 110 Springer Verlag Berlin 2001 Vermeer P A Punlor A Ruse N Arching effects behind a soldier pile wall Computers and Geotechnics Vol 28 2001 No 6 7 pp 379 396 Vermeer P A Ruse N Die Stabilit t der Tunnelortsbrust in homogenem Baugrund Geotechnik Vol 24 2001 Nr 3 S 186 193 Neher H P Wehnert M Bonnier P G An evaluation of soft soil models based on trial embankments In Computer Methods and Advances in Geomechanics Ed Desai Ch u a pp 373 378 Balkema Rotterdam 2001 61 62 63 64 65 66 67 68 69 70 71 72 73 74 75 76 Beutin
141. er A Vermeer Vorwort des Verfassers Bereits w hrend der Erstellung meiner Diplomarbeit am Institut f r Geotechnik wurde mir dort eine Arbeitsstelle mit der M glichkeit zur Promotion angeboten Ohne lange zu z gern habe ich diese Offerte angenommen denn eine so gute Gelegenheit sich mit den theo retischen Grundlagen in der Geotechnik en detail auseinander zu setzen bietet sich einem so schnell nicht wieder Das Ergebnis meiner wissenschaftlichen T tigkeit am Institut f r Geotechnik von 1998 bis 2004 ist in der vorliegenden Arbeit abgefasst An erster Stelle gilt mein Dank Herrn Prof Dr Ing Pieter Vermeer der mich vom ersten Moment an mit fachlichem Rat unterst tz hat und mich stets durch kritisches Hinterfragen tiefer und tiefer in die Geotechnik gezogen hat Weiters danke ich Ihm f r die bernahme des Hauptberichts meiner Arbeit F r die bereitwillige bernahme des Mitberichts und der kritischen Auseinandersetzung mit meiner Arbeit danke ich Herrn Prof Dr Ing Prof h c Hans Wolf Reinhard Allen Mitarbeitern und Kollegen sowie studentischen Hilfskr ften und Diplomanden am Institut f r Geotechnik m chte ich f r die regen Diskussionen und die stets hilfsbereite und famili re Atmosph re danken Den Mitarbeitern des Referats Geotechnik der Materialpr fungsanstalt Universit t Stuttgart gilt mein Dank f r die Unterst tzung bei der Durchf hrung des Versuchsprogramms unter Laborbedingungen Ein ganz besonderer Dank geh
142. er Einbau erfolgte was durch die Dichtekontrollen berpr ft wurde L sslehm als Untergrund wurde bei den beiden Messserien VII und VIII verwendet Bei der Versuchsserie mit Hohlr umen im Untergrund wurden handels bliche PVC Rohre mit einem Durchmesser d von 200 mm und einem Meter L nge direkt unter den vorgese henen Messstellen wie in Bild 4 5 abgebildet eingebaut Die Rohrenden wurden mit Folie abgedeckt damit beim Einbau und der Verdichtung des Sandes um und ber den Rohren die Hohlr ume erhalten bleiben Eine Folie wurde verwendet um die Stabilit t der Rohre nicht zu ver ndern Das berdeckungsverh ltnis H d lag bei 1 H ist die Schichtm chtig keit des Sandes ber dem Rohrscheitel Diese Einbautiefe der Rohre wurde zur Simulation von relativ oberfl chennahen Hohlr umen gew hlt Diese sind kritischer zu bewerten als tiefliegende da wie bereits erw hnt mit zunehmender Tiefe die Zusatzspannungen infolge der aufgebrachten Last immer geringer werden 4 2 3 Randbedingungen der B schungsbruchversuche Mit einer B schung im Lasteinflussbereich wurden weitere Messungen in der Versuchs grube der FMPA durchgef hrt Bild 4 6 zeigt schematisch den Versuchsaufbau in einem Schnitt und im Grundriss Bei den einzelnen Versuchsserien wurden die B schungsh he h der B schungswinkel a und der Abstand A der Lasteinleitungsfl che zur B schungskante 36 Kapitel 4 Lastplattenversuche unter Laborbedingungen A D ia d 0 3m Sch
143. er St tzbeine mobi ler Baumaschinen Bild 2 5 kann Gleichung 2 4 entsprechend vereinfacht werden Klar ist dass infolge Eigengewicht der Maschine Vertikalkr fte V auftreten Die auf die Ab st tzfl che wirkenden Momenten bzw Horizontalkr fte sind jedoch nicht bekannt Bei einigen Maschinentypen ist die St tzfu platte gelenkig an das St tzbein angeschlossen so dass Momente nicht bertragen werden k nnen Bei insgesamt 15 Messungen wurden neben den Vertikallasten auch die auftretenden Horizontallasten beim Aufstellen eines St tzbeins auf die Abst tzfl che mit erfasst Dazu wurde einerseits eine von einem Maschinenhersteller selbst entwickelte Lastplatte LP und andererseits der in Kapitel 10 beschriebene Lastsensor eigener LS verwendet Festgestellt werden konnte bei allen Messungen dass im Vergleich zu den aufgebrachten Vertikallasten nur sehr kleine Horizontalkr fte auftreten In Bild 2 6 sind an je zwei Kur ven beispielhaft die aufgetretenen Horizontallasten ber der Zeit aufgetragen Die Maxi V H Bild 2 5 Schematisierte Belastung der Aufstellfl che eines St tzbeins einer mobilen Baumaschine w hrend des Aufstellvorgangs 14 Kapitel 2 Geotechnische Grundlagen 2 0 5 eigener LS 1 T 0 e 2 Ni S 4 NY wv wyn E J S 0 eigener LS 2 E q el LP 2 1 5 T T T T j 0 5 10 15 20 25 30 35 40 Zeit t s Bild 2 6 Gemessene Horizontallasten bei vier Aufstellvorg ng
144. ergrund die Tragf higkeit berschritten so k nnen verschiedene bodenmechanische Reaktionen oder Versagensmechanismen auftre ten Diese Mechanismen sind einerseits von den geometrischen Randbedingungen z B B schungen und St tzbauwerke im Einflussbereich sowie von der Gr e und Form der Lasteinleitungsfl che abh ngig Andererseits beeinflussen die von au en auf die Gr ndung wirkenden Kr fte in ihrer Wirkungsrichtung und nicht zuletzt die mechanischen Eigen schaften des Untergrunds vorhandene Scherfestigkeit die Tragf higkeit des Bodens Im Folgenden wird n her auf den Begriff der Scherfestigkeit von B den sowie auf die Versagensmechanismen welche bei Grund B schungs und Gel ndebruch auftreten ein gegangen 2 2 1 Scherfestigkeit von B den Boden ist ein Material welches sowohl Normalspannungen als auch Schubspannungen aufnehmen und bertragen kann Die Normalspannungen sind bei nichtbindigen B den auf Druckspannungen beschr nkt Lediglich koh sive bindige B den sind durch den Zu sammenhalt der feinen und sehr feinen Bodenteilchen in der Lage Zugspannungen aufzu nehmen wenn auch in nur relativ geringer Gr e Die Zugfestigkeit begrenzt dabei die Zugspannung und die Scherfestigkeit die Schubspannung Zu Beginn der Belastung bis Dehnungen von 10 oder 10 ist das Verhalten linear elas tisch bis der Boden zu flie en beginnt Infolge steigender Beanspruchung tritt dabei eine Verfestigung bis zum Erreichen
145. erh ltnis K f r Kreisplatten beschrieben 3 ei ok Pie 5 2 12 i 6 E r y Hierbei ist Eyp der Verformungsmodul der Lastplatte Weiter wird K vom Verh ltnis zwi schen der Dicke z und dem Radius r der Lastplatte beeinflusst F r Werte von K 0 ist die Platte als ideal schlaff und f r K 0 als unendlich steif zu bezeichnen Alle Werte dazwischen sind Mischzust nde Eine Lastplatte kann jedoch schon fiir K Werte welche gr er als 0 6 sind als praktisch steif bezeichnet werden F r rechteckige Fundamente kann als N herung das Verhalten entsprechend angenommen werden Im Gegensatz zu einer steifen Lastplatte sind bei einem schlaffen Fundament die auftre tenden Verformungen ber den Querschnitt nicht gleich wie aus Bild 2 10 ersichtlich wird Der Sohlspannungsverlauf unter der Lastplatte besitzt sein Maximum in der Mitte der Lastfl che Bei einer gleichf rmig belasteten schlaffen Platte ist der Sohlspannungsver lauf ber den Querschnitt konstant und ist quantitativ identisch mit der Belastung LAMB WHITMAN 1979 F r starre Fundamente ist der Sohlspannungsverlauf mit von der Boden art abh ngig Bei koh sionslosen B den und einer gleichf rmigen Belastung geht die 2 3 Der Plattendruckversuch und seine Bedeutung in der Geotechnik 19 Spannungsverteilung am Rand gegen Null und hat in der Mitte das Maximum Stehen koh sive B den an so ist die Verteilung der Sohlspannungen ann hernd der in Bild 2 10 b angegebe
146. erien IV und VII der Grundbruchversuche beispielhaft in Bild 5 1 dargestellt Dies zeigt dass ein jeweils relativ homogener Einbau der Versuchsb den unabh ngig ob Sand oder L sslehm erzielt wurde Alle Versuche sind wie aus Bild 5 1 hervorgeht weit ber die in der DIN 18134 angegebenen Maximalsetzungen von 5 mm bei Standard Lastplatten versuchen hinaus belastet worden 5 1 Ergebnisse der Grundbruchversuche mit homogenem Untergrund Um die bersichtlichkeit bei der Betrachtung und dem Vergleich der Messergebnisse zu behalten ist in Bild 5 2 f r jede Messserie auf Sand nur je eine repr sentative Kurve ge zeigt Alle nicht dargestellten Messkurven von Versuchen im Labor sind im Anhang B Bereich herk mmlicher Lastplattenversuche nach DIN 18134 1800 Ss 4 1600 1400 HE no Le 1200 71g e dicht IV I amp 1000 48 dicht IV 2 iR dicht IV 3 a 18 ae IL 600 ass IL12 wg 400 a 200 40 60 80 100 120 140 Setzungen s mm 0 20 Bild 5 1 Darstellung der Reproduzierbarkeit der Messergebnisse Messreihen von Grundbruchversuchen auf sehr dichtem Sand und auf L sslehm 39 40 Kapitel 5 Ergebnisse der Labormessungen bersichtlich f r jede Messserie getrennt zusammen mit dem jeweiligen aufgetretenen Versagensbild abgebildet Die erreichte Tragf higkeit und die Steilheit der Arbeitslinien zeigen die Abh ngigkeit der Lagerung
147. ers entstehen dabei Ent Wiederbelastungen die in Abh ngigkeit vom anstehenden Boden sogar Hystereseschleifen bilden K nnen F r die Beurteilung der Tragf higkeit des Untergrunds ist aber der sogenannte Erstbelas tungsast entscheidend Die Kurven in Bild 6 4 zeigen dann bei Vernachl ssigung der Span nungswechsel einen quasi linearen Verlauf Die Tragf higkeit des Untergrunds w rde in diesen F llen als ausreichend gro beurteilt werden In Bild 6 5 weisen die Arbeitslinien zu Beginn einen konkaven Kurvenverlauf auf welcher mit zunehmender Belastung in einen geraden Verlauf ber geht Auch in diesen F llen ist eine ausreichende Sicherheit gegen Versagen des Untergrunds vorhanden W hrend dem Ausfahren des St tzbeins sind bei all diesen Messungen relativ geringe Set zungen in einer Gr enordnung von 5 mm aufgetreten Bei Erreichen einer maximalen St tzspannung von nahezu eins sind diese auf 7 bis 16 mm angewachsen In Bild 6 6 ist die belastete Abst tzfl che am Ende der Messung auf wenig nachgiebigem Untergrund abgebildet Bei n herer Betrachtung von Bild 6 5 rechst f llt eine Kurve etwas aus dem Rahmen Hierbei handelt es sich nicht um Einfl sse des Untergrunds sondern es wurde das Material der Abst tzplatten variiert Die beiden bereinander liegenden Kurven wurden mit einer Abst tzplatte aus Kunststoff ermittelt wohingegen bei Messung der dritten Kurve eine Platte aus verleimtem Hartholz zum Einsatz kam Deutlich zu e
148. esskarte und Speicherung der Werte mit einem PC Auf die dabei eingesetzten Ger te und die dabei auftretenden Probleme hinsichtlich der Genauigkeit der erfassten Daten wird im Kapitel 8 bei den Erl uterungen zu den Anforderungen an das entwickelte Messsystem eingegangen Die Lastaufbringung erfolgte weggesteuert mit einer maximalen Vorschubgeschwindigkeit von ca 5 mm s Im bodenmechanischem Sinn ist dies eine sehr hohe Belastungsgeschwin digkeit Die hohe Belastungsrate wurde gew hlt um das Ausfahren eines hydraulischen St tzfu es einer mobilen Baumaschine zu simulieren Der maximale Volumenstrom des vorhandenen Hydraulikaggregats hat die Geschwindigkeit der Lastaufbringung begrenzt Eine Beurteilung hinsichtlich der Versuchsbedingungen ist notwendig Sowohl bei den Sand als auch bei den L sslehmversuchen lag am Anfang der Messungen ein unges t tigter Zustand vor S ttigungsgrad jeweils im Mittel Sand S 38 0 L sslehm S 80 5 Infolge der Belastung treten Verformungen auf wobei zuerst die Luftporen zu sammengepresst werden bis ein ges ttigter Zustand erreicht wird Dazu sind bei den vor liegenden S ttigungsgraden relativ gro e Verformungen notwendig Es Kann daher davon ausgegangen werden dass bis zum Erreichen des Bruchzustands sowohl beim Sand als auch beim L sslehm drainierte Bedingungen vorliegen CHARLES 1996 hat Untersuchungen hinsichtlich der Lasteinflusstiefe von Fundamenten erstellt Laut seinen Studien tr
149. eten Setzungen teilweise mit zeitlicher Verz gerung auf Diese werden als Konsolidationssetzungen bezeichnet und sind von der Durchl ssigkeit des Bodens abh ngig 64 Kapitel 6 Feldmessungen an mobilen Baumaschinen 0 5 2 0 4 A On Z 0 3 vI4 S gt VI6 90 2 g VII 7 2 E ol 0 3 a T T T 0 5 10 15 Setzungen s mm Bild 6 11 Last Setzungslinien einer mobilen Baumaschine auf einer Auff llung aus L sslehm Versuchsserie VI alle Arbeitslinien einen Lastsprung auf wonach erst zeitverz gert Setzungen gemessen wurden Dieser schnelle Spannungsanstieg l st sich bei dieser Messserie mittels der Erfas sung der auftretenden Spannungen durch den Hydraulikdruck in den Zuleitungen zu den St tzzylindern erkl ren Durch das ffnen eines Ventils kann es vor allem bei unge regelten Ventilen zu gr eren Druckst en kommen Mit zunehmender Belastung kehren die Spannungs Setzungskurven auf den hyperbolischen Ast der Arbeitslinie zur ck was in Abschnitt 6 3 demonstriert wird Zu einem sp teren Zeitpunkt wurden die Messungen der Messserie VII auf dem selben Versuchsfeld durchgef hrt Bild 6 11 Diese Messserie diente der Verifizierung der vor angegangenen Ergebnisse aus Serie VI Das Spannungs Setzungsverhalten dieser Belas tungsversuche auf der Auff llung aus L sslehm haben zu Beginn einen konkaven Verlauf Bild 6 12 Ausgefahrenes St tzbein mit einer Abst tzpla
150. eten ab einer Tiefe vom 2 bis 3 fachen Lastplattendurch 34 Kapitel 4 Lastplattenversuche unter Laborbedingungen messer keine signifikanten Zunahmen des Spannungsniveaus mehr auf Somit entstehen ab dieser Tiefe auch keine Setzungen Dieses Beobachtungen decken sich mit den Ergebnis sen von EGGESTAD 1963 so dass bei einer F llh he von etwa 0 9 m eine Beeinflussung der Messergebnisse nicht zu erwarten ist Eine Interaktion zwischen der Lastplatte und dem Betonboden der Versuchsgrube wird demnach ausgeschlossen 4 2 2 Randbedingungen der Grundbruchversuche Insgesamt wurden 9 Messserien in der beschriebenen Versuchsgrube an der FMPA auf horizontal eingebautem Untergrund durchgef hrt Eine Auflistung ber die verwendeten Bodenarten und die Einbaubedingungen wie die Trockendichte pa und den Einbauwasser gehalt w sowie die aus dem Versuch erreichten Bruch bzw Grenzspannungen sind in Tabelle 4 2 gegeben Die Messserien I bis IX bestanden jeweils aus 3 Messungen die in der Versuchsgrube so angeordnet wurden dass eine Beeinflussung der Messergebnisse aus den einzelnen Ver suchen und der r umlichen Ausdehnung der vorhandenen Versuchsgrube ausgeschlossen werden konnte Tabelle 4 2 Aufstellung der Versuchsdaten f r alle Versuchsreihen mit horizontal eingebautem Untergrund ee Einbau Einbau a Bodenart R ue tro
151. eviatorischen Spannungsebene ist die Spur des Spannungstensors 1 Invariante Konstant 69 70 Kapitel 7 Finite Elemente Berechnungen Zylinders abgebildet Diese Stoffgesetze werden in der Bodenmechanik auch als Ein Parameter Modelle bezeichnet H ufig werden auch die Roscoe Variablen die Deviatorspannung q und die isotrope Span nung p zur Darstellung des Spannungspfades herangezogen Sie werden allgemein wie folgt definiert Ke II ec 0 0 03 0 0 1 p EHER 7 1 Unter triaxialen Randbedingungen bei denen die Horizontalspannungen 62 03 gleich gro sind vereinfacht sich Gleichung 7 1 entsprechend Sogenannte Zwei Parameter Modelle sind die Modelle von Drucker Prager Mohr Coulomb und Lade Duncan Das Drucker Prager Modell ist ein erweitertes von Mises Modell das undrainierte Untergrundbedingungen ber cksichtigt Die Flie fl che wird dadurch im Hauptspannungsraum kegelf rmig und die Flie kurve in der Deviatorebene mit einem Kreis POTTS AND ZDRAVKOVIC 1999 abgebildet Das Mohr Coulomb Modell beruht auf der Coulomb schen Bruchbedingung siehe Kapitel 2 2 1 Im Hauptspannungs raum wird die Flie fl che als unregelm iger sechseckiger Kegel abgebildet Bild 7 1 rechts Mit dem Modell von Lade Duncan k nnen koh sionslose B den unter Ber ck sichtigung einer gekr mmten Flie fl che simuliert werden Da das Verhalten von B den noch weit aus komplexe
152. f llung 05m nur Maschinen 0 792 Ja serie IV IV 2 L sslehm eigengewicht 0 781 V3 sandiger 0 6m Sn 0 202 Ja Versuchs ausgefahren serje V Schluff Maschi v6 feucht 1 2m P v 0346 Nein eigengewicht T 7 1l A A on on 5 5 0 6 g 5 a a n n 0 4 5 5 2 a 2 W2 0 0 20 40 60 80 0 20 40 60 Setzungen s mm Setzungen s mm amp A oN g V3 d 60 3 V6 d 120 a un 2 3 E 60 80 Setzungen s 100 mm 165 Arbeitslinien der Messungen im Feld an mobilen Baumaschinen bei verschiedenen Unter grundverh ltnissen Versuchs Kanten normierte Tragf Versuchs 3 aufgebrachte RR bezeich Untergrund l nge der Spannung higkeit reihe K Belastung r nung Lastfl che P Pmasch erreicht VI 1 0 596 VI 2 0 586 VI 3 0 584 VI 4 0 646 Versuchs VI 5 Auff llung 0 6m St tzbein 0 628 Ja serie VI VI 6 L sslehm ausgefahren 0 677 VI 7 0 622 VI 8 0 610 VI 9 0 605 VI 10 0 602 0 8 0 8 amp 06 amp 06 A A On on Ss 0 4 S 0 4 a a un un 2 Vii g VI 4 E27 v2 E02 v157 2 V13 2 VI6 0 0 0 20 40 60 0 10 20 30 40 Setzungen s mm Setzungen s mm T m 098 amp amp 06 a A on on S 0 4 a a un un 5 5 a
153. fl chen h ngt somit einerseits sehr stark vom Reibungswinkel des anstehenden Bodens und andererseits vom Dilatanzwinkel y ab Die Verschiebung der ein zelnen Bereiche der Bruchfigur gegeneinander ist in Abh ngigkeit von den Lagerungs bedingungen ann hernd als Starrk rperverschiebung zu verstehen Bild 7 7 Inkrementelle Scherdehnungen zur Visualisierung der Scherfuge bei eintretendem Bruch 7 2 Axialsymmetrische Grundbruchberechnungen 81 7 2 2 Ergebnisse der Berechnungen der L sslehmversuche Aufgrund der sehr geringen Schwankungen der Einbauparameter des L sslehms konnte auf eine Variation in Schichten verzichtet werden Die Zunahme der Steifigkeiten mit der Tiefe werden beim HS Modell wie bereits beschrieben automatisch ber cksichtigt Werte f r den Reibungswinkel die Koh sion sowie die Dilatanz wurden an die Ergebnisse ref und der Sekantenmodul Bsa konnten zu 95 MPa ermittelt werden Der Ent Wiederbelastungs aus Triaxialversuchen von RILLING 1994 angelehnt Der Oedometermodul Eoea modul Ew wurde nach Erfahrungswerten 4 mal so gro wie die beiden anderen Steifig keiten gew hlt Bei den hier durchgef hrten Berechnungen handelt es sich um ein reines Belastungsproblem so dass der Ent Wiederbelastungsmodul nur im elastischen Bereich wirksam wird Die Spannungsabh ngigkeit der Steifigkeiten liegt bei diesem Boden bei m 0 6 und die im Hardening Soil Modell von der Ent Wiederbelastung abh ngige Querdehnu
154. g der Dilatanz sowie der Einf hrung einer sogenannten Kappe entstand das Hardening Soil Modell HS Modell Mit dem entwickelten Stoffgesetz ist es m glich deviatorische und isotrope Belastungszust nde zu unterscheiden Hierbei wird Druck als positiv definiert Der Zusammenhang zwischen den vertikalen Dehnungen und den deviatorischen Spannungen q wird im Triaxialversuch bei Erstbelastung im verwendeten Programm durch Gleichung 7 8 ber cksichtigt e a 1 mit q 0 0 7 8 2 Eso 91 4 qa ist nach Bild 7 2 die asymptotische Deviatorspannung und wird anhand von Gleichung 7 9 definiert 7 1 Stoffgesetze 73 q Pe eel ea ag eye poe boa gee ai ge Zeige ches Asymptote qq ers ee Bruchgerade Deviatorspannung q Axialdehnung Bild 7 2 Hyperbolische Spannungs Dehnungsbeziehung des HS Modells f r einen Triaxialversuch drainiert Gr 2 sin Q ga c cot g o mit R 0 9 7 9 R R d sing i 3 we R ist das Verh ltnis zwischen der asymptotischen Deviatorspannung qa und der maxi malen Deviatorspannung qr wobei letztere der Mohr Coulomb schen Bruchspannung entspricht Infolge empirischer Erkenntnisse wird R generell zu 0 9 gesetzt Die auftretenden Dehnungen sind von der Steifigkeit des Bodens abh ngig Da es expe rimentell sehr schwierig ist die Initialsteifigkeit E zu bestimmen wird hingegen eine Sekantensteifigkeit Eso bei 50 der maximalen Bruchspannung qr ermittelt Bild 7 2
