Two different soils may be generated from open-pit mining: lumpy soils with a granular structure and clay mixtures, depending on the length of the conveyor belt and the strength of the original soils. Lumpy soils may be created for a high strength of the excavated soils. They are dumped as landfills without any compaction, which permits the water and air flows via the inter-lump voids. As a result, a new structure consisting of the lumps and reconstituted soil within the inter-lump voids can be created. However, if the original soil has a low strength or a long transportation takes place, the material may disintegrate into small lumps and thoroughly mix soils from different layers. Landfills consisting of clay mixtures arise in this way. The stability and deformation of landfills are crucial for design of occupied area and landfill slopes. For this reason, three different landfill materials will be investigated in this thesis: (1) the lumpy granular soil from fresh landfills, (2) the lumpy composite soil corresponding to old landfills and (3) clay mixtures. Firstly, an artificial lumpy soil was investigated. It is a transition form between the reconstituted and natural lumpy soils. Compression, permeability and strength of lumpy materials have been evaluated based on oedometer and triaxial tests. The shear strength of the normally consolidated lumpy specimens lies approximately on the Critical State Line of the reconstituted soil. The reconstituted soil, which exists in the inter-lump voids, plays a crucial role in the behaviour of artificial lumpy materials. Similarly to the artificial lumpy soil, inter-lump voids of the natural lumpy soil are mainly closed above a relatively small stress level, which is induced by the rearrangement of the lumps. However, its limit stress state is located above the Critical State Line of the reconstituted soil, which may be caused by the diagenetic soil structure in the natural lumps. The structure transition of the lumpy granular material can be divided into three possible stages related to the stress level. Firstly, the compressibility of a fresh lumpy is relativity high due to the closure of the inter-lump voids within a low stress range. In this stage, the hydraulic conductivity is mainly controlled by the inter-lump skeleton due to the existence of macro drainage paths, while the shear strength is controlled by the reconstituted soil around the lumps. Afterwards, its compressibility decreases with the consolidation stress and the soil behaves similarly to an overconsolidated soil. The clayfill appears to be uniform visually in this stage, but its structure is still highly heterogeneous and the hydraulic conductivity is higher than that of the reconstituted soil with the same overall specific volume. Finally, the loading reaches the preconsolidation stress of the lumps, and the whole soil volume becomes normally consolidated. Isotropically consolidated drained triaxial shear tests were performed on artificially prepared specimens with parallel and series structures. The laboratory tests show that the specimens with the series structure have the same failure mode as the constituent with the lower strength; the specimens with the parallel structure have a failure plane which crosses both constituents. As a result, the shear strength of the series specimens is only slightly higher than that of the constituent with the lower strength and the strength of the parallel specimens lies between those of the constituents. Afterwards, the behaviour of an artificial lumpy material with randomly distributed inclusions is investigated using the Finite Element Method. The computation results show that the stress ratio, defined as the ratio of the volume-average stress between the lumps and the reconstituted soil within the inter-lump voids, is significantly affected by both the volume fraction and the preconsolidation pressure of the lumps under an isotropic compression path, while the volume fraction of the lumps plays a minor role under a triaxial compression path. Based on the simulation results and analysis of the two basic configurations, a homogenization law was proposed utilizing the secant stiffnesses. The compression behavior of the lumpy composite soil was analyzed within the homogenization framework. Firstly, the volume of the composite soil was divided into four individual components. The inter-lump porosity was introduced to account for the evolution of the volume fractions of the constituents, and it was formulated as a function of the overall porosity and those of its constituents. A homogenization law was then proposed based on the analysis of the lumpy structure together with a numerical method, which gives a relationship for tangent stiffnesses of the lumpy soil and its constituents. Finally, a simple compression model was proposed for the composite lumpy material, which incorporates both the influence of the soil structure and the volume fraction change of the reconstituted soil. Furthermore, a general framework for the consolidation behaviour of the lumpy composite soil was proposed based on the double porosity concept and the homogenization theory. To describe the behaviour of lumps with low stress level, a new failure line was proposed with help of the equivalent Hvorslev pressure and critical state concept. The structure effect was incorporated into the nonlinear Hvorslev surface within sensitivity framework and the generalized Cam clay model proposed by McDowell and Hau (2003) was adopted on the wet side of the critical state. A secant stiffness, defined as the ratio between the deviatoric stress and deviatoric strain, was used in the homogenization law. Finally, a simple model for the natural lumpy soil was proposed within the homogenization framework. The physical properties, compression behaviour and remolded undrained shear strength of clay mixtures were investigated by reproducing the soils artificially in the lab. Afterwards, the models for the compression and undrained shear strength of clay mixtures were proposed. The model for the strength of the clay mixture originated from simplifying the structure of a clay mixture, in which the elements of the constituents are randomly distributed in a representative elementary volume. By defining a water content ratio (the ratio of water contents between the constituents), the undrained shear strength of each constituent was estimated separately and then combined together with corresponding volume fractions. A homogenization law was proposed afterwards based on the analysis of the randomly arranged structure. A simple compression model considering $N$ constituents was proposed within the homogenization framework, which was evaluated by a mixture with two constituents. / In einem Tagebau können die feinkörnigen Böden in unterschiedlichen Zustandsformen entstehen. Dies sind zum einen klumpige Böden mit einer granular ähnlichen Struktur (Pseudokornstruktur) und einer hohen Konsistenzzahl und zum anderen Mischungen aus mehreren Tonen oder Schluffen mit niedriger Konsistenzzahl. Der Zustand wird dabei massgebend von dem Transport (z.B. Länge des Förderbandes) und dem Ausgangszustand (z.B. der Anfangsscherfestigkeit) beeinflusst. Klumpige Böden entstehen bei der Abbaggerung des natürlichen Materials auf der Abbauseite, welches eine hohe Festigkeit besitzt. Alle Böden werden normalerweise