Kriechbewegungen und deren Überwachung am Beispiel der ... · Practice, Proceedings of 8th...

Kriechbewegungen und deren Überwachung am

Beispiel der Böschungsrutschung im

Absetzerrestloch 13 des ehemaligen

Braunkohlentagebaues Zwenkau

Von der Gemeinsamen Naturwissenschaftlichen Fakultät

der Technischen Universität Carolo-Wilhelmina

zu Braunschweig

zur Erlangung des Grades einer

Doktorin der Naturwissenschaften

(Dr.rer.nat.)

genehmigte

Dissertation

von Dipl.-Geol. Grit Gärtner

aus Zwickau

1. Referent: Prof. Dr. W. Pohl

2. Referent: Prof. Dr. H. Lindner

eingereicht am: 21.12.2000

mündliche Prüfung (Disputation) am: 05.04.2001

Druckjahr: 2001

Vorveröffentlichungen der Dissertation Teilergebnisse aus dieser Arbeit wurden mit Genehmigung der Gemeinsamen Naturwissen-schaftenlichen Fakultät, vertreten durch den Mentor der Arbeit, in folgenden Beiträgen vorab veröffentlicht: Publikationen

GÄRTNER, G. & POHL, W. & LINDNER, H. (2000): Monitoring and modelling of post failure behaviour of a large overburden slide in the lignite mine of Zwenkau (Saxony, Germany). — In Bromhead, E., Dixon, N. & Ibsen, M.-L. [Hrsg.]: in: Landslides Research, Theory and Practice, Proceedings of 8th Symposium on Landslides at Cardiff, Volume II: 603-608; London (Thomas Telford).

POHL, W. (1997): Erstellung eines geologisch-bodemmechanischen Modelles der Böschung im Absetzerrestloch 13 des Tagebaues Zwenkau-Böhlen bei Leipzig und geotechnische Interpretation der geophysikalischen Meßergebnisse. — Erster Zwischenber. Teilprojekt 3 (für 1996): 11 S.; Braunschweig [unveröff.].

POHL, W. & GÄRTNER, G. (1998): Erstellung eines geologisch-bodenmechanischen Modelles der Böschung im Absetzerrestloch 13 des Tagebaues Zwenkau-Böhlen bei Leipzig, und geotechnische Interpretation der geophysikalischen Meßergebnisse. — Zweiter Zwischenber. Teilprojekt 3 (für 1997): 50 S.; Braunschweig [unveröff.].

POHL, W. & GÄRTNER, G. (1999): Erstellung eines geologisch-bodenmechanischen Modelles der Böschung im Absetzerrestloch 13 des Tagebaues Zwenkau-Böhlen bei Leipzig, und geotechnische Interpretation der geophysikalischen Meßergebnisse. — Dritter Zwischenber. Teilprojekt 3 (für 1998): 47 S.;Braunschweig [unveröff.].

POHL, W. & GÄRTNER, G. (1999): Erstellung eines geologisch-bodenmechanischen Modelles der Böschung im Absetzerrestloch 13 des Tagebaues Zwenkau-Böhlen bei Leipzig, und geotechnische Interpretation der geophysikalischen Meßergebnisse. — Schlußbericht Teilprojekt 3: 69 S.;Braunschweig [unveröff.].

Tagungsbeiträge

GÄRTNER, G. & POHL, W. (1999): Erstellung eines geologisch-bodenmechanischen Modelles der Böschung im Absetzerrestloch 13 des Tagebaues Zwenkau-Böhlen bei Leipzig, und geotechnische Interpretation der geophysikalischen Meßergebnisse. Poster, 12. Nationale Tagung für Ingenieurgeologie, 12.-16. April 1999, Halle/Saale.

GÄRTNER, G. & POHL, W., (1999): Erstellung eines geologisch-bodenmechanischen Modelles der Böschung im Absetzerrestloch 13 des Tagebaues Zwenkau-Böhlen bei Leipzig, und geotechnische Interpretation der geophysikalischen Meßergebnisse. Poster, 59. Jahrestagung der Deutschen Geophysikalischen Gesellschaft, 8.-12. März 1999, Braunschweig.

