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Entwurf von Maßnahmen zur Sicherstellung des erforderlichen Gefälles der Basisdrainage im Falle einer nachträglichen Erhöhung einer Deponie

Diplomarbeit 2001 94 Seiten

Ingenieurwissenschaften - Allgemeines

Leseprobe

Inhaltsverzeichnis:

1. Aufgabenstellung

2. Bodenaufbau

3. Deponieaufbau

4. Ermittlung der Kennwerte der vorhandenen Materialien
4.1. Wechselfolge aus Mittel-/Feinsanden und schmalen Kieshorizonten
4.2. Feinsandiger, schwach toniger Schluff
4.3. Sandiger Kies
4.4. Altlast aus schluffigem Sand, sandigem Kies und Bauschutt
4.5. Planum aus geschreddertem Bauschutt
4.6. Mineralische Dichtschicht
4.7. Basisdrainageschicht
4.8. Massenabfall
4.9. Zusammenstellung der für die Berechnungen erforderlichen Kennwerte

5. Konventionelle Setzungs- und Standsicherheitsberechnung
5.1. Setzungsberechnung nachJelinekundSteinbrenner
5.2. Sicherheit gegen hangparalleles Gleiten
5.3. Sicherheit gegen Böschungsbruch

6. Setzungsberechnung mit dem numerischen Berechnungsprogramm BEFE
6.1 Wahl des Berechnungsausschnitts
6.2 Netzgenerierung
6.3 Erstellen der Materialdatenbank
6.4 Auflagerbedingungen
6.5 Berechnung des Primärspannungszustands
6.6 Berechnung
6.7 Ergebnisse
6.8 Berechnung mit stufenweise zunehmendem Elastizitätsmodul

7. Setzungsberechnung mit dem numerischen Berechnungsprogramm PLAXIS
7.1 Wahl des Berechnungsausschnitts
7.2 Netzgenerierung
7.3 Erstellen der Materialdatenbank
7.3.1 Wechselfolge aus Mittel-/ Feinsanden und schmalen Kieshorizonten
7.3.2 Feinsandiger, schwach toniger Schluff
7.3.3 Sandiger Kies
7.3.4 Altlast aus schluffigem Sand, sandigem Kies und Bauschutt
7.3.5 Planum aus geschreddertem Bauschutt
7.3.6 Massenabfall
7.4 Auflagerbedingungen
7.5 Berechnung des Primärspannungszustandes
7.6 Berechnung
7.7 Ergebnisse
7.8 Berechnung mit linear zunehmendem Elastizitätsmodul

8. Maßnahmen zur Verringerung der Setzungen im Bereich des Deponieplanums
8.1 Verbesserung der Steifigkeit der eingelagerten Altlast
8.1.1 Dynamische Intensivverdichtung
8.1.2 Rüttelstopfverdichtung
8.1.3 Düsenstrahlverfahren
8.2 Erhöhung des Planums
8.3 Zusätzliche Entwässerungsmaßnahmen

9. Beurteilung der Wirtschaftlichkeit der möglichen Verbesserungsmaßnahmen
9.1 Dynamische Intensivverdichtung
9.1.1 Gerätekosten
9.1.2 Personalkosten
9.1.3 Materialkosten
9.4.4 Einzelkosten der Teilleistung
9.2 Rüttelstopfverdichtung
9.3 Düsenstrahlverfahren
9.4 Erhöhung des Planums
9.4.1 Gerätekosten
9.4.2 Personalkosten
9.4.3 Materialkosten
9.4.4 Einzelkosten der Teilleistung
9.5 Zusätzliche Entwässerungsmaßnahmen
9.5.1 Gerätekosten
9.5.2 Personalkosten
9.5.3 Materialkosten
9.4.4 Einzelkosten der Teilleistung

10. Resümee

Anhang A: Literaturverzeichnis:

Anhang B: Abbildungsverzeichnis

Anhang C: Tabellenverzeichnis

1. Aufgabenstellung

Die Aufgabenstellung ergibt sich aus der Situation, dass bei einer sich im Bau befindlichen Mülldeponie der Wunsch entstand, die ursprünglich geplante Schütthöhe auf etwa den doppelten Wert zu erhöhen.

Die Deponie hat eine rotationssymmetrische Geometrie. Das bedeutet, dass sie im Grundriss kreisförmig ausgebildet ist, und die Schütthöhe radial von außen zum Zentrum hin zunimmt.

Die Berechnung erfolgt daher an einem Radialschnitt, der die in Abb. 2.1 dargestellte Geometrie aufweist.

Aufgrund der auf diese Weise beinahe verdoppelten Auflast, sind Setzungen in solch einer Größenordnung zu erwarten, dass das durch die Deponieverordnung geforderte Mindestgefälle der Basisdrainage von 2 % nicht mehr eingehalten werden kann.

Da allerdings die Ausweitung des Deponievolumens auf jeden Fall durchgeführt werden soll, sind nach einer entsprechenden Berechnung der sich wahrscheinlich einstellenden Setzungen, geeignete Maßnahmen zu finden, um eine Deponie, den Richtlinien entsprechend, herstellen und betreiben zu können.

2. Bodenaufbau

Der Bodenaufbau unterhalb der Deponiesohle ist aufgrund einer Aufschlussbohrung bekannt. Beginnend mit der untersten im Bohrprofil ersichtlichen Schicht ergibt sich folgender Bodenaufbau (die Nummerierung entspricht dabei jener in Abb. 2.1):

1. Wechselfolge aus Mittel-, Feinsanden und schmalen Kieshorizonten von dichter Lagerung ab -36 m unter der Geländeoberfläche (GOF) und tiefer
2. feisandiger, schwach toniger Schluff von steifer Konsistenz in einer Schichtstärke von
7 m von -36 m bis -29 m unter GOF
3. sandiger Kies von mitteldichter bis dichter Lagerung in einer Schichtstärke von 29 m von -29 m unter GOF bis GOF
4. Altlast aus schluffigem Sand und sandigem Kies von lockerer bis mitteldichter Lagerung sowie Bauschutt. Diese Schicht ist über fast die gesamte Fläche der Deponiesohle, bis in eine Tiefe von -12 m unter GOF, in den sandigen Kies eingelagert. Im Radialschnitt hat sie eine trapezförmige Geometrie.

Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten

Abb. 2.1 Bodenaufbau - Deponieaufbau

3. Deponieaufbau

Auf die Altlast ist ein Planum (Nr.5 in Abb. 2.1) aus geschreddertem Bauschutt aufgeschüttet. Dieses Planum hat, im Bereich der Rotationsachse der Deponie, eine maximale Höhe von 6m und erstreckt sich mit einer Länge von 210 m ab der Rotationsachse über die gesamte Deponiesohle. Aufgrund dieser Abmessungen ergibt sich ein Gefälle der Oberfläche des Planums von 2,86 %.