ohne Verdichtung verkippt, so entstehen bei der Verkippung von klumpigen Böden grosse Makro-Porenräume zwischen den Klumpen, welche sehr luft- bzw. wasserdurchlässig sind. Nach einiger Zeit entsteht eine neue Struktur aus den Klumpen und dem Material des sich von aussen auflösenden Klumpens, welches das Füllmaterial bildet. Wenn die Festigkeit des Ausgangsmaterials niedrig ist oder lange Transportwege stattfinden, zerfallen die Klumpen. Zudem werden die Böden von verschiedenen Schichten der Abbauseite unter einander gemischt, wodurch die Tongemische entstehen. Sowohl für die Dimensionierung und Berechnung der aus den Verkippungen entstehenden Tagebaurandböschungen sowie für eine spätere Nutzung des ehemaligen Tagebaugebietes ist die Kenntnisüber das Deformations- und Verformungsverhalten von Kippenböden notwendig. Daher wurden in dieser Arbeit Tagebauböden und ihr zeitlich veränderliches Verhalten untersucht. Dabei werden diese, bezugnehmend auf den Anfangszustand, in drei typische Materialien unterschieden: (1) der frisch verkippte klumpige Boden, (2) eine Mischung aus Klumpen und Füllmaterial, welche höhere Liegezeiten repräsentiert und (3) Mischungen von feinkörnigen Ausgangsböden. Zunächst wurden künstlich hergestellte klumpige Böden untersucht. Sie bilden eine Übergangsform zwischen aufbereiteten und natürlichen klumpigen Böden. Das Kompressions- und Scherverhalten sowie die Durchlässigkeit wurden an Ödometer und Triaxialversuchen bestimmt. Das Füllmaterial, welches die Makroporen zwischen den Klumpen füllt, spielt eine entscheidende Rolle für das Materialverhalten. Ähnlich wie bei den künstlich hergestellten klumpigen Böden schliessen sich auch bei den Böden im Tagebau die Makroporenschen bei niedrigen Spannungen. Dabei werden die Klumpen umgelagert. Allerdings befindet sich die Grenze des Spannungszustandes oberhalb der Critical State Line des Füllmaterials, was möglicherweise mit den unter Diagenese entstandenen Bodenstrukturen erklärt werden kann. Die Strukturänderung der klumpigen Böden kann aufgrund des Spannungsniveaus in drei mögliche Stufen unterteilt werden. Am Anfang ist die Kompressibilität der frischen verkippten Klumpen hoch, da sich die Makroporen bereits bei geringen Spannungen schliessen. Zu diesem Zeitpunkt sind auch die Durchlässigkeiten in erster Linie von den grossen Porenräumen der Makroporen, welche als Entwässerungspfade dienen, beeinflusst. Die Scherfestigkeit hingegen, wird durch die aufgeweichten Böden an den Oberflächen der Klumpen massgebend beeinflusst. Bei höheren Konsolidationspannungen sinkt die Kompressibilität und der Boden verhält sich wie einüberkonsolidierter Boden. Obwohl die Struktur aufgrund der veränderten Klumpenoberflächen zu diesem Zeitpunkt homogener wirkt, ist die Struktur noch heterogen und die Durchlässigkeit ist höher als bei einem aufbereiteten Boden mit gleichem spezifischem Volumen (Porenzahl). Letztendlich erreicht der aktuelle Spannungszustand den derüberkonsolidierten Klumpen und der gesamte Boden verhält sich wie ein normal konsolidierter Boden. Des Weiteren wurden isotrop konsolidierte drainierte Triaxialversuche an künstlich aus zwei Ausgangsmaterialien hergestellten Proben mit parallelen und seriellen Strukturen durchgeführt. Die Laborversuche zeigten, dass die Proben mit seriellem Aufbau dieselben Gleitflächen haben, wie der Ausgangsboden mit der niedrigeren Scherfestigkeit. Die Gleitfläche der Proben mit parallelen Strukturen verlief durch beide Materialien. Es wurde festgestellt, dass die Scherfestigkeit der seriell aufgebauten Proben geringfügig höher, als die des Bodens mit der niedrigeren Scherfestigkeit ist. Die Scherfestigkeit der parallel aufgebauten Proben liegt zwischen den beiden Ausgangsmaterialien. Danach wurde das Verhalten der künstlich erzeugten klumpigen Böden mit zufällig verteiltem Füllmaterial mit Hilfe der Finiten Elemente Methode verglichen. Die Simulationen zeigten, dass unter einer isotropen Kompressionsbelastung das Spannungsverhältnis, definiert aus dem Verhältnis der Spannung des Volumendurchschnitts zwischen den Klumpen und dem Füllmaterial, deutlich durch die Volumenanteile und die Vorkonsoliderungsspannung der Klumpen beeinflusst wird. Während das Volumenverhältnis eine untergeordnete Rolle in den in Triaxialzellen unter Scherung belasteten Proben spielt. Aus den Simulationsergebnissen und den Laborversuchen der beiden Grundkonfigurationen wurde ein Homogenisierungsgesetz abgeleitet, welches die Sekandensteifigkeiten verwendet. Das Kompressionsverhalten der Mischungen aus Klumpen und Füllmaterial wurde mit Blick auf die Homogenisierung analysiert. Zunächst kann das Volumen der Mischungen in 4 individuelle Komponentenanteile zerlegt werden. Die Makroporosität zwischen den Klumpen wurde zur Entwicklung der Volumenanteile des Füllmaterials eingeführt. Sie wurde als eine Funktion der totalen Porosität und der Materialien formuliert. Auf Grundlage einer theoretischen Analyse an klumpigen Böden und unter Zuhilfenahme einer numerischen Methode wird ein Gesetz zur Homogenisierung vorgeschlagen. Dieses enthält eine Beziehung zwischen der Tagentensteifigkeit der Klumpen und seinem Füllmaterial. Abschliessend wird ein einfaches Kompressionsmodel für die Mischung aus Klumpen und Füllmaterial vorgeschlagen, welches den Einfluss der Bodenstruktur und der Änderung des Volumenanteils des Füllmaterials berücksichtigt. Darüber hinaus wurde eine allgemeine Formulierung für das Konsolidationsverhalten der klumpigen Böden mit Füllmaterial vorgeschlagen, welche sich auf das Konzept der doppelten Porosität (Klumpen und Füllmaterial) und eine Homogenisierungstheoerie bezieht. Um das Verhalten der Klumpen bei niedrigen Spannungen zu beschreiben, wird eine neue Grenzbedingung unter Zuhilfenahme der äquivalenten Hvorslev-Spannung und des Criticial State Konzeptes vorgeschlagen. Der Struktureffekt für sensitive Böden wurde in die nichtlineare Hvorslev-Oberfläche eingebaut. Das allgemein gültige Cam-Clay-Model von McDowell und Hau (2003) wurde um die nasse Seite des Critical State Konzeptes erweitert. Eine Sekandensteifigkeit, definiert aus dem Verhältnis zwischen der Deviatorspannung und der Deviatordehnung, wurde für das Homogenisieurungsgesetz ebenfalls verwendet. Abschliessend wird ein Modell für natürliche klumpige Böden vorgestellt, welches auch eine Homogenisierung beinhaltet. Die physikalischen Eigenschaften, das Kompressionsverhalten und die undrainierten Scherfestigkeiten von aufbereiten Tongemischen wurden im Labor unter Herstellung künstlicher Bödengemische untersucht. Anschliessend wurde ein Kompressions- und Schermodell für aufbereitete Tongemische vorgeschlagen. Das Modell der Scherfestigkeit der Tongemische entstand aus der Vereinfachung der Tongemischstruktur, in welcher die Elemente der Ausgangsmaterialien zufällig in dem Einheitsvolumen verteilt sind. Werden Wassergehaltsverhältnisse (das Verhältnis der Wassergehalte der Ausgangsmaterialien) definiert, kann die undrainierte Scherfestigkeit für alle Bestandteile separat geschätzt werden und dannüber die Volumenanteile bestimmt werden. Ein Homogenisierungsgesetz wurde auf Grundlage der theoretischen Analyse von zufällig angeordneten Strukturen entwickelt. Ein einfaches Kompressionsmodell, welches N-Ausgangsmaterielien bzw. Tone und eine Homogenisierung enthält, wird vorgeschlagen, und an einer Mischung aus 2 Bestandteilen im Labor validiert.