155. ger P H Geotechnical Stability Investigations on Mobile Construction Machines Proceedings of XIV European Young Geotechnical Engineer s Conference 2001 pp 209 220 Monastery Sts Cyricus and Julitta Bulgaria 2001 Vermeer P A Vogler U On the Stability of unlined Tunnels In Ed Barends Frans u a Learned and applied Soil Mechanics out of Delft pp 127 134 A A Balkema Publishers Lisse 2002 Vermeer P A Ruse N Neue Entwicklungen in der Tunnelstatik Tagungsband 3 Kolloquium Bauen in Boden und Fels S 3 14 Ostfildern 2002 Beutinger P H Vermeer P A Geotechnische Standsicherheitsuntersuchungen an mobilen Baumaschinen Tagungsband 3 Kolloquium Bauen in Boden und Fels S 237 244 Ostfildern 2002 Vermeer P A Bonnier P G M ller S C On a smart use of 3D FEM in tunnelling Proceedings 8th International Symposium on Numerical Models in Geomechanics NUMOG VID Rome pp 361 366 A A Balkema Publishers Lisse 2002 Neher H P Cudny M Modelling principal stress rotation effects with multilaminate type constitutive models for clay Proceedings 8th International Symposium on Numerical Models in Geomechanics NUMOG VID Rome pp 41 47 A A Balkema Publishers Lisse 2002 Vermeer P A Ruse N Marcher T Tunnel Heading Stability in Drained Ground Felsbau Jg 20 2002 Nr 6 S 8 18 Vermeer P A Marcher T Ruse N On the Ground Response Curve Felsbau Jg 20 2002 Nr 6 S
156. h gegr ndeten Fundamenten mit relativ kleiner Aufstandsfl che auf Er wird oft auch als allgemeiner Scherbruch bezeichnet und hat eine ausgepr gte Scher fl chenbildung siehe Bild 2 3 Eine definierte Bruchlast kann eindeutig bestimmt werden Bei Erreichen der Bruchlast geht der Verlauf der Arbeitslinie entweder in eine vertikale Endtangente ber oder die zunehmenden Setzungen k nnen sogar bei reduzierter Last in folge lokaler Auflockerungen dilatantes Bodenverhalten weiter fortschreiten Last Pr Setzungen Bild 2 3 Klassischer Grundbruch mit definierter Bruchlast nach K ZDI 1970 12 Kapitel 2 Geotechnische Grundlagen Last Pr Setzungen Bild 2 4 Verformungsbruch mit Grenzlast nach KEZDI 1970 Aus der Betontechnologie sind bei Teilfl chenbelastungen hnliche Versagensbilder wie beim klassischen Grundbruchtyp bekannt Dieser Werkstoff zeigt jedoch stets ein relativ spr des Verhalten wie aus LIEBERUM et al 1989 und REINHARDT KOCH 1998 hervor geht In der Praxis gibt es jedoch nicht nur Last Setzungskurven die auf einen klassischen Grundbruchtyp schlie en lassen sondern auch Kurven die schlie lich in eine Gerade bergehen In diesen F llen wird lediglich eine Verdichtung des stets locker gelagerten Bodens unterhalb und neben der Lasteinleitungsfl che festgestellt Bis zum Erreichen einer Grenzlast nehmen dabei die Setzungen proportional zu Beim berschreiten dieser Last nehmen diese berproportio
157. hnachweis nach DIN 4017 bzw der Nachweis der Gel ndebruchsicher heit nach DIN 4084 zu f hren Die Abst tzungen der mobilen Baumaschinen k nnen anhand der zuvor genannten Normen betrachtet werden Nach Ansicht des Verfassers m ssten sie aufgrund der fehlenden Einbindetiefe der Abst tzungen nach den Bestim mungen f r Kategorie 2 oder gegebenenfalls Kategorie 3 behandelt werden da bei unsach gem er Aufstellung mit erheblichen Personen und Sachsch den zu rechnen ist In der vorliegenden Arbeit findet keine klassische geotechnische Bemessung der Auf stellfl chen der St tzbeine statt sondern es werden Grenzlastbetrachtungen mit Hilfe von Messungen und Extrapolationsmethoden durchgef hrt In der neuen Fassung der DIN 1054 2003 als aufnehmbarer Sohldruck bezeichnet 2 2 Verschiedene Versagensarten des Untergrunds 9 2 2 Verschiedene Versagensarten des Untergrunds Die Traglast wird im Massivbau als diejenige Kraft bezeichnet bei der ein Bauteil ver sagt Da der Baugrundk rper aber eine unendliche Ausdehnung hat muss der Begriff der Traglast auf einen begrenzten Teilbereich beschr nkt werden Somit ist die Traglast jene Kraft bei welcher der Boden z B unter einem Fundament durch plastisches Flie en ausweicht Dabei wird er seitlich und zur freien Oberfl che hin verdr ngt Im Allgemeinen wird die Traglast als die Grenz Tragf higkeit des Untergrunds bezeichnet Wird infolge von Lasteinwirkungen auf den Unt
158. hsenabstand w rde der Bruchk rper unterhalb des B schungsfu es austreten wodurch ein st tzender Effekt ent steht Dies bewirkt eine Erh hung der Tragf higkeit Der Einfluss der B schungsh he wurde in dieser Studie jedoch nicht betrachtet Die Gr e der Fl che ber welche die Last eingeleitet wird beeinflusst die Tragf higkeit des Untergrunds nachhaltig Bei Konstanthalten des Lastachsenabstands a von der B X gt oO Linienlast L kN m nN 20 0 10 20 30 Setzungen s mm a b Bild 7 20 a Einfluss der Breite der Lasteinleitungsfl che und b Bruchmechanismus im Bereich einer senkrechten B schung 92 Kapitel 7 Finite Elemente Berechnungen schungskante bei 0 6 m wurde die Breite des Fundamentk rpers von 0 2 bis 1 0 m variiert Das Ergebnis ist in Bild 7 20 a in einem Diagramm dargestellt in welchem die aufge brachte Linienlast L ber den daraus resultierenden Setzungen s aufgetragen wurden Mit den Linienlasten ist es m glich die Absolutwerte der aufgebrachten Lasten miteinander zu vergleichen Zu erkennen ist hier dass mit zunehmender Fundamentbreite die aufnehm baren Lasten gr er werden der Untergrund sich jedoch immer spr der verh lt Die Zunahme der Tragf higkeit mit gr er werdender Fundamentbreite und wachsendem Abstand zu einer B schung liegt auf der Hand Erstens werden durch das gr ere Fundament tiefere Bodenschichten
159. htbindiger als Unterbau verwendet Ein Rheinsand aus der Gruppe der nichtbindigen B den wurde bei 13 Messreihen und ein L sslehm aus der Heilbronner Gegend als Vertreter der bindigen Bodenarten bei 4 Messreihen eingesetzt Mit beiden B den wurden bereits in diversen Forschungsvorhaben am IGS gro e Erfahrungen gesammelt Alle Versuche wurden jeweils ber das Versagen des Untergrunds hinaus d h berschreiten der Bruchspannung bei mindestens dichter Lagerung bzw der Grenzspannung bei lockerer Lagerung durchgef hrt Insgesamt wurden 22 Messungen mit horizontalem Gel nde betrachtet wobei die Lage rungsbedingungen ver ndert wurden Die erreichten Bruchspannungen lagen zwischen 300 und 1 950 kPa sie waren jeweils von der Lagerungsdichte bzw der Konsistenz des einge bauten Bodens abh ngig Bei dichter Lagerung entstand ein Klassischer Grundbruch KEZDI 1970 mit definierter Versagenszone Scherfuge Im Gegensatz dazu entwickelte sich bei lockerer Lagerung und bei den Versuchen mit bindigem Boden ein Verformungs bruch bei welchem sich die Lastplatte in den Untergrund dr ckt und keine Hebungen und Verformungen an der Oberfl che des Bodens zu erkennen sind Eine Messreihe auf sehr dicht gelagertem Sand wurde mit Kunststoffrohren unter den Lasteinleitungsfl chen zur Simulation von Hohlr umen im Untergrund durchgef hrt Die erreichte Bruchspannung lag deutlich niedriger als bei den Versuchen ohne Hohlraum Das Versagen zeigte sich
160. hverhalten wird mit zunehmender Steilheit der B schung immer spr der und die beim Bruch auftretenden Setzungen werden immer geringer So tritt z B bei B 40 der Bruch bei p 400 kPa und etwa s 50 mm auf bei B 90 hingegen bereits bei p 140 kPa und s 13 mm Das Anfangsverhalten scheint in dieser Darstellung f r alle Zust nde praktisch identisch zu sein Bei ganz genauer Betrachtung ist dies jedoch nicht der Fall Je steiler die B schung ist desto flacher verl uft die Arbeitslinie im Anfangsbereich Unter Ber cksichtigung dass beim Aufstellen der einzelnen St tzbeine einer mobilen Baumaschinen eine nicht unerheb S 800 7 zZ 200 J aw 700 a a 160 ep 600 g 300 Z 120 or Q jan er 400 S 200 0 2m 0 4m 1 40 0 6m 0 8 m 100 J J 1 0 m 0 0 amp 7 7 7 0 20 40 60 80 100 120 0 4 8 12 16 20 Setzungen s mm Setzungen s mm a b Bild 7 19 Arbeitslinien bis zum Versagen einer B schung im Lasteinleitungsbereich eines Fundaments in Abh ngigkeit von a der B schungsneigung b des Lastachsenabstands bei B 90 3 Das Verh ltnis zwischen Fundamentbreite b und dem Abstand der Fundamentvorderkante zur B schungs kante a liegt bei b a 1 7 5 Numerische Beurteilung des Bruchverhaltens von B schungen 91 liche Last auf den Untergrund wirkt wir
161. ich 9 Messung boe s IV 1 12 0 S pot Daten 9 Methode 1 10 0 Methode 2 g Methode 3 amp 8 0 a 6 0 amp 40 Bari S gt 2 0 0 0 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich Messung boe s IV 2 12 0 s pot Daten amp Methode 1 10 0 Methode 2 Methode 3 E 8 0 see lt gt p ae A 60 E 40 Bari gt i A ED Am e 0 0 20 20 40 50 20 20 20 40 40 40 40 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich Verh ltnis Ev Evo Verh ltnis Ev Evo Verh ltnis Ev Evo 2 0 lt pot Daten 1 5 9 Methode 1 Methode 2 Methode 3 1 0 a rote 95 al aya 0 5 Ss NG 0 0 H 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich 4 0 pot Daten 9 Methode 1 3 0 Methode 2 2 Methode 3 2 0 1 0 0 0 m E u u u 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 beriicksichtigter Spannungsbereich 4 0 S pot Daten 3 0 S Methode 1 2 Methode 2 Methode 3 2 0 1 0 e Oo Here 0
162. icht m glich Bei der folgenden Darstellung und Diskussion der ausgewerteten Daten wird ein Vergleich zwischen den potentiometrisch gemessenen Werten und der Prognose aus den Auswerte verfahren mit den Beschleunigungsdaten durchgef hrt 9 2 Auswertung der potentiometrisch gemessenen Daten In diesem Abschnitt werden die bei allen Messungen potentiometrisch gemessenen Set zungswerte mit Hilfe von Methode 1 ausgewertet und die daraus erhaltenen Ergebnisse beurteilt Diese Daten k nnen als eine Art Idealdaten angesehen werden da die Setzung en des Untergrunds direkt gemessen wurden und diese Bewegung sp ter im Gel nde mit den Beschleunigungsaufnehmern erfasst werden soll Im Gegensatz zu den Messergebnissen wie sie beim Aufstellen mobiler Baumaschinen erzielt werden wurden die Messungen im Labor immer bis zum Bruch bzw Versagen des Untergrunds gefahren Um zus tzlich eine Aussage hinsichtlich des minimal ben tigten Bereichs der Arbeitslinien f r eine zutreffende Vorhersage machen zu k nnen wurden die Daten in neun Messbereiche aufgeteilt Die in Tabelle 9 1 gegebenen Werte sind die bei der Bewertung ber cksichtigten prozentualen Spannungsanteile der jeweils im Versuch ge messenen Bruch Versagensspannung Tabelle 9 1 Ber cksichtigter Spannungsbereich f r die Bewertung der Versuchsergebnisse im Labor und im Feld Bereich 1 Bereich 2 untere Grenze obere Grenze untere Grenze obere Grenze 40
163. ie 5 4 berpr fung des hyperbolischen Verlaufs der Labormesskurven 49 0 0001 Spannung s p SO 0 00008 N or Bk Orr 5 0 00006 dicht 12 5 A Lm 0 00004 Hyperbeln lt D gt 0 00002 0 T I j 0 0 02 0 04 0 06 0 08 0 1 normierte Setzung s s d Bild 5 13 Transformierte hyperbolische Darstellung von Grundbruchversuchen auf dich tem Sand sowie auf L sslehm Kurvenbereich unterhalb der Bruchspannung 0 0004 0 0003 0 0002 locker I 1 Hyperbel 0 0001 Verh ltnis normierte Setzung Spannung s p 1 kPa 04 T j T T T 1 0 0 02 0 04 0 06 0 08 0 1 normierte Setzung s s d Bild 5 14 Transformierte hyperbolische Darstellung von Grundbruchversuchen auf lockerem Sand Kurvenbereich unterhalb der Grenzspannung Spannungs Setzungsverl ufe quasi von Beginn an hyperbolisch sind wie aus den Bildern 5 13 und 5 14 ersichtlich wird Die Versuche mit simulierten Hohlr umen lieferten mit im Mittel 83 Bild 5 15 das schlechteste Ubereinstimmungsergebnis mit den Hyperbeln Zwar war nur eine Verfor mung von 2 5 bis 3 bis zum hyperbolischen Kurvenverlauf notwendig aber dies war bei den sehr spr den Messergebnissen schon fast bei erreichen der Bruchspannung 50 Kapitel 5 Ergebnisse der Labormessungen 0 00006 a 0 00005 By A 0 00004 3 A h
164. ifferenzen in der Einbaudichte des Bodens Andererseits bestimmten die Haftkr fte des Porenwassers die gemessenen Bruchspannungen wie aus R ckrechnung mit Gleichung 2 5 ermittelt werden konnte Die Ergebnisse sind in Tabelle 5 1 f r jede Messserie dargestellt Bei den Versuchen der Messserie IX dicht V mit einem dichten Einbau des Sandes D 0 68 tritt kein ausgepr gter Peak auf Bild 5 2 Jedoch kann eine Bruchspannung mit etwa 540 kPa bestimmt werden Der Anstieg der Kurve ist flacher als bei sehr dichten Lage rungsbedingungen Diese Messserie stellt den Beginn des bergangs vom klassischen Grundbruchtyp zum Verformungsbruch dar Die Spannungs Setzungskurve der Messserie V auf sehr lockerem Sand mit einer Lage rungsdichte D 0 hat wie in Bild 5 2 gezeigt wiederum einen ganz anderen Verlauf Ein definierter Bruch ist dabei nicht zu erkennen Schon zu Beginn der Belastung ist das Ver halten im Vergleich zu den dicht bis sehr dicht gelagerten Versuchen duktil Bei Betrach tung des Bruchbildes in Bild 5 4 links ist auch keine Bruchscholle aufgetreten Lediglich ein paar konzentrische Risse im Bereich der Lastplatte sind zu erkennen Somit wird deutlich dass hier ein typischer Verformungsbruch vorliegt bei welchem lediglich eine Grenzspannung beim bergang in den linearen Kurvenverlauf bei etwa 42 Kapitel 5 Ergebnisse der Labormessungen Bild 5 4 Versagensbilder Verformungsbruch bei Messungen auf links sehr
165. im Hinblick auf die Auswertung so gering wie m glich zu halten Zus tzlich ist f r den Beschleunigungssensor eine Temperaturkompensation vorzunehmen um einen hieraus resultierenden Offset der Daten zu eliminieren Anhand des Messprinzips des Beschleunigungssensors sind Verkippungen mit Hilfe von Neigungssensoren zu korrigieren Dazu sind Sensoren deren Messsignale nicht von Be 138 Kapitel 11 Zusammenfassung und Ausblick schleunigungen beeinflusst werden einzusetzen Eine m glichst genaue Bestimmung des Setzungsverlaufs wird dadurch m glich Neben dem experimentellen Teil der Arbeit wurde eine Software entwickelt die zur Da tenerfassung als Auswertealgorithmus und als Bewertungsprogramm verwendet wird Dabei ist eine entsprechende Aufbereitung der gemessenen Daten durch Normierung Fil terung sowie Differenziation und Integration notwendig Mit dem relevanten Datenbereich erfolgt die Extrapolation des Spannungs Setzungsverlaufs anhand von drei Methoden Die Hyperbelgleichung wird entsprechend nach Setzung und Spannung Geschwindigkeit und abgeleiteter Spannung sowie Beschleunigung und zweifach abgeleiteter Spannung aufge l st Die zu ermittelnden Konstanten in der Hyperbelgleichung sind die Bruchspannung pr und der Anfangsverformungsmodul Eyo Diese werden mit Ermittlung des kleinsten Fehler quadrats gefunden F r die Bewertung der Messergebnisse aus der Regression ist zun chst die G te der Aus wertung zu beurteilen Da der
166. iner Mitarbeiter ab 1995 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 Vermeer P A Materialmodelle in der Geotechnik und ihre Anwendung Beitr ge der Tagung FEM 95 Finite Elemente in der Baupraxis S 609 618 Stuttgart 1995 Vogt C Salden D Schraubanker zum R ckverh ngen von Spundw nden Bautechnik 72 Heft 12 S 800 802 1995 Schanz T Zur geotechnischen Bewertung von Beton Recycling Material Bautechnik 72 Heft 12 S 810 816 1995 Schanz T Gu mann P Bearing Capacity of Strip Footing on Layered Subsoil Proceedings 5th International Conference on Numerical Models in Geomechanics NUMOG V Davos pp 583 587 Balkema Rotterdam 1995 Brinkgreve R B J Vermeer P A A New Approach to Softening Plasticity Proceedings 5th International Conference on Numerical Models in Geomechanics NUMOG V Davos Balkema Rotterdam 1995 Vermeer P A Schanz T Zum Steifemodul von Sanden Mitteilungen des Institutes f r Geotechnik der Technischen Universit t Dresden Heft 3 S 123 142 TU Dresden 1995 Boulon M Garnica P Vermeer P A Soil structure Interaction FEM Computations In Mechanics of Geomaterial Interfaces Studies in Applied Mechanics 42 Eds Selvadurai and Boulon pp 147 171 Elsevier Ltd Amsterdam 1995 Schanz T Vermeer P A Angles of Friction and Dilatancy of Sand G otechnique 46 No 1 pp 145 151 1996 Schanz T
167. ispiele von FE Anwendungen Man lernt nie aus Workshop FEM in der Geotechnik Qualitat Priifung Fallbeispiele Hamburg 2005 S 101 119 Chu J Klotz C Vermeer P A The anisotropic behaviour of a structured soil in Singapore Proc Int Conference on Problematic Soils 25 27 May 2005 Famagusta N Cyprus Bouzid D A Vermeer P A Tiliouine B Finite element vertical slices model Validation and application to an embedded square footing under combined loading Computer and Geotechnics Vol 32 2005 Nr 2 pp 72 91
168. it des Bodens erreicht zu sein Die hier gemessenen Verformungen resultieren aus Zeitset zungen wie sich bei Betrachtung der Setzungsentwicklung und der Laststeigerung gegen ber der Zeit feststellen l sst Es ist daher noch kein Indiz f r ein Versagen des Bodens Inwiefern jedoch eine ausreichende Tragf higkeit vorliegt ist aufgrund des vorhandenen Gradienten der Arbeitslinie bei einer aufgebrachten Sohlspannung von lediglich 35 von pMascn Jedoch fraglich Die beiden letzten im Feld durchgef hrten Versuchsserien VI und VII siehe Bilder 6 10 und 6 11 wurden an der selben Versuchsstelle also auf identischem Untergrund erstellt und k nnen daher gut miteinander verglichen werden Einziger Unterschied war der Ein satz von unterschiedlichen Maschinen sowie die Art der Lastmessung Bei beiden Mess reihen wurde nur das instrumentierte St tzbein zur Belastung der Abst tzplatte verwendet Eine Auswahl an Messkurven der Versuchsserie VI sind in Bild 6 10 dargestellt Am Ende der Lastaufbringung durch das St tzbein war mit Knapp 60 der maximalen Maschinen last pmasch die Tragf higkeit des anstehenden Bodens erreicht Zu Versuchsbeginn zeigen V3 d 60 V6 d 120 normierte Spannung p PMasch 0 20 40 60 80 100 Setzungen s mm Bild 6 10 Resultate von Aufstellvorg ngen mobiler Baumaschinen mit variierenden Aufstandsfl chen auf sandigem Schluff 2 Bei bindigen ges ttigten B den tr
169. it des verwendeten Messsystems abh ngig Das Fehlerintegral FI im Intervall to bis t wird durch Gleichung 9 6 dargestellt Dabei wird zu den gemessenen Setzungen s t eine Anfangsetzung so addiert mit der wie aus Bild 9 3 hervorgeht ein konkaves Anfangsverhalten der Arbeitslinie eliminiert wird FI Is s Cf p t dt Min 9 6 to Die ideale Hyperbel aus Gleichung 9 1 wird dabei mit Pr C Sa 9 7 E 9 7 als Compliance bzw Nachgiebigkeit und p t f p t 9 8 p t en gebildet Die Bestimmung der Parameter C und so erfolgt aus dem linearen Gleichungs system 9 9 9 10 Vorgabe pr Einsetzen von C bzw so Bestimmung FI pp FI lt Flyin FI gt Flmin Pf min Pf min Flinin Flinin Pri lt Prn Ende Pri t pri Apr i pr C So Bild 9 4 Ablaufschema des Suchvorgangs des kleinsten Fehlerquadrats zur Bestimmung von py C und so 106 _ Kapitel 9 Entwickelte Software f r die Datenerfassung und Tragf higkeitsprognose FI u 4 4 s t dt sofdt Cff pl W dt 0 9 9 95 to to to FI u u t 5 Ta f PW sO dt soff PO dt CSE pH dt 0 9 10 to to to Die Werte C und so sind von pr abh ngig Durch Einsetzten der Werte in das Fehlerqua drat ist dieses nur noch von der Bruchspannung pr abh ngig Bei Erreichen eines absoluten Minimums der Gleichung 9 6 ist die gesuchte Bruchspannung gefunden In Bild 9 4 ist