Der Aufbau der darüber angeordneten Deponie besteht aus einer Basisbarriere bestehend aus einer 40 cm dicken mineralischer Dichtschicht die in zwei gleich starken Lagen auf das Planum aufgebracht wird und der darüberliegenden Basisdrainage die in einer Schichtstärke von 50 cm vorliegt (Nr.6 und Nr.7 in Abb. 2.1).

Auf diese Barriere wird schließlich der Massenabfall aufgeschüttet (Nr.8 in Abb. 2.1). Bisher war dies bis zu einer maximalen Höhe von 38 m über GOF in einer Stärke von 31,1 m in der Rotationsachse und entsprechend der Geometrie in Abb. 2.1 über eine Länge von 210 m vorgesehen.

Nun möchte man allerdings die Deponie bis auf eine Höhe von 70 m über GOF, dass heißt also um noch einmal 32 m im Bereich der Rotationsachse erhöhen. Aufgrund des natürlichen Reibungswinkels ergibt sich somit auch eine Verlängerung der Sohle, um 20 m, auf eine Gesamtlänge von 230 m.

4. Ermittlung der Kennwerte der vorhandenen Materialien

Für die Ermittlung der Bodenkennwerte liegen keine Labor- oder Feldversuche vor.

Daher mussten die Kennwerte aufgrund von Angaben in der Literatur abgeschätzt oder berechnet werden.

In einem ersten Schritt wurden jene Kennwerte ermittelt, die als Eingabeparameter für die nachfolgende BEFE - Berechnung notwendig sind. Weitere Kennwertfestlegungen folgen später bei den jeweiligen Berechnungen.

Laut Aufgabenstellung ist eine viskoplastische Berechnung mit BEFE gefordert. Viskoplastisches Materialverhalten bedeutet mit zeitabhängigen Dehnungen, die allerdings durch eine Wahl des Viskositätsparameters mit m=0 unberücksichtigt bleiben. Es wurde eine rotationssymmetrische Berechnung nach der Finiten Element Methode (FEM) unter Zugrundelegung des Mohr-Coulomb’schen Stoffgesetzes gemäß der Gleichung t=sn*tanj+c (= Bruchkriterium) durchgeführt.

Durch eine Wahl des Dilatanzwinkels y gleich dem Reibungswinkel j ergibt sich, dass die Fliessfunktion gleich dem plastischen Potential wird und damit eine assoziierte Fliessregel vorliegt. Durch diese Annahme nimmt man allerdings eine plastische Volumsvergrösserung (Dilatanz) des Materials in Kauf.

Durch diese Wahl des Stoffgesetzes ergeben sich für die Berechnung folgende erforderlichen Kennwerte:

- elastische Materialparameter: Elastizitätsmodul E
Poisson (Querdehnungs-) zahl n
- plastische Materialparameter nach Mohr-Coulomb: Kohäsion c
Reibungswinkel j
- für die Belastung und die Berechnung des Primärspannungszustandes: Wichte g
Im folgenden ist für jede Bodenschicht bzw. Deponieschicht separat die Ermittlung der Bodenkennwerte unter Hinweis auf die entsprechenden Literaturquellen dargestellt. Die in eckigen Klammern angeführten Verweise beziehen sich dabei auf die Nummerierung der Werke gemäß dem im Anhang angeführten Literaturverzeichnis.

4.1. Wechselfolge aus Mittel-/Feinsanden und schmalen Kieshorizonten

Gemäß [2] wurde die Korndichte für Sand zu rs=2,65 to/m³ und der Porenanteil als Mittelwert einer Bereichsangabe für Sand bis Kiessand von n=20-50 % zu n=35 % ausgewählt. Weiters wurde angenommen, dass das Material noch imstande ist Wasser zu speichern, was durch einen Wassergehalt von w=5 % ausgedrückt wird.

Mit der Wichte des Wassers von gw=10 kN/m³ ergibt sich aus g’=(1-n)*(gs-gw) die Wichte unter Auftrieb zu g’=11 kN/m³. Dies deckt sich auch mit den Werten für Feinsand laut [3] und [4].

Ebenfalls laut [4] wurde der Reibungswinkel mit j=32 ° gewählt.

Die Kohäsion wurde für die Wechselfolge aus nichtbindigen Böden mit c=0 festgelegt.

Die Poissonzahl wurde gemäß dem für sandigen Kies gefundenen Wert mit n=0,3 festgelegt und schließlich der Elastizitätsmodul mit E=75 MN/m² abgeschätzt.

4.2. Feinsandiger, schwach toniger Schluff

Für diese Schicht wurde gemäß [2] der Porenanteil wiederum als Bereichsangabe für Schluff zu n=40-65 % gefunden. Da feinsandiger einen höheren, schwach toniger Schluff allerdings wieder einen niedrigeren Porenanteil aufweisen würde, wurde der Porenanteil mit n=50 % festgelegt. Ebenfalls aufgrund der Bezeichnung „schwach tonig“ wurde der Wassergehalt mit w=15 % gewählt. Weiters ergibt sich die Korndichte laut [2] für ein Sand/Schluff – Gemisch zu rs=2,67 to/m³. Damit errechnet sich die Wichte unter Auftrieb zu g´=8 kN/m³.

Nach [5] wurde der Reibungswinkel mit j=23 ° und der E-Modul mit E=22 MN/m² als Mittelwert einer Angabe von E=15-30 MN/m² ausgewählt.

Schließlich wurde die Poissonzahl laut [3] mit n=0,4 und laut [4] die Kohäsion als untere Bereichsangabe mit c=10 kN/m² festgelegt.

4.3. Sandiger Kies

Für diesen Boden ergeben sich laut [5] der Porenanteil und der Wassergehalt jeweils als Mittelwert für einen mitteldichten Kiessand zu n=30 % und w=6 %. Damit errechnet sich die Wichte unter Auftrieb mit rs=2,65 to/m³ zu g´=11kN/m³ und für den feuchten Boden mit g=(1-n)*gs*(1+w) zu g=20 kN/m³.

Weiters ergibt sich nach [5] der Reibungswinkel zu j=38 ° und der E-Modul als untere Bereichsangabe zu E=75 MN/m².

Die Kohäsion wurde mit c=0 und die Poissonzahl laut [3] mit n=0,3 festgelegt.

4.4. Altlast aus schluffigem Sand, sandigem Kies und Bauschutt

Die Aufgabenstellung enthält keine weiteren Angaben darüber wie groß die Anteile der einzelnen Komponenten der Altlast sind, so dass man sagen könnte ob es eine dominierende Bodenart in diesem Gemisch gibt.

Grundlage für die Festlegung der Werte für die Poissonzahl, die Kohäsion, den Reibungswinkel und die Wichten für feuchten Boden und Boden unter Auftrieb, waren die Angaben nach [4] für eine Bodenart die sich zwischen schluffigem Sand und sandigem Kies orientiert.