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Two different soils may be generated from open-pit mining: lumpy soils with a granular structure and clay mixtures, depending on the length of the conveyor belt and the strength of the original soils. Lumpy soils may be created for a high strength of the excavated soils. They are dumped as landfills without any compaction, which permits the water and air flows via the inter-lump voids. As a result, a new structure consisting of the lumps and reconstituted soil within the inter-lump voids can be created. However, if the original soil has a low strength or a long transportation takes place, the material may disintegrate into small lumps and thoroughly mix soils from different layers. Landfills consisting of clay mixtures arise in this way. The stability and deformation of landfills are crucial for design of occupied area and landfill slopes. For this reason, three different landfill materials will be investigated in this thesis: (1) the lumpy granular soil from fresh landfills, (2) the lumpy composite soil corresponding to old landfills and (3) clay mixtures. Firstly, an artificial lumpy soil was investigated. It is a transition form between the reconstituted and natural lumpy soils. Compression, permeability and strength of lumpy materials have been evaluated based on oedometer and triaxial tests. The shear strength of the normally consolidated lumpy specimens lies approximately on the Critical State Line of the reconstituted soil. The reconstituted soil, which exists in the inter-lump voids, plays a crucial role in the behaviour of artificial lumpy materials. Similarly to the artificial lumpy soil, inter-lump voids of the natural lumpy soil are mainly closed above a relatively small stress level, which is induced by the rearrangement of the lumps. However, its limit stress state is located above the Critical State Line of the reconstituted soil, which may be caused by the diagenetic soil structure in the natural lumps. The structure transition of the lumpy granular material can be divided into three possible stages related to the stress level. Firstly, the compressibility of a fresh lumpy is relativity high due to the closure of the inter-lump voids within a low stress range. In this stage, the hydraulic conductivity is mainly controlled by the inter-lump skeleton due to the existence of macro drainage paths, while the shear strength is controlled by the reconstituted soil around the lumps. Afterwards, its compressibility decreases with the consolidation stress and the soil behaves similarly to an overconsolidated soil. The clayfill appears to be uniform visually in this stage, but its structure is still highly heterogeneous and the hydraulic conductivity is higher than that of the reconstituted soil with the same overall specific volume. Finally, the loading reaches the preconsolidation stress of the lumps, and the whole soil volume becomes normally consolidated. Isotropically consolidated drained triaxial shear tests were performed on artificially prepared specimens with parallel and series structures. The laboratory tests show that the specimens with the series structure have the same failure mode as the constituent with the lower strength; the specimens with the parallel structure have a failure plane which crosses both constituents. As a result, the shear strength of the series specimens is only slightly higher than that of the constituent with the lower strength and the strength of the parallel specimens lies between those of the constituents. Afterwards, the behaviour of an artificial lumpy material with randomly distributed inclusions is investigated using the Finite Element Method. The computation results show that the stress ratio, defined as the ratio of the volume-average stress between the lumps and the reconstituted soil within the inter-lump voids, is significantly affected by both the volume fraction and the preconsolidation pressure of the lumps under an isotropic compression path, while the volume fraction of the lumps plays a minor role under a triaxial compression path. Based on the simulation results and analysis of the two basic configurations, a homogenization law was proposed utilizing the secant stiffnesses. The compression behavior of the lumpy composite soil was analyzed within the homogenization framework. Firstly, the volume of the composite soil was divided into four individual components. The inter-lump porosity was introduced to account for the evolution of the volume fractions of the constituents, and it was formulated as a function of the overall porosity and those of its constituents. A homogenization law was then proposed based on the analysis of the lumpy structure together with a numerical method, which gives a relationship for tangent stiffnesses of the lumpy soil and its constituents. Finally, a simple compression model was proposed for the composite lumpy material, which incorporates both the influence of the soil structure and the volume fraction change of the reconstituted soil. Furthermore, a general framework for the consolidation behaviour of the lumpy composite soil was proposed based on the double porosity concept and the homogenization theory. To describe the behaviour of lumps with low stress level, a new failure line was proposed with help of the equivalent Hvorslev pressure and critical state concept. The structure effect was incorporated into the nonlinear Hvorslev surface within sensitivity framework and the generalized Cam clay model proposed by McDowell and Hau (2003) was adopted on the wet side of the critical state. A secant stiffness, defined as the ratio between the deviatoric stress and deviatoric strain, was used in the homogenization law. Finally, a simple model for the natural lumpy soil was proposed within the homogenization framework. The physical properties, compression behaviour and remolded undrained shear strength of clay mixtures were investigated by reproducing the soils artificially in the lab. Afterwards, the models for the compression and undrained shear strength of clay mixtures were proposed. The model for the strength of the clay mixture originated from simplifying the structure of a clay mixture, in which the elements of the constituents are randomly distributed in a representative elementary volume. By defining a water content ratio (the ratio of water contents between the constituents), the undrained shear strength of each constituent was estimated separately and then combined together with corresponding volume fractions. A homogenization law was proposed afterwards based on the analysis of the randomly arranged structure. A simple compression model considering $N$ constituents was proposed within the homogenization framework, which was evaluated by a mixture with two constituents.:1 Introduction 1.1 General 1.2 Lumpy soils as landfills 1.3 Clay mixtures as landfills 1.4 Objectives of this work 1.4.1 Lumpy granular structure 1.4.2 Lumpy composite structure 1.4.3 Clay mixtures 1.5 Structure of this study 2 Literature review 2.1 Fresh-lumpy soils 2.1.1 Structure of fresh-lumpy soils 2.1.2 Mechanical behaviour of fresh lumpy soils 2.2 Lumpy composite soils 2.2.1 Basic theory of inhomogeneous soils 2.2.2 Mechanical properties of stiff lumps with low stress level 2.2.3 Numerical and theoretical investigation 2.2.4 Consolidation behaviour of lumpy soils 3 Laboratory investigation of artificial lumpy materials 3.1 Introduction 3.2 Material properties and preparation of lumpy sample 3.3 Test procedures 3.3.1 Triaxial tests 3.3.2 Oedometer tests 3.4 Initial specific volume 3.5 Behaviour of the reconstituted soil 3.6 