170. it einfach kompensiert werden 10 2 Messung der Beschleunigung In Kapitel 7 wurden bereits die Anforderungen an die erforderliche Messtechnik ermittelt und beschrieben Demnach wird zur Erfassung der auftretenden Beschleunigungen der Abst tzfl che einer mobilen Baumaschine ein Beschleunigungssensor QA 700 der Firma Honeywell eingesetzt siehe Bild 8 2 Die Funktionsweise und der Aufbau des hochauf l senden Sensors ist in oben genanntem Kapitel ausf hrlich erl utert worden Der Sensor wurde zum Schutz vor sch dlichen Einfl ssen wie z B Schmutz in ein eigens daf r angefertigtes Plexiglasgeh use eingesetzt Gleichzeitig dient das Geh use als Montage plattform wie in Bild 10 3 abgebildet Der so eingekapselte Sensor Durchmesser und H he jeweils 25 mm erh lt damit etwas gr ere Abmessungen Die H he betr gt 50 mm und der Durchmesser der Grundplatte ist 70 mm Um Beschleunigungen die aus Verkippungen resultieren zu vermeiden wurde der Be schleunigungssensor zentrisch auf die Basisplatte des Lastsensors montiert Durch den daf r vorgesehenen Zugang in der Bodenplatte siehe Bild 10 1 rechts sind Montage und Wartung ohne gro en Aufwand m glich Zus tzlich ist der Sensor so sehr gut vor u eren Belastungen gesch tzt und ist weder bei der Versuchsvorbereitung noch bei der durch f hrung hinderlich Das Messsignal wird wie auch die Kraftsignale ber geschirmte Kabel seitlich aus dem Sensor gef hrt Bild 10 1 links
171. itlich aus Quarzmineralien Eine Verminderung der Scherfestigkeit infolge der Zerst rung des Kornger sts bei hohen Spannungen ist damit weitestgehend auszuschlie en Das Coulombsche Reibungsgesetz wie in Kapitel 2 2 1 be schrieben besitzt somit im gesamten zu erwartenden Spannungsbereich G ltigkeit Das mechanische Verhalten eines nichtbindigen Bodens ist stark von der jeweiligen Lage rungsdichte D abh ngig Um eine m glichst gro e Bandbreite abzudecken wurden bei den Lastplattenversuchen die Lagerungsdichten von sehr locker ber dicht bis sehr dicht vari iert Bestimmt wird die Lagerungsdichte D anhand des Verh ltnisses zwischen dem vor handenen Porenanteil n zum Porenanteil bei dichtester min n und lockerster Lagerung max n des Bodens laut Gleichung 4 1 max n 2n l 4 1 max n min n Bei der Bestimmung der dichtesten Lagerung ergaben sich im Vergleich mit den Ergebnis sen bei VOGT BREYER 1999 geringe Unterschiede In dieser Studie wurde min n zu 0 31 im Vergleich zu 0 32 ermittelt Diese Abweichung ist nicht gravierend und resultiert aus der bedingten Objektivit t bei der Ermittlung der Werte Die lockerste Lagerung wurde in Ton Schluff Sand Kies X Fein Mittel Grob Fein Mittel Grob Fein Mittel Grob 100 ATT 90 80 70 P 60 DA 50 40 30 20 7 10 x 0 HT g 0 001 0 002 0 006 0 02 0 06 0 2 0 63 2 6 3 20 63 Massenanteile der K rner
172. kPa Hierbei sei angemerkt dass die Betrachtung der B schungsproblematik komplexer als der Grundbruchfall ist Nach den Untersuchungen von z B STURM 1987 und KOBLER 1982 sind zur Bestimmung der Bruchspannung sowohl eine Grund als auch eine B schungs bruchbetrachtung anzustellen Der kritischere Fall mit der niedrigeren Versagensspan nung ist der Ma gebende Wie sich bei den Berechnungen herausstellte war in allen F llen in Bezug auf die Bruchspannung die Grundbruchberechnung autoritativ Aufgrund oN S 1400 N S A h boesI 2 20 40 boes II 1 40 40 boe s V 2 20 60 boe s VI 1 40 60 1000 800 Bodenspannung p kPa 600 400 200 Setzungen s mm Bild 5 9 Arbeitslinien von B schungsversuchen im Sand bei unterschiedlichen Lastfl chenabst nden A und B schungsh hen h 46 Kapitel 5 Ergebnisse der Labormessungen der fehlenden seitlichen St tzung tritt das Versagen bei etwas gr eren Setzungen als im Grundbruchfall ein Es kann aber nicht nachgewiesen werden inwiefern eine niedrigere Bruchspannung nur aus einer geringeren Koh sion resultiert Ein direkter Einfluss der B schung auf die Tragf higkeit kann somit bei den Sandversuchen nicht entdeckt werden Von den Grundbruchversuchen ist bekannt dass die Lagerungsdichte den Verlauf der Arbeitslinie und die Bruchspannung indirekt ber die Scherparameter beeinflus
173. kema Rotterdam 1999 Stolle D F E Vermeer P A Bonnier P G Time Integration of a Constitutive Law for Soft Clays Communications in Numerical Methods in Engineering No 15 pp 603 609 1999 Vermeer P A Ruse N M Dong Z H rle D Ortsbruststabilit t von Tunnelbauwerken am Beispiel des Rennsteigtunnels Tagungsband 2 Kolloquium Bauen in Boden und Fels S 195 202 Ostfildern 2000 Neher H P Vermeer P A Oswald K D Aufsch ttungen auf weichem wenig tragf higem Untergrund Tagungsband 2 Kolloquium Bauen in Boden und Fels S 41 64 Ostfildern 2000 Salden D Untersuchungen zur Verwendbarkeit von R benerde als Baustoff f r mineralische Dichtungsschichten sowie f r D mme und Deiche Tagungsband 2 Kolloquium Bauen in Boden und Fels S 775 792 Ostfildern 2000 46 47 48 49 50 51 52 53 54 55 56 57 58 59 60 Vermeer P A Meier C P Deformation Analyses for Deep Excavations Proceedings of the Fourth International Geotechnical Engineering Conference pp 151 172 Cairo 2000 Marcher T Vermeer P A von Wolffersdorff P A Hypoplastic and elastoplastic modelling a comparison with test Data In Kolymbas D Ed Constitutive modelling of granular materials pp 353 374 Springer Verlag Berlin 2000 Vermeer P A Ruse N M Face stability when tunnelling in soil and homogeneous rock Proceedings of the Booker Memorial S
174. l und zu B schungsbruchversuchen gemacht 7 1 Stoffgesetze Die Beschreibung von Vorg ngen und Abl ufen erfolgt generell durch Modellbildung Dabei wird auf die sogenannten rheologischen Modelle z B REINER 1971 zur ck ge griffen da die sehr komplexen Vorg nge in der Natur mit den zur Verf gung stehenden M glichkeiten nicht exakt dargestellt werden k nnen So werden bei der FE Methode z B die Bodenpartikel des Untergrunds als Kontinuum abgebildet In Abh ngigkeit vom jeweiligen Spannungszustand und der Vorbelastungsgeschichte ist das Verhalten von B den unterschiedlich Relativ gut kann das Verhalten mit elasto plastischen Stoffgesetzen beschrieben werden Diese Gesetze versuchen dabei das Ver halten des beanspruchten Untergrunds m glichst genau nachzuempfinden Linear elas tische ideal plastische Stoffgesetze sind unter anderem die Modelle von Tresca und von von Mises Sie ber cksichtigen jedoch nur undrainierte ges ttigte Untergrundbedingungen CHEN amp BALADI 1985 und unterscheiden sich lediglich in der Form der Flie kurve in der deviatorischen Spannungsebene So wird bei Tresca die Flie kurve durch einen gleichm igen sechskantigen Zylinder und bei von Mises mittels eines kreisf rmigen Rheologie ist ein Teilgebiet der Physik das Flie erscheinungen von Stoffen unter Einwirkung u erer Kr fte untersucht Die Deviatorspannung ist die 2 Invariante des Spannungstensors Determinante Auf der d
175. ld 1 3 Prozentuale Verteilung der Unfallursachen beim Umst rzen mobiler Baumaschinen Etwa 48 aller Unf lle durch Umst rzen betraf Autokrane gefolgt von Turmdrehkranen mit 23 und Hubarbeitsb hnen mit 22 Lkw Ladekrane Autobetonpumpen und sonstige Baumaschinen machen die restlichen 7 der Umst rz Unf lle aus Die gro e H ufigkeit der umgest rzten Autokrane und der Hubarbeitsb hnen gegen ber den anderen Maschinen l sst sich teilweise durch den h ufigen Einsatz an mehreren Baustellen pro Tag begr nden Bei Turmdrehkranen ist es ein wenig anders Dort spielt h ufig die ber sch tzung der Tragkraft des Kranes eine entscheidende Rolle Bei allen Unf llen traten neben hohen Sachsch den teilweise nicht unerhebliche Personen sch den auf Insgesamt wurden bei den ermittelten Unf llen durch das Umst rzen der Maschinen 41 Personen verletzt Hierunter waren 21 schwere und neun t dliche Verlet zungen Somit werden statistisch gesehen j hrlich durchschnittlich zwei Arbeiter durch eine umst rzende Baumaschine schwer verletzt und ein Arbeiter get tet Diese Zahlen sind Anlass genug einen Beitrag zur Erh hung der Arbeitssicherheit beim Umgang mit mo bilen Baumaschinen zu leisten Betrachtungen zu den Unfallursachen wurden im Zuge der Studie ebenfalls durchgef hrt Bei 15 der Unf lle konnte die Ursache des Unfalls nicht aus den Unfallakten entnom men werden Die Ursachen der Unf lle k nnen wie aus Bild 1 3 ersichtlich in d
176. lle 6 1 Grund daf r war in einem Fall eine nicht ausreichende Tragf higkeit des anstehenden Untergrunds so dass Kanth lzer mit einer L nge von 120 cm quadratisch unterlegt wurden Bild 6 1 Weiter wurden die Messungen der Versuchsserien III und IV bei welchen die auftretenden Spannungen ber eine externe quadratische Lastplatte mit einer Kantenl nge von 50 cm erfasst wurden siehe Bild 6 2 durchgef hrt Die Messung der Spannungen bei den Versuchsserien I II V und VI erfolgte anhand des im St tzzylinder vorhandenen Hydraulikdrucks Dazu wurden entsprechende Druckauf nehmer eingesetzt Lediglich in der Versuchsserie VI ist der Druckaufnehmer in der Zulei tung zum St tzzylinder angebracht worden so dass hierbei nur bei ge ffnetem Ventil der St tzdruck gemessen werden konnte Bei der letzten Messserie VII stand der in diesem Forschungsvorhaben entwickelte mobile St tzlastsensor wie er in Kapitel 10 beschrieben wird zur Erfassung der Spannungen zur Verf gung Dieser kann beinahe an jeder belie bigen Maschine unter ein St tzbein montiert werden Bild 6 2 Messaufbau und Kraftmessung durch externe Lastplatte mit einer Kantenl nge von 50 cm 6 1 Messaufbau und Versuchsrandbedingungen in Herne NRW Ehingen Ba W und Aichtal Ba W Tabelle 6 1 Zusammenstellung der Versuchsrandbedingungen der Versuchsserien im Feld
177. ltate der Extrapolation der auf dicht bis sehr dichtem Sand durchgef hrten Mes sungen Bild 9 18 links sind abh ngig vom ber cksichtigten Spannungsbereich Bei nied rigen Spannungsbereichen wird die Bruchspannung teilweise erheblich bersch tzt Mit zunehmender Spannung die zur Bewertung herangezogen wurde stimmt die Prognose im mer besser mit dem Ergebnis der Messung berein Wie Bild 9 18 zeigt sind die Resultate 124 Kapitel 9 Entwickelte Software f r die Datenerfassung und Tragf higkeitsprognose 4 0 7 1 0 pot Daten Q 3 5 9 Methode 1 ar amp Methode 2 0 8 oo _ 3 0 Methode 3 un ns E Methode 2 z 2 5 0 6 N Methode 3 sa ea ao 1 5 3 0 4 J a 4 JERR E gt 1 0 S S 0 5 0 0 7 20 20 20 20 20 40 40 40 40 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich ber cksichtigter Spannungsbereich Bild 9 19 Verh ltnis zwischen initialem Verformungsmodul Eyo und Sekantenmodul E bei Messungen auf duktilem Untergrund links lockerer Sand rechts L sslehm der Extrapolation aus den Beschleunigungsmessungen bereichsweise besser als aus den potentiometrischen Messungen berraschend ist dass sich mit den Daten aus den Messungen mit den Beschleunigungs sensoren tei
178. lweise bessere Extrapolationsergebnisse ergeben als mit den potentiometrisch gemessenen Zur Begr ndung wird auf die ben tigte Genauigkeit der Messdaten hingewie sen Aufgrund von Abweichungen vom wirklich aufgetretenen Signal werden bei der Aus wertung Drifterscheinungen deutlich wodurch der Ey Wert nicht genau genug meist zu 1 0 1 5 Bere en a S pot Daten Methode 2 13 Maho 0 8 Methode 3 TOR Methode 2 A Methode 3 m 1 0 z 06 gt m ea n n 0 8 E 04 E id 0 5 gt gt 0 2 0 3 0 0 7 re Te 0 0 20 20 20 20 20 40 40 40 40 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich ber cksichtigter Spannungsbereich Bild 9 20 Verh ltnis der Verformungsmoduln einer Messung auf dichtem Sand links und mit Hohlraum rechts ber den betrachteten Spannungsbereich aufgetragen 9 3 Auswertung der Messdaten des Beschleunigungssensors 125 gering bestimmt werden Kann Daraus resultiert h ufig f r die aus den Beschleunigungs daten ermittelte Arbeitslinie ein flacherer Verlauf als aus den potentiometrisch gemes senen Ergebnis dieser Extrapolationen sind deutlich niedriger prognostizierte Bruchlasten was die Notwendigkeit von weiteren Verbesserungen an der Messeinrichtung unterstreicht 9 3 2 Ergebnisse der Feldversuche
179. m Bild 6 4 Arbeitslinien verschiedener mobiler Baumaschinen aus den Versuchsreihen II links auf einer Schottertragschicht und III rechts auf sandigen Flussablagerungen VIU Bild 6 5 rechts erfolgte nur das Ausfahren des instrumentierten St tzbeins Aus der Aufstellphase der St tzbeine wurde dabei bereits 35 bis 55 der maximalen Maschinen st tzspannung Pmasch aufgebracht Die ersten drei abgebildeten Messungen zeigen nach dem Abst tzen auf das instru mentierte St tzbein Spannungswechsel infolge der Ausfahrvorg nge der weiteren St tz beine Eine deutliche Spannungssteigerung resultiert aus dem anschlie enden Ausfahren des Auslegers der Maschine Das Anbringen der Geweichte zur Arbeitslastsimulation und Schwenken des Auslegers erzeugt einen weiteren Anstieg der Spannung auf ber 90 von 0 6 0 4 0 2 VII normierte Spannung p PMasch normierte Spannung pP PMasch VI2 M 1 _ vir3 0 7 7 0 2 4 6 8 10 0 4 8 12 16 Setzungen s mm Setzungen s mm Bild 6 5 Arbeitslinien verschiedener mobiler Baumaschinen aus den Versuchsserien II links und VII rechts auf unnachgiebigem Untergrund Schottertragschicht 60 Kapitel 6 Feldmessungen an mobilen Baumaschinen Bild 6 6 Abst tzung auf einer Schottertragschicht w hrend der Messung links und nach der Messung rechts PMasch Durch das Drehen des Ausleg
180. maschinen erstellt werden Dies sind unter anderem Autokrane Autobetonpumpen Turmdrehkrane und Hubarbeitsb hnen Die laufend wechselnden Einsatzorte und die jeweils unterschiedlichen Untergrundverh ltnisse m ssen beim Arbeitseinsatz ber ck sichtigt werden Dem Maschinenf hrer selbst kann die Beurteilung des Untergrunds nicht zugemutet werden er ist daf r nicht ausreichend ausgebildet Jedoch muss er unter ande rem die Tragf higkeit des Bodens oft selbst einsch tzen dabei kommt es leider immer Bild 1 1 Havarierter Autokran Schneller h her weiter Pierre de Coubertin 1894 Gr nder des Int Olympischen Komitees IOC 1 2 Kapitel 1 Einf hrung und Motivation wieder zu Fehleinsch tzungen bez glich der Abst tzfl che was ein Umst rzen des Ger ts zur Folge haben kann siehe Bild 1 1 Die Betreiber der mobilen Baumaschinen haben diese Problematik erkannt und den Maschinenherstellern Handlungsbedarf signalisiert Dem Institut f r Geotechnik der Universit t Stuttgart wurde die Frage gestellt inwiefern eine in situ Bestimmung der Standsicherheit mobiler Baumaschinen aus geotechnischer Sicht m glich ist Hieraus entstand das von der AiF aus den Haushaltsmitteln des BMWi gef rderte Forschungs projekt zum vorliegenden Thema Projektbegleitend wurde ein Arbeitskreis mit Vertretern namhafter Maschinenhersteller einer Versicherung und der W rttembergischen Bau Berufsgenossenschaft gegr ndet Durch diese enge Zu
181. metrischer Messung und der module E Eyo der Messung 6 von Feldmessserie VII Auswertung nach Methode 1 3 rechts Ermitteltes Verh ltnis der Verformungs Bei der Auswertung der Beschleunigungsdaten sind die selben Problemen wie bei den zu vor schon gezeigten Messungen aufgetreten Dies geht aus den Bildern 9 21 9 23 welche im Folgenden abgebildet sind hervor In den Bildern sind jeweils links das Bruchspan nungsverh ltnis p p und rechts das Verh ltnis der ermittelten Verformungs moduln E Eyo dargestellt Dabei sind zu Vergleichszwecken sowohl das Ergebnis aus den Verh ltnis pr pe O N UU RAAN O u 7a A pot Daten 9 Methode 1 Methode 2 Methode 3 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich Ev Evo Verh ltnis 2 5 1 5 0 5 Bild 9 23 Messung 7 der Versuchsserie VII rechts Verh ltnis der Verformungsmoduln ber die jeweilig ber cksichtigten q amp pot Daten 9 Methode 1 Methode 2 7 Methode 3 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich links Verh ltnis pp pe Spannungsbereiche dargestellt 9 4 Beurteilung der Auswertu
182. mmungen aus den bei beiden Serien entnommenen Bodenproben ergaben eine Differenz der Werte von ber 6 siehe Kapitel 5 1 2 Wie bereits erl utert hat eine nderung des Wasser gehalts einen gro en Einfluss auf die Tragf higkeit des bindigen Bodens 6 3 berpr fung des hyperbolischen Ansatzes bei den Feldmessungen Nun erfolgt eine Beurteilung der Messergebnisse im Felde inwiefern der Verlauf der Spannungs Setzungskurven mit Hilfe des hyperbolischen Ansatzes beschrieben werden kann In Bild 6 13 ist dazu eine Arbeitslinie einer Messung auf unnachgiebigem Unter 0 06 7 Pe S 4 REG o gt An amp v gt 0 04 j 5 E u i 13 6 5 MMMM u Fg Hyperbel 2 8 gt lt Y E 0 02 Hort gt g a s 0 lt 0 0 01 0 02 0 03 normierte Setzung s s d Bild 6 13 Transformierte hyperbolische Darstellung des Spannungs Setzungsverhaltens von Feldmessungen auf wenig nachgiebigem Untergrund 66 Kapitel 6 Feldmessungen an mobilen Baumaschinen en 0 3 IT 0 8 Os sh S g 3 g 2 RE R 06 o gt Oo gt S op E o 0 4 2E 2E 2 amp 2 3 g a f So 12 a 0 2 o v3 so a 2 3 5 x Wi 5 5 V6 z K Hyperbeln a z Hyperbeln Z o a a ee Lae 0 0 05 0 1 0 15 0 2 0 0 05 0 1 0 15 normierte Setzung s s d normierte Setzung s s d Bild 6 14 Transformierte hyperbolische Darstellung von Messergebnissen auf nachgiebigem U
183. moduls sind dar ber hinaus der Lastplattenradius r und die maximal aufgetre tene Sohlpressung Omax notwendig Die Sohlpressung ist die mittlere Vertikalspannung unter der Lastplatte Neben dem Verformungsmodul gibt es weitere elastische Moduln mit denen das Verhalten von B den beschrieben werden kann Dies sind der Steifemodul E oder auch Oedometer modul genannt der Kompressionsmodul K der Schubmodul G und der Elastizit tsmodul E Sie werden alle bei unterschiedlichen Randbedingungen isotrope Kompression oder 18 Kapitel 2 Geotechnische Grundlagen i am 9 ao starr schlaff Bild 2 10 Darstellung des Verhaltens von starren und schlaffen Fundamenten auf elastischem Untergrund a Verformungen b Sohlspannungsverlauf Belastung bei verhinderter Seitendehnung ermittelt Mit Hilfe der Querdehnungszahl v des betrachteten Bodens k nnen alle Moduln ineinander bergef hrt werden siehe z B Glei chung 2 6 Unter anderem sind bei SCHMIDT 2001 bzw bei LANG et al 1996 alle Abh ngigkeiten aufgef hrt und ausf hrlich beschrieben Dort wird des Weiteren n her auf die jeweils zu ber cksichtigenden Randbedingungen eingegangen Zu beachten ist dass eine m glichst steife Lastplatte eingesetzt wird Dazu muss das Verh ltnis der Steifigkeit der Abst tzplatte zu der des Untergrunds entsprechenden gro sein F r die Beurteilung inwiefern eine Platte nachgiebig bzw steif ist hat BOROWICKA 1936 anhand Gleichung 2 12 dieses V