Damit ergeben sich die Wichte des feuchten Bodens, bei einem Porenanteil von n=20 % und einem Wassergehalt von w= 10 %, zu g=18 kN/m³.

Weiters folgen, jeweils als Mittelwert einer Bereichsangabe festgelegt, die Wichte unter Auftrieb mit g’=9 kN/m³, der Reibungswinkel mit j=28 °, die Kohäsion mit c=5 kN/m² und der Elastizitätsmodul mit E=15 MN/m².

4.5. Planum aus geschreddertem Bauschutt

Auch hier liegen keine weiteren Angaben über die Zusammensetzung des Bauschutts vor. Da Bauschutt aber ebenso ein Deponieprodukt ist, enthalten die Richtlinien für Abfallwirtschaft entsprechende Hinweise zu den Bodenkennwerten.

So ist in [6] für die Wichte von Bauschutt ein Bereich von g=12-20 kN/m³ angegeben. Da die vorliegende Schüttung aus geschreddertem also zerkleinertem Bauschutt besteht, und außerdem bei einem Planum von einer guten Verdichtung ausgegangen werden kann, wurde mit g=20 kN/m³ die Obergrenze der Bereichsangabe als Wert für die Wichte des feuchten Bodens herangezogen.

Dieser Wert ergibt sich auch unter Zugrundelegung eines Porenanteils von n=40 % und eines Wassergehalts von w=10 % was nach [2] für einen mitteldichten Kies als charakteristisch angesehen werden kann.

Die Kohäsion wurde ebenfalls nach [6] als ungefährer Mittelwert einer Bereichsangabe von
c=0-15 kN/m² also mit c=10 kN/m² festgelegt.

Nach [5] wurde die Poissonzahl zu n=0,25 und der Elastizitätsmodul als Untergrenze einer Bereichsangabe für Kies, mit der dieses Material sicher verglichen werden kann, zu
E=100 MN/m² gewählt.

Schließlich ergibt sich noch laut [7] der Reibungswinkel zu j=35 °.

4.6. Mineralische Dichtschicht

Wiederum liefert [6] Bereichsangaben hinsichtlich der Kennwerte für eine feinkörnige mineralische Abdichtung. Als Mittelwerte dieser Angaben ergeben sich der Reibungswinkel zu j=25 ° und die Kohäsion mit c=30 kN/m².

Für die Wichte wurde nach [3] gemäß der Angabe für einen ausgeprägt plastischen Ton ein Wert von g=20 kN/m³ gewählt.

Der Wert für den Elastizitätsmodul wurde ebenfalls als untere Bereichsangabe für einen Ton nach [5] mit E=10 MN/m² und die Poissonzahl mit n=0,45 festgelegt.

4.7. Basisdrainageschicht

Da die Basisdrainage üblicherweise aus Kies der Korngröße 16/32 mm besteht, wurden bei der Wahl der Kennwerte die Angaben für gleichkörnigen Kies als Grundlage herangezogen.

Somit wird die Kohäsion mit c=0 kN/m² angenommen und für die Wichte ergibt sich nach [3] ein Wert von g=19 kN/m³.

Laut [5] wird der Elastizitätsmodul wiederum als Untergrenze einer Bereichsangabe für Kies von E=100-200 MN/m² mit E=100 MN/m² festgelegt.

Die Poissonzahl beträgt n=0,25 und der Reibungswinkel als Mittelwert einer Bereichsangabe nach [6] ergibt sich mit j=39 °.

4.8. Massenabfall

Auch über den Massenabfall liegen keine weiteren Angaben über seine Zusammensetzung vor.

In der Literatur finden sich vor allem Angaben zu Hausmüll bzw. Siedlungsabfall und Klärschlamm. Daher wurden für die Berechnungen repräsentative Werte für Hausmüll ausgewählt.

So ergibt sich laut [8] der Reibungswinkel zu j=25 °.

Für die Poissonzahl wird die Auswertung eines Triaxialversuches an zerkleinertem Müll nach [9] zugrundegelegt. Demnach hat sich die Poissonzahl als Mittelwert zu n=0,14 ergeben, wobei allerdings bis zum Ende des Versuches, bei 20 % Längsdehnung, ein Wert von n=0,36 erreicht wurde.

Die weiteren Werte wurden nach [10] gemäß an Hausmüll durchgeführten Untersuchungen ausgewählt.

Damit ergibt sich die Kohäsion als Mittelwert zu c=15 kN/m² und die Wichte in Übereinstimmung mit anderen Literaturangaben wie z.B. in [6] zu g=13 kN/m³. Gemäß der Arbeit „Geotechnics of waste fill“ von Landva und Clark [11] ist eine höhere Wichte als
g=14 kN/m³ sogar nur noch auf Messfehler zurückzuführen.

GabrundValerohaben laut ihrer Veröffentlichung „Geotechnical Properties of Municipal Solid Waste“ [12], aus Versuchen an Proben, die an einer 15 bis 30 Jahre alten Deponieablagerung von Hausmüll durchgeführt wurden, einen Wassergehalt von w=30 % ermittelt. Aufgrund der Angabe des Sättigungsgrades kann man dabei einen Porenanteil von n=70 % ableiten.

Der Elastizitätsmodul ergibt sich schließlich bei einem annähernd linearen Verlauf der Spannungs - Dehnungs Kurve aus einem Triaxialversuch nach [10] zu E=4 MN/m².

4.9. Zusammenstellung der für die Berechnungen erforderlichen Kennwerte

Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten

Tab. 4.1 Zusammenstellung der für die Berechnungen mit BEFE erforderlichen Kennwerte

5. Konventionelle Setzungs- und Standsicherheitsberechnung

Wichtig bei diesen Methoden der Untersuchung der Standsicherheit ist vor allem die Ermittlung der Setzungen, um für die spätere numerische Berechnung einen Anhaltspunkt über die Größenordnung der möglichen Ergebnisse zu haben.

Weiters ist auch die sich aus der Berechnung ergebende Grenztiefe der Belastung eine wichtige Größe zur Beurteilung der Tiefenwirkung der Deponieablagerung und damit der Setzungen.

Allerdings sind auch die ebenfalls durchgeführten Untersuchungen zu hangparallelem Abgleiten und Böschungsbruch von Bedeutung.

5.1. Setzungsberechnung nach Jelinek und Steinbrenner

Die Berechnung wurde auf konventionelle Weise mit Hilfe von Setzungstafeln näherungsweise durchgeführt.

Dafür wurde zunächst die Tafel nachJelinekfür eine dreiecksförmige Verteilung der Last und für eine Berechnung am Punkt der größten Belastung, d.h. in der Rotationsachse, herangezogen. Dieses Modell gilt für eine Linienlast, was als Näherung der realen Situation, für eine Berechnung der maximalen Setzung, als zulässig erachtet wird. DaJelinekdie Einflussbeiwerte I1 zur Berechnung der Normalspannungen infolge der Belastung nur bis zu einer Größe des Verhältnisses der Tiefe y zur Länge b von y/b=10 angibt, wurden ab einer Tiefe von 100 m unter Planum, für die Berechnung die Angaben der Setzungstafel nachSteinbrenner, für eine rechteckförmige Lastverteilung, herangezogen. Diese enthalten die Einflussbeiwerte bis zu einem Verhältnis von y/b=20.