Behaviour of the lumpy material 3.6.1 Isotropic compression 3.6.2 Oedometer tests 3.6.3 Error analysis of the initial specific volume 3.6.4 Shear strength 3.6.5 Structure transition of lumpy material 3.7 Conclusions 4 Laboratory investigation of a natural lumpy soil 4.1 Introduction 4.2 Material properties and preparation of lumpy sample 4.3 Analysis of the test results 4.3.1 Reconstituted soil 4.3.2 Natural soil 4.3.3 Natural lumpy soil 4.3.4 Discussions on the shear strength of natural lumpy soil 4.4 Conclusions 5 Structure transition of lumpy materials 5.1 Introduction 5.2 Experimental investigation 5.2.1 Material properties and preparation of lumpy samples 5.2.2 Test results and data from literature 5.2.3 Structure transition of the lumpy material in oedometer test 5.2.4 Evolution of inter-lump voids of fresh lumpy soils 5.3 Interpretation of the structure transition of clayfills in the field 5.4 Conclusions 6 Two basic configurations for inhomogeneous soils 6.1 Introduction 6.2 Materials and sample preparation 6.3 Homogeneous soil 6.4 Inhomogeneous samples 6.5 Comparison between inhomogeneous and homogeneous samples 6.6 Numerical homogenization 6.7 Model application 6.8 Conclusions 7 Numerical simulation of lumpy composite soils 113 7.1 Introduction 7.2 Multiparticle generation and model calibration 7.2.1 Geometric model 7.2.2 Constitutive model for the constituents and its calibration 7.3 Numerical simulations 7.3.1 Stress distribution 7.4 A homogenization law for the stiffness of lumpy soils 7.4.1 One-dimensional model 7.4.2 General model 7.5 Homogenization law using the tangent stiffnesses under isotropic compression load 7.6 Conclusion 8 Compression behaviour of lumpy composite materials 8.1 Introduction 8.2 Experimental investigation 8.2.1 Material properties and preparation of lumpy sample 8.2.2 Test results 8.3 A compression model for lumpy soils 8.3.1 Volume divisions 8.3.2 Definitions of stresses and strains 8.3.3 Constitutive equations for the constituents 8.3.4 A homogenization law for the tangent stiffness of lumpy composite soil 8.3.5 Compression model for the lumpy composite soil 8.4 Application of the model to experimental data 8.4.1 Model parameters 8.4.2 Simulation of oedometric compression 8.4.3 Evaluation of model predictions 8.4.4 An improvement of the model 8.5 Conclusions 9 Consolidation behaviour of lumpy composite soils 9.1 Introduction 9.2 Basic components for the model 9.2.1 Volume groups of the lumpy soil 9.2.2 Stress and strain distributions for the lumpy soil 9.2.3 Permeability properties of the constituents 9.3 Derivation of the governing equations 9.3.1 Mass balance equations 9.3.2 Equilibrium differential equation 9.3.3 Simplification of the model 9.4 Finite element analysis 9.5 Model parameters and sensitivity analysis 9.6 Model evaluation 9.7 Conclusions 10 A double logarithmic Hvorslev surface 10.1 Introduction 10.2 Laboratory investigations 10.2.1 Material and test procedures 10.2.2 Test results and analysis 10.3 Double logarithmic Hvorslev surface 10.4 Full constitutive model 10.4.1 Elastic behaviour 10.4.2 The yield and plastic potential surfaces 10.4.3 Hardening parameter 10.5 Analysis of the model and its evaluation 10.5.1 Model parameters 10.5.2 Evaluation of the model 10.6 Conclusions 11 A simple model for natural lumpy composite soils 11.1 Introduction 11.2 Lumpy soil as a composite material 11.2.1 Volume fraction of reconstituted soil in lumpy composite soils 11.2.2 Definitions of stresses and strains 11.3 Constitutive equations for the constituents 11.3.1 Elastic behaviour 11.3.2 Hvorslev surface incorporating structure effect 11.3.3 Yield and Potential surfaces for natural lumps 11.3.4 Hardening rule and full constitutive model for natural lumps 11.3.5 Simplification of the model 11.4 Proposed model for lumpy composite soils 11.4.1 A homogenization law for lumpy composite soil 11.4.2 General model 11.5 Application of the model 11.5.1 Evaluation of nonlinear Hvorslev surface for natural stiff soils 11.5.2 Laboratory investigations of a natural lumpy soil 11.5.3 Model parameters 11.5.4 Model procedures 11.5.5 Model evaluations 11.6 Conclusions 12 Compression and undrained shear strength of remolded clay mixtures 12.1 Introduction 12.2 Materials and sample preparation 12.3 Compression behaviour of the mixed soil 12.4 Remolded shear strength of the clay mixtures 12.5 Conclusions 13 Undrained shear strength and water content distribution 13.1 Introduction 13.2 Structure of a clay mixture 13.3 Proposed model 13.3.1 Water content distribution 13.3.2 Undrained shear strength and liquid limit of a clay mixture 13.4 Model evaluation 14 Compression behaviour of remolded clay mixtures 14.1 Introduction 14.2 Initial water content distribution 14.3 Volume fractions and stress ratios of the constituents 14.4 Reference model for the constituents 14.4.1 A homogenization law for the tangent stiffness of the clay mixtures 14.4.2 Compression model for the clay mixtures 14.5 Validation of the proposed model 14.5.1 Model parameters 14.5.2 Simulation procedure 14.5.3 Evaluation of the model 14.6 Sensitivity analysis 14.7 Summary and conclusions 15 Summary and recommendations 15.1 Lumpy granular soils 15.2 Lumpy composite soils 15.3 Clay mixtures 15.4 Outlook and recommendations Bibliography Notations Appendices A Shear strength of the series specimens A.1 Considering the influence of the shear plane A.2 Considering the influence of nonuniform deformation B Compression curves of soil mixtures / In einem Tagebau können die feinkörnigen Böden in unterschiedlichen Zustandsformen entstehen. Dies sind zum einen klumpige Böden mit einer granular ähnlichen Struktur (Pseudokornstruktur) und einer hohen Konsistenzzahl und zum anderen Mischungen aus mehreren Tonen oder Schluffen mit niedriger Konsistenzzahl. Der Zustand wird dabei massgebend von dem Transport (z.B. Länge des Förderbandes) und dem Ausgangszustand (z.B. der Anfangsscherfestigkeit) beeinflusst. Klumpige Böden entstehen bei der Abbaggerung des natürlichen Materials auf der Abbauseite, welches eine hohe Festigkeit besitzt. Alle Böden werden normalerweise ohne Verdichtung verkippt, so entstehen bei der Verkippung von klumpigen Böden grosse Makro-Porenräume zwischen den Klumpen, welche sehr luft- bzw. wasserdurchlässig sind. Nach einiger Zeit entsteht eine neue Struktur aus den Klumpen und dem Material des sich von aussen auflösenden Klumpens, welches das Füllmaterial bildet. Wenn die Festigkeit des Ausgangsmaterials niedrig ist oder lange Transportwege stattfinden, zerfallen die Klumpen. Zudem werden die Böden von verschiedenen Schichten der Abbauseite unter einander gemischt, wodurch die Tongemische entstehen. Sowohl für die Dimensionierung und Berechnung der aus den Verkippungen entstehenden Tagebaurandböschungen sowie für eine spätere Nutzung des ehemaligen Tagebaugebietes ist die Kenntnisüber das Deformations- und Verformungsverhalten von Kippenböden notwendig. Daher wurden in dieser Arbeit Tagebauböden und ihr zeitlich veränderliches Verhalten untersucht. Dabei werden diese, bezugnehmend auf den Anfangszustand, in drei typische Materialien unterschieden: (1) der frisch verkippte klumpige Boden, (2) eine Mischung aus Klumpen und Füllmaterial, welche höhere Liegezeiten repräsentiert und (3) Mischungen von feinkörnigen Ausgangsböden. Zunächst wurden künstlich hergestellte klumpige Böden untersucht. Sie bilden eine Übergangsform zwischen aufbereiteten und natürlichen klumpigen Böden. Das Kompressions- und Scherverhalten sowie die Durchlässigkeit wurden an Ödometer und Triaxialversuchen bestimmt. Das Füllmaterial, welches die Makroporen zwischen den Klumpen füllt, spielt