GÄRTNER, G. & POHL, W. (1998): Erstellung eines geologisch-bodenmechanischen Modelles der Böschung im Absetzerrestloch 13 des Tagebaues Zwenkau-Böhlen bei Leipzig, und geotechnische Interpretation der geophysikalischen Meßergebnisse. Vortrag 2. Statusseminar BMBF Cottbus 7.-8. Oktober 1998.

GÄRTNER, G. & POHL, W. (1998): Die Böschungsrutschung (1983) im Absetzer-Restloch 13 des Tagebaues Zwenkau-Böhlen bei Leipzig. Poster, 2. Statusseminar BMBF Cottbus 7.-8. Oktober 1998.

GÄRTNER, G. & POHL, W. (1997): Die Böschungsrutschung (1983) im Absetzer-Restloch 13 des Tagebaues Zwenkau-Böhlen bei Leipzig. Poster, GEOTECHNICA Köln, 13.-16. Mai 1997

GÄRTNER, G. & POHL, W. (1997): Die Böschungsrutschung (1983) im Absetzer-Restloch 13 des Tagebaues Zwenkau-Böhlen bei Leipzig. Poster, Forschungsforum Leipzig, 16.-20. September 1997

GÄRTNER, G. & POHL, W. (1997): Randbedingungen der Böschungsrutschung (1983) im Absetzer-Restloch 13 des Tagebaues Zwenkau-Böhlen bei Leipzig. Poster, 11. Nationale Tagung Ingenieurgeologie, Würzburg 23.-25. April 1997

POHL, W. & GÄRTNER, G. (1998): Erstellung eines geologisch-bodenmechanischen Modelles der Böschung im Absetzerrestloch 13 des Tagebaues Zwenkau-Böhlen bei Leipzig, und geotechnische Interpretation der geophysikalischen Meßergebnisse: Ingenieurgeologische Situation nach der Großrutschung 1983. Poster 2. Statusseminar BMBF Cottbus 7.-8. Oktober 1998.

Vorwort Die vorliegende Arbeit wurde am Institut für Geowissenschaften, Abteilung Angewandte Geologie, der Technischen Universität Braunschweig im Rahmen des Forschungsprojektes „Entwicklung und Versuchsbetrieb einer Kombinationssonde zur Überwachung von Böschungsbewegungen“ mit dem Teilprojekt „Geologisch-bodenmechanisches Modell der Böschung und geotechnische Interpretation der geophysikalischen Meßergebnisse“ durchgeführt. Dieses Forschungsprojekt innerhalb der BMBF-Maßnahme “Sanierung und ökologischen Gestaltung der Braunkohlenachfolgelandschaften” wurde vom Bundesministerium für Bildung und Forschung (BMBF) gefördert. Die Laufzeit betrug 3 Jahre.

Meinem Doktorvater, Herrn Prof. Dr. W. Pohl bin ich zu großem Dank verpflichtet. Er brachte seine umfangreichen Erfahrungen in dieses Projekt ein und war am Fortgang der Dissertationsarbeit stets interessiert. Für seine Betreuung der Arbeit, die fachliche Diskussion und kritische Durchsicht des Manuskripts danke ich herzlich.

Herrn Prof. H. Lindner (TU BA Freiberg), danke ich für die Übernahme des Koreferats. Als Gesamt-projektleiter war er stets am Fortgang der Arbeit interessiert. Für die Unterstützung, die vielen Anregungen und Durchsicht des Manuskriptes mein besonderer Dank. Ebenso möchte ich an dieser Stelle seinem ehemaligen Mitarbeiter Herrn Dipl.-Ing. Zobel, für die sehr angenehme und unkompli-zierte Zusammenarbeit während der Forschunsgarbeiten danken.

Herrn Prof. Dr. D. Jentzsch (TU Jena) und Herrn Dr. M. Ramatschi (TU Clausthal) danke ich für die Bereitstellung und Übermittlung der zahlreichen Sondendaten.