Als Belastung wurde ein, mit der Geometrie der Deponieschüttung, in etwa flächengleiches Dreieck herangezogen. Dieses Dreieck hat eine Höhe von 84 m über dem Planum und eine Länge von 230 m. Bezogen auf eine Fläche von 10 m² ergibt sich somit, bei einer Wichte des Massenabfalls von g=13 kN/m³, eine Belastung in der Rotationsachse von G=84*0,013=1,09 MN/m². Diese Belastung multipliziert mit den Einflussparametern I1 und dem Faktor 23, um die eigentliche Deponiegröße von 230 m Basislänge in Rechnung zu stellen, ergibt die Belastungsspannung Sszus (s.Tab. 5.1).

Dabei ergeben sich die angeführten Werte aus den Eingangsparametern Wichte g, Tiefe unter Planum y und Einflussparameter I1 aus folgenden Formeln:

Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten

Als weitere Größe benötigt man die Primärspannung die sich aus sz=g*y ergibt, wobei y die Tiefe unter dem Planum ist.

Vergleicht man nun die Belastungsspannung mit der 0,2-fachen Primärspannung, erkennt man, dass sich die Grenztiefe bei einer Tiefe von etwas mehr als 92 m unter dem Planum, also im Bereich der Wechselfolge aus Mittel-/Feinsanden und schmalen Kieshorizonten, einstellt (s. Abb. 5.1). Die Grenztiefe gilt als Abschätzung für die Tiefenwirkung der Auflast und der dadurch entstehenden Setzungen.

Für die Berechnung der durch die Belastung induzierten Setzungen ist noch die Kenntnis des Steifemoduls erforderlich. Dieser wurde nachOhde[3] bzw. [26] aus folgender Beziehung für die einzelnen Bodenschichten ermittelt:

Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten

sat ist dabei der mittlere Atmosphärendruck als Vergleichsspannung mit einem Wert von sat=100 kN/m².

Die Parameter ne und we wurden gemäß Angaben für ähnliche Bodenarten dem Grundbau- Taschenbuch [3] entnommen.

Damit ergeben sich folgende Parameter:

- Schicht 5: Planum aus geschreddertem Bauschutt
ne=600 we=0,6
diese Werte orientieren sich an den Angaben für Kies
- Schicht 4: Altlast aus schluffigem Sand, sandigem Kies (locker bis mitteldicht) und Bauschutt
ne=200 we=0,8
ausgewählt als Mittelwert der vorliegenden Angaben für ein Kies-Sand-Feinkorngemisch
- Schicht 3: sandiger Kies (mitteldicht bis dicht)
ne=400 we=0,7
in [3] bezeichnen diese Werte einen sandigen Kies
- Schicht 2: feinsandiger, schwach toniger Schluff (steif)
ne=100 we=0,9
als eine Kombination der Angaben für einen Sand mit Feinkorn und einem leicht plastischen Schluff
- Schicht 1: Wechselfolge aus Mittel-/Feinsanden und schmalen Kieshorizonten (dicht)
ne=300 we=0,7
gemäss den Angaben für Mittel- und Feinsand

Mit Kenntnis der einzelnen Steifemoduli lässt sich die Setzung durch s=Dy*Sszusm/Es ermitteln (s.Tab. 5.1).

Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten

Abb. 5.1 Ermittlung der Setzungsgrenztiefe

Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten

Tab. 5.1 Tabellarische Setzungsberechnung mit Hilfe von Setzungstafeln

Die Gesamtsetzung ergibt sich unter dem Einfluss der Maximalbelastung in der Rotationsachse zu s=1,89 m. Es bleibt noch anzumerken, dass obwohl die in den sandigen Kies eingelagerte Altlast, laut Angabe, nicht bis zur Rotationsachse reicht, diese in dieser Berechnung als über die gesamte Deponiefläche gehend berücksichtigt wurde. Dies begründet sich darin, dass die Altlast offensichtlich eine Schwächezone im gesamten Bodenaufbau darstellt und diese, bei einer Berechnung im Punkt der maximalen Belastung, unberücksichtigt bleiben würde.

5.2. Sicherheit gegen hangparalleles Gleiten

Es ergibt sich aus der Berechnung, dass der Neigungswinkel des Planums und damit der Basisbarriere mit a=1,6 ° so gering ist, dass ein Abgleiten in diesem Bereich nicht stattfindet. Auch ein Abgleiten der 2. Deponieschüttung auf der Ersten ist laut Berechnung nicht zu erwarten.

Beispielhaft ergibt sich für diesen Fall das Eigengewicht der 2. Schüttung zu G=71,70 MN/m. Die abtreibende Kraft ergibt sich somit bei einem Neigungswinkel der 1. Deponieschüttung im vorderen Bereich von a=15,8 ° zu T=G*sina=19,52 MN/m. Die rückhaltende Kraft ergibt sich hingegen allein aufgrund der Reibung, d.h. ohne die Kohäsion in Rechnung zu stellen, zu R=G*cosa*tanj=32,17 MN/m.

Also erhält man bereits allein aufgrund der Reibung eine Sicherheit gegen das Abgleiten von h=R/T=1,64.

Allerdings muss man dabei noch berücksichtigen, dass für die Deponie keine Oberflächen-abdichtung vorgesehen ist, und daher das Regenwasser oder auch andere Wässer ungehindert in die Deponie eindringen können. Derartige Sickerwässer würden in weiterer Folge die Reibung in den Gleitflächen reduzieren. Ein solcher Einfluss auf die Standsicherheit der Deponie wurde allerdings in dieser Arbeit nicht weiter behandelt.

5.3. Sicherheit gegen Böschungsbruch

Unter der Annahme, dass die Gleitfläche in ausreichender Form durch einen Kreis angenähert werden kann, wurde die Böschungsbruchsicherheit durch eine Gleitkreisuntersuchung nach dem Lamellenverfahren nachKreyundBishopbzw. nach dessen Verfeinerung nach DIN 4084 durchgeführt.

Da die ungünstigste Gleitfläche bei geschichtetem Baugrund meist entlang einer Schichtgrenze liegt, wurden die beiden untersuchten Gleitkreise so festgelegt, dass der
1. Gleitkreis nahe der Schichtgrenze zwischen den beiden Deponieschüttungen und der
2. Gleitkreis nahe der Schichtgrenze zwischen dem Müll und dem darunter liegenden Planum verläuft (s. Abb. 5.2). Die Gleitkreise verlaufen dabei jeweils durch den Fußpunkt der Böschung, was bei einem einheitlichen Bodenaufbau und einem Reibungswinkel von j>5 ° der Regelfall ist.

Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten

Abb. 5.2 Darstellung der Gleitkreise zur Berechnung der Böschungsbruchsicherheit

Bei dem Lamellenverfahren wird der gesamte Gleitkörper in Lamellen konstanter Breite bi unterteilt.

Die an einer Lamelle anzusetzenden Kräfte ergeben sich durch folgende Beziehungen:

Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten

Die Summe der Tangentialkräfte, der einzelnen Lamellen, ergibt die abtreibende Kraft, die das Bestreben hat die Scheibe zu drehen. Dem gegenüber steht die Summe der Reibungskräfte Ri die sich aus dem Eigengewicht der Lamelle und der Kohäsion in der Gleitfuge zusammensetzt. Damit berechnet sich die vorhandene Sicherheit gegen einen Böschungsbruch zu h=SRi/STi.

Die erwähnte Verfeinerung nach DIN 4084 besteht darin, dass aus SV=0 die effektive Normalkraft ermittelt wird, und daraus in weiterer Folge die mobilisierte Tangentialkraft.

Für den vorliegenden Fall ergibt sich daraus die rückhaltende Kraft zu:

Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten

Zur Beurteilung der Sicherheit wurde die Deponie in die Kategorie der Lastfallgruppe 2 eingeordnet, da die hauptsächliche Belastung während der Bauphase stattfinden wird. Für diese Lastfallgruppe und für eine Berechnung nach dem Lamellenverfahren nach DIN 4084 ergibt sich nach DIN 1054 eine erforderliche Sicherheit von herf.=1,3 und nach ÖN B4433 von herf.=1,2.

Die Sicherheit gegen einen Böschungsbruch konnte auf diese Weise für den 1. Gleitkreis mit h=1,35 in ausreichender Form nachgewiesen werden (s. Tab. 5.2).Für den zweiten Gleitkreis ergibt sich die Sicherheit mit h=2,51 als noch größer (s. Tab. 5.3).

Damit scheint das einzige Sicherheitsproblem der Deponie in der grossen Setzung des Deponieplanums zu liegen, wodurch die volle Funktionsfähigkeit der Basisbarriere sicherlich nicht mehr gewährleistet werden kann.

Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten

Tab. 5.2 Tabellarische Berechnung der Böschungsbruchsicherheit für den 1. Gleitkreis

Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten

Tab. 5.3 Tabellarische Berechnung der Böschungsbruchsicherheit für den 2. Gleitkreis

6. Setzungsberechnung mit dem numerischen Berechnungsprogramm BEFE

Die numerische Berechnung wurde zunächst mit Hilfe des Programmsystems BEFE in der Version 6.4 durchgeführt.

Wie bereits in Kapitel 4 (Ermittlung der Bodenkennwerte) erwähnt, wurde die BEFE Berechnung nach dem Stoffgesetz von Mohr-Coulomb und mit assoziierter Fliessregel durchgeführt. Die hierfür erforderlichen Bodenkennwerte wurden gemäß den für die einzelnen Bodenschichten in der Literatur gefundenen und in Tab. 4.1 zusammengefassten Werten angewandt.

Die Berechnung erfolgte rotationssymmetrisch nach der Finiten Element Methode (FEM).

6.1 Wahl des Berechnungsausschnitts

Bei einer numerischen Berechnung geht man bei der Wahl des Berechnungsausschnitts näherungsweise von der zwei- bis dreifachen Geometriebreite bzw. -höhe aus.

Daher wurden für eine erste Berechnung die Breite des Ausschnitts mit 480 m ab der Rotationsachse und die Tiefe mit 136 m unter GOF festgelegt.

Die Tiefe mit 136 m unter GOF bedeutet auch, dass der Ausschnitt bis unter die Setzungsgrenztiefe, wie sie in Kap. 5.1 (Setzungsberechnung nachJelinekundSteinbrenner) berechnet wurde, reicht und damit auf jeden Fall ausreichend sein müsste.

Da der Bodenaufbau nicht bis in diese Tiefe erkundet wurde, wurde für die folgenden Berechnungen angenommen, dass die in einer Tiefe von 36 m unter GOF angetroffene Wechselfolge aus Mittel-/Feinsanden und schmalen Kieshorizonten, bis zur maximalen Tiefe des gewählten Berechnungsausschnitts reicht.

Ob die gewählte Größe des Berechnungsausschnitts tatsächlich ausreichend ist, erkennt man erst an der Auswertung der Berechnungsergebnisse, da sich dann, im von der Belastung entferntesten Punkt, auch nach erfolgter Belastung, wieder der Primärspannungszustand einstellen sollte.

6.2 Netzgenerierung

Bei der Eingabe der Geometrie für die Netzgenerierung, wurden die beiden Schichten der Basisbarriere nicht berücksichtigt.

Diese Vereinfachung scheint durchaus zulässig zu sein, weil das Gefälle der Basisbarriere durch das darunterliegende Planum gewährleistet werden muss, und daher für diese Aufgabenstellung eigentlich auch nur die Verformungen des Planums von Bedeutung sind.

Die Schichten der mineralischen Abdichtung und der Basisdrainage werden gezwungener-maßen die Verformungen des Planums mitmachen.

Bei der Netzgenerierung mit BEFE werden standardmäßig Rechteckelemente mit einem Knoten in jedem Eckpunkt verwendet. Als Verfeinerungselemente stehen zwei Typen mit sechs oder acht Knoten zur Verfügung. Für die Berechnungen wurden dabei parabolische Elemente benutzt, um die Rechengenauigkeit zu erhöhen.

In einem ersten Schritt wurde ein relativ grobes Netz generiert, indem man, beginnend mit der Planumsschicht, die Elemente nach außen hin immer größer werden ließ.

Damit ergab sich ein Netz mit 233 Elementen gemäß Abb. 6.1.

Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten

Abb. 6.1 Grobes FE-Netz mit 233 Elementen

Nach den ersten Berechnungsergebnissen an diesem Netz, wurde versucht zu ermitteln, in wie weit sich eine Netzverfeinerung noch auf die Berechnungsergebnisse auswirkt.

Für eine erneute Berechnung wurde ein Netz mit 1272 Elementen gemäß Abb. 6.2. gewählt. Ausgangspunkt für die Netzverfeinerung war dabei wiederum die Planumsschicht.

Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten

Abb. 6.2 Verfeinertes FE-Netz mit 1272 Elementen

Da sich mit diesem Netz die berechneten Setzungen im Bereich des Planums, gegenüber den zuvor erhaltenen Ergebnissen, nur noch um wenige Zentimeter, bezogen auf die Größenordnung der Setzung also um maximal 5 % änderten, wurde angenommen, dass auch eine weitere Netzverfeinerung keine wesentliche Verbesserung der Berechnung mehr bewirken würde.