184. mp SAWADE G 2004 Standsicherheit Vorhersagem glichkeit der Bodentragf higkeit aus geotechnischer Sicht Tagungsband 2 Fachtagung Baumaschi nentechnik Magdeburg BIAREZ J BRUEL M WACK B 1961 Contribution a l tude de la force portante des fondations Proceedings 5 International Conference on Soil Mechanics and Foundation Engineering ICSMFE Paris Vol I pp 603 609 BISHOP A W 1954 The use of the slip circle in the stability analysis of slopes Proc European Conference on the Stability of Earth Slopes Stockholm Vol I 141 142 Literatur BOLTON M D 1986 The strength an dilatancy of sands G otechnique 36 No 1 pp 65 78 BOROWICKA H 1936 Influence of rigidity of a circular foundation slab on the distri bution of pressures over the contact surface Proc 1 ICSMFE Cambridge Vol I pp 144 149 BRIAUD J L AND GIBBENS R M 1994 Predicted and Measured Behaviour of Five Spread Footings On Sand In Proceedings of the Settlement 94 ASCE Conference Texas A amp M University Geotechnical Special Publication No 41 BRINCH HANSEN J 1963 Discussion Hyperbolic stress strain response cohesive soils ASCE Journal of the Soil Mechanics and Foundations Division Nr 89 SM 4 pp 241 242 BRINCH HANSEN J 1966 Three dimensional effect in stability analysis Danish Geo technical Institut Bulletin 21 Kopenhagen BRINKGREVE R B J VERMEER P A EDS 2001
185. n Ed Brinkgreve R B J u a Geotechnical Innovations Neue Entwicklungen in der Geotechnik Studies in Honour of Professor Pieter A Vermeer on Occasion of his 60th Birthday and Proceedings of the Symposium held at Stuttgart on 25 June 2004 Festschrift fiir Professor Pieter A Vermeer zum 60 Geburtstag und Tagungsband zum Symposium abgehalten am 25 Juni 2004 in Stuttgart S 489 499 Verlag Gl ckauf GmbH Essen 2004 Vermeer P A M ller S C Katz J Vorentspannung beim bergm nnischen Tunnelbau Vergleich ebener und r umlicher Berechnungen Tagungsband Vortr ge der 28 Baugrundtagung 2004 in Leipzig S 105 112 Verlag Gliickauf GmbH Essen 2004 Vermeer P A Vogler U Septanika E G Stelzer O A strong discontinuity method without locking Proceedings of 2nd International Symposium on Continuous and Discontinuous Modelling of Cohesive Frictional Materials CDM 2004 Stuttgart 27 28 September 2004 pp 381 396 A A Balkema Publishers Leiden 2004 Vermeer P A Vogler U Li B On the performance of a non local softening model Proceedings of 2nd International Symposium on Continuous and Discontinuous Modelling of Cohesive Frictional Materials CDM 2004 Stuttgart 27 28 September 2004 pp 369 380 A A Balkema Publishers Leiden 2004 Moller S C Vermeer P A Marcher T NATM tunnelling in softening stiff clays and weak rocks Proceedings 9th Symposium on Numerical Models in Geomechanics NUMOG IX
186. n angeflanscht werden Bild 10 1 links Die Achsen der Neigungsauf nehmer entsprechen dabei jenen der horizontalen Kraftaufnehmer Beide Neigungssensoren bestehen aus einem kapazitiv abgetasteten gasdynamisch ge d mpften Feder Masse System Sie arbeiten wie ein statischer Beschleunigungssensor und werden zur Messung von Neigungen in kleinen Winkelbereichen eingesetzt Zur Messung der Vertikalbeschleunigung sind sie jedoch nicht geeignet Mit einem Messbereich von 10 bei einer Aufl sung von lt 0 005 sind Sie f r die gestellte Messaufgabe bestens ge eignet Jedoch ist wie die Ergebnisse gezeigt haben eine Erfassung der Neigung und Verkippung ohne Einfl sse aus der Querbeschleunigung notwendig Dazu ist eine andere Art der D mpfung der Sensoren einzusetzen F r den Baustelleneinsatz sind sie ansonsten Bu 2H Ea 4 4 are Ph 64mm Sensor MeRkanale galvanisch getrennt untereinander und vom Geh use 2 Befestigungschrauben M4 gamm Gehauseh he 36mm Bild 10 4 Abmessungen und Aufbau der Sensorbox SB2I mit zwei integrierten Neigungsaufnehmern der Firma Seika 10 3 Messung der Verkippung der Abst tzfl che 133 gut geeignet da sie einen Arbeitstemperaturbereich von 40 bis 85 C haben sowie durch die allgemein bliche Schutzart IP65 vor Wasser gesch tzt sind Die Sensoren geben einen analogen Strom als Messwert aus der durch Anbau eines B rdenwiderstands in ein Span nungssignal umgewandelt we
187. n w hrend der Messungen vom Lastsensor rutschen kann Eine Anpassung an andere St tztellerabmessungen ist relativ einfach und ohne gro en Aufwand m glich Auf der linken Seite in Bild 10 2 wird der Messsensor im Einsatz bei Laborversuchen auf dicht gelagertem Sand gezeigt Rechts im selben Bild ist der Einsatz bei Feldmessungen mit einer mobilen Baumaschine auf einer Schottertragschicht zu sehen Bild 10 1 Prototyp des entwickelten Messsensors f r die Tragf higkeitsprognose links seitliche Ansicht rechts Ansicht von unten 129 130 Kapitel 10 Prototyp des entwickelten Messsensors Bild 10 2 Einsatz des Messsensors bei Laborversuchen auf dicht gelagertem Sand links und bei Feldmessungen auf einer Schottertragschicht rechts Im weiteren wird in diesem Abschnitt auf die einzelnen Komponenten die vom Lastsensor gemessen werden k nnen n her eingegangen Dies sind zum einen die Lasten in vertikaler und horizontaler Richtung und zum anderen die auftretenden Beschleunigungen sowie die Verkippungen der Abst tzplatte wie sie beim Ausfahren eines St tzbeins einer mobilen Baumaschine auftreten 10 1 Messung der auftretenden Lasten Der Lastsensor wurde in Zusammenarbeit mit der Firma Egenolf Pr ftechnik in Leipzig EPL nach den W nschen des Instituts f r dieses Forschungsvorhaben entwickelt und gebaut Er ist in der Lage die auftretenden Lasten sowohl in vertikaler als auch in horizontaler Richtung zu messen Die Kr ft
188. nal zu und die Arbeitslinie geht von einem gekr mmten in einen geradlinigen Verlauf ber Nach TERZAGHI JELINEK 1954 ist die Gebrauchstaug lichkeit einer Gr ndung bzw die ansetzbare Tragf higkeit bei berschreiten der Grenzlast erreicht In dieser Studie sollen sowohl der klassische Grundbruchtyp nach Bild 2 3 als auch der Bruch nach Bild 2 4 experimentell best tigt werden In der Literatur wird letzterer Versa genstyp unter anderem von KEZDI 1970 und VESIC 1963 auch als Verformungsbruch bezeichnet Aus der Literatur NAUJOKS 1963 ist ein weiterer Versagenstyp der lokale Scherbruch bekannt Bei diesem Versagenstyp entstehen jedoch keine durchgehenden Scherfl chen Infolge zunehmender Belastung nehmen dabei die Setzungen berproportional zu Generell tritt dieser Fall nach Ansicht des Verfassers eigentlich nicht auf und ist eher zur Bestim mung einer Gebrauchstauglichkeit der betrachteten Gr ndung zuzuordnen 2 2 3 Rechnerische Bestimmung der Grundbruchlast Zur rechnerischen Bestimmung der Tragf higkeit eines Bodens unter einem Fundament wurde von PRANDTL 1920 eine Gleichung f r gewichtslosen Boden entwickelt Im Laufe der Zeit wurde diese Gleichung unter anderem bez glich der Ber cksichtigung des Boden eigengewichts und die Bestimmung der Beiwerte von vielen Autoren darunter TERZAGHI 1943 MEYERHOF 1963 und DE BEER 1964 um nur ein paar wenige zu nennen erwei 2 2 Verschiedene Versagensarten des Unte
189. nd WESTRICH et al 2003 aufgef hrt Tabelle 4 1 Zusammenstellung und Vergleich einiger bodenmechanischer Kenngr en des Heilbronner L sslehms Kender en eigene WESTRICH BRINKMANN RILLING Daten et al 2003 1998 1994 Wassergehalt im Versuch w 17 0 16 7 17 4 Ausrollgrenze Wp 16 6 12 9 15 0 14 8 Flie grenze WL 40 6 33 1 33 9 34 9 Plastizit tszahl Ip 24 0 20 2 18 9 20 0 S ttigungsgrad S 0 81 Tongehalt d lt 2 um 23 20 23 23 Aktivit tszahl I 1 03 0 91 0 84 0 90 Schrumpfgrenze Ws 10 8 11 8 13 8 Korndichte ps g cm 2 68 2 68 2 68 2 67 Aus den Kornverteilungskurven siehe Bild A 1 im Anhang A l sst sich erkennen dass es sich bei dem gewonnenen Versuchsboden um einen tonigen bis stark tonigen sandigen Schluff handelt Anhand der mittleren Zustandsgrenzen nach Atterberg Flie grenze wy 40 6 und Ausrollgrenze wp 16 6 kann die Plastizit tszahl Ip des Bodens als deren Differenz nach Gleichung 4 3 abgeleitet und im Plastizit tsdiagramm nach Casagrande dargestellt und beurteilt werden Im Mittel betrug Ip 24 0 Der verwendete L sslehm ist demzufolge wie in Bild 4 2 zu sehen nach DIN 18196 als mittelplastischer Ton zu klassifizieren 14 i antes Durch Windeinwirkung entstanden 4 1 Beschreibung der verwendeten Versuchsb den 31 Plastizit tszahl I 0 10 20 30 40 50 60 70 80 Flie grenze
190. nd dessen Lagerungsdichte Lediglich die Kurven der Messung VII Bild 6 15 rechts passen nicht ins Bild Hier ist keine bereinstimmung mit einer Hyperbel zu sehen Der gemessene Bereich der Span nungs Setzungskurve ist nicht ausreichend f r eine exakte Bestimmung der Tragf higkeit Eine Ann herung an einen horizontalen Kurvenverlauf ist zu erkennen was auf den linearen Anstieg der Spannungs Setzungskurve wie in Bild 6 11 gezeigt hindeutet 68 Kapitel 6 Feldmessungen an mobilen Baumaschinen 7 Finite Elemente Berechnungen Neben den im vorhergehenden Kapitel beschriebenen experimentellen Untersuchungen zur Beurteilung des Spannungs Setzungsverhaltens von Flachgr ndungen wurden auch nume rische Berechnungen durchgef hrt Diese wurden genutzt um zu zeigen dass mit Hilfe der Finite Elemente Berechnungen die im Versuch erzielten Ergebnisse verifiziert werden k nnen Dazu z hlt dass mit den vorhandenen Stoffgesetzen der im Versuch ermittelte hyperbolische Last Setzungsverlauf auch numerisch best tigt werden kann Alle nume rischen Berechnungen wurden mit dem kommerziellen FE Code PLAXIS durchgef hrt Zun chst werden die zu Grunde liegenden Stoffgesetze sowie die gew hlten Randbedin gungen beschrieben und die gew hlten Rechenoperationen erl utert Die Ergebnisse der axialsymmetrischen und dreidimensionalen Nachrechnungen der eigenen Versuche werden dabei zuerst dargestellt Weiter wird je eine Parameterstudie zu einem Kranunfal
191. nen WHITLOW 2001 20 Kapitel 2 Geotechnische Grundlagen 3 Hyperbolischer Ansatz zur Beschreibung des Bodenverhaltens F r jedes Material gibt es eine mathematische Funktion um das Verhalten bei Beanspru chung darzustellen In Abh ngigkeit von der Art und der Richtung der Beanspruchung k nnen dies sogar verschiedene Ans tze sein F r Randbedingungen wie sie im Standard triaxialversuch vorherrschen wurde von KONDNER amp ZELASKO 1963 ein solcher Ansatz in Form einer Hyperbel gew hlt und nachgewiesen Beim Aufstellen mobiler Baumaschinen wird im Boden ebenso wie im Standardtriaxial ger t eine Kompression erzeugt jedoch sind dabei die Randbedingungen anderer Art Sie sind wie in Kapitel 2 bereits beschrieben mit einem Plattendruckversuch vergleichbar Inwiefern sich die Spannungs Dehnungsbeziehung einer solchen Belastung des Unter grunds auch mit dem hyperbolischen Ansatz beschreiben l sst soll im Weiteren Verlauf dieses Abschnitts aufgezeigt werden 3 1 Hyperbolischer Spannungs Dehnungsverlauf im Triaxialversuch Viele verschiedene Faktoren beeinflussen das nichtlineare Spannungs Dehnungsverhalten von B den Dazu geh ren einerseits die direkten Bodeneigenschaften u a die Lagerungs dichte das Bodengef ge und der Wassergehalt Andererseits sind Eigenschaften wie Vor belastungen und die Dauer und Geschwindigkeit der Belastung sowie die vorhandene Scherspannung und der Verzerrungszustand z B ebener Verzerrungszustand
192. ng ist zu Vur 0 2 bestimmt worden Zum Vergleich der Ergebnisse aus numerischen Berechnungen wurden sie in Bild 7 8 den Versuchskurven aus den Experimenten LL I 1 und LL I 2 gegen ber gestellt Die nume risch ermittelte Kurve hat bis zum Erreichen der Grenzlast einen fast identischen Verlauf Ein weiteres Ansteigen der Last nach Erreichen der Grenzlast ist bei den numerischen Simulationen aufgrund des verwendeten Stoffgesetzes nicht m glich Wie gezeigt wird kann auch mit numerischen Berechnungen der in Kapitel 3 1 eingef hrte hyperbolische Ansatz zur Beschreibung des Last Setzungsverhaltens eines Bodens verifiziert werden Zur Verdeutlichung sind die selben Kurven in Bild 7 9 in transformierter hyperbolischer Darstellung abgebildet Angesichts der im Stoffgesetz implementierten hyperbolischen Spannungs Dehnungsbeziehung ist es kaum verwunderlich dass die mit dem HS Modell erzielte Kurve diesen Verlauf gut wiederspiegelt Last P kN aN 7 LLVI LLI 2 HS Modell 0 10 20 30 Setzungen s mm Bild 7 8 Vergleich der Ergebnisse aus Experiment und numerischer Simulation am Beispiel von Versuchen an L sslehm 82 Kapitel 7 Finite Elemente Berechnungen 0 0016 z S 0 0012 Sn a4 i oS 2 Z 0 0008 E oe ILI 0 0004 un E HS Modell gt 0 0 0 01 0 02 0 03 0 04 0 05 0 06 norm Setzungen s
193. ng von den Sensoren bis zur EDAS Mess karte der gesamten Datenerfassungsanlage wie sie bei den Messungen verwendet wurden dokumentiert Kapitel 8 Anforderungen an die bezugspunktunabh ngige Messeinrichtun 9 Entwickelte Software f r die Datenerfassung und Tragf higkeitsprognose Ein wichtiger Teil des Forschungsvorhabens war die Erstellung eines Softwareprogramms f r die Auswertung der Daten welche zur Bestimmung der Standsicherheit einer mobilen Baumaschine notwendig sind Im Folgenden werden zun chst die Inhalte sowie der Auf bau des Programms beschrieben Anschlie end werden die Ergebnisse die bei der Anwen dung der Software erzielt wurden im Detail analysiert und diskutiert Das Programm wur de als Turbo Basic Programm konzipiert und programmiert In Bild 9 1 ist der prinzipielle Programmablauf in Form eines Flussdiagramms dargestellt 9 1 Programmaufbau und ablauf Die Last Setzungsmessung dient der Vorhersage der Bodenfestigkeit aus dem gemessenen Abschnitt der Arbeitslinie Dabei wird davon ausgegangen dass die Arbeitslinien mit der in Kapitel 3 2 vorgestellten Hyperbelgleichung 3 4 beschrieben werden k nnen Durch Umformung erh lt man 1 t s t PO Pe 9 1 Evo Pr P t Der Parameter Ey entspricht einem Anfangsverformungsmodul des Bodens der von der Plattenbreite d abh ngig ist ps ist die maximale vom Boden aufnehmbare Sohlspannung Mit der Auswertung der Messsignale des Beschleunigungsverlaufs a
194. ngen 127 potentiometrischen Daten als auch die Ergebnisse der Auswertungen der gemessenen Be schleunigungen mit den Methoden 1 3 f r verschiedene Spannungsbereiche dargestellt Tendenziell zeigen die Ergebnisse aus den ausgewerteten Beschleunigungsdaten genauere Werte als die Werte welche aus den potentiometrisch gemessenen Daten ermittelt wurden Hier spielt die Genauigkeit der gemessenen Beschleunigungen eine entscheidende Rolle Durch die Temperatursensitivit t des Beschleunigungssensors und die auftretenden Ver kippungen der Lastplatte seien sie auch noch so klein ist bei der Auswertung festgestellt worden dass die Arbeitslinien im Vergleich mit den potentiometrischen Daten meist einer Drift unterliegen Wie bereits dargestellt sind Verbesserungen der Messsensorik unaus weichlich um hinreichend exakte Daten zu erhalten mit denen eine zutreffende Prognose ber die Tragf higkeit des anstehenden Bodens erstellt werden kann 9 4 Beurteilung der Auswertungen Die Auswertung der Messergebnisse mit Hilfe des hyperbolischen Versagensansatzes hat ergeben dass bei sich duktil verhaltenden B den wie z B locker gelagerte Sande und L sslehm mindestens 40 bis 50 der Arbeitslinie f r eine Tragf higkeitsprognose be kannt sein m ssen siehe Tabelle 9 3 Dicht bis sehr dicht gelagerte Sande verhalten sich sehr spr de Nahezu die gesamte Arbeitslinie ist notwendig um die Bruchspannung aus der Extrapolation ermitteln zu k nnen Es
195. nitt Grundriss Bild 4 6 Schematische Darstellung der Versuchsrandbedingungen mit einer B schung im Lasteinflussbereich variiert In Tabelle 4 3 sind neben der verwendeten Bodenart die Versuchsrandbedingung en aller Messungen an B schungen aufgelistet Wie bei den Grundbruchversuchen wurden wiederum sehr dicht gelagerter Sand und L ss lehm als Versuchsb den verwendet Beim Sand wurden hnliche Einbautrockendichten pa erzielt wobei der Einbauwassergehalt etwa 60 h her lag Die erreichten Einbaudichten beim L sslehm sind etwas niedriger wobei der Wassergehalt mit 18 etwas h her war Tabelle 4 3 Versuchsdaten der Messungen mit einer Boschung im Lasteinleitungsbereich Last B schungs Einbau Einbau en 4 Bodenart abstand h he winkel re wassergehalt a A cm h cm a Pa g cm w Dr kPa boe s I 1 Sand 5 830 68 1 462 8 boe s 1 2 D 1 03 j 1 509 5 boe s W1 Sand T ba 1 499 6 boe s 1 2 D 0 98 1 464 2 40 40 boe s II 1 Sand 1555 6 0 539 0 boe s 1 2 D 0 74 i 537 6 boe s IV 1 Sand 36 nos a4 848 8 boe sIV 2 D 0 89 769 6 boe s V 1 Sand 36 Ben T 748 4 boe s V 2 D 0 92 a i 834 7 boe s VI 1 Sand m iSi 75 1 127 5 boe s VI 2 D 0 98 f f 977 6 boe LL I 1 L sslehm pice 176 150 0 boe LL 1 2 S 0 73 205 1 20 50 90 boe LL W 1 L sslehm seh 18 5 147 1 boe LL II 2 S 0 79 l 227
196. nt KEZDI 1970 was eine nderung der Hauptspannungsrichtungen im Boden erzeugt Die seitliche Verschiebung des die Gr ndung umgebenden Bodens ist markant Vom Randpunkt des Fundaments zur Spitze des aktiven Erdkeils bildet sich eine Gleitfl che aus Die Neigung dieser Gleitfl che ist nicht hundertprozentig bekannt Nach dem statischen Ansatz von Coulomb welcher eine obere Grenze darstellt betr gt dieser Winkel in der aktiven Zone gegen ber der Horizontalen f 0 45 u l 7 19 und ist unabh ngig von Verformungen und nur vom jeweils mobilisierten Reibungswinkel abh ngig Dahingegen ist die untere Grenze die kinematische L sung nach ROSCOE 1970 mit a 0 45 gt 7 20 bestimmt Ein weiterer Ansatz zur Bestimmung der Gleitfugenneigung fiir dilatante Boden y 0 wird mit Gleichung 7 21 nach ARTHUR et al 1977 9 45 42 4 7 21 ts gegeben William J M RANKINE 1820 1872 Mitbegr nder der Erddrucktheorie 79 7 2 Axialsymmetrische Grundbruchberechnungen spunIZisjun s p UoJesIo y WNZ s q JunJsefog Ioq Juawepung Would 19UN syrg u yosnsejd sop Sunyorwyu g 9 4 pig op op u wP a Tu nOn r op o Mo o o g G2 Poe pe SOS p n Ory PE OS OT A Oe BE were HIER o a a Do oP a 9 or E BOB o en u Ber o 3unzyaS ise 80 Kapitel 7 Finite Elemente Berechnungen Diese Ergebnisse wurden sowohl experimentell z B von ARTHUR et al 1977 und ALSHIBLI
197. ntal Study of Bearing Capacity of Footings on Sand Proc 6 ICSMFE Montreal Vol I VOGT BREYER C 1999 Experimentelle und numerische Untersuchungen zum Tragver halten und zur Bemessung horizontaler Schraubanker Mitteilungen Institut fiir Geo technik Universitat Stuttgart Heft 47 WESTRICH B VERMEER P A SIEBEL R ZWESCHPER B 2003 Neue naturnahe Bau weisen f r berstr mbare Damme an dezentralen Hochwasserriickhaltebecken und Er probung von Erkundungsmethoden zur Beurteilung der Sicherheit von Absperrd mmen Schlussbericht BWPlus Berichtsreihe Nr 138 Forschungszentrum Karlsruhe WHITLOW R 2001 Basic Soil Mechanics Fourth Edition Pearson Education Ltd 148 Literatur Anhang Anhang A Anhang B Anhang C Anhang D Anhang E Anhang F Kornverteilungskurven des Heilbronner L sslehms Arbeitslinien der Labormessungen und dabei aufgetretenen Bruchbilder Ergebnisse von Rammsondierungen Ergebnisse der Feldmessungen an mobilen Baumaschinen Verkabelung und Anschlussverteilung der verwendeten Messeinrichtung Ergebnisse der Auswertungen mit der selbst entwickelten Software f r die Tragf higkeitsprognose 149 150 151 160 161 167 170 150 Anhang Anhang A Kornverteilungskurven des Heilbronner L sslehms Der grau schraffierte Bereich gibt alle durch Sieb und Schl mmanalyse ermittelten Korn verteilungskurven des in den Laborversuchen verwendeten L sslehms wieder Ton