Der MIBRAG mbH, insbesondere den Herren Dr. P. Jolas jun. und G. Wegner, danke ich für die Un-terstützung des Forschungsvorhabens und die Hilfsbereitschaft bei Probenahme und Lösung von Pro-blemen während der Geländekampagne. Während der Arbeiten konnte ich auf umfangreiches Datenmaterial zurückgreifen. Für die Überlassung dieser Daten danke ich dem FCB Espenhain, sei-nem damaligen Leiter Herrn Dr. P. Jolas sen. ( ), sowie dem jetzigen Leiter Herrn Dr. Tschechlok. Ganz besonders möchte ich den Herren Dipl.-Ing. A. Dyck, Dipl.-Ing. J. Bennewitz und Dipl.-Ing. M. Grieger danken, die mir bei vielen Fragen behilflich waren und stets ein offenes Ohr für meine Be-lange hatten. Ebenso danke ich für die fachliche Diskussion und den schnellen Datentransfer.

Dem Deutschen Wetterdienst sei für die kostengünstigen Wetterdaten gedankt.

+HUUQ3URI'U -5\Ei 3UDJGDQNH LFK IUGLH IDFKOLFKHQ$QUHJXQJHQ IUHLQHQVHKUSURGXNWLYHQAufenthalt an seinem Institut in Prag und das fortwährende Interesse an dieser Arbeit.

Ein ganz besonderer Dank gilt meinem ehemaligen Kollegen Herrn Dr. N. Tilch für sein stetes Interesse an der Arbeit, die zahlreichen fachlichen Diskussionen und Durchsicht der Manuskripte.

Für unzählige Geländetage im „Matsch“, die sehr fruchtbaren fachlichen Diskussionen und die sehr angenehme und unkomplizierte Zusammenarbeit möchte ich meiner ehemaligen Kollegin Frau Dipl.-Geol. A. Carstensen ganz herzlich danken.

Herrn K.-P. Schleicher möchte ich für die angenehme Zusammenarbeit danken, sein Interesse am Fortgang des Projektes, die vielen Fotoaufnahmen und die Hilfsbereitschaft bei der Lösung tech-nischer Fragen. Ebenso sei Herrn H. Stoßnach für die Erstellung von Fotoabzügen, gedankt.

Im Rahmen von Diplom- und Studienarbeiten konnten viele Daten gewonnen und verarbeitet werden. Dafür bedanke ich mich bei Dipl.-Geol. T. Borck, cand. Geol. R. Meyer, cand. Geol. Ch. Pätsch und Dipl.-Geol. M. Penning.

Danken möchte ich ganz besonders Herrn Dr. G. Gommlich, Frau Dr. R. Volkmann und Frau J. Wulf, für die Durchsicht der Manuskripte und hilfreiche Anmerkungen. Allen Freunden, genannt und nicht genannt, sei an dieser Stelle für ihre Unterstützung jeglicher Art herzlich gedankt.

Mein ganz besonderer Dank geht an meine Eltern und Geschwister, die mich während meiner Ausbil-dungszeit besonders unterstützten. Zum Schluß möchte ich Reinhard ganz herzlich danken, ohne des-sen Hilfe diese Arbeit letztendlich nicht zustande gekommen wäre.

Zusammenfassung Im Absetzerrestloch 13 (ARL 13) des Tagebaus Zwenkau versagte 1983 das westliche Stand-böschungssystem auf einer Länge von ca. 350 m. Es handelte sich hierbei um ein Gleiten von 10-15 m auf einer horizontalen Gleitfläche. Dieser als „Blockrutschung“ bezeichnete Typ tritt äußerst selten auf und ist hauptsächlich an tertiäre und quartäre Sedimente, wie im ARL 13 besonders in Braunkohlentagebauen gebunden. Seit 1983 bewegt sich die Rutschmasse lang-sam kriechend zum Restsee am Fuße der Böschung weiter.