6.3 Erstellen der Materialdatenbank

Bei der Erstellung der für die Berechnung notwendigen Materialdatenbank wurden die in Kap. 4 (Ermittlung der Kennwerte der vorhandenen Materialien) und in Tab. 4.1 zusammengestellten Kennwerte als Grundlage herangezogen. Es sei noch erwähnt, dass auch für die Wechselfolge, die aufgrund der Größe des Berechnungsausschnitts in einer Mächtigkeit von 100 m vorliegt, für diese Berechnungen der Elastizitätsmodul als konstant über die gesamte Tiefe der Schicht angenommen wurde.

6.4 Auflagerbedingungen

Bei den Auflagerbedingungen wurden für die beiden vertikalen Ränder eine Sperrung der horizontalen Verschiebung und für den unteren Rand eine Sperrung der Verschiebung in vertikaler und horizontaler Richtung gewählt. Für den linken Rand ergibt sich dies aufgrund der Tatsache, dass dies eine Rotationsachse ist und daher eine horizontale Verschiebung nicht möglich ist. Am rechten Auflager gilt dasselbe, da sich der Boden in horizontaler Richtung theoretisch noch unendlich ausdehnt. Für das untere Auflager wird schließlich angenommen, dass die Tiefe ausreicht um auch eine vertikale Verschiebung der Bodenteilchen unmöglich zu machen.

6.5 Berechnung des Primärspannungszustands

Dem Bodenaufbau und auch dem Planum, welches ja nicht als Belastung gedacht ist, sondern zusammen mit dem gewachsenen Boden die Tragschicht darstellt, muss schließlich noch ein Primärspannungszustand zugewiesen werden.

Dabei berechnet sich die Vertikalspannung mit sz=g*y, wobei y die Tiefe unter Planum darstellt und g die Wichte der jeweiligen Bodenschicht ist.

Für die Horizontalspannung wurde vom Erdruhedruck ausgegangen. Der Erdruhedruck-beiwert K0 wurde dabei nach dem Ansatz vonJakymit K0=1-sinj berechnet, wobei j der Reibungswinkel der jeweiligen Bodenschicht ist.

Damit ergibt sich die Horizontalspannung zu sh=K0*sz.

Für die Berechnung wurden dabei drei Bereiche unterschieden:

1. der schmale Bereich zwischen der Rotationsachse und der eingelagerten Altlast (orange Farbe)
2. der Aufbau im Bereich der Altlast (blaue Farbe)
3. der ursprüngliche Bodenaufbau, so wie man ihn neben der Deponieschüttung antrifft (grüne Farbe)

Bereichsdefinition für die Berechnung des Primärspannungszustands

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Abb. 6.3 Bereichsfestlegung für die Berechnung des Primärspannungszustands

Die Ergebnisse der Vertikal- und Horizontalspannungen sind in den Tab. 6.1 bis Tab. 6.3 und Abb. 6.4 dargestellt.

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Tab. 6.1 Primärspannungszustand im Bereich unter der Deponie zwischen der Rotationsachse und der Altlast

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Tab. 6.2 Primärspannungszustand unter der Deponie im Bereich der Altlast

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Tab. 6.3 Primärspannungszustand im Untergrund seitlich der Deponie

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Abb. 6.4 Darstellung der primären Vertikalspannung unter und seitlich der Deponie

6.6 Berechnung

Für die Berechnung wurde das vorliegende Problem in einen Lastfall 1 (LF1), entsprechend dem ersten Schüttniveau und in einen Lastfall 2 (LF2) für die zusätzliche Schüttung unterschieden.

Der LF1 wurde so modelliert, dass die Elemente die die 1. Schüttung diskretisieren mit ihrem Eigengewicht als Belastung auf das Deponieplanum aufgebracht wurden.

Allerdings wurden die Elemente, die die zweite Schüttung beschreiben, auch im LF1 aktiv gehalten. Das bedeutet, dass diese Elemente in der Geometrie zwar vorhanden sind, aber dadurch, dass ihnen kein Gewicht zugewiesen wird, sie auch keinen Einfluss auf die Verformungen haben.

Damit wird ermöglicht, dass diese Elemente im LF2 nicht bei einer Verformung von Null starten, sondern die Verformungen aus dem LF1 bereits mitgemacht und gespeichert haben. Dies ist notwendig, um eine einheitliche Setzung der ersten und zweiten Deponieschüttung im LF2 zu ermöglichen.

Um aber diese Elemente aktiv und deren Einfluss auf die Berechnung trotzdem gering zu halten, wurde ihnen ein Material mit sehr geringem Elastizitätsmodul zugewiesen.

Im LF2 wurden dann der zweiten Schüttfläche als „backfill“ die richtigen Materialparameter für den Massenabfall zugewiesen und ihr Eigengewicht als zweite Belastungsstufe aufgebracht.

Da für die Problemstellung letztendlich nur das Endergebnis von Bedeutung ist, wurde für die plastische Berechnung die Last nicht in mehreren Schichten, so wie es in der Realität der Fall sein würde, sondern für jeden Lastfall in einer einzigen Laststufe aufgebracht. Man erkennt dabei, dass für den LF1 die Lösung bereits nach 20 Iterationen konvergiert und für den LF2 dafür mehr als 50 Iterationen notwendig sind.

6.7 Ergebnisse

Wie schon erwähnt liegt das Hauptinteresse bei der Auswertung der Ergebnisse in der Vertikalverformung des Planums. Obwohl natürlich auch die Ergebnisse über z.B. Normalspannungen oder plastische Punkte von Bedeutung sind, um z.B. die Plausibilität der Ergebnisse beurteilen zu können oder wie in Kap. 6.1 erwähnt die ausreichende Größe des Berechnungsausschnitts sicherstellen zu können.

Da dies allerdings erst für die endgültige Lösung geschehen soll, sind hier zunächst nur die Setzungen des Planums für den LF1 und LF2 für die Berechnung sowohl am groben Netz als auch am verfeinerten Netz dargestellt.

In Abb. 6.5 bis Abb. 6.8 sind dabei in einem vergrößerten Ausschnitt jeweils nur die Deponieschüttung mit darunterliegendem Planum, Altlast und Kiesschicht dargestellt.

Die Schichtgrenzen sind durch die roten Linien gekennzeichnet.

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Abb. 6.5 Vertikalverformung aus dem LF1 bei grobem FE-Netz

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Abb. 6.6 Vertikalverformung aus dem LF1 bei feinem FE-Netz

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Abb. 6.7 Vertikalverformung aus dem LF2 bei grobem FE-Netz

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Abb. 6.8 Vertikalverformung aus dem LF2 bei feinem FE-Netz

Aus den angegebenen Werten erkennt man nicht nur, dass die Setzungen entsprechend den Erwartungen aus der konventionellen Setzungsberechnung, wo das Ergebnis bei s=1,89 m lag (s. Kap. 5.1) sehr hoch sind, sondern auch, dass sich das Planum keinesfalls gleichmäßig setzt.