198. nte ohne Einbindetiefe k nnen die Versuchsergebnisse von der tats chlich verwendeten Lastfl che auf die Mindestabst tzfl che umgerechnet werden Die Ergebnisse sind in Ta belle 9 5 zusammengestellt Die Grundbruchspannung wird unter anderem ma geblich von der Fundamentform und dessen Abmessungen Breitenglied beeinflusst Die Bruchspannung nimmt dabei von 1 285 kPa um 260 kPa am bergang von dichten zu sehr dichten Lagerungsbedingungen zu Bei einer Lagerungsdichte von D 1 0 betr gt die Zunahme sogar 530 kPa Diese Werte bedeuten einen nicht unerheblichen Anstieg um 20 bis 30 Die maximal auf die Abst tzfl che wirkende Last ist vom jeweiligen Maschinentyp Autokran Autobetonpumpe usw und dessen Tragkraft sowie Reichweite abh ngig Die bei diesem Forschungsvorhaben zu Messungen verwendeten Maschinen erreichten maxi male St tzbeinpressungen auf eine Abst tzfl che von 0 6 0 6 m von ca 500 kPa bis 700 kPa Somit liegen die in den Laborversuchen erreichten umgerechneten Bruchspan nungen um einen Faktor von mindestens 2 2 und bis 4 6 ber der maximalen Abst tz spannung die w hrend des Maschineneinsatzes auftreten kann Sehr dicht gelagerte und damit sich spr de verhaltende Untergrundverh ltnisse sind dem nach selbst bei Verwendung der Mindestabst tzplatten hinsichtlich dem Versagen des Untergrunds Grundbruch beim Abstellen von mobilen Baumaschinen als unkritisch zu bewerten Dies ist der Fall bei Eyo Werten
199. ntergrund Versuchsserien II IV und V TE 0 16 7 T 0 2 7 A N o VI 28 0 12 gt 0 15 5 2 gt VII7 Ho n H u o 2 2 E 2 0 08 Fe ae 25 2 amp a S 1 E EG p i 0 04 VII 8 0 05 apr 5 8 VI 10 5 5 gt gt g z Hyperbeln S 0 3 1 S 0 0 0 02 0 04 0 06 0 08 0 1 0 0 005 0 01 0 015 0 02 0 025 normierte Setzung s s d normierte Setzung s s d Bild 6 15 Last Setzungsverl ufe in der transformierten hyperbolischen Darstellung von Messergebnissen der Versuchsserien VI links und VII rechts grund in der transformierten hyperbolischen Darstellung abgebildet Auch hier zeichnet sich ein linearer Verlauf ab jedoch ist die Entwicklung quasi horizontal Je geringer die Steigung desto gr er ist die Bruchspannung des Bodens Verl uft die Kurve also horizon tal so liegt die Bruchspannung im Unendlichen Das Spannungs Setzungsverhalten ist im gemessenen Bereich somit noch linear ansteigend und eine Aussage hinsichtlich der Tragf higkeit ist nicht m glich Die Ergebnisse der Messungen auf nachgiebigem Untergrund sind in den Bildern 6 14 und 6 15 dargestellt Prinzipiell ist zu erkennen dass die Kurvenverl ufe hyperbolischer Art 6 3 berpr fung des hyperbolischen Ansatzes bei den Feldmessungen 67 sind Die bereinstimmung liegt dabei zwischen 75 und nahezu 100 Abh ngig ist die Genauigkeit vom anstehenden Untergrund u
200. o Verh ltnis Ev Evo pot Daten Methode 1 Methode 2 Methode 3 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich S pot Daten S Methode 1 Methode 2 Methode 3 F 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich 2 0 pot Daten 9 Methode 1 15 Methode 2 Methode 3 1 0 X 0 5 IAS N 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich 0 0 Messung boe s II 1 8 0 npr l Q S pot Daten 9 Methode 1 TA Methode 2 g 6 0 Methode 3 oR a a 4 0 2 20 V an gt o 0 0 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich Messung boe s II 2 10 0 Verh ltnis pr pe i 6 0 4 0 2 0 0 0 PN S pot Daten _ 9 Methode 1 Methode 2 Methode 3 Su 3 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich Messung boe s IW
201. ohl I 2 z 0 00003 o hohl1 3 z 2 Hyperbeln ae 0 00002 aos 4 Bg g 0 00001 0 0 0 01 0 02 0 03 0 04 0 05 normierte Setzung s s d Bild 5 15 Transformierte hyperbolische Darstellung von Grundbruchversuchen auf dichtem Sand mit simulierten Hohlr umen Kurvenbereich unterhalb der Bruchspannung Eine gr ere Streuung in der bereinstimmung ist bei den B schungsversuchen zu erken nen Dabei ist das Material zun chst nicht entscheidend Sowohl bei den Sandb schungen als auch bei den L sslehmb schungen siehe Bilder 5 16 und 5 17 variiert der berein stimmungsgrad zwischen 86 und 99 Ledigleich eine Abh ngigkeit von der Einbau dichte konnte festgestellt werden Z B je dichter der Sand gelagert ist desto geringer ist die Gleichheit mit einer Hyperbel Die erreichten bereinstimmungen zeigen aber dass 0 0001 S __ 0 00008 N io E 0 00006 E 2 A boes I 2 es o boe s IN 2 n of HS eye Hyperbeln gS E D gt N 0 00002 0 T T 1 0 0 01 0 02 0 03 0 04 0 05 normierte Setzung s s d Bild 5 16 Transformierte hyperbolische Darstellung von Bruchversuchen an einer Sand b schung mit einer Neigung von 45 Kurvenbereich unterhalb der Bruchspannung 5 4 berpr fung des hyperbolischen Verlaufs der Labormesskurven 51 0 0006 D 0 0005 gt pn N amp De A 0 0004 2a A boe LLI I et See o0 boe
202. oils ASCE Journal of the Soil Mechanics and Foundations Division Nr 89 SM 1 pp 115 143 KONDNER R L amp ZELASKO J S 1963 Hyperbolic stress strain formulation for sands Proc 2 Pan American Conf on Soil Mechanics and Foundation Engineering Brasil Vol I LAIBLE M MULLER R K BILL B GEHRKE K 2002 Mechanische Gr en elektrisch gemessen Grundlagen und Beispiele zur technischen Ausf hrung 5 Auflage Expert Verlag LAMBE T W WHITMAN R V 1979 Soil Mechanics J Wiley amp Sons New York LANG H J HUDER J AMMAN P 1996 Bodenmechanik und Grundbau 6 Auflage Springer Verlag LEONARDS G A ED 1962 Foundation Engineering McGraw Hill Civil Engineering Series New York San Fransisco Toronto London LESNY K 2001 Entwicklung eines konsistenten Versagensmodells zum Nachweis der Standsicherheit flachgegr ndeter Fundamente Mitt aus dem Fachgebiet Grundbau und Bodenmechanik Universit t Essen Heft 27 LIEBERUM K H REINHARDT H W WEIGLER H 1989 Das Tragverhalten von Beton bei extremer Teilfl chenbelastung Beton und Stahlbetonbau Nr 84 Heft 1 Ernst amp Sohn Verlag Berlin MARCHER T 2003 Nichtlokale Modellierung der Entfestigung dichter Sande und steifer Tone Mitteilung Institut f r Geotechnik Universit t Stuttgart Heft 50 MEYERHOF G G 1963 Some recent research on the bearing capacity of foundations Canadian Geotechnical Journal I
203. olgte bei allen Versuchen auf L sslehm im Winkel von ca 60 gegen die B schungsnormale 5 4 berpr fung des hyperbolischen Verlaufs der Labormesskurven Es stellt sich nun noch die Frage inwieweit die aus den Laborversuchen ermittelten Ar beitskurven auch hyperbolisch verlaufen Zur Veranschaulichung wird die transformiert hyperbolische Darstellung gew hlt In den Bildern 5 13 bis 5 17 sind Ergebnisse von Grundbruchversuchen ohne und mit simuliertem Untergrund sowie von B schungsbruch versuchen abgebildet Wie bei den bisher gezeigten Versuchsergebnissen von Triaxial und auch von Platten druckversuchen aus der Literatur lassen sich die Arbeitslinien der in dieser Studie durch gef hrten Versuche bis zum Erreichen der Tragf higkeit gut an Hyperbeln ann hern Der weitere Kurvenverlauf d h die Entfestigung bzw die stetig ansteigende Spannung nach Erreichen der Grenzspannung kann wie bereits erw hnt mit dem gew hlten Ansatz nicht erfasst werden Jener Bereich ist auch nicht relevant da dieser beim Abstellen der St tzbeine einer mobilen Baumaschine grunds tzlich nicht erreicht werden darf Ein bereinstimmungsgrad von 97 bis 99 an eine Hyperbel wird bei den Grundbruch versuchen auf Sand und L sslehm erreicht Normierte Setzungen von etwa 4 sind bei den sehr dichten Sandversuchen notwendig bis der hyperbolische Kurvenverlauf vorhanden ist Die L sslehm bzw locker gelagerten Sandversuche sind deutlich duktiler so dass d
204. omit nach FLoss 1997 eine ann hernd gleichm ige Verdichtung realisiert werden Zur Kontrolle des homogenen Einbaus wur den in jeder Schicht drei Dichtekontrollen durchgef hrt Bei den Versuchen auf Sand erfolgte die berpr fung der Dichte durch das sogenannte Ballon Verfahren Hierbei wird die vorhandene Trockendichte aus dem entnommenen Bodenvolumen durch Wasserausgleich und der entnommenen Masse unter Ber cksichti gung des Wassergehalts bestimmt Die Bestimmung der Lagerungsdichte bei bindigen B den erfolgte durch Ausstechzylinder indem Stahlzylinder mit definiertem Volumen in den Boden geschlagen und dann die Masse durch Wiegen bestimmt wurde Die beschriebenen Methoden sind in der Geotechnik g ngige Verfahren zur Bestimmung der Dichte nach DIN 18125 In den sp ter beschriebenen Messergebnissen spiegeln sich die beim Einbau erziel ten Differenzen der Lagerungsdichten wieder 27 28 Kapitel 4 Lastplattenversuche unter Laborbedingungen 4 1 1 Der Rheinsand Als nichtbindiger Versuchsboden wurde ein stark feinkiesiger Mittel bis Grobsand aus dem Rheintal verwendet Der Mittelwert aller aus Siebung gewonnenen Kornverteilungs diagramme ist in Bild 4 1 als repr sentative Verteilung dargestellt Dies ist aufgrund der minimalen Streuung der ermittelten Verteilungen zul ssig Nach DIN 18196 ist dieser Rheinsand mit einer Ungleichf rmigkeitszahl U von 7 als ein weitgestufter Sand l zu be zeichnen Die Sandk rner bestehen mehrhe
205. on Geotechnische Grundlagen 2 1 Stand der Technik 2 2 Verschiedene Versagensarten des Untergrunds 2 2 1 Scherfestigkeit von B den 2 2 2 Der klassische Grundbruch unter mittiger lotrechter Last 2 2 3 Rechnerische Bestimmung der Grundbruchlast 2 2 4 Der B schungs und Gel ndebruch 2 3 Der Plattendruckversuch und seine Bedeutung in der Geotechnik Hyperbolischer Ansatz zur Beschreibung des Bodenverhaltens 3 1 Hyperbolischer Spannungs Dehnungsverlauf im Triaxialversuch 3 2 Kontrolle des Hyperbelansatzes f r Plattendruck versuche Lastplattenversuche unter Laborbedingungen 4 1 Beschreibung der verwendeten Versuchsb den 4 1 1 Der Rheinsand 4 1 2 Der Heilbronner L sslehm 4 2 WVersuchsaufbau und Versuchsrandbedingungen 4 2 1 Die Versuchseinrichtung 4 2 2 Randbedingungen der Grundbruchversuche 4 2 3 Randbedingungen der B schungsbruchversuche Ergebnisse der Labormessungen 5 1 Ergebnisse der Grundbruchversuche mit homogenem Untergrund 5 2 Ergebnisse der Grundbruchversuche mit simuliertem Hohlraum 5 3 Ergebnisse der Lastplattenversuche an B schungen Vil oO Oo A N e 10 12 14 15 21 21 24 27 27 28 29 32 32 34 35 39 39 44 45 Vill 5 4 berpr fung des hyperbolischen Verlaufs der Labormesskurven Feldmessungen an mobilen Baumaschinen 6 1 Messaufbau und Versuchsrandbedingungen 6 1 1 Die Messeinrichtung 6 1 2 Die vorhandenen Untergrundbedingungen 6 1 3 Die Versuchsdurchf hrung 6 2 Ergebnisse der Feldmessungen 6
206. onner L sslehm Aus einem in der N he von Heilbronn gelegenen Steinbruch wurde ein L sslehm als bindiger Boden entnommen genauer Standort siehe u a RILLING 1994 L sslehm wird auch als Sekund rl ss bezeichnet da es sich um ein Verwitterungsprodukt des Primdr l sses echter L ss handelt SCHEIDIG 1934 Der Prim rl ss ist ein feink rniges D 0 5 0 8 dicht D gt 0 8 sehr dicht S D nische Norm vergleichbar mit der DIN 30 Kapitel 4 Lastplattenversuche unter Laborbedingungen olisches Sediment mit gelbbrauner bis gelbgrauer F rbung Durch Umlagerungs und Umbildungsprozesse bildet sich aus dem Prim rl ss der L sslehm Der L ss mit einem relativ hohen nat rlichen Kalkgehalt wird dabei durch in den Untergrund eindringendes Regenwasser entkalkt Des weiteren wird der im L ss enthaltene Feldspat in Tonminerale umgebildet Infolge der Verwitterung erh lt der L sslehm seine typische dunkelbraune bis rotbraune F rbung ber die Zusammensetzung und die bodenmechanischen Eigenschaften stehen anhand mehrerer Forschungsarbeiten welche am Institut f r Geotechnik mit diesem Boden durch gef hrt wurden viele Daten zur Verf gung Um aufzuzeigen dass es sich um ann hernd den gleichen Boden handelt wurde f r die hier vorgestellte Arbeit die bodenmechanische Klassifikation erneut durchgef hrt In Tabelle 4 1 sind die mittleren Kennwerte im Ver gleich zu den Ergebnissen von RILLING 1994 BRINKMANN 1998 u
207. owohl im Versuch als z 140 a 120 100 80 dicht IV 1 dichtIV3 60 HS Modell 40 0 20 40 60 80 100 Setzungen s mm Bild 7 11 Arbeitslinien aus Experiment und numerischer Berechnung auf sehr dicht gelagertem Sand am Beispiel der Messserie IV 84 Kapitel 7 Finite Elemente Berechnungen 10 m 70 0 60 0 i 50 0 40 0 il 30 0 20 0 10 0 0 0 Bild 7 12 Totale Verformungen im Untergrund bei Auftreten des Bruches auf sehr dicht gelagertem Sand am Beispiel der Simulation von Messserie dicht IV auch bei der FE Simulation im Abstand von etwa dem doppelten Lastplattendurchmesser an der Oberfl che aus Bild 7 12 Die Scherzone reicht bis in eine Tiefe von etwa 0 45 m dies entspricht dem 1 5 fachen des Plattendurchmessers Diese Ergebnisse decken sich mit eigenen Erfahrungen und den Ergebnissen von Versuchen aus der Literatur 7 3 R umliche FE Berechnungen Die Simulation eines Hohlraums im Untergrund unter einer kreisf rmigen Lastplatte ist weder ein axialsymmetrisches noch ein ebenes Verformungsproblem sondern es handelt sich um einen wirklichen dreidimensionalen Spannungszustand Es bietet sich daher an r umliche dreidimensionale Berechnungen durch zu f hren Mit der Programmversion PLAXIS 3D Tunnel sind solche Berechnungen m glich Dabei sind jedoch nur recht winklige Lasteinleitungsfl chen modellierbar Um den Rechenaufwand berschaubar zu hal
208. pO e 9 16 womit in Methode 3 die f r die Regressionsanalyse ben tigten Parameter der Hyperbel bestimmt werden k nnen Diese Gleichung bezieht sich auf die Beschleunigungen a t und die zweite Ableitung der Sohlspannungen In Gleichung 9 17 ist das Fehlerintergral FI angegeben FI flaw a C f p t dt Min 9 17 to 2 2 i Pr p t t f p t __ PA 2 9 18 se Me Pr pO Pr PO Mit diesem wird wie bei den beiden bisher beschriebenen Methoden das Minimum des Fehlerquadrats durch Ber cksichtigung von Gleichung 9 19 FI ere JE PO adt Cf pay dt 0 9 19 to to gesucht 9 1 4 Bewertungskriterien der Berechnungsergebnisse Die aus den Berechnungen erhaltenen Daten sollen im n chsten Schritt bewertet werden Zun chst ist die Gr e der mit den zuvor vorgestellten Auswerteverfahren ermittelte Bruchspannung pee von Interesse Da die Maximalwerte einer Hyperbel horizontale A symptote erst im Unendlichen erreicht werden wird wie auch beim in Kapitel 7 1 2 be schriebenen Hardening Soil Stoffgesetz die Bruchspannung auf 90 der ermittelten Maxi malspannung begrenzt Die Werte die mit dem Hyperbelansatz bestimmt wurden werden gem zun chst durch Verh ltnisbildung p p mit den potentiometrisch gemessenen Wer ten verglichen Ein Indiz f r eine verl ssliche Vorhersage bietet die Signal hnlichkeit zwischen der ge messenen Arbeitslinie und der na
209. r ist als in den bisher beschriebenen Stoffmodellen ber cksichtigt gibt es h herwertige Stoffgesetze die z B die Ver und oder Entfestigung und ein nichtlineares Materialverhalten mit ber cksichtigen siehe CHEN amp BALADI 1985 In den weiteren Erl uterungen wird nur auf die Modelle weiter einge gangen welche u a im FE Code PLAXIS implementiert und f r die im folgenden vorge stellten Berechnungen verwendet wurden Dies ist zum einen das bereits kurz angesproch ene Mohr Coulomb Modell und zum anderen das Hardening Soil Modell welches neben Of Bild 7 1 Grundlagen des linear elastisch ideal plastischen MC Modells links und Flie fl che des Modells ohne Koh sion im Hauptspannungsraum rechts 7 1 Stoffgesetze 71 der Ber cksichtigung von isotroper Verfestigung und der Spannungsabh ngigkeit der Steifigkeiten eine zweite Flie fl che besitzt 7 1 1 Das Mohr Coulomb Modell Das bilineare Stoffgesetz nach Mohr Coulomb MC Modell wird in der Bodenmech anik am h ufigsten verwendet Wie bereits erw hnt liegt diesem ein linear elastisch ideal plastisches Materialverhalten zugrunde Bis zum Erreichen der Grenzspannung Op treten rein elastische Dehnungen nach dem Hooke schen Gesetz Gleichung 7 2 auf 6 D 7 2 Die elastische Stoffmatrix D kann mit dem Elastizit tsmodul E und der Querdehnzahl v beschrieben werden Diese Abh ngigkeit ist z B ausf hrlich in VOGT BREYER 1999 dar gestellt In Bild
210. rden kann Als Speisespannung f r den Messeinsatz sind 18 V notwendig Wie auch beim Beschleunigungssensor sind die Anschl sse an den Da tensammler ber Bananenstecker ausgef hrt Aufgrund des Messprinzips des Honeywell Beschleunigungssensors kann infolge einer auftretenden Verkippung des St tzbeintellers also eine Korrektur der Beschleunigungs messwerte notwendig werden Die nderung des Messsignals geht dabei mit dem Kosinus des Neigungswinkels ein Schon sehr kleine Neigungen von unter einem Grad beeinflussen die Beschleunigungsmessungen entscheidend Dieser Verkippungseffekt wurde wie in Kapitel 8 bereits erl utert in der Auswerte und Vorhersagesoftware ber cksichtigt Zu s tzlich ist eine Temperaturkompensation f r zuk nftige Messungen vorzusehen um den Offset am Anfang der Messung zu eliminieren Mit dem beschriebenen Prototypen steht ein recht kompakter und transportabler Messsen sor zur Verf gung der an verschiedene mobile Baumaschinen f r Messungen unter realen Baustellenbedingungen angebaut werden kann Gewisse nderungen Verbesserungen am Ger t werden allerdings zur weiteren Erh hung der Prognosegenauigkeit empfohlen Eine Einschr nkung an die bei den Messungen verwendete Maschine ergibt sich nur durch die maximal aufnehmbare Vertikalkraft des Sensors 134 Kapitel 10 Prototyp des entwickelten Messsensors 11 Zusammenfassung und Ausblick Der Bau und inzwischen auch weltweiter Einsatz von mobilen Baumaschinen
211. rechend Lediglich die Form der Lasteinleitungsfl che und die Art der Lastaufbringung ist unterschiedlich Beim Plattendruckversuch wird stets eine kreisf rm ige Platte verwendet wohingegen die mobilen Baumaschinen grunds tzlich auf quadra 10 Tit ist die Bezeichnung f r glimmerartige Tonminerale die im Gegensatz zu Bentonit nur untergeordnet quellf hig sind F r mineralische Abdichtungen sind sie somit praktisch ungeeignet Sie weisen nur eine Korngr e bis 2 um auf Illit kann aus Kaolin entstehen wenn Kalium hinzugef gt wird 24 Kapitel 3 _Hyperbolischer Ansatz zur Beschreibung des Bodenverhaltens tische bzw rechteckige Lastplatten abgest tzt werden F r die Bestimmung der Bruchlast mit Hilfe der Grundbruchgleichung 2 5 ndern sich somit nur die Formbeiwerte v nach DIN 18134 Zun chst war es notwendig zu berpr fen inwiefern das Last Setzungsverhalten von Plat tendruckversuchen mit dem eben vorgestellten hyperbolischen Ansatz beschrieben werden kann Bis eigene Messergebnisse welche in Kapitel 4 und 5 beschrieben werden vorlagen wurden vorab Messergebnisse aus der Literatur herangezogen 3 2 Kontrolle des Hyperbelansatzes f r Plattendruckversuche Von VAN DEVENTER amp MOLENKAMP 1984 VESIC et al 1965 sowie DESAI UND REESE 1970 wurden Lastplattenversuche mit unterschiedlichen Plattendurchmessern durchge f hrt Die Ergebnisse der Untersuchungen von van Deventer amp Molenkamp und von Vesic wurden auf San
212. rei Grup pen unterteilt werden e menschliches Versagen e Versagen des Untergrunds sowie e technisches Versagen Es ist nicht berraschend dass mit 59 menschliches Versagen an erster Stelle der Unfallursachen steht Durch die inzwischen sehr ausgereifte Konstruktion und Herstellung der Maschinen spielt technisches Versagen mit 3 als Umst rzursache heute nur noch eine untergeordnete Rolle Mit 23 ist die zweith ufigste Unfallursache das Versagen des 4 Kapitel 1 Einf hrung und Motivation Untergrunds Nach eingehender Analyse der Unfalldaten mit versagendem Untergrund wurde festgestellt dass in neun der f nfzehn Unf lle ein Grundbruch auftrat Die anderen F lle lassen sich auf einen B schungsbruch bzw auf Hohlr ume im Untergrund zur ck f hren Auf diese typischerweise die Geotechnik ber hrenden Versagensmechanismen sowie die angewandten Verfahren in der Geotechnik wird in Kapitel 2 eingegangen Das Verhalten des Untergrunds infolge der Belastung durch eine mobile Baumaschine ist f r die Standsicherheit der Maschine mit verantwortlich Damit der Arbeitsablauf so wenig wie m glich gest rt wird ist es notwendig das Bodenverhalten unter den Abst tzfl chen der mobilen Baumaschine in der Aufstellphase durch Extrapolation des dabei gemessenen Last Setzungsverhaltens zu bestimmen So kann schon im Vorfeld eine eventuell zu klein gew hlte Abst tzfl che festgestellt werden Die in dieser Studie vorgeschlagene Extra polation