Ursache und Faktoren dieses auch 17 Jahre nach dem Initialbruch anhaltenden Kriechens der Rutschmasse werden in dieser Arbeit untersucht. Die verfügbaren Daten umfassen ein langjähriges, konventionelles Monitoring bestehend aus Oberflächengeodäsie, Inklinometer-messungen (IK), Messungen der Grundwasserspiegelhöhe und Niederschlagsmessungen, weiterhin bodenmechanische und geologische Erkundung, sowie eine neue geophysikalische Überwachungssonde.

Oberflächengeodäsie und Inklinometermessungen belegen die andauernden Kriechbewegungen der Rutschmasse von durchschnittlich 2-3 cm a-1 im zentralen Bereich. Die geringe zeitliche Auflösung dieser Methoden erlaubte jedoch keine kinematische Interpretation des Kriechens. Die Messungen zeigen z. T. unterschiedliche Bewegungsrichtungen und Beträge an der Oberfläche und an der Basis mit einer Hauptbewegungsrichtung nach Osten. Im Norden driftet die Rutschmasse verstärkt heraus. Im Süden stagnieren die Bewegungen aufgrund der anlagernden Innenkippe als Widerlager, woraus ein Drehpunkt im Süden resultiert, so daß der Rutschkörper um diesen rotiert. Aus den einzelnen Meßergebnissen kann abgeleitet werden, daß der Rutschkörper in einzelne Schollen zerbrochen ist, die unterschiedlich in Richtung und Betrag kriechen, jedoch nicht unabhängig von der Gesamtmasse.

Die Basis des Rutschkörpers, d.h. die Gleitfläche, ist nach Ergebnissen der IK-Messungen und von Bohrprofilen an der Kontaktfläche Böhlener Oberflöz/Zwischenmittel (ZM) lokalisiert. Die Tonminerale des tonig-schluffig-feinsandigen Zwischenmittels bestehen aus Kaolinit und Illit im Verhältnis 3:1. Bodenmechanisch aktive Tone sind nur akzessorisch nachweisbar. Die tertiären Lockergesteine sind durch pleistozäne Eisauflast überkonsolidiert. Die Entlastung der überkonsolidierten Tone des Zwischenmittels durch die Herstellung der Böschung, einhergehend mit Entfestigung und Rißbildung, sowie die Bildung von Spiegelharnischen, bewirkten eine drastische Abminderung der Scherfestigkeit. Bodenmechanische Laboruntersuchungen des Zwischenmittels ergaben weit streuende Daten.

Um die durchschnittlichen, wirksamen Scherparameter einzugrenzen, wird sowohl für die Erstrutschung wie auch für das nachfolgende Kriechen die Methode der Rückrechnung einge-setzt. Weitere Faktoren der Standsicherheit, vor allem der hydrostatische Druck in der Scherfläche und die Restseespiegelhöhe werden mit Sensitivitätsanalysen bewertet.

Aus den Meßergebnissen einer neuen geophysikalischen Überwachungssonde ist abzuleiten, daß das Kriechen in einem stick-slip Modus erfolgt. Stillstands- und Kriechphasen werden durch die Druckspiegelhöhe im Gleitflächenbereich kontrolliert. Nach Niederschlägen wird ein Ansteigen des hydrostatischen Druckes registriert. Ein Anstieg von mindestens 19,6 hPa (20 cm Wassersäule) bewirkt bereits ein Abfallen des Sicherheitsbeiwertes auf η < 1. Eine Beschleunigung der Bewegungen tritt nach einer zeitlichen Verzögerung von 5 - 11 Tagen ein. Wenige Tage davor werden erhöhte akustische Emissionen registriert, die somit das Kriechen ankündigen. Zeitlich hochauflösende Messungen des hydrostatischen Druckes sowie der akustischen Emissionen erweisen sich als nützliche Mittel zur Prognose unmittelbar bevorstehender Bewegungen der Rutschmasse.