eine entscheidende Rolle für das Materialverhalten. Ähnlich wie bei den künstlich hergestellten klumpigen Böden schliessen sich auch bei den Böden im Tagebau die Makroporenschen bei niedrigen Spannungen. Dabei werden die Klumpen umgelagert. Allerdings befindet sich die Grenze des Spannungszustandes oberhalb der Critical State Line des Füllmaterials, was möglicherweise mit den unter Diagenese entstandenen Bodenstrukturen erklärt werden kann. Die Strukturänderung der klumpigen Böden kann aufgrund des Spannungsniveaus in drei mögliche Stufen unterteilt werden. Am Anfang ist die Kompressibilität der frischen verkippten Klumpen hoch, da sich die Makroporen bereits bei geringen Spannungen schliessen. Zu diesem Zeitpunkt sind auch die Durchlässigkeiten in erster Linie von den grossen Porenräumen der Makroporen, welche als Entwässerungspfade dienen, beeinflusst. Die Scherfestigkeit hingegen, wird durch die aufgeweichten Böden an den Oberflächen der Klumpen massgebend beeinflusst. Bei höheren Konsolidationspannungen sinkt die Kompressibilität und der Boden verhält sich wie einüberkonsolidierter Boden. Obwohl die Struktur aufgrund der veränderten Klumpenoberflächen zu diesem Zeitpunkt homogener wirkt, ist die Struktur noch heterogen und die Durchlässigkeit ist höher als bei einem aufbereiteten Boden mit gleichem spezifischem Volumen (Porenzahl). Letztendlich erreicht der aktuelle Spannungszustand den derüberkonsolidierten Klumpen und der gesamte Boden verhält sich wie ein normal konsolidierter Boden. Des Weiteren wurden isotrop konsolidierte drainierte Triaxialversuche an künstlich aus zwei Ausgangsmaterialien hergestellten Proben mit parallelen und seriellen Strukturen durchgeführt. Die Laborversuche zeigten, dass die Proben mit seriellem Aufbau dieselben Gleitflächen haben, wie der Ausgangsboden mit der niedrigeren Scherfestigkeit. Die Gleitfläche der Proben mit parallelen Strukturen verlief durch beide Materialien. Es wurde festgestellt, dass die Scherfestigkeit der seriell aufgebauten Proben geringfügig höher, als die des Bodens mit der niedrigeren Scherfestigkeit ist. Die Scherfestigkeit der parallel aufgebauten Proben liegt zwischen den beiden Ausgangsmaterialien. Danach wurde das Verhalten der künstlich erzeugten klumpigen Böden mit zufällig verteiltem Füllmaterial mit Hilfe der Finiten Elemente Methode verglichen. Die Simulationen zeigten, dass unter einer isotropen Kompressionsbelastung das Spannungsverhältnis, definiert aus dem Verhältnis der Spannung des Volumendurchschnitts zwischen den Klumpen und dem Füllmaterial, deutlich durch die Volumenanteile und die Vorkonsoliderungsspannung der Klumpen beeinflusst wird. Während das Volumenverhältnis eine untergeordnete Rolle in den in Triaxialzellen unter Scherung belasteten Proben spielt. Aus den Simulationsergebnissen und den Laborversuchen der beiden Grundkonfigurationen wurde ein Homogenisierungsgesetz abgeleitet, welches die Sekandensteifigkeiten verwendet. Das Kompressionsverhalten der Mischungen aus Klumpen und Füllmaterial wurde mit Blick auf die Homogenisierung analysiert. Zunächst kann das Volumen der Mischungen in 4 individuelle Komponentenanteile zerlegt werden. Die Makroporosität zwischen den Klumpen wurde zur Entwicklung der Volumenanteile des Füllmaterials eingeführt. Sie wurde als eine Funktion der totalen Porosität und der Materialien formuliert. Auf Grundlage einer theoretischen Analyse an klumpigen Böden und unter Zuhilfenahme einer numerischen Methode wird ein Gesetz zur Homogenisierung vorgeschlagen. Dieses enthält eine Beziehung zwischen der Tagentensteifigkeit der Klumpen und seinem Füllmaterial. Abschliessend wird ein einfaches Kompressionsmodel für die Mischung aus Klumpen und Füllmaterial vorgeschlagen, welches den Einfluss der Bodenstruktur und der Änderung des Volumenanteils des Füllmaterials berücksichtigt. Darüber hinaus wurde eine allgemeine Formulierung für das Konsolidationsverhalten der klumpigen Böden mit Füllmaterial vorgeschlagen, welche sich auf das Konzept der doppelten Porosität (Klumpen und Füllmaterial) und eine Homogenisierungstheoerie bezieht. Um das Verhalten der Klumpen bei niedrigen Spannungen zu beschreiben, wird eine neue Grenzbedingung unter Zuhilfenahme der äquivalenten Hvorslev-Spannung und des Criticial State Konzeptes vorgeschlagen. Der Struktureffekt für sensitive Böden wurde in die nichtlineare Hvorslev-Oberfläche eingebaut. Das allgemein gültige Cam-Clay-Model von McDowell und Hau (2003) wurde um die nasse Seite des Critical State Konzeptes erweitert. Eine Sekandensteifigkeit, definiert aus dem Verhältnis zwischen der Deviatorspannung und der Deviatordehnung, wurde für das Homogenisieurungsgesetz ebenfalls verwendet. Abschliessend wird ein Modell für natürliche klumpige Böden vorgestellt, welches auch eine Homogenisierung beinhaltet. Die physikalischen Eigenschaften, das Kompressionsverhalten und die undrainierten Scherfestigkeiten von aufbereiten Tongemischen wurden im Labor unter Herstellung künstlicher Bödengemische untersucht. Anschliessend wurde ein Kompressions- und Schermodell für aufbereitete Tongemische vorgeschlagen. Das Modell der Scherfestigkeit der Tongemische entstand aus der Vereinfachung der Tongemischstruktur, in welcher die Elemente der Ausgangsmaterialien zufällig in dem Einheitsvolumen verteilt sind. Werden Wassergehaltsverhältnisse (das Verhältnis der Wassergehalte der Ausgangsmaterialien) definiert, kann die undrainierte Scherfestigkeit für alle Bestandteile separat geschätzt werden und dannüber die Volumenanteile bestimmt werden. Ein Homogenisierungsgesetz wurde auf Grundlage der theoretischen Analyse von zufällig angeordneten Strukturen entwickelt. Ein einfaches Kompressionsmodell, welches N-Ausgangsmaterielien bzw. Tone und eine Homogenisierung enthält, wird vorgeschlagen, und an einer Mischung aus 2 Bestandteilen im Labor validiert.:1 Introduction 1.1 General 1.2 Lumpy soils as landfills 1.3 Clay mixtures as landfills 1.4 Objectives of this work 1.4.1 Lumpy granular structure 1.4.2 Lumpy composite structure 1.4.3 Clay mixtures 1.5 Structure of this study 2 Literature review 2.1 Fresh-lumpy soils 2.1.1 Structure of fresh-lumpy soils 2.1.2 Mechanical behaviour of fresh lumpy soils 2.2 Lumpy composite soils 2.2.1 Basic theory of inhomogeneous soils 2.2.2 Mechanical properties of stiff lumps with low stress level 2.2.3 Numerical and theoretical investigation 2.2.4 Consolidation behaviour of lumpy soils 3 Laboratory investigation of artificial lumpy materials 3.1 Introduction 3.2 Material properties and preparation of lumpy sample 3.3 Test procedures 3.3.1 Triaxial tests 3.3.2 Oedometer tests 3.4 Initial specific volume 3.5 Behaviour of the reconstituted soil 3.6 Behaviour of the lumpy material 3.6.1 Isotropic compression 3.6.2 Oedometer tests 3.6.3 Error analysis of the initial specific volume 3.6.4 Shear strength 3.6.5 Structure transition of lumpy material 3.7 Conclusions 4 Laboratory investigation of a natural lumpy soil 4.1 Introduction 4.2 Material properties and preparation of lumpy sample 4.3 Analysis of the test results 4.3.1 Reconstituted soil 4.3.2 Natural soil 4.3.3 Natural lumpy soil 4.3.4 Discussions on the shear strength of natural lumpy soil 4.4 Conclusions 5 Structure transition of lumpy materials 5.1 Introduction 5.2 Experimental investigation 5.2.1 Material properties and preparation of lumpy samples 5.2.2 Test results and data from literature 5.2.3 Structure transition of the lumpy material in oedometer test 5.2.4 Evolution of inter-lump voids of fresh lumpy soils 5.3 Interpretation of the structure transition of clayfills in the field 5.4 Conclusions 6 Two basic configurations for inhomogeneous soils 