213. rentiation nach der Zeit wirkt zus tzlich analog zu einem Hochpassfilter Dies bedeutet dass die h herfrequenten Anteile hervorgehoben und die niederferquenten unterdr ckt werden Um die hohen Frequenzanteile in den Messungen zu eliminieren wird ein numerischer Filter verwendet Durch eine gleitende Mittelwertbildung wird eine Gl ttung der Daten erreicht Mit einem Faktor 10 werden die Messdaten wiederum anhand einer Mittelwert bildung auf eine Frequenz von 10 Hz reduziert In Bild 8 1 sind die Setzungen und die durch zweifache Differentiation ermittelten Beschleunigungen aus dem Aufstellvorgang abgebildet In den Bereichen in welchen sich die Steigung der Setzungen stark ndert treten die gr ten Beschleunigungen auf Diese liegen im Maximum bei etwa 10 mm s 1 mg 4 Kleinere nderungen werden noch in einer Gr enordnung von 0 05 mg regis triert Das zweite Kriterium f r den Beschleunigungssensor ist daher neben der Messung im statischen Bereich eine Aufl sung von wenigstens 0 05 mg E E z a FVIV6 a 2 FVIV6 s gt on 50 S z 3 N O 5 m 0 4 8 12 16 20 24 28 32 36 Zeit t s Bild 8 1 Aufgetretene Setzungen s beim Aufstellen eines St tzbeins einer mobilen Baumaschine Messung FVII 6 und daraus bei einer Grenzfrequenz von 0 5 Hz ermittelte Beschleunigungen a ber die Zeit t aufgetragen Eine Beschleunigung von 9810
214. rfolg der Erfassung des Setzungsverhaltens durch einen Beschleuni gungssensor deutlich gemacht werden Dazu werden die potentiometrisch gemessenen Setzungen zweimal nach der Zeit abgeleitet um die wirklich aufgetretenen Beschleuni gungen der Lastplatte zu ermitteln In den Bildern 9 14 bis 9 16 sind diese Beschleu nigungen jenen mit dem Beschleunigungssensor gemessenen Werten gegen bergestellt Nachdem zus tzlich die Verkippung bzw Neigung der Lastplatte mit erfasst wurde sind zus tzlich die um die Neigung korrigierten Beschleunigungen Bild 9 15 9 16 dargestellt Die in den Diagrammen abgebildeten Vergleiche zeigen gleichzeitig die Weiterentwick lung der Messanlage So ist in Bild 9 14 links noch mit einer Messkarte mit einer Genauig keit von 12 Bit und einer Aufl sung der Beschleunigung von 2 V g gemessen w hrend die in Bild 9 14 rechts Bild 9 15 und Bild 9 16 dargestellten Auswertungen mit einer 16 Bit Messkarte und einer Aufl sung von 7 5 V g ermittelt wurden Zwischen der gemessenen und den aus potentiometrisch erfassten Setzungen r ckgerechneten Beschleunigungen besteht keine ersichtliche bereinstimmung Nach Verbesserung der Datenerfassung 30 8 25 a 6 Beschl Poti 20 E Beschl gemessen E 2k g 15 T 2 S 10 S on 5 50 oi 30 E 2 5 3 5 E ge ae 10 D 3 Beschl Poti A 6 M 15 11
215. rgrunds 13 tert In der Literatur wird oft f r Gleichung 2 4 die Bezeichnung Grundbruchgleichung verwendet p No Ve Ke Yd Ng Vg Ky Db Ny Vp Ky 2 4 Der halbempirisch ermittelte Term zur Bestimmung der Grundbruchlast gliedert sich hier bei in drei Teile ein Koh sions ein Tiefen und ein Breitenglied Zur Bestimmung der Tragf higkeit des Bodens werden hierbei die Einfl sse der effektiven Koh sion c der Gr ndungstiefe d sowie der Gr ndungsbreite b als Funktion des effektiven Reibungswin kels des Untergrunds addiert Das Tiefen wie auch das Breitenglied sind dar ber hinaus von der Wichte y des Bodens abh ngig Liegt die Gr ndung im Bereich des Grundwassers so erh ht sich die Tragf higkeit durch Superposition um den anstehenden Wasserdruck u Dabei ist dann zu beachten dass die effektiven Wichten y des unter Auftrieb stehenden Bodens bei der Berechnung zu verwen den sind In den einzelnen Termen sind die vom effektiven Reibungswinkel abh ngigen Trag f higkeitsbeiwerte N nach DIN 4017 zu bestimmen Ist die Wirkungslinie der resultie renden Last nicht zentrisch und oder schr g so wird dies durch die Neigungsbeiwerte xK nach DIN 4017 ber cksichtigt Des Weiteren hat die Fundamentform einen entscheidenden Einfluss auf die Tragf higkeit des Untergrunds und wird durch die Formbeiwerte v in die Berechnung mit einbezogen Bei Betrachtung der auftretenden Belastungen auf die Abst tzfl chen d
216. rkennen ist dass die Eigen verformungen der Holzplatte deutlich gr er sind als die der Kunststoffplatte Auf diesen Effekt der aus der im Vergleich mit dem Untergrund relativ geringen Steifigkeit der Ab st tzplatten resultiert wurde in Kapitel 2 3 bereits eingegangen 6 2 Ergebnisse der Feldmessungen 61 6 2 2 Versuchsergebnisse auf nachgiebigem Untergrund Aus den folgenden Abbildungen wird direkt deutlich dass die Setzungen bei den Abst t zungen auf weichem nachgiebigem Untergrund Auff llung aus L sslehm und sandiger Schluff mit bis zu 100 mm am Ende der Belastung um ein vielfaches gr er sind als bei den bisher gezeigten Arbeitslinien mit den Schottertragschichten als Untergrund Die Charakteristik der Spannungs Setzungskurven ist ansonsten generell vergleichbar Nach dem Ausfahren des instrumentierten St tzbeins sind Lastwechsel durch Ausfahren der weiteren St tzbeine zu erkennen bevor der stetige Kurvenverlauf durch Ausfalten und Schwenken des Auslegers folgt Beim Ausfahren des Messst tzbeins konnte bei allen Messungen mindestens 25 in Extremf llen aber bis etwa 60 der maximalen St tzbeinlast aufgebracht werden Die in Bild 6 7 dargestellten Messergebnisse sind auf dem selben Untergrund jedoch mit unterschiedlichen Maschinen zu verschiedenen Zeitpunkten ermittelt worden Durch die Wahl gleich gro er Abst tzplatten sind die unterschiedlichen Setzungen einerseits infolge der ungleichen Verdichtung zu beurteilen
217. rlands pp 381 388 17 19 September 2003 Albert C Zdravkovic L Jardine R J Behaviour of Bothkennar clay under rotation of principal stresses Proceedings International Workshop on Geotechnics of Soft Soils Theory and Practice Noordwijkerhout Netherlands pp 441 446 17 19 September 2003 Neher H P Vogler U Vermeer P A Viggiani C 3D Creep Analysis of the Leaning Tower of Pisa Proceedings International Workshop on Geotechnics of Soft Soils Theory and Practice Noordwijkerhout Netherlands pp 607 612 17 19 September 2003 Vermeer P A Session Report Tunnels G2 12th Asian Regional Conference on Soil Mechanics and Geotechnical Engineering 12 ARC Singapore 4 8 August 2003 Vol 2 pp 1221 1224 Vermeer P A M ller S C Ruse N On the Application of Numerical Analysis in Tunnelling 12th Asian Regional Conference on Soil Mechanics and Geotechnical Engineering 12 ARC Singapore 4 8 August 2003 Vol 2 pp 1539 1544 90 91 92 93 94 95 96 97 98 99 100 101 Vogler U Coetzee Corne J Vermeer P A Simulation of Field Model Tests by two different Numerical Approaches DGGK AK 1 6 Numerik in der Geotechnik Workshop Nachweise f r B schungen und Baugruben mit numerischen Methoden S 37 46 Weimar 2003 Zweschper B berstr mbare Erdd mme durch Bodenstabilisierung BW PLUS Forschungstransfer Informationsveranstaltung
218. rnational sur les fondations superficielles Vol 1 pp 49 56 Presses de ENPC LCPC Paris 2003 Wheeler S J Cudny M Neher H P Wiltafsky C Some developments in constitutive modelling of soft clays Proceedings International Workshop on Geotechnics of Soft Soils Theory and Practice Noordwijkerhout Netherlands pp 3 22 17 19 September 2003 Cudny M Simple multi laminate model for soft soils incorporating structural anisotropy and destructuration Proceedings International Workshop on Geotechnics of Soft Soils Theory and Practice Noordwijkerhout Netherlands pp 181 188 17 19 September 2003 Neher H P Sterr Ch Messerklinger S Kokinen M Numerical modelling of anisotropy of Otaniemi Clay Proceedings International Workshop on Geotechnics of Soft Soils Theory and Practice Noordwijkerhout Netherlands pp 217 230 17 19 September 2003 Cudny M Neher H P Numerical analysis of a test embankment on soft ground using an anisotropic model with destructuration Proceedings International Workshop on Geotechnics of Soft Soils Theory and Practice Noordwijkerhout Netherlands pp 265 270 17 19 September 2003 Wiltafsky C Scharinger F Schweiger H F Krenn H Zentar R Karstunen M Cudny M Neher H P Vermeer P A Results from a geotechnical benchmark exercises of an embankment on soft clay Proceedings International Workshop on Geotechnics of Soft Soils Theory and Practice Noordwijkerhout Nethe
219. rsagensspannung ist mit 150 bis 225 kPa so gar deutlich kleiner als jene bei ebenem Untergrund mit 555 bis 910 kPa Im Gegensatz zu den Grundbruchversuchen ist hier aber bez glich der Versagensspannung kein Unter schied zwischen den beiden Messreihen zu erkennen Der gr ere Lastfl chenabstand A in der zweiten Serie boe LL ID mit 40 cm gegen ber 20 cm bei den Messungen boe LL I scheint auf die Tragf higkeit keinen erkennbaren Einfluss zu haben Bild 5 12 zeigt zwei B schungen nach der Belastung Auf der linken Seite ist zu sehen wie sich die B schung nur im Bereich der Lastfl che ausgebeult hat Die Ausbeulung entstand aufgrund der relativ geringen aufgebrachten Setzung Es brach kein Teil der B schung aus wie bei dem Versuch im Bild 5 12 rechts Ein Versagen der Boschung ist auf beiden Bildern zweifelsfrei zu erkennen Die seitliche Verschiebung und die daraus resultierende Verkippung ist nicht unerheblich Im Extremfall erreichte die Verkippung etwa 7 gegen 48 Kapitel 5 Ergebnisse der Labormessungen Bild 5 12 Senkrechte B schungen im L sslehm mit lokaler Verformung im Bereich der Lastfl che der B schung links und herausgebrochener Bodenblock mit verkippter Lastplatte rechts ber der horizontalen Ausgangslage Da diese aber erst nach Erreichen der Versagensspan nung signifikant wurde ist diese bei der Beurteilung der Versuchsergebnisse nicht weiter ber cksichtigt worden Die Ausbreitung der Bruchfigur erf
220. rsuchsserie VI bestimmt werden konnten Versuchsserie IV 21 3 In Kapitel 6 2 wird auf diesen Einfluss bez glich des Tragverhaltens n her eingegangen W hrend Versuchsserie III sind zwei Messungen auf quart ren Flussablagerungen aus dem Pleistoz n bestehend aus schwach schluffigem bis schluffigem Feinsand durchgef hrt worden Dieser Sand hatte teilweise feinkiesige Anteile mit schwachen bis starken orga nischen Bestandteilen Bei Rammsondierungen Bild 6 3 rechts wurde eine ca 0 5 m m chtige steife obere Schicht festgestellt Der darunter liegende Boden war mit vier bis f nf Schl gen je 10 cm Eindringtiefe relativ locker gelagert Weiter ist erkennbar dass der Untergrund recht homogen ist Die Messungen der Versuchsserie V wurden auf Mutterboden welcher direkt neben dem Werksgel nde einer Herstellerfirma angetroffen wurde durchgef hrt Dieser Mutterboden bestand aus einem sandigen Schluff und beinhaltete unterschiedlich gro e Kalksteine Die Bodenmatrix hatte einen Wassergehalt von w 25 3 Aus den durchgef hrten Ramm sondierungen Diagramm siehe Anhang C konnte ein recht homogener Aufbau festgestellt werden Bis in eine Tiefe von 0 8 m betrug die Schlagzahl etwa 5 und stieg mit zunehmen der Tiefe auf 12 bis 20 an Spitzen mit deutlich h heren Schlagzahlen sind in einer Tiefe von 1 2 bzw 1 6 m zu erkennen wobei zu vermuten ist dass ein gr erer Kalkstein durch die Sondierung getroffen wurde und in ersterem Fall bei 1 2
221. sammenarbeit konnten die erzielten Forschungsergebnisse stets praxisnah begleitet und ein direkter Wissenstransfer sicher gestellt werden Zun chst stellte sich die Frage nach der H ufigkeit und den Ursachen des Umst rzens mo biler Baumaschinen Auf der Grundlage von Unfallstatistiken welche bei Versicherungen und Berufsgenossenschaften eingesehen werden konnten sowie aus Berichten in den Medien wurde zu diesem Thema eine Studie erarbeitet Sie kann keinen Anspruch auf Vollst ndigkeit erheben da bei den Berufsgenossenschaften z B nur meldepflichtige Unf lle mit Personensch den eingehen und bearbeitet werden Die gesammelten Daten beziehen sich auf Unf lle der letzten 10 Jahre in ganz Deutschland bei denen die Maschinen umgest rzt sind Aus diesem Material konnten 65 Unf lle mit umst rzenden Baumaschinen ermittelt werden In Bild 1 2 werden die Unfallzahlen nach verschiedenen Maschinentypen differenziert dargestellt Turmdreh Hubarbeits LKW Autobeton Sonstige krane b hnen Ladekrane pumpen Maschinen Autokrane Bild 1 2 Anzahl der umgestiirzten mobilen Baumaschinen in Deutschland 1993 2003 differenziert dargestellt nach verschiedenen Maschinentypen Arbeitsgemeinschaften industrieller Forschungsgemeinschaften Otto von Guericke e V 3 Bundesministerium f r Wirtschaft 15 N 3 23 59 E menschliches Versagen E Versagen des Untergrunds O technisches Versagen Ursache unbekannt Bi
222. schinenhersteller aus dem projektbegleitenden Arbeitskreis wurde dieser Unfall aus dem Ausland bei dem durch Versagen des Untergrunds ein Kran umst rzte bekannt Die Frage inwiefern das Versagen h tte vorhergesagt werden k nnen lag auf der Hand Wie sich bei den nachfolgenden Untersuchungen herausstellte hat sich bis in eine Tiefe von 0 4 m unter der Fahrbahnoberkante ein Hohlraum gebildet ber dem die Maschine mit einem St tzbein abgest tzt wurde Der Hohlraum hat sich infolge der Auswaschungen einer defekten Wasserleitung unterhalb der Fahrbahn welche aus einer ca 0 2 m dicken Asphaltschicht bestand gebildet Das Fahrzeug wurde auf Kanth lzern in einer Breite von 0 6 m mit einer L nge von jeweils ca 1 2 Metern abgest tzt Leider gab es weder zu den Parametern des Untergrunds noch ber die Abmessungen des Hohlraums detaillierte Angaben Die Darstellung der Problemgeometrie in Bild 7 17 stellt somit nur eine Annahme ber die Form des entstandenen Hohlraumes dar Somit wurden Erfahrungswerte f r die Bodenkennwerte herangezogen und lediglich eine Parameterstudie Bild 7 16 In Hohlraum eingebrochenes St tzbein 88 Kapitel 7 Finite Elemente Berechnungen mm 10 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 Bild 7 17 Schattierungen der vertikalen Verschiebungen nach dem letzten Berechnungsschritt bei Versagen des Hohlraums hinsichtlich der Steifigkeit des Untergrunds durchgef hrt um zumindest ein
223. sdichte des Sandes Bei den Messserien I bis IV dicht I IV wurde eine Lagerungsdichte D von mindestens 0 78 erreicht Dies entspricht einer sehr dichten Lagerung Bei Messserie IX dicht V liegt die Lagerungsdichte D hingegen nur bei 0 68 Hier ist die Lagerung lediglich als dicht zu bezeichnen Eine besonders geringe Lagerungsdichte von D 0 wurde bei den Messungen auf dem sehr locker eingebauten Sand Messserie V erreicht Bei allen Messserien auf sehr dicht eingebautem Sand ist in der ersten Belastungsphase in Abh ngigkeit von der vorhandenen Lagerungsdichte ein steiler Anstieg der Arbeitslinie deutlich zu erkennen Kurz vor Erreichen der Bruchspannung nehmen die Setzungen st rker zu Bei Erreichen des Bruchs sind unter der Lastplatte die vorhandenen Scher parameter des Bodens voll mobilisiert Bei weiterer Belastung bildet sich eine Scherfuge aus entlang welcher der Boden versagt Es kommt zum Grundbruch Es handelt sich dabei um einen klassischen Grundbruchtyp wie in Kapitel 2 2 2 ausf hr lich beschrieben Es ist ein definierter Bruch zu erkennen und bei zunehmender Verfor mung hebt sich der Boden um die Lastplatte herum siehe Bild 5 3 Bei fortschreitenden Setzungen am Beispiel von Messserie II ab ca 65 mm nimmt die vom Boden aufnehm bare Last wieder zu Dies resultiert aus der nun vorhandenen Einbindetiefe des Lastplatte wodurch die Spannungsaufnahme des Bodens wieder ansteigt Zus tzlich k nnen durch die gro en Setzungen
224. sei angemerkt dass die Ergebnisse bei den sich duktiler verhaltenden Messungen weniger empfindlich reagieren Die Gr e des Steifigkeitsverh ltnisses gibt aber keinen direkten Hinweis auf die Genauigkeit der extrapolierten Bruchspannung Die Steifigkeiten sind innerhalb der einzelnen Versuchsserien reproduzierbar Bild 9 8 Es lassen sich auch Unterschiede in der Lagerungsdichte Bild 9 8 rechts bzw der Konsistenz links erkennen So ist im rechten Diagramm der Unterschied in der Lagerungsdichte zwi schen D 0 98 wie sie bei Messserie IV dicht IV vorhanden war gegen ber D 0 68 bei Messserie IX dicht V Bei den Kurven der Messreihe dicht IV ist dar ber hinaus zu er kennen dass in den ersten drei Messbereichen 20 bis 40 bzw bis 50 und 70 der Ver formungsmodul konstant bleibt bzw in einem Fall sogar leicht ansteigt Dieses Verhalten deutet darauf hin dass in diesem Bereich noch ein linearer Verlauf der Arbeitslinie vorlie gen muss Da in der Messreihe dicht V das Verhalten aufgrund der geringeren Lage rungsdichte etwas duktiler war nimmt der Verformungsmodul bereits ab Wird der Span nungsbereich oberhalb 40 der Bruchspannung ber cksichtigt ist das Verhalten in abge schw chter Form hnlich Bei den auf L sslehm durchgef hrten Versuchen kann der Verlauf des Verformungsmo duls ann hernd durch zwei Geraden beschrieben werden Je eine Gerade zeigt die Abnah me von E mit zunehmendem Spannungsbereich der von 20 bzw
225. st Dies ist z B bei den Messungen boe s II und VI der Fall In beiden F llen lag die gleiche Lage rungsdichte vor Jedoch differieren die Bruchspannungen um 430 kPa Eben jene 430 kPa machen den Unterschied zwischen einer Kapillarkoh sion von 2 5 bzw 5 kPa aus wie sie aus der R ckrechnung ermittelt wurden Die im Versuch erhaltenen Bruchk rperformen stimmen mit den aus analytischen Berech nungen ermittelten Formen berein F r die Versuche mit einer B schungsh he von 40 cm tritt die Bruchscholle am B schungsfu aus Bild 5 10 links Bei einer B schungsh he von 60 cm sind die Bruchk rper in der B schung ausgetreten wie in Bild 5 10 rechts zu sehen ist Die Ausbreitung an der Oberfl che erfolgte bei den Versuchen mit Sand im Win Tabelle 5 2 Aus R ckrechnung ermittelte mittlere Scherparameter des Sandes bei den B schungsversuchen Einbau Lagerungs en Initial Reibungs Kapillar trockendichte dichte spannung Porenzahl winkel koh sion Pa g cm D pe kPa eo g c kPa boes I 1 830 1 03 1 486 9 0 443 45 3 5 boe s II 1 815 0 98 1 482 6 0 454 45 5 0 boe s IM 1 753 0 74 537 6 0 506 41 2 0 boe s IV 1 793 0 89 810 6 0 473 43 2 5 boe s V 1 800 0 92 792 2 0 467 44 2 0 boe s VI 1 815 0 98 1 052 5 0 455 45 2 5 Bild 5 10 Bruchschollen von B schungen unterschiedlicher H he im Sand Austritt der Gleitfuge am B schungsfu Links bzw in der B schung selbst rechts
226. st tzt sich dabei auf einen hyperbolischen Last Verschiebungsansatz welcher in Kapitel 3 ausf hrlich beschrieben wird In einem eigenen Versuchsprogramm wurden zum einen Teil Messungen unter Labor bedingungen durchgef hrt Die Versuchsrandbedingungen sowie die verwendeten Ver suchsb den werden in Kapitel 4 beschrieben und in Kapitel 5 die erzielten Messergebnisse diskutiert Der zweite Teil des Versuchsprogramms beinhaltete Messungen im Feld die in Kapitel 6 betrachtet werden Dabei wurden erste Erfahrungen mit der Messung des Last Setzungsverhaltens mobiler Baumaschinen bei verschiedenen Untergrundbedingungen ge sammelt Anhand von Finite Elemente FE Berechnungen wird der oben genannte Kurvenansatz zur Darstellung des Last Setzungsverhaltens weiter verifiziert Zum Vergleich der Ergeb nisse wird einerseits das Mohr Coulomb Modell und andererseits das h herwertige Hardening Soil Modell verwendet Kapitel 7 Neben axialsymmetrischen Berechnungen werden hierzu auch dreidimensionale FE Simulationen durchgef hrt Dadurch ist es m g lich komplexere Randwertprobleme wie z B die Ber cksichtigung von Hohlr umen im Untergrund und Gr ndungen bzw Abst tzungen im Bereich von B schungen detaillierter zu betrachten und zu bewerten F r die Messaufgabe selbst ist der vollautomatische Ablauf der Messung Auswertung und Beurteilung eine der wichtigsten Randbedingungen so dass der Maschinenf hrer keinen zus tzlichen Arbeitsa