Inhaltsverzeichnis

Inhaltsverzeichnis

Vorveröffentlichungen der Dissertation .........................................................................................................3

Publikationen ..................................................................................................................................................3

Tagungsbeiträge..............................................................................................................................................3

VORWORT ................................................................................................................ 5

ZUSAMMENFASSUNG.............................................................................................. 6

INHALTSVERZEICHNIS........................................................................................... 7

VERZEICHNIS DER VERWENDETEN SYMBOLE UND ZEICHEN ...................... 10

1 EINLEITUNG.................................................................................................... 12

1.1 Kriechbewegungen ..........................................................................................................................12

1.2 Zielsetzung.......................................................................................................................................15

2 REGIONALE ÜBERSICHT............................................................................... 17

2.1 Geografische Position ......................................................................................................................17

2.2 Morphologische Gestaltung.............................................................................................................18

2.3 Stratigrafie und tektonischer Bau...................................................................................................18 2.3.1 Das Prätertiäre Gebirge.............................................................................................................18 2.3.2 Tertiär ......................................................................................................................................20 2.3.3 Quartär.....................................................................................................................................21

2.4 Hydrogeologisches Regime..............................................................................................................21

2.5 Bergbaulicher Hintergrund.............................................................................................................23

3 LOKALE ÜBERSICHT ..................................................................................... 24

3.1 Geografische Position ......................................................................................................................24

3.2 Bergbauliche Entwicklung des Tagebaus Böhlen ...........................................................................24

3.3 Geologischer Schichtenaufbau und Lagerungsverhältnisse ...........................................................26

3.4 Morphologie der Standböschung ....................................................................................................30

3.5 Hydrologische und hydrogeologische Gegebenheiten.....................................................................31

4 BODENPHYSIKALISCHE UND BODENMECHANISCHE EIGENSCHAFTEN DES UNTERGRUNDES ............................................................................................ 33

4.1 Grundlagen......................................................................................................................................33

Inhaltsverzeichnis

4.1.1 Stoffeigenschaften....................................................................................................................34 4.1.2 Natürliche Struktureigenschaften ..............................................................................................35 4.1.3 Normstruktureigenschaften.......................................................................................................36 4.1.4 Mechanische Eigenschaften......................................................................................................38

4.2 Untersuchungsergebnisse ................................................................................................................41 4.2.1 Zwischenmittel.........................................................................................................................41

4.2.1.1 Stoffeigenschaften ................................................................................................................41 4.2.1.2 Natürliche Struktureigenschaften .........................................................................................45 4.2.1.3 Normstruktureigenschaften ..................................................................................................47 4.2.1.4 Mechanische Eigenschaften .................................................................................................50 4.2.1.5 Abschätzung der Scherparameter .........................................................................................56

4.2.2 Hangendschichten ....................................................................................................................57 4.2.2.1 Flöz IV ................................................................................................................................60 4.2.2.2 Weißer Sand ........................................................................................................................61 4.2.2.3 Brauner Schluff....................................................................................................................66 4.2.2.4 Muschelschluff.....................................................................................................................68 4.2.2.5 Formsand ............................................................................................................................72 4.2.2.6 Geschiebemergel .................................................................................................................75

4.3 Datengrundlage für die Standsicherheitsanalyse............................................................................76

5 BÖSCHUNGSBRUCH 1983 ............................................................................... 78

5.1 Bruchmechanismus .........................................................................................................................81

5.2 Initiierung der Böschungsbewegungen ...........................................................................................82 5.2.1 Statische Grundwassersituation.................................................................................................84 5.2.2 Dynamische Grundwassersituation ...........................................................................................84

5.3 Modellierung des Böschungsbruches ..............................................................................................89 5.3.1 Rekonstruktion der tatsächlichen Bedingungen .........................................................................90 5.3.2 Nachrechnung des Initialbruches ..............................................................................................92

5.3.2.1 Berechnungsmethode und Randbedingungen ........................................................................93 5.3.2.2 Ergebnis der Nachrechnung.................................................................................................94

5.4 Sensitivitätsanalyse..........................................................................................................................95 5.4.1 Stollenhohlraum.......................................................................................................................95 5.4.2 Veränderungen der Restseespiegelhöhe.....................................................................................96