6.1 Introduction 6.2 Materials and sample preparation 6.3 Homogeneous soil 6.4 Inhomogeneous samples 6.5 Comparison between inhomogeneous and homogeneous samples 6.6 Numerical homogenization 6.7 Model application 6.8 Conclusions 7 Numerical simulation of lumpy composite soils 113 7.1 Introduction 7.2 Multiparticle generation and model calibration 7.2.1 Geometric model 7.2.2 Constitutive model for the constituents and its calibration 7.3 Numerical simulations 7.3.1 Stress distribution 7.4 A homogenization law for the stiffness of lumpy soils 7.4.1 One-dimensional model 7.4.2 General model 7.5 Homogenization law using the tangent stiffnesses under isotropic compression load 7.6 Conclusion 8 Compression behaviour of lumpy composite materials 8.1 Introduction 8.2 Experimental investigation 8.2.1 Material properties and preparation of lumpy sample 8.2.2 Test results 8.3 A compression model for lumpy soils 8.3.1 Volume divisions 8.3.2 Definitions of stresses and strains 8.3.3 Constitutive equations for the constituents 8.3.4 A homogenization law for the tangent stiffness of lumpy composite soil 8.3.5 Compression model for the lumpy composite soil 8.4 Application of the model to experimental data 8.4.1 Model parameters 8.4.2 Simulation of oedometric compression 8.4.3 Evaluation of model predictions 8.4.4 An improvement of the model 8.5 Conclusions 9 Consolidation behaviour of lumpy composite soils 9.1 Introduction 9.2 Basic components for the model 9.2.1 Volume groups of the lumpy soil 9.2.2 Stress and strain distributions for the lumpy soil 9.2.3 Permeability properties of the constituents 9.3 Derivation of the governing equations 9.3.1 Mass balance equations 9.3.2 Equilibrium differential equation 9.3.3 Simplification of the model 9.4 Finite element analysis 9.5 Model parameters and sensitivity analysis 9.6 Model evaluation 9.7 Conclusions 10 A double logarithmic Hvorslev surface 10.1 Introduction 10.2 Laboratory investigations 10.2.1 Material and test procedures 10.2.2 Test results and analysis 10.3 Double logarithmic Hvorslev surface 10.4 Full constitutive model 10.4.1 Elastic behaviour 10.4.2 The yield and plastic potential surfaces 10.4.3 Hardening parameter 10.5 Analysis of the model and its evaluation 10.5.1 Model parameters 10.5.2 Evaluation of the model 10.6 Conclusions 11 A simple model for natural lumpy composite soils 11.1 Introduction 11.2 Lumpy soil as a composite material 11.2.1 Volume fraction of reconstituted soil in lumpy composite soils 11.2.2 Definitions of stresses and strains 11.3 Constitutive equations for the constituents 11.3.1 Elastic behaviour 11.3.2 Hvorslev surface incorporating structure effect 11.3.3 Yield and Potential surfaces for natural lumps 11.3.4 Hardening rule and full constitutive model for natural lumps 11.3.5 Simplification of the model 11.4 Proposed model for lumpy composite soils 11.4.1 A homogenization law for lumpy composite soil 11.4.2 General model 11.5 Application of the model 11.5.1 Evaluation of nonlinear Hvorslev surface for natural stiff soils 11.5.2 Laboratory investigations of a natural lumpy soil 11.5.3 Model parameters 11.5.4 Model procedures 11.5.5 Model evaluations 11.6 Conclusions 12 Compression and undrained shear strength of remolded clay mixtures 12.1 Introduction 12.2 Materials and sample preparation 12.3 Compression behaviour of the mixed soil 12.4 Remolded shear strength of the clay mixtures 12.5 Conclusions 13 Undrained shear strength and water content distribution 13.1 Introduction 13.2 Structure of a clay mixture 13.3 Proposed model 13.3.1 Water content distribution 13.3.2 Undrained shear strength and liquid limit of a clay mixture 13.4 Model evaluation 14 Compression behaviour of remolded clay mixtures 14.1 Introduction 14.2 Initial water content distribution 14.3 Volume fractions and stress ratios of the constituents 14.4 Reference model for the constituents 14.4.1 A homogenization law for the tangent stiffness of the clay mixtures 14.4.2 Compression model for the clay mixtures 14.5 Validation of the proposed model 14.5.1 Model parameters 14.5.2 Simulation procedure 14.5.3 Evaluation of the model 14.6 Sensitivity analysis 14.7 Summary and conclusions 15 Summary and recommendations 15.1 Lumpy granular soils 15.2 Lumpy composite soils 15.3 Clay mixtures 15.4 Outlook and recommendations Bibliography Notations Appendices A Shear strength of the series specimens A.1 Considering the influence of the shear plane A.2 Considering the influence of nonuniform deformation B Compression curves of soil mixtures

Die vorliegende Arbeit beschäftigt sich mit einer Methode zur Bestimmung von realistischeren Steifemoduln für eine genauere Setzungsprognose von Flachgründungen in sehr „laborfeindlichen“ veränderlich festen Gesteinen. Die vergleichenden Laboruntersuchungen an teilverwitterten Keuperböden ergaben, dass die Steifemoduln aus den K0-Triaxialversuchen um den Faktor zwei bis drei größer sind als die Moduln aus den Standardoedometerversuchen. Durch, sowohl analytische, wie auch numerische, Nachrechnungen der durchgeführten Feldversuche und der Setzungsmessungen konnte nachgewiesen werden, dass mit Moduln aus K0-Triaxialversuchen deutlich zutreffendere Setzungsprognosen im Keuper möglich sind, als mit Moduln aus den Oedometerversuchen. Es konnte eine deutliche Abhängigkeit der Entwicklung des Steifemoduls von der Belastungsgeschichte, insbesondere im Übergangsbereich von der „echten“ Wiederbelastung zur Erstbelastung, gefunden werden. Für grobe Näherungen, z.B. für Vorbemessungen, werden Abhängigkeiten zwischen Auflastspannungen und Steifemoduln für die Erst- und für die Wiederbelastung angegeben. So lassen sich Moduln für beliebige Spannungen direkt abschätzen. Aus den abgeleiteten Moduluszahlen m des untersuchten Spannungs-Verformungsverhaltens von Böden, können, insbesondere unter Einbeziehung von Daten aus der internationalen Literatur, Korrelationsgleichungen in Abhängigkeit von Anfangsporenzahl bzw. Anfangsporenanteil mit guten bis sehr guten Regressionen angegeben werden. Da der Steifeexponent a nur geringfügig vom Anfangsporenanteil n abhängt und an den in dieser Arbeit untersuchten Böden weder sinnvolle Korrelationen mit R > 0,8 zwischen a und n, noch Abhängigkeiten von a zur Korngröße gefunden wurden, werden für die Steifeexponenten Mittelwerte angegeben.

Mining operations produce a multiscale network of fractures in the coal seams. Permeability evolution in rocks is important for coal bed methane (CBM) and shale gas exploitation as well as for greenhouse gas storage. Therefore, this work presents laboratory tests and a coupled model using PFC3D and FLAC3D to simulate the stress induced permeability evolution in coal samples. Basic mechanical properties are determined via lab testing. The spatial distributions of different components inside the reconstructed samples produce a significant heterogeneity based on CT technique. A newly developed experimental system is employed to perform 3-dimensional loading and to measure the flow rate simultaneously. The evolution process is described by 5 distinct phases in terms of permeability and deformation. Triaxial tests are simulated with PFC3D using a novel flexible wall boundary method. Gas seepage simulations are performed with FLAC3D. Relations between hydraulic properties and fracture data are established. Permeability and volumetric strain show good nonlinear exponential relation after a newly introduced expansion point. Piecewise relations fit the whole process, the expansion point can be treated as critical point. The structural characteristics of the samples influence this relation before and after the expansion point significantly.