227. stellt sich noch die Frage inwiefern die Grundbruchspannung beim Arbeiten mit mobilen Baumaschinen auf dicht bis sehr dichten gelagerten Untergrundbedingungen relevant ist Wie in Kapitel 4 ausgef hrt wurden einige der Messungen unter Laborbedingungen auf Sand bei Untergrundverh ltnissen mit einer Lagerungsdichte D gt 0 8 ausgef hrt Die Last fl che hatte einen Durchmesser von 0 3 m Beim Einsatz von mobilen Baumaschinen kann generell davon ausgegangen werden dass Abst tzplatten mit einer Fl che von mindestens 0 6 0 6 m unter die St tzbeine platziert werden was einer Vergr erung der Fl che um das 5 fache bedeutet und dabei ein duktileres Verhalten aufzeigen Tabelle 9 5 Umrechnung der Bruchspannung aus den Laborversuchen auf Sand mit Lagerungsdichten D gt 0 8 auf die Mindestabst tzfl che mobiler Baumaschinen Einbau mittl Bruch r mittl Bruch trocken Lagerungs Reibungs Kapillar us spannung pr dichte dichte winkel koh sion P Pr Mindest eee Laborversuch i Pa D g P c kPa kPa abst tzung g cm kPa dicht I 1 821 1 0 45 5 5 1 826 4 2 356 3 dicht I 1 763 0 78 41 7 0 1 284 6 1 546 7 dicht II 1 791 0 88 43 7 0 1 581 6 1 949 2 dicht IV 1 816 0 98 45 5 0 1 697 7 2 234 7 128 __ Kapitel 9 Entwickelte Software f r die Datenerfassung und Tragf higkeitsprognose Mit Hilfe der Grundbruchgleichung in Gleichung 2 4 bzw Gleichung 2 5 f r Funda me
228. suche im Vergleich mit exakten Hyperbeln 4 Lastplattenversuche unter Laborbedingungen Reproduzierbare Versuchsrandbedingungen k nnen generell im Labor einfacher realisiert werden als im freien Feld Daher wurde auch f r dieses Forschungsvorhaben ein Labor versuchsprogramm erstellt bei dem das Aufstellen von St tzbeinen mobiler Baumaschinen simuliert werden kann Die verwendeten B den sowie die Versuchsrandbedingungen sind Bestand der folgenden Ausf hrungen Eine ausf hrliche Diskussion der erzielten Ergeb nisse wird in Kapitel 5 gegeben 4 1 Beschreibung der verwendeten Versuchsb den Wenn in der Geotechnik von B den gesprochen wird so werden diese in bindige und nichtbindige B den unterteilt F r beide Bodenarten wurden B den ausgesucht welche bereits bei vielen Forschungsarbeiten verwendet wurden So liegen ausreichende Kennt nisse ber das Verhalten und die Eigenschaften des Rheinsandes und des Heilbronner L sslehms vor Die bei diesem Forschungsvorhaben erzielten Messergebnisse k nnen somit gut bewertet und eingesch tzt werden Das jeweilige Bodenmaterial wurde lagenweise mit einer Gesamtm chtigkeit von etwa 0 9 m in die Versuchsgrube auf welche im Kapitel 4 2 n her eingegangen wird eingebaut Jede eingebaute Lage hat eine M chtigkeit von ca 0 3 m Diese Schichtm chtigkeiten wurden anhand des zur Verf gung stehenden Verdichtungsger ts ein mittlerer Vibrations stampfer gew hlt ber die ganze Schicht konnte s
229. swertungen der pot gemessenen Setzungen der Feldmess serie V mit Hilfe von Methode 1 in Abh ngigkeit des ber cksichtigten Spannungsbereichs Pr Pr Evo E pe pers pr MPa MPa 9 2 Auswertung der potentiometrisch gemessenen Daten 117 Bei der Auswertung der Ergebnisse von Messung V 6 sei darauf hingewiesen dass sich der ber cksichtigte Spannungsbereich auf das bei der Abst tzung der Maschine erreichte Spannungsverh ltnis von p Pmasch 0 255 bezieht siehe Bild 6 10 und nicht auf das maximal aufgetretene nach Schwenken des Maschinenauslegers Bild 9 10 zeigt das Verh ltnis zwischen den potentiometrisch gemessenen und den daraus nach Methode 1 extrapolierten Bruchspannungsverh ltnissen die ber die ber cksichtigten Spannungsbereiche aufgetragen sind In Messung V 3 bei der die Bruchspannung des Bodens erreicht wurde konnte die Bruch spannung immer sehr gut mit Hilfe des hyperbolischen Ansatzes extrapoliert werden Der Spannungsbereich von 40 50 ist hierbei eine Ausnahme Bei genauerer Analyse stellte sich heraus dass in diesem Bereich f r eine aussagekr ftige Vorhersage zuwenig Daten punkte f r zur Verf gung standen Die gute bereinstimmung der extrapolierten Bruch spannung beruht darauf dass das Bodenverhalten duktil war und die Messkurve von Be ginn an einen hyperbolischen Kurvenverlauf Bild 6 14 aufweist Die Resultate von Messung V 6 bed rfen einer etwas genaueren Analyse Im ersten Mo m
230. t an Herrn Dr rer nat Gottfried Sawade der mich von Beginn an bei messtechnischen Fragen und der Erstellung der Auswertesoftware tatkr ftig unterst tzt und so ma geblich zum Gelingen der Arbeit beigetragen hat Um eine praxisnahe Forschung sicherzustellen wurde ein projektbegleitender Arbeitskreis gebildet Die bei den regelm ig stattfindenden Sitzungen vorgetragenen kritischen Fragen und die kontroversen Diskussionen haben stets die Forschungsergebnisse hinterfragt und so die Arbeit erheblich vorangebracht Herrn Dr Ing Stephan Gelies als Obmann des Arbeits kreises und Herrn Eckehard Reichel von der Forschungsvereinigung Bau und Baustoffma schinen danke ich im Besonderen Ohne finanzielle F rderung l sst sich eine Forschungsarbeit nicht realisieren Der Unterst t zung durch die Arbeitsgemeinschaft industrieller Forschungsvereinigung Otto von Guericke e V gilt mein Dank Durch meine Familie habe ich die gr te Motivation und Unterst tzung erfahren Meinen Eltern danke ich daf r dass Sie mir jegliche Unterst tzung haben zukommen lassen damit ich eine fundierte Ausbildung erhalten konnte F r das ausdauernde und geduldige Gegen lesen meiner Arbeit danke ich meinem Vater besonders Ein ganz besonderer Danke gilt meiner Frau Heike Sie hat mir zu jeder Zeit Kraft und R ckhalt gegeben so dass ich mich 100prozentig auf die mir gestellte Aufgabe konzentrieren konnte Peter Beutinger Inhalt Einleitung und Motivati
231. t gelagertem Sand im Labor und dabei auf getretene Bruchbilder Bruch Versuchs Puman Pinhan Grenz Bodenart trockendichte wassergehalt bezeichnung pa g cm w spannung Pr kPa Sand dicht II 1 1 649 6 Messene It spe 0 86 jl sane we 1 513 7 l Sand dicht IV 1 1 614 2 Messserie IV D 0 98 dicht IV 2 1 816 5 2 1 726 0 f dicht IV 3 1 750 0 Bodenspannung p kPa e dicht IIV1 400 f 4 dicht IIV2 200 0 g T T T T T T T T O 20 40 60 80 100 120 140 Setzungen s mm De gt 12 L ON COO Bodenspannung p kPa SHEE dicht IV 1 400 dicht IV 2 7 200 dicht IV 3 0 0 20 40 60 80 100 120 140 Setzungen s mm 153 Arbeitslinien der Grundbruchversuche auf locker gelagertem Sand und simulierten Hohl r umen im Labor und dabei aufgetretene Bruchbilder Bodenspannung p kPa Bodenspannung p kPa se Einbau Einbau a Bodenart ge trockendichte wassergehalt bezeichnung Is ems w spannung le pr kPa Sand locker I 1 254 7 Messserie V D 0 locker 12 1 552 4 0 301 3 Sand hohl I 1 1 056 8 Messserie VI D 0 95 hohl I 2 1 809 4 5 971 9 Hohlraum hohl 1 3 891 3 500 400
232. tandardisierter Versuch bei dem es in erster Linie nicht um die Ermittlung der Bruchspannung und des Versagensmechanismusses des Bodens geht sondern der zur Bestimmung und Beurteilung des Verformungsverhaltens des unter suchten Erdplanums dient Ziel des hier vorgestellten Forschungsvorhabens war ein Verfahren zu entwickeln mit welchem ein Versagen des Untergrunds aufgrund zu klein gew hlter Abst tzfl chen unter den St tzbeinen vermieden werden sollte Durch Erfassen des Verformungsverhaltens des Untergrundes beim Aufstellen der Maschinen sollte mit Hilfe einer zu entwickelnden Software aufgrund einer Extrapolation ermittelt werden inwiefern die gew hlte Abst tz fl che ausreichend gro gew hlt wurde Ein Augenmerk bei der Entwicklung des Systems lag beim automatischen Einsatz d h ohne zus tzliche Vorbereitungsma nahmen und Ein gaben des Bedieners auf der Baustelle F r das Forschungsvorhaben wurden in Anlehnung an den klassischen Plattendruckver such Messungen unter Laborbedingungen durchgef hrt Dabei wurde das Aufstellverhalten 135 136 Kapitel 11 Zusammenfassung und Ausblick mobiler Baumaschinen simuliert Die Versuche die in der Versuchshalle an der FMPA Stuttgart durchgef hrt wurden dienten dem Zweck Messdaten zur Ermittlung des Verfor mungsverhaltens zu erhalten und um die ben tigte Messeinrichtung zu entwickeln und zu erproben Bei den Messungen wurden zwei unterschiedliche B den je ein bindiger und ein nic
233. teht aus einer ent sprechenden Anordnung von Widerst nden R und Kondensatoren C zur Filterung von Frequenzanteilen Der bei diesen Messungen verwendete Filter besitzt eine obere Grenz frequenz von 24 Hz Bei der Datenauswertung werden die Messsignale durch einen nume rischen Filter weiter bearbeitet 8 3 Messkarte zur Datenerfassung und Steuerungssoftware Die digitale Datenerfassung bietet gegen ber der herk mmlichen analogen Methode den Vorteil dass die Messdaten automatisch in Datenfiles gespeichert werden und somit schnell mit Hilfe von entsprechenden Tabellenkalkulationsprogrammen ausgewertet wer den k nnen Diesem Vorteil steht aber auch ein Nachteil entgegen In der digitalen Daten erfassung wird die Genauigkeit der Messung durch die Aufl sung der verwendeten Messanlage begrenzt Zur Bestimmung der Anforderungen an die Messwerterfassungsanlage Au ist neben der Aufl sung der Messkarte Am noch der maximale Spannungsbereich Vm der eingelesenen 8 3 Messkarte zur Datenerfassung und Steuerungssoftware 97 Messdaten und die Aufl sung des angeschlossenen Sensors SF Gleichung 8 4 zu be r cksichtigen A a ae 8 4 A 2 wobei x die Aufl sung der Messkarte in Bit minus eins ist Dieses eine Bit ist das Vorzeichenbit mit dem positive und negative Werte unterschieden werden Zur Bestimmung der ben tigten Aufl sung der Messkarte bei Erreichen einer Genauigkeit von Am mg wird Gleichung 8 4 nach x aufgel st x
234. ten Anzahl der Elemente wurde die im Versuch verwendete Kreisplatte durch ein fl chengleiches Quadrat ersetzt Die Lastplatte wurde wiederum durch ein entsprechendes Plattenelement modelliert Weiter konnte das Modell aufgrund zweier Symmetrieachsen auf ein Viertel wie in Bild 7 13 dargestellt reduziert werden Das generierte Modell besitzt im Grundriss die Abmessungen 1 2 x 1 2 m und ist 0 9 m tief Im verwendeten FE Code wird das r umliche Modell aus einer zweidimensionalen Ansicht x y Ebene in die dritte Ebene z Ebene extrudiert In die z Ebene kann das Modell durch verschieden dicke Ebenen beliebig fein generiert werden Im Gegensatz zu den Dreieckselementen im 2D Programm werden im 3D Tunnelprogramm dreieck f rmige Prismenelemente mit 15 Verschiebungsknoten und 12 Gau schen Integrations punkten verwendet Die Handhabung dieser Elemente und die Netzgenerierung ist in BRINKGREVE VERMEER 2001 beschrieben 7 3 R umliche FE Berechnungen 85 Bild 7 13 3D FE Modell zur Berechnung der Tragf higkeit des Untergrunds mit einem durch ein PVC Rohr simulierten Hohlraum Tabelle 7 2 Scherparameter f r die r umlichen Berechnungen der Hohlraumversuche mit dem MC Modell Parameter oben mitte unten y kN m 18 9 18 8 18 5 Q 44 42 41 kPa 2 y 8 6 5 E MPa 45 40 38 v 0 33 0 33 0 33 Ko 0 305 0 331 0 344 OCR 4 4 4
235. ten Sand Bild 5 8 Bruchfigur links und verformtes Rohr rechts nach Belastung des sehr dicht gelagerten Sands mit Hohlraum unter der Lasteinleitungsfl che 5 3 Ergebnisse der Lastplattenversuche an B schungen 45 eingebauten Rohr aus wobei gro e plastische Verformungen im Rohr aufgetreten sind Die Verformung des Rohres wird dadurch deutlich dass bei zunehmenden Setzungen nach Eintreten des Bruchs keine signifikanten Spannungsanstiege zu erkennen sind Erst wenn der Hohlraum vollst ndig zusammengedr ckt ist kann dies wieder auftreten 5 3 Ergebnisse der Lastplattenversuche an B schungen Gute Reproduzierbarkeit der Versuchsergebnisse wurde auch bei den Messungen mit modellierten B schungen erzielt Wie bereits bei den Grundbruchversuchen wird auch hier der bersichtlichkeit wegen nur eine Auswahl an Arbeitslinien auf sehr dichtem Sand in Bild 5 9 gezeigt Entscheidend f r die ermittelten Bruchlasten k nnen erstens die Lage rungsdichte D zweitens der Abstand A der Lastplatte zur B schungskante sowie drittens die B schungsh he h und neigung a sein Bei Betrachtung der Sandversuche sind die Versuchsrandbedingungen sowie die erzielten Werte f r die Bruch Grenzspannung und die aus R ckrechnung bzw aus Korrelation ermittelten Scherfestigkeiten in Tabelle 5 2 angegeben Im Vergleich mit den Grundbruch versuchen sind identische Reibungswinkel ermittelt worden und die r ckgerechnete Kapillarkoh sion liegt zwischen 2 und 5
236. terschiede beruhen auf zwei verschiedenen Problemen 8 8 y Beschl Poti T 6 Beschl Poti Fs 6 Beschl gemessen g Beschl Neigkorr E Beschl Neigkorr E j Beschl gemessen So 4 fo op op B gt g 2 a 3 201 r er 3 0 4 3 5 lila re 2 T 4 T 0 5 10 15 20 25 30 35 0 5 10 15 20 25 30 35 Zeit t s Zeit t s Bild 9 16 Vergleich der mit und ohne Neigungskorrektur und aus zweifacher Ablei tung der potentiometrisch gemessenen Setzungen ermittelten Beschleunigungen der Messungen mit B schungen aus Sand boe s II 1 links und boe s IIV 2 rechts 122 Kapitel 9 Entwickelte Software f r die Datenerfassung und Tragf higkeitsprognose Problem Nummer eins ist die Temperatur Die Temperaturdrift hat aufgrund der realtiv kurzen Messzeit keinen Einfluss Es konnte jedoch festgestellt werden dass die Absolut temperatur eine Abweichung bewirkt Der Offset am Anfang der Messung resultiert somit einerseits aus einer m glichen Schiefstellung der Lastplatte auf den der Beschleunigungs sensor montiert ist und andererseits aus der absoluten Temperaturabweichung Beispiel haft ist in Bild 9 15 links zu sehen dass der unkorrigierte Offset von ca 1 7 mm s auf 0 9 mm s verringert wurde Der restliche Anteil des Offsets resultiert also aus der Tempe ratur Eine Temperaturkompensa
237. thode 3 i J gt en iea Eoo o 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich Verh ltnis Ev Evo Verh ltnis Ev Evo Verh ltnis Ev Evo 2 0 1 5 1 0 0 5 0 0 4 0 3 5 3 0 2 5 2 0 1 5 1 0 0 5 0 0 pot Daten 9 Methode 1 Methode 2 Methode 3 173 STE 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich S pot Daten 9 Methode 1 Methode 2 Methode 3 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich pot Daten amp Methode 1 Methode 2 Methode 3 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich 174 Anhan Messung LL I 1 14 0 4 0 x 12 0 T S pot Daten 5 S pot Daten 3 0 H 97 Methode 1 5 10 0 1 Methode 1 Pe ees s Methode 2 emoce 80 Methode 3 F amp a 6 0 E a E 4 0 5 D gt gt 20 0 0 20 20 20 20 20 40 40 40 40 20 20 20 20
238. tion ist somit f r weitere Messungen aufgrund der Sensiti vit t des Aufnehmers vorzunehmen Das zweite Problem entsteht mit der Art der Neigungsmessung Wie in Kapitel 10 3 aus f hrlich beschrieben wird durch zwei kapazitive Neigungssensoren die Schiefstellung und die infolge der Belastung auftretende Verkippung gemessen Der Ausgleich der gemes senen Beschleunigung um die aufgetretene Schiefstellung kann damit erreicht werden Wie aus Bild 9 15 links und 9 16 rechts ersichtlich ist die Kompensation nicht ganz exakt Im ersten Fall f llt der Ausgleich zu gering aus im zweiten Fall ist er zu gro Grund hierf r ist dass die erfassen Verkippungen nicht ganz frei von den auftretenden Beschleunigungen sind Die ged mpften Sensoren weisen noch eine zu gro e Einschwing zeit auf Die Verwendung von Sensoren welche quasi unabh ngig von der Bewegungsge schwindigkeit Beschleunigung und deren Richtung sind ist bei zuk nftigen Messungen zu verwenden 3 0 1 5 DAR 1 0 aga 8 0 4 0 S pot Daten 40 ar 3 5 Methode 1 Methode 2 60 A 5 5 Ss Methode 3 S pot Daten S 5 0 9 Methode 1 S 2 5 Methode 2 Su 4 0 Methode 3 m 2 0 E E is S D gt Verh ltnis p pE 2 0 gar 1 0 0 5 0 0 0 0 20 20 20 20 20
239. tional Conference on the Geotechnics of Hard Soils Soft Rocks Neapel pp 861 ff Balkema Rotterdam 1998 Vogt C Experimentelle und numerische Untersuchung tiefliegender dreidimensionaler Bruchvorg nge am Beispiel horizontaler Schraubanker Tagungsband 25 Baugrundtagung Forum f r junge Geotechnik Ingenieure Stuttgart S 25 26 1998 30 31 32 33 34 35 36 37 38 39 40 41 42 43 44 45 Vogt C Bonnier P G Vermeer P A Analyses of NATM tunnels with 2D and 3D Finite Element Method Proceedings of the 4th European Conference on Numerical Methods in Geotechnical Engineering Udine Italy pp 211 219 Springer Verlag Wien 1998 Schanz T Vermeer P A On the Stiffness of Sands G otechnique Special issue on Pre failure Deformation Behaviour of Geomaterials pp 383 387 1998 Vermeer P A Neher H P A Soft Soil Model that Accounts for Creep Proceedings of a Workshop on Stability of Embankments on Soft Soils Delft 1998 Vermeer P A Meier C P Standsicherheit und Verformungen bei tiefen Baugruben in bindigen B den Tagungsband Vortr ge der Baugrundtagung 1998 Stuttgart S 133 150 1998 Vermeer P A Meier C P Stability and deformations in deep excavations in cohesive soils Proceedings International Conference on Soil Structure Interaction in Urban Civil Engineering Darmstadt Geotechnics No 4 Vol 1 1998 The P Vermeer P A
240. tslinie eine konkave Form erhalten und mit dem gew hlten Hyperbelan satz nicht beschrieben werden siehe Bild 9 3 Der relevante Datenbereich endet zu jenem Zeitpunkt an welchem die maximale Aufstelllast gemessen wird 9 1 1 Auswertung nach Methode 1 In Methode 1 werden die gemessenen Beschleunigungssignale a t durch zweifache Inte gration ber die Zeit in Setzungen s t umgerechnet siehe Gleichung 9 5 Mit der Methode der kleinsten Fehlerquadrate als Best fit Analyse werden anhand von Glei chung 9 1 die Hyperbel an die Messkurve angepasst und die Parameter pr und E o be stimmt s t a a dt dt 9 5 00 ag ist die vom Sensor in Ruhe gemessene Offsetbeschleunigung Der Nullwert der Be schleunigungsmessungen ist aufgrund des Messprinzips des Sensors siehe Kapitel 8 vom Messort und den Aufstellbedingungen Verkippung abh ngig und muss somit berall neu bestimmt werden Dies wird durch Bildung einer mittleren Ruhebeschleunigung amit Sohlpressung p So Setzung s Bild 9 3 Konkaver Verlauf einer Arbeitslinie aus Eigenverformung der Abst tzplatte und nicht vollfl chigem Kontakt bei Belastungsbeginn 9 1 Programmaufbau und ablau 105 erreicht Bei einer entsprechenden Abtastrate kann diese Mittelung ber n Datenpunkte erfolgen oder bis die Beschleunigungs nderung 0 a einen Wert x und der Lastanstieg p einen Wert y bersteigt Die festzulegenden Parameter n x und y sind dabei von der Genauigke