6 MONITORING .................................................................................................. 97

6.1 Konventionelle Methoden zur Überwachung von Hängen und Böschungen .................................98 6.1.1 Monitoring der oberflächennahen Deformation .........................................................................98 6.1.2 Monitoring teufenabhängiger Deformation ...............................................................................98 6.1.3 Monitoring des Porenwasserdruckes .........................................................................................99 6.1.4 Monitoring der Umgebung .......................................................................................................99

6.2 Datengrundlage des Monitoring im Absetzerrestloch 13.............................................................. 100 6.2.1 Markscheiderische Sicherheitskontrolle .................................................................................. 101 6.2.2 Inklinometermessungen.......................................................................................................... 101

6.2.2.1 Meßprinzip ........................................................................................................................ 103 6.2.2.2 Auswertung........................................................................................................................ 104 6.2.2.3 Meßungenauigkeiten .......................................................................................................... 104

6.2.3 Grundwassermeßstellen.......................................................................................................... 104

6.3 Neue Methoden zur Überwachung instabiler Hänge oder Böschungen ....................................... 104 6.3.1 Geophysikalische Überwachungssonde................................................................................... 105

6.3.1.1 Sondenaufbau .................................................................................................................... 106 6.3.1.2 Parametermessungen......................................................................................................... 107

Inhaltsverzeichnis

6.3.1.3 Testphase........................................................................................................................... 111 6.3.1.3.1 Überwachungsbohrung................................................................................................. 112 6.3.1.3.2 Einbau der Überwachungssonde................................................................................... 113

6.4 Meßergebnisse und Interpretation................................................................................................ 114 6.4.1 Meßergebnisse und Interpretation konventioneller Überwachung ............................................ 114 6.4.2 Meßergebnisse der geophysikalischen Überwachungssonde und Interpretation........................ 122

6.4.2.1 Korrelative Betrachtung rutschungsindikativer Parameter ................................................. 127

7 MODELLIERUNG DES KRIECHENS ............................................................ 135

7.1 Mechanisches Modell..................................................................................................................... 135

7.2 Beeinflussende Faktoren.................................................................................................................. 138

7.3 Modellierung ................................................................................................................................. 139 7.3.1 Berechnungsmethode und Randbedingungen .......................................................................... 139 7.3.2 Berechnung des Kriechens...................................................................................................... 141 7.3.3 Ergebnis................................................................................................................................. 142 7.3.4 Sensitivitätsanalyse ................................................................................................................ 143

8 DISKUSSION UND AUSBLICK ...................................................................... 146

9 LITERATURVERZEICHNIS .......................................................................... 152

ANHANG................................................................................................................ 163

WERDEGANG ....................................................................................................... 180

Verzeichnis der verwendeten Symbole und Zeichen


a Jahr Ma Millionen Jahre mWS Meter Wassersäule m ü. NN Meter über Normalnull m u. ROK Meter unter Rohroberkante +A/-A Verformungsrichtung (E-W) +B/-B Verformungsrichtung (N-S) A [-] Aktivität C [-] Krümmungszahl C [kN] Kohäsionskraft c‘, [kN m-2] effektive Kohäsion cr, [kN m-2] Kohäsion bei Restscherfestigkeit D [-] Lagerungsdichte DPr [-] Verdichtungsgrad dw [cm] wirksamer Korndurchmesser e [-] Porenzahl emax [-] Porenzahl bei lockerster Lagerung emin [-] Porenzahl bei dichtester Lagerung Es [kN m-2] Steifemodul h [m] Resultierende Höhe i hydraulischs Gefälle Ic [-] Konsistenzzahl ID [-] bezogene Lagerungsdichte IP [-] Plastizitätszahl k [m s-1] Durchlässigkeitsbeiwert ko [-] Ruhedruckbeiwert l [m] Sondenlänge mod wPr [-] Optimaler Wassergehalt der modifizierten Proctordichte mod ρPr [g cm-3] Modifizierte Proctordichte n [-] Porenanteil N [