Die vorliegende Arbeit beschäftigt sich mit einer Methode zur Bestimmung von realistischeren Steifemoduln für eine genauere Setzungsprognose von Flachgründungen in sehr „laborfeindlichen“ veränderlich festen Gesteinen. Die vergleichenden Laboruntersuchungen an teilverwitterten Keuperböden ergaben, dass die Steifemoduln aus den K0-Triaxialversuchen um den Faktor zwei bis drei größer sind als die Moduln aus den Standardoedometerversuchen. Durch, sowohl analytische, wie auch numerische, Nachrechnungen der durchgeführten Feldversuche und der Setzungsmessungen konnte nachgewiesen werden, dass mit Moduln aus K0-Triaxialversuchen deutlich zutreffendere Setzungsprognosen im Keuper möglich sind, als mit Moduln aus den Oedometerversuchen. Es konnte eine deutliche Abhängigkeit der Entwicklung des Steifemoduls von der Belastungsgeschichte, insbesondere im Übergangsbereich von der „echten“ Wiederbelastung zur Erstbelastung, gefunden werden. Für grobe Näherungen, z.B. für Vorbemessungen, werden Abhängigkeiten zwischen Auflastspannungen und Steifemoduln für die Erst- und für die Wiederbelastung angegeben. So lassen sich Moduln für beliebige Spannungen direkt abschätzen. Aus den abgeleiteten Moduluszahlen m des untersuchten Spannungs-Verformungsverhaltens von Böden, können, insbesondere unter Einbeziehung von Daten aus der internationalen Literatur, Korrelationsgleichungen in Abhängigkeit von Anfangsporenzahl bzw. Anfangsporenanteil mit guten bis sehr guten Regressionen angegeben werden. Da der Steifeexponent a nur geringfügig vom Anfangsporenanteil n abhängt und an den in dieser Arbeit untersuchten Böden weder sinnvolle Korrelationen mit R > 0,8 zwischen a und n, noch Abhängigkeiten von a zur Korngröße gefunden wurden, werden für die Steifeexponenten Mittelwerte angegeben.:INHALTSVERZEICHNIS KURZFASSUNG………………………………………………………………………..VI ABSTRACT…………………………………………………………………..………..VII VERWENDETE BEZEICHNUNGEN, ABKÜRZUNGEN UND INDIZES……………..….. VIII TABELLENVERZEICHNIS…………………………………………………………........ X BILDVERZEICHNIS……………………………………………………………....… XIII 1. EINLEITUNG UND AUFGABENSTELLUNG ………………………………………… 1 2. GLIEDERUNG, AUFBAU UND ZIEL DER ARBEIT ……………………...…………... 3 3. ZUR GEOLOGIE DES GIPSKEUPERS ……………………….…………………….... 8 3.1 Übersicht über die geologische Situation …………….…………………...… 8 3.2 Entstehung und heutiger Zustand des Gipskeupers als Baugrund ……… 11 3.2.1 Einleitung ……………………………………….…………………..… 11 3.2.2 Entstehung der vorbelasteten Böden …………………………………..12 3.2.3 Geologische Vorbelastung……………….….………………………… 13 3.2.4 Bodenkennwerte und bodenmechanische Eigenschaf-ten……….……...14 3.2.5 Heutiger Zustand als Baugrund (Verwitterungsgrad)……………..…... 14 3.2.6 Verwitterung und Entfestigung der Keuperböden…………………….. 18 3.2.7 Entfestigung durch Entlastung………………………………………… 19 3.2.8 Entfestigung durch Verwitterung…………………………………..…. 20 3.2.9 Keupermechanik im Überblick………..………………………………. 21 3.2.9.1 Horizontale Vorspannung und K0-Wert………………..…….. 23 3.2.9.2 Vergleich und Bewertung der heutigen Baugrundsituation….. 24 3.2.10 Abschließende Bewertung zu Kapitel 3.2……………………….……. 25 4. STAND DER FORSCHUNG UND ENTWICKLUNG………………………………….. 26 4.1 Grundlagen der eindimensionalen Kompression………………………….. 26 4.1.1 Spannungen………………………………………………………...….. 26 4.1.2 Verformungen……………………………………………….……..….. 27 4.2 Spannungs-Verformungsbeziehungen der eindimensionalen Kompression…………………………………………………………….…… 29 4.2.1 Allgemeines…………………………………………………………… 29 4.2.2 Steifemodul nach DIN 18135………………………………………..... 30 4.2.3 Kompressions- und Schwellindex nach TERZAGHI……………….… 30 4.2.4 Verdichtungszahl nach OHDE……………………………………...…. 32 4.2.5 Tangentenmodul nach JANBU………………………………………... 33 4.2.6 Steifemodul in Abhängigkeit der Belastungsgeschichte nach RUDERT und FRITSCHE….................................................................. 33 4.2.7 Steifemodul in Abhängigkeit der Belastungsgeschichte nach BIAREZ und HICHER………………………………………………... 35 4.3 Literaturübersicht zur eindimensionalen Kompression verschiedener Böden………………………………………………………… 36 4.3.1 Steifemodul als Sekantenmodul nach DIN 18135 für Keuperböden…. 36 4.3.2 Kompressions- und Schwellindex nach TERZAGHI für alle Böden…. 47 4.3.3 Kompressions- u. Schwellindex für Keuperböden und vgl. Böden…... 51 4.3.4 Tangentenmodul nach JANBU (1963) für alle Böden………………… 52 4.3.5 Tangentenmodul für Keuperböden und für vergleichbare Böden…..… 55 5. UNTERSUCHTE BÖDEN UND PROBENNAHME………………………………….... 59 5.1 Gipskeuper aus Sindelfingen………………………………………………... 59 5.2 Gipskeuper aus Stuttgart-West……………………...…………………...… 60 5.3 Lößlehm……………………………………………………………………… 62 5.4 Filderlehm………………………………………………………………….… 62 5.5 Opalinuston……………………………………………………………..…… 63 5.6 Sand-Opalinuston…………………………………………………………… 63 6. LABORVERSUCHE ZUR BESCHREIBUNG DES GIPSKEUPERS……………………. 64 6.1 Natürliche Wassergehalte, Konsistenzen und Trockendichten…………... 64 6.2 Körnungslinien…………………………………………………………….… 64 6.3 Korndichten……………………………………………………………..…… 66 6.4 Wasseraufnahmevermögen……………………………………………...….. 66 6.5 Quellversuche……………………………………………………………….. 67 6.6 Mineralogie……………………………………………………………...…… 67 6.7 Scherparameter……………………………………………………………… 67 6.8 Vergleich der eigenen Scherparameter mit Werten aus vorliegenden Veröffentlichungen………………………………………………………….. 68 7. LABORVERSUCHE ZUR ERMITTLUNG DES SPANNUNGS-VERFORMUNGSVERHALTENS……………………………………………………. 69 7.1 Einflüsse bei Kompressionsversuchen……………………………….....….. 69 7.2 Versuchmethoden……………………………………………………...…..… 70 7.2.1 Standard-Oedometer nach DIN 18135………………………….…….… 70 7.2.1.1 Gerätebeschreibung und Versuchsprinzip…………………...…. 70 7.2.1.2 Datenerfassung und bezogene Setzung………………………… 71 7.2.2 Oedometer mit kontinuierlicher Laststeigerung………………………... 71 7.2.2.1 Gerätebeschreibung und Versuchsprinzip…………………….... 72 7.2.2.2 Datenerfassung und bezogene Setzung………………………… 73 7.2.3 K0-Triaxialversuche im computergesteuerten Versuchsstand GDS…….. 73 7.2.3.1 Gerätebeschreibung und Versuchsprinzip…………………….... 74 7.2.3.2 Datenerfassung und bezogene Setzung………………………… 75 7.3 Vorversuche an zur Ermittlung der Eigenverformungen der Geräte….... 76 7.3.1 Aluminiumdummys im Standard-Oedometer…………………………... 