241. tte aus Kunststoff auf der Auff llung aus L sslehm Versuchsserie VII 6 3 berpr fung des hyperbolischen Ansatzes bei den Feldmessungen 65 Mit zunehmender Belastung gehen die Kurven in einen quasi linearen Verlauf ber Dieser konkave Kurvenanteil resultiert einerseits aus dem nicht vollst ndigen fl chigen Kontakt der Abst tzung mit dem Untergrund vor Belastungsbeginn und andererseits aus den Eigenverformungen der Abst tzplatte infolge der Belastung Bild 6 12 Bei einer normierten Spannung von etwa 46 ist das instrumentierte St tzbein ausge fahren Im Gegensatz zu den Ergebnissen der vorhergehenden Messungen ist das Boden verhalten deutlich steifer und die Tragf higkeit des Untergrunds liegt entsprechend h her Eine Ursache ist in der ungleichm igen Verdichtung zu finden Die Unterschiede d rften allerdings nicht so drastisch ausfallen Viel entscheidender sind die gro en Unterschiede der vor und w hrend der Messserien VI und VII herrschenden Witterungsbedingungen Zeitlich liegen die Messungen mehrere Monate auseinander Vor Versuchsserie VI war die Witterung unbest ndig mit h ufigen Regenperioden Die Messungen selbst konnten bei trockenen Bedingungen durchgef hrt werden Trockenheit und gro e Hitze ber einen l ngeren Zeitraum hinweg mit nur sel tenen kurzen Gewitterschauern waren charakteristisch f r die Zeit vor Messserie VII Dies resultiert in einer Trocknung der oberen Bodenschicht Die Wassergehaltsbesti
242. tts D M amp ZDRAVKOVIC L 1999 Finite element analysis in geotechnical engineer ing Theory Thomas Telford Ltd REINER M 1971 Advanced Rheology Robert MacLehose amp Co Ltd The University Press Glasgow REINHARDT H W KOCH R 1998 Hochfester Beton unter Teilfl chenbelastung Beton und Stahlbetonbau Nr 93 Heft 7 Ernst amp Sohn RILLING B 1994 Untersuchungen zur Grenztragf higkeit bindiger Schiittstoffe am Bei spiel von L sslehm Mitteilungen Institut f r Geotechnik Universit t Stuttgart Heft 40 ROSCOE K 1970 The influence of strains in soil mechanics G otechnique 20 No 2 pp 129 170 SCHANZ T 1998 Zur Modellierung des mechanischen Verhaltens von Reibungsmateri alien Habilitation Mitteilungen Institut fiir Geotechnik Universitat Stuttgart Heft 45 SCHANZ T AND VERMEER P A 1996 Angles of friction and dilatancy of Sand G o technique 46 No 1 Technical Note pp 145 151 SCHANZ T VERMEER P A BONNIER P G 1999 The hardening soil model formu lation and verification Brinkgreve Ed Beyond 2000 in computational geotechnics A A Balkema pp 281 296 SCHLEICHER F 1926 Kreisplatten auf elastischer Unterlage Springer Verlag SCHLEICHER F 1955 Taschenbuch f r Bauingenieure Band U 2 Auflage Springer Verlag SCHEIDIG A 1934 Der L und seine geotechnischen Eigenschaften Verlag Theodor Steinkopff Dresden SCHMIDT H
243. tzbein auftreten kann Die Versuche bei denen die Maximalspannung auf die Abst tzung simuliert wurde sind in Tabelle 6 1 mit pmasch Maxlast bezeichnet Nicht immer war es m glich die Zusatzgewichte am Ausleger anzubringen geschweige denn den Aufstellvorgang aufgrund einer zu klein gew hlten Lastaufstandsfl che zu be enden Bei jenen Messungen wurde nur das Ausfahren des St tzbeins zur Belastung ver wendet Dies sind jene Versuche welche mit St tzbein ausgefahren bezeichnet wurden Infolge der unterschiedlichen Belastung variierte die Versuchsdauer von einigen Sekunden bei den Messungen bei denen nur das instrumentierte St tzbein ausgefahren wurde bis zu 30 Minuten wobei das Spannungs Setzungsverhalten zus tzlich ber die gesamte Arbeits phase und das Drehen des Auslegers um 360 erfasst wurde 6 2 Ergebnisse der Feldmessungen Im folgenden werden die Ergebnisse der Feldmessungen mit mobilen Baumaschinen in zwei Kategorien dargestellt und diskutiert Diese Einteilung erfolgt aus der prinzipiellen Abh ngigkeit des Spannungs Setzungsverlaufs vom anstehenden Untergrund Kategorie eins enth lt die Ergebnisse der Messungen auf wenig nachgiebigem Untergrund Die Resultate der Messungen auf nachgiebigem weichem Untergrund werden anschlie end in Kategorie zwei dargelegt Um die Messergebnisse welche mit unterschiedlichen mobilen Baumaschinen erzeugt wurden vergleichbar zu machen werden die gemessenen Spannungen p ber die m
244. uchen nach KONDNER 1963 und KONDNER et al 1963 genannten Arbeiten von Kondner und Zelasko gest tzt und so den gew hlten Ansatz be kr ftigt Bild 3 2 zeigt einige Versuchskurven von Kondner und Zelasko in der transformierten hyperbolischen Darstellung Die Daten wurden in Versuchen mit locker und dicht ge lagertem Sand sowie mit einem aufbereiteten Illit 1 ermittelt Anhand des in Gleichung 3 1 gew hlten Ansatzes wurden die entsprechenden Hyperbeln bestimmt und zus tzlich in Bild 3 2 abgebildet Die gemessenen Versuchsergebnisse aus dem Triaxialger t werden von den analytisch bestimmten Hyperbelkurven sehr gut beschrieben Von den zuvor genannten Verfassern wurden einige weitere Resultate aus Triaxialversuchen von anderen Autoren untersucht und in ihren Arbeiten dargestellt und ausf hrlich diskutiert Auch hier lie en sich die Versuchskurven durch die hyperbolische Funktion sehr gut beschreiben Wie bereits erw hnt sollten im weiteren Verlauf der Untersuchungen nicht die Ergebnisse von Triaxialversuchen erforscht werden sondern das Bodenverhalten bei der Belastung infolge der St tzbeine mobiler Baumaschinen Das Abst tzen von mobilen Baumaschinen erfolgt heutzutage in der Regel durch hydraulische St tzbeine Diese leiten die auftreten den Lasten ber entsprechende Abst tzplatten bzw Kanth lzer welche unterlegt werden in den Untergrund ein Der dabei auftretende Spannungs Dehnungszustand ist dem Platten druckversuch entsp
245. ufwand hat Es war somit notwendig ein bezugspunktunabh ngiges Messsystem zu entwickeln Die Machbarkeit der Messungen sowie die Anforderungen an die ben tigten Messaufnehmer werden in Kapitel 8 beschrieben Kapitel 9 behandelt das selbst entwickelte Softwareprogramm welches zur Auswertung und Extrapolation der Messdaten verwendet wird Zusammen mit dem Messverfahren er gibt sich daraus ein Expertensystem das die M glichkeit er ffnet zun chst unter Laborbe dingungen die Tragf higkeit des Bodens zu prognostizieren Wenn nicht nur w hrend dem Ausfahren der St tzbeine sondern auch w hrend des Betriebs Setzungen und Lasten ge messen werden ist eine weitere Computer berwachung der Standsicherheit m glich Wie im Tunnelbau ergeben sich somit nicht nur Standsicherheitsanalysen sondern auch eine Beobachtungsmethode Der entwickelte Prototyp eines Last Verschiebungssensors wird in Kapitel 10 erl utert Dieser ist in der Lage die angreifenden Lasten in drei Achsen zu messen so dass es damit auch m glich ist auftretende Horizontallasten und deren Richtung zu erfassen Weiter werden die auftretenden Setzungen und die Verkippungen der Abst tzfl che gemessen Durch die Schutzrechtsanmeldung beim Deutschen Patentamt soll das entwickelte Ver fahren f r die am Projekt beteiligten Firmen gesichert werden Kapitel 11 fasst diese Arbeit zusammen und gibt einen Ausblick auf die geotechnische Beurteilung der Standsicherheit mobiler Baumaschinen
246. und der ermittelten Kurve ist aber bei den in Gleichung 9 27 als Funktion der Sandkurve und Gleichung 9 28 f r den L sslehm etwas gr er Wenn nun Messungen durchgef hrt werden ist es f r die hier vorliegenden B den m glich aufgrund der extrapolierten Werte der Bruchspannung pr und dem ermittelten Verformungsmodul Ey Aussagen hinsichtlich der Qualit t der Messergebnisse zu geben Bei Verwendung ein und der selben Maschine werden die Messdaten immer auf dem selben Spannungsniveau 9 2 Auswertung der potentiometrisch gemessenen Daten 115 2400 2000 T e 1600 amp 2 5 1200 S z 5 800 aa O Sand 400 H Hohlraum Sand I A L sslehm 0 T j T T T j T T T T T 1 0 10 20 30 40 50 60 70 80 Verformungsmodul Ey MPa Bild 9 9 F r die Laborversuche auf Sand und L sslehm ermittelte Bruchspannung pr ber den bei einer Spannung von 100 kPa bestimmten Verformungsmodul E aufgetragen erfasst so dass ein Vergleich zwischen Steifigkeit E Wert und Festigkeit Bruchspan nung pr m glich ist Stimmen die anhand des hyperbolischen Ansatzes extrapolierten Werte der Bruchspannung beim selben Verformungsmodul E mit der in Bild 9 9 gezeigten Kurven berein ist die Vorhersage zutreffend Stimmen Sie nicht berein d h sie werden erheblich bersch tzt so m ssen die Werte entsprechend abgemindert werden Dieser Ansatz ist durch weitere Untersuchungen zu verifizieren 9 2
247. ungen die aufgebrachte Sohlpressung p und die aufgetretenen Setzungen s verwendet werden In Bild 3 5 links sind die Ergebnisse der Plattendruckversuche von DESAI UND REESE 1970 auf bindigem Bodenmaterial dargestellt In diesen wurde der Boden bis zum Erreichen des Bruchzustands belastet Die Darstellung der Daten erfolgt analog der Sand messungen Aus der transformierten hyperbolischen Darstellung Bild 3 5 rechts l sst sich erkennen dass die Messdaten vom Belastungsanfang bis zum Erreichen der Bruchlast nahezu uneingeschr nkt als eine exakte Hyperbel betrachtet werden k nnen Somit ist es also m glich auch das Last Setzungsverhalten des Bodens in Plattendruck versuchen anhand des hyperbolischen Ansatzes wie er von KONDNER et al 1963 f r Triaxialversuche bestimmt wurde zu beschreiben 26 Kapitel 3 _Hyperbolischer Ansatz zur Beschreibung des Bodenverhaltens 0 003 Desai 0 0025 x Desai 2 Hyperbeln 0 002 0 0015 Bodenspannung p kPa 0 001 Verh ltnis normierte Setzung Spannung s p 1 kPa 0 0005 0 o T T T T 0 0 04 0 08 0 12 0 16 0 0 04 0 08 0 12 0 16 normierte Setzung s s d normierte Setzung s s d Bild 3 5 links Last Setzungskurven von Plattendruckversuchen auf bindigem Boden nach DESAI UND REESE 1970 rechts Transformierte hyperbolische Darstellung der Plattendruckver
248. ur Ber cksichtigung von be grenzten Lastfl chen die in den Seitenfl chen des Bruchk rpers wirkende Koh sion mit angesetzt Allerdings wird hierbei unterstellt dass die Bruchgeometrie des ebenen Falls Streifenfundament ma gebend bleibt Die Erweiterung von BALIGH AZZOUS 1975 beruht im Aufsetzen von Kegeln bzw Ellipsoiden auf die Endfl chen Deren L ngen werden solange variiert bis eine minimale Sicherheit erreicht wird Das von KOBLER 1982 entwickelte Rechenverfahren beruht auf letzterem Verfahren 2 3 Der Plattendruckversuch und seine Bedeutung in der Geotechnik Bei der Bestimmung des Last Setzungsverhaltens des Untergrunds beim Aufstellen einer mobilen Baumaschine ist es wichtig das Verhalten des Bodens richtig einzusch tzen und zu beurteilen Leicht k nnen Analogien zu geotechnischen Untersuchungsmethoden fest gestellt werden Daher wird in diesem Abschnitt der Plattendruckversuch eingehend betrachtet und das Untergrundverhalten beschrieben weil er ann hernd die selben Rand bedingungen aufweist wie das in dieser Arbeit betrachtete Problem 7 Bis jetzt gibt es noch keine geschlossene Formel mit der die B schungsstandsicherheit bestimmt werden kann 16 Kapitel 2 Geotechnische Grundlagen Der Plattendruckversuch nach DIN 18134 wird in der geotechnischen Praxis zur in situ Beurteilung der Tragf higkeit des Untergrunds sowie dessen Verformungsverhalten einge setzt Hauptanwendungsgebiet des Versuchs ist bei der
249. ustausch erm glicht Die Daten werden ber eine sogenannte Differenzialmes sung x eingelesen Dabei wird ber eine Leitung das normale positive Signal V und ber eine zweite Leitung das umgekehrte Signal V bertragen Im nachfolgenden Differenzenverst rker auf der Messkarte wird das umgekehrte Signal vom Normalen subtrahiert Dabei wird das Rauschen das z B durch die Kabel induziert wird und eine Signalabweichung durch unterschiedliche Erdung von Sensor und Datenerfassungsanlage eliminiert bzw vermieden Gesteuert wird die Datenerfassung ber den Visual Designer ein vom Messkartenher steller speziell entwickelter Applikationsgenerator Die Programmierung erfolgt in einer graphischen Blockdiagramm Entwicklungsoberfl che Der Aufbau des f r die hier vorge stellten Messungen verwendeten Programms mit den einzelnen Blockverkn pfungen ist in Bild 8 4 prinzipiell dargestellt Kernst cke des Programms sind das Analog Input und das Speichern Feld Im Analog Input Feld werden alle Messkan le und deren Parameter festgelegt Zu den Parametern z hlen der zu verwendende Messbereich der Messkarte 10 V die gew nschte Messrate 200 Hz die Art der Datenspeicherung blockweise kontinuier lich eventuell ben tigte Triggersignaleinstellungen 38 sowie die erforderliche Messkonfi guration single ended differenziell Mit dem Speichern Feld werden die Daten auf die Anzeige der Aktivieren Messkan le Speicherung am Bil
250. wy Bild 4 2 Heilbronner L sslehm im Plastizit tsdiagramm nach Casagrande Bei Versuchseinbau lag der Wassergehalt w im Mittel mit 17 0 etwas ber der Ausroll grenze wp 16 6 Der S ttigungsgrad 15 wurde dabei im Mittel zu 0 81 bestimmt Die Wirksamkeit der Tonminerale hinsichtlich der Beeinflussung der Plastizit t wird durch die Aktivit tszahl I nach SKEMPTON 1953 beschrieben Dar ber hinaus kann auf die im untersuchten Boden vorhandene Mineralart geschlossen werden SCHMIDT 2001 Der in dieser Studie ermittelte Wert f r den L sslehm weist mit I 1 03 auf normal aktive Ton minerale hin Im Vergleich mit den Ergebnissen der anderen Autoren I 0 9 ist dieser Bild 4 3 Mit Sand gef llte Versuchsgrube in der Versuchshalle der FMPA Der S ttigungsgrad gibt an in wie weit der Porenraum des Bodens mit Wasser gef llt ist 16 normal aktive Tonminerale 0 75 lt I lt 1 25 Smoltczyk 2001 32 Kapitel 4 Lastplattenversuche unter Laborbedingungen Wert deutlich gr er was aber mit den h heren Werten f r die Flie grenze und die Plastizit tszahl in Einklang steht 4 2 Versuchsaufbau und Versuchsrandbedingungen Die Messungen wurden in einer etwa 3x 3 m gro en und bis 1 4 m tiefen Versuchsgrube in der Versuchshalle der Forschungs und Materialpr fanstalt Stuttgart FMPA durchge f hrt Bild 4 3 Unerw nschte Witterungseinfl sse wie z B Regen K lte oder auch zu gro e Hitze welche die
251. ymposium pp 123 138 Sydney 2000 Vermeer P A Marcher T Zur Prognose der Horizontalverformungen Tiefer Baugrubenw nde Tagungsband Vortr ge der Baugrundtagung 2000 S 35 46 Hannover 2000 Vermeer P A Ruse N M Punlor A Gollub P Dreidimensionale Analysen einer Tr gerbohlwand Beitr ge zum Workshop Verformungsprognose f r tiefe Baugruben Stuttgart 2000 Schweiger Red S 140 164 Graz 2000 Neher H P Zur Anwendung eines elasto viskoplastischen Stoffgesetzes 26 Bau grundtagung Spezialsitzung Forum f r junge Geotechnik Ingenieure S 38 39 Hannover 2000 Marcher T Vermeer P A Bonnier P G Application of a nonlocal model to the softening behaviour of Hostun sand In Bifurcation and Localisation Theory in Geomechanics Proceedings of the 5th International Workshop on Bifurcation and Localization Theory in Geomechanics Perth 1999 Hrsg M hlhaus H B u a pp 59 67 A A Balkema Publishers Lisse 2001 Vermeer P A Ruse N M On the stability of the tunnel excavation front In Bathe K J Ed Computational Fluid and Solid Mechanics Proceedings First MIT Conference on Computational Fluid and Solid Mechanics June 12 15 2001 Cambridge MA Vol I pp 521 523 Elsevier Amsterdam 2001 Yin J H Vermeer P A Luk S T Wehnert M Cheng Y M Neher H P A Simple Method for Calculation of 1 D Consolidation Settlement of Soils With Creep Geotechnical Deformations and Movem
252. yperbelgesetz nach Methode 1 ermittelt wurde und der gemessenen Bruchspannung Auftragung ber den jeweils zur Auswertung ber cksichtigten Spannungsbereich gen der Suchalgorithmus f r die Bruch bzw Versagensspannung wurde jedoch nach oben auf den achtfachen Wert der gemessenen maximalen Spannung begrenzt Die Bruchlast kann bei den Versuche mit einem steifen Verhalten erst bei relativ hohen ber cksichtigten Spannungsbereichen richtig vorhergesagt werden wie Bild 9 7 zeigt Hier ist das Verh ltnis zwischen dem Sekantenmodul E der im ber cksichtigten Bereich be stimmt wird und dem tangentialen Initialmodul Eyo in Abh ngigkeit vom einbezogen Spannungsbereich aufgetragen 1 0 0 8 7 locker 2 0 6 LL 5 7 dicht IW1 2 0 4 A hohl I 2 J E 3 0 2 5 gt 4 0 0 20 20 20 20 20 40 40 40 40 40 50 70 90 99 50 70 90 99 ber cksichtigter Spannungsbereich Bild 9 7 Ver nderung des Verh ltnisses zwischen Sekantenmodul Ey und Tangenten modul Evo in Abh ngigkeit vom ber cksichtigten Spannungsbereich 9 2 Auswertung der potentiometrisch gemessenen Daten 113 Liegt das Verh ltnis der beiden Moduln ber 80 so wird auch die Bruchlast mehr als deutlich bersch tzt D h die beiden Steifigkeitsmodule sind quasi gleich gro und es liegt im betrachteten Bereich ein ann hernd lineares Verhalten der Arbeitslinie vor Dabei
253. zu er kennen Im rechten Teil von Bild 9 13 sind die Ergebnisse der Messserie VII dargestellt Der sich nach dem konkaven Kurvenbereich anschlie ende lineare Bereich des Spannungs Setzungsverlaufs hat dort angefangen in einen hyperbolischen Verlauf berzugehen 9 3 Auswertung der Messdaten des Beschleunigungssensors Die hier vorgestellten Ergebnisse stammen aus der Auswertung der Messdaten welche mit dem Honeywell Beschleunigungssensor gemessen wurden Die Auswertung erfolgte an hand der zu Beginn dieses Kapitels vorgestellten Methoden 1 bis 3 Um die bersicht zu wahren sind die kompletten zu den Versuchsergebnissen geh rigen Datentabellen analog zu den Tabellen 9 2 und 9 3 im Anhang F dargestellt Ausz ge sind im Folgenden aufge 120 Kapitel 9 Entwickelte Software f r die Datenerfassung und Tragf higkeitsprognose f hrt Zun chst wird auf die Ergebnisse der eigenen Laborversuche und anschlie end auf die der eigenen Feldversuche eingegangen 9 3 1 Ergebnisse der Laborversuche Um eine Vergleichbarkeit mit den Auswertungen der potentiometrisch gemessenen Werte zu erreichen werden die selben Versuche wie im vorherigen Abschnitt dargestellt Dies sind die Messungen locker I 2 dicht IN 1 und hohl I 1 auf einem sandigen Untergrund mit lockerer bis sehr dichter Lagerung bei Messung hohl I 1 mit einem simuliertem Hohlraum unter der Lasteinleitungsfl che und Messung LL II 3 auf einem Untergrund aus L sslehm Zun chst soll der E
254. zus tzlichen Erkundungsmethoden wie z B Georadar k nnen weiterf hrende Unter suchungen zur Ermittlung von Hohlr umen durchgef hrt werden Dadurch beseht die M glichkeit die Tragf higkeitsprognosen abzusichern Durch Auftragung der Bruchspannungen aller Messungen ber den Verformungsmodul das bei einem bestimmten Spannungsniveau ermittelt wurde liegen diese aus geotech nischer Sicht eigentlich auf einer Funktion Hier sind die Ergebnisse in Abh ngigkeit von der Bodenart auf unterschiedlichen Funktionen Ob dieser Ansatz stimmt oder ob es an der Spannungsaufbringung liegt ist anhand von weiterf hrenden Untersuchungen zu ermitteln Sollte sich best tigen dass die Ergebnisse auf einer Funktion liegen dann kann mit der 139 Bestimmung des Verformungsmoduls die Tragf higkeit auch in F llen in denen sich die beim Aufstellen der mobilen Baumaschine gemessene Kurve noch im linearen Ast befindet ermittelt werden Dazu ist die vorhandene Messeinrichtung mit einer Datenerfassung h herer Aufl sung zu verbessern und Neigungsaufnehmer die von Beschleunigungen unabh ngig arbeiten zu verwenden Die Erkenntnisse aus den berwiegend Labormessungen sind durch Messung en im Feld zur Weiterentwicklung des Systems Messeinrichtung und Software zu erwei tern Mit dem neu entwickelten System ist ein wesentlicher Schritt zur zuk nftigen Erh hung der Sicherheit und zur Reduzierung kostspieliger Ger teausf lle und Zeitverluste beim Einsatz

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