Aufgrund der in die Kiesschicht eingelagerten weichen Altlast bildet sich eine Setzungsmulde aus, die ihren tiefsten Punkt in einer Entfernung von etwa 26 m in horizontaler Richtung ab der Rotationsachse erreicht (s. Abb. 6.9).

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Abb. 6.9 Setzungslinie bei verfeinertem kleinen Berechnungsausschnitt für den LF2

Damit ergibt sich das Problem nicht nur in der Verformung der mineralischen Dichtschicht, sondern auch in der Beeinträchtigung der Funktion der Basisdrainage. Das bedeutet also, dass es eventuell zu einer ungenügenden Deponieentwässerung kommen könnte.

6.8 Berechnung mit stufenweise zunehmendem Elastizitätsmodul

Wie in Kap. 6.1 dargestellt, müsste die Tiefe des Berechnungsausschnitts mit 136 m unter GOF ausreichend groß gewählt sein, da sie bis unter die Setzungsgrenztiefe von etwas mehr als 92 m unter Planum, wie sie sich laut konventioneller Setzungsberechnung ergibt, reicht.

Da allerdings für die vorangegangene Berechnung der Elastizitätsmodul im gesamten Bereich der Wechselfolge, also über eine Tiefe von 100 m, konstant gehalten wurde, wurde nun untersucht, wie sich der Ansatz eines mit der Tiefe zunehmenden E-Moduls auswirkt.

Dieser Ansatz entspricht sicher eher der Realität, weil aufgrund von kompakterer Lagerung auch in der Natur die Steifigkeit des Bodens im Regelfall mit der Tiefe zunimmt.

Als Ergänzung wurde dann auch die Tiefe des Berechnungsausschnitts noch einmal um
100 m vergrößert wobei wieder angenommen wurde, dass auch in dieser Tiefe noch die Wechselfolge aus Mittel-/Feinsanden und schmalen Kieshorizonten (Bodenschicht 1) anzutreffen ist.

Diese Schicht hat nun eine Mächtigkeit von 200 m und wird in vier Zonen unterteilt, welcher je ein separater Elastizitätsmodul zugewiesen wird. Der E-Modul wurde näherungsweise aus den für die konventionelle Setzungsberechnung erhaltenen Steifemoduli Es mit E=2/3*Es errechnet. Dieser Ansatz ist sicher etwas vorsichtig gewählt, weil man über die Lösung von Boussinesq mit E=(1-n-2*n²)/(1-n)*Es (Schultze/Muhs,1967) für die gegebene Poissonzahl der Wechselfolge von n=0,3 auf eine Beziehung der Moduli von E=0,74*Es kommt. Aufgrund der schweren Bestimmbarkeit der Poissonzahl setzt man laut [3] oft sogar gleich E=Es.

Damit ergeben sich, jeweils als Mittelwert, für die vier Zonen folgende Werte:

- Mächtigkeit der Wechselfolge von 0-50 m E=73,74 MN/m²
- Mächtigkeit der Wechselfolge von 50-100 m E=104,83 MN/m²
- Mächtigkeit der Wechselfolge von 100-150 m E=140,50 MN/m²
- Mächtigkeit der Wechselfolge von 150-200 m E=172,50 MN/m²

Für die Netzgenerierung wurde nun einfach das feine Netz mit kleinem Berechnungsausschnitt um die 100 m in der Tiefe erweitert. Damit ergibt sich ein Netz mit 1332 Elementen (s. Abb. 6.9).

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Abb. 6.10 FE-Netz bei vergrößertem Berechnungsausschnitt

Nachdem auch der Primärspannungszustand für die erweiterte Tiefe neu berechnet und den Elementen zugewiesen wurde, ist eine neue Berechnung in derselben Weise, wie am kleinen Ausschnitt dargestellt, durchgeführt worden.

In der Auswertung der Ergebnisse sieht man, dass sich die Setzungen doch noch um maximal 18 cm erhöht haben. Dies ist allein auf die Berücksichtigung eines mit der Tiefe zunehmenden Elastizitätsmoduls der Wechselfolge (E1) zurückzuführen.

Es kann daher davon ausgegangen werden, dass auch eine weitere Netzverfeinerung oder Vergrößerung des Berechnungsausschnitts zu keinen größeren Abweichungen der Vertikal-verformungen mehr führen würde.

Daher werden die Ergebnisse für diesen Berechnungsschritt als die endgültigen der BEFE – Berechnung gewertet und im folgenden genauer analysiert.

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Abb. 6.12 Vertikalverformung aus dem LF2 bei vergrößertem FE-Netz und veränderlichem E-Modul im Bereich der Wechselfolge

Für die Vertikalverformungen erkennt man, wie schon in den Bildern zuvor, die ausgeprägte Setzungsmulde, die sich im Bereich des Planums einstellt (s. Abb. 6.13). Auch die Maximalverschiebung des Planums für den LF2 von ca. 1,87 m liegt in erwarteter Höhe
(s. Abb. 6.11 und 6.12).

Man beachte, dass die Abweichung zur konventionellen Setzungsberechnung mit Setzungstafeln, die ein Ergebnis von s=1,89 m brachte, damit nur bei rund 2 cm liegt. Dies entspricht einer Veränderung um 3,8 %.

Die Werte sind in den Darstellungen wieder für die gleichen Punkte des Planums beziffert, wie schon in den Abbildungen der Vertikalverformung zuvor.

In Abb. 6.13 sind wiederum die Setzungen für den LF1 und LF2 gegen die Länge in horizontaler Richtung ab Rotationsachse aufgetragen.

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Abb. 6.13 Setzungslinien für den LF1 und LF2 bei großem Berechnungsausschnitt mit veränderlichem

Elastizitätsmodul im Bereich der Wechselfolge

Ob die sich einstellende Verformung zu einem dauerhaften Schaden der mineralischen Dichtschicht führt, lässt sich laut [6] über eine Berechnung der Krümmung der Verformungskurve abschätzen. Dabei wird diese im Punkt ihrer stärksten Krümmung durch einen Kreis angenähert. Bei Radien dieses Kreises von R>200 m ist aus Versuchen bekannt, dass das bindige Material imstande ist sich soweit zu verformen, dass keine Beeinträchtigung der Durchlässigkeit und damit der Abdichtungswirkung zu erwarten ist.

Der vorhandene Krümmungsradius lässt sich nun aufgrund der Kreisgleichung für drei benachbarte Punkte der Verformungskurve ermitteln.

Die Koordinaten der drei Punkte Pi [x/y] sind dabei:

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Die x-Koordinate beschreibt dabei den Abstand von der Rotationsachse und die y-Koordinate die Tiefe unter Planum.

Die Koordinaten des Mittelpunktes berechnen sich nun folgendermaßen:

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Der Radius folgt schließlich zu:

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Aus den angegebenen Koordinaten des Punktes der größten Vertikalverformung P2 und den beiden benachbarten Punkten P1 und P3 ergibt sich somit ein Radius von R=880 m.

Damit liegt er also weit über dem angegebenen Grenzwert von R=200 m, wodurch es zu keiner Rissbildung in der mineralischen Dichtschicht aufgrund der Verformungen kommen dürfte.

Es besteht allerdings weiterhin das Problem, dass aufgrund der maximalen Setzung von
s=1,87 m das Mindestgefälle der Basisbarriere von 2 % nicht mehr eingehalten werden kann, wie dies in Abb. 6.14 dargestellt ist.

In dieser Darstellung des verformten Planums sind für Punkte in einem Horizontalabstand von ca. 6 m die berechneten Vertikalverschiebungen vom Niveau des aufgeschütteten Planums aus abgetragen.

Man erkennt, dass die Verformungen für den LF1 nicht unter die 2 % Linie, die das Mindestgefälle laut Deponieverordnung darstellt, fallen. Die abschnittsweisen Neigungen des Planums fallen zwar ab einer Entfernung von ca. 143 m von der Rotationsachse leicht unter
2 %, dies dürfte allerdings noch im Toleranzbereich liegen.

Für den LF2 hingegen, unterschreitet man in jedem Punkt die 2 % Linie. Die größte Differenz ergibt sich in einem Abstand von 80 m ab der Rotationsachse zu 77 cm. Dementsprechend sinken auch die abschnittsweisen Neigungen schon nach 80 m unter 2 % und erreichen bei x=203 m mit 1,4 % ihr Minimum (s. Tab. 6.4).

Dadurch liegt also deutlich sichtbar eine unzulässig große Verformung des Planums vor. Auf den letzten Metern senkt sich die Aufschüttung sogar bis unter die Geländeoberkante.

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Abb. 6.14 Darstellung des verformten Planums aus LF1 und LF2 bei Berechnung mit veränderlichem E-Modul im Bereich der Wechselfolge

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Tab. 6.4 Auswertung der Berechnungsergebnisse für den LF1 und LF2

Aus der Darstellung der Vertikalverformungen erkennt man auch, dass diese unterhalb der Altlast relativ schnell gegen Null gehen (s. Abb. 6.12).

Für die Gesamtsetzung des Abfalls in einer Größenordnung von 9 m, muss angemerkt werden, dass sich dadurch natürlich pro Laufmeter in radialer Richtung ein zusätzliches Deponievolumen von ca. 620 m³/lfm. ergibt, um das behördlich genehmigte maximale Schüttniveau vollständig auszunutzen. Das würde wiederum eine höhere Belastung für den Untergrund und damit eine verstärkte Setzung nach sich ziehen, die allerdings in dieser Arbeit nicht weiter berücksichtigt wurde. Die Setzung der Deponieoberfläche von 9 m wird auch nie sichtbar werden, da durch das lagenweise Aufschütten des Deponiekörpers, die Oberfläche immer auf dem vorgesehenen Schüttniveau verharren wird. Aber die Auswirkungen auf das deponierbare Müllvolumen werden sich sehrwohl bemerkbar machen, sofern dies in dieser Grössenordnung nicht ohnehin schon eingerechnet wurde.

Die Gesamtsetzung des Deponiekörpers von 9 m ist eine durchaus gewöhnliche Größe. Laut mehreren Studien z.B. in [13] beläuft sich dabei ein Durchschnittswert auf ca. 10 bis 13 % der Schütthöhe. Im konkreten Fall wären das bei 63 m maximaler Schütthöhe also 6 bis
8 m.

In [14] spricht man sogar von einem Wert der Setzung des Mülls, je nach Zusammensetzung, von 5 bis 30 %.

In Abb. 6.15 wurde noch ein Vergleich der Setzungskurven zwischen dem kleinen Berechnungsausschnitt, mit grobem und mit feinem Netz, und dem großen Berechnungsausschnitt, mit und ohne veränderlichem Elastizitätsmodul, durchgeführt. Man sieht, dass die Ergebnisse infolge einer Netzverfeinerung sehr gut koinzidieren, was ein weiterer Hinweis auf die ausreichende Genauigkeit der Berechnung ist. Die Abweichungen der Kurve für den großen Berechnungsausschnitt begründen, sich wie schon erwähnt, in dem Ansatz eines, im Bereich der Wechselfolge, mit der Tiefe stufenweise zunehmenden Elastizitätsmoduls.

Die Kurve, die aufgrund ihrer Abweichung von den anderen offensichtlich fehlerbehaftet ist, ergibt sich, wenn man auch beim großen Berechnungsausschnitt von 236 m unter GOF den Elastizitätsmodul in der Wechselfolge (E1) nicht mit der Tiefe zunehmen lässt, sondern wie beim kleinen Berechnungsausschnitt konstant hält.

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Abb. 6.15 Vergleich der Setzungslinien unter verschiedenen Randbedingungen

Als weitere Auswertungsergebnisse stehen schließlich noch Darstellungen der Spannungsverteilung bezüglich der Vertikal- und Schubspannungen sowie auch die Verformungen in horizontaler Richtung zur Verfügung.

Aus den Bildern der Spannungsverteilung erkennt man, wie es im Randbereich der in den Kies eingelagerten Altlast, nahe der Rotationsachse, zu massiven Spannungskonzentrationen kommt (s. Abb. 6.16 und Abb. 6.18). Dies ist in dem abrupten Wechsel zwischen der steifen Kiesschicht und der weichen Altlast, bei gleichbleibend hoher Belastung, begründet.

Am anderen Ende der Altlast ist dies hingegen nicht zu erkennen, da offensichtlich die Belastung so gering ist, dass sie in ausreichender Weise auch durch die weiche Altlast aufgenommen werden kann.

Bei der Auswertung der Vertikalspannungen erkennt man auch, dass im von der Belastung entferntesten Punkt des Berechnungsausschnitts, also im rechten unteren Eckpunkt, beinahe schon der ursprüngliche Primärspannungszustand erreicht ist.

Damit kann also auch unter diesem Gesichtspunkt der Berechnungsausschnitt als genügend groß gewählt betrachtet werden.

[...]

Details

Seiten
94
Erscheinungsform
Originalausgabe
Jahr
2001
ISBN (eBook)
9783832464837
Dateigröße
30.9 MB
Sprache
Deutsch
Katalognummer
v221902
Institution / Hochschule
Technische Universität Graz – Bauingenieurwesen, Institut für Bodenmechanik und Grundbau
Note
1,0
Schlagworte
geotechnik deponiebau numerische berechnung dynamische intesivverdichtung kostenanalyse

Autor

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Titel: Entwurf von Maßnahmen zur Sicherstellung des erforderlichen Gefälles der Basisdrainage im Falle einer nachträglichen Erhöhung einer Deponie