76 7.3.1.1 Versuchsdurchführung………………………………………… 76 7.3.1.2 Darstellung und Beschreibung der Versuchsergebnisse………. 76 7.3.2 Aluminiumdummys im Oedometer mit kontinuierlicher Laststeigerung. 78 7.3.2.1 Versuchsdurchführung………………………………………... 78 7.3.2.2 Darstellung und Beschreibung der Versuchsergebnisse……… 78 7.3.3 Stahldummys im GDS-Dreiaxialgerät………………………………….. 79 7.3.3.1 Versuchsvorbereitung und Versuchsdurchführung…………….. 80 7.3.3.2 Darstellung und Beschreibung der Versuchsergebnisse…….…. 80 7.3.4 Weitere Einflüsse bei K0-Triaxialversuchen……………………….……81 7.4 Auswertemethoden………………………………………………………….. 82 7.4.1 Steifemodul als Sekantenmodul nach DIN 18135…………………….... 82 7.4.1.1 Standardoedometer nach DIN 18135…………………………... 82 7.4.1.2 Oedometer mit kontinuierlicher Laststeigerung……………...… 83 7.4.1.3 K0-Versuche im GDS-Triaxialgerät……………………………. 84 7.4.2 Kompressions- und Schwellindex nach TERZAGHI …………………... 84 7.4.2.1 Standardoedometer nach DIN 18135……………………….….. 84 7.4.2.2 Oedometer mit kontinuierlicher Laststeigerung………………... 85 7.4.2.3 K0-Tiaxialversuch………………………………………….…… 87 7.4.3 Steifemodul als Tangentenmodul nach JANBU……………………........ 87 7.4.3.1 Standardoedometer nach DIN 18135………………………....... 87 7.4.3.2 Oedometer mit kontinuierlicher Laststeigerung……………...… 89 7.4.3.3 K0-Versuche im GDS-Triaxialgerät……………………………. 91 7.4.4 Steifemodul in Abhängigkeit der Belastungsgeschichte nach RUDERT und FRITSCHE……………………………………………… 92 7.4.4.1 Standardoedometer nach DIN 18135………………………...… 92 7.4.4.2 Oedometer mit kontinuierlicher Laststeigerung……………...… 93 7.4.4.3 K0-Versuche im GDS-Triaxialgerät……………………………. 94 7.5 Probeneinbau und Versuchsdurchführung ungestörter Gipskeuperproben…………………………………………………………... 94 7.5.1 Standardoedometer…………………………………………………….... 94 7.5.2 Oedometer mit kontinuierlicher Laststeigerung……………………….... 95 7.5.3 K0-Versuche im GDS-Triaxialgerät…………………………………..… 95 7.6 Vergleichsversuche an homogenen, normalkonsolidierten Proben…….... 96 7.6.1 Allgemeines……………………………………………………………... 96 7.6.2 Herstellung der aufbereiteten Proben……………………………….…... 96 7.6.2.1 Herstellung der Proben aus Lößlehm…………………………... 96 7.6.2.2 Herstellung der Proben aus Opalinuston nach GÜNTSCHE….. 97 7.6.2.3 Herstellung der Probe aus Sand und Opalinuston nach RUPP…. 98 7.6.3 Kompressionsversuche im Standard-Oedometer……………………….. 99 7.6.4 Kompressionsversuche im Oedometer mit kontinuierlicher Laststeigerung…………………………………………………………... 99 7.6.5 K0-Versuche im GDS-Triaxialgerät…………………………………..… 99 7.7 Darstellung und Diskussion der Versuchsergebnisse……………….…… 99 7.7.1 Einbaukennwerte……………………………………………….……… 100 7.7.1.1 Gipskeuper im Oedometer……………………………………. 100 7.7.1.2 Gipskeuper im K0-Tiaxialversuch…………………………….. 100 7.7.1.3 Vergleichsböden im Oedometer………………………………. 101 7.7.1.4 Vergleichsböden im K0-Tiaxialversuch………………………. 101 7.7.2 Steifemodul als Sekantenmodul nach DIN 18135…………………….. 101 7.7.2.1 Gipskeuper……………………………………………………. 101 7.7.2.2 Vergleichsböden………………………………………………. 106 7.7.3 Kompressions- und Schwellindex nach TERZAGHI………………..... 112 7.7.3.1 Gipskeuper…………………………………………................. 112 7.7.3.2 Vergleichsböden……………………………………………..... 114 7.7.4 Steifemodul als Tangentenmodul nach JANBU………………………. 116 7.7.4.1 Gipskeuper……………………………………………………. 116 7.7.4.2 Vergleichsböden………………………………………………. 118 7.7.5 Steifemodul in Abhängigkeit der Belastung nach RUDERT u. FRITSCHE…………………………………………….… 120 7.7.5.1 Gipskeuper………………………………………………..…... 120 7.7.5.2 Vergleichsböden……………………………………………..... 124 8. FELDVERSUCHE…………………………………………………………...….… 130 8.1 Allgemeines…………………………………………………………………. 130 8.2 Plattendruckversuche……………………………………..……………….. 130 8.2.1 Beschreibung der Versuchseinrichtung………………………………... 130 8.2.2 Versuchsdurchführung, Darstellung und Beschreibung der Ergebnisse…………………………………………………………. 131 8.3 Fundamentprobebelastung……………………………………..……….… 132 8.3.1 Vorüberlegungen……………………………………………………..... 132 8.3.2 Versuchsaufbau und Messgeräte………………………………………. 133 8.3.3 Versuchsdurchführung und Messwerterfassung…………………...….. 136 8.3.4 Störungen und Fehlerquellen………………………………………….. 137 8.3.5 Darstellung und Beschreibung der Versuchsergebnisse…………….… 138 8.4 Bewertung und Vergleich der Versuchsergebnisse……………………… 141 9. BAUWERKSMESSUNGEN………………………………………………………... 145 9.1 Allgemeines……………………………………………………………...…. 145 9.2 Messungen des Spannungs-Verformungsverhaltens von Fundamenten…………………………………………………….……. 145 9.2.1 Beschreibung der Messungen…………………………………………. 145 9.2.2 Störungen und Fehlerquellen………………………………………….. 146 9.2.3 Darstellung der Messergebnisse………………………………...……... 147 9.3 Bewertung und Vergleich der Messergebnisse………………………...... 147 10. NACHRECHNUNG DER FELDVERSUCHE UND DER BAUWERKSMESSUNGEN…...149 10.1 Nachrechnungen mit Standardverfahren nach DIN 4019………...…... 149 10.1.1 Allgemeines………………………………………………………… 149 10.1.2 Berechnungsbeispiele………………………………………………. 150 10.2 Nachrechnungen mit numerischen Verfahren…………………………. 154 10.2.1 Allgemeines………………………………………………………… 154 10.2.2 Rechenprogramm…………………………………………………… 155 10.2.3 Verwendete Stoffmodelle……………………………………........... 155 10.2.4 Berechnungsbeispiele………………………………………………. 156 10.3 Bewertung und Vergleich der eigenen Berechnungsergebnisse……….. 161 11. ZUSAMMENFASSENDER VERGLEICH MIT GESAMTBEWERTUNG UND EMPFEHLUNGEN FÜR DIE BAUPRAXIS ……………………………………...…. 162 11.1 Laborversuche…………………………………………………….…….. 162 11.1.1 Steifemodul als Sekantenmodul nach DIN 18135………………… 162 11.1.2 Steifemodul als Tangentenmodul nach JANBU…………………... 168 11.1.3 Steifemodul in Abhängigkeit der Belastungsgeschichte nach RUDERT und FRITSCHE…………………………………... 171 11.2 Nachrechnungen der Feldversuche und der Setzungsmessungen…….175 11.2.1 Berechnungen mit herkömmlichen Verfahren (DIN 4019)….......... 176 11.2.2 Berechnungen mit numerischen Verfahren mit FEM………..……. 180 11.3 Empfehlungen für die Baupraxis aus den erzielten Erkenntnissen...... 181 12. AUSBLICK UND WEITERER FORSCHUNGSBEDARF…………………………….. 183 13. ZUSAMMENFASSUNG…………………………………………………………... 185 LITERATURVERZEICHNIS………………………………………………………..… 188 VERZEICHNIS DER ANHÄNGE……………………………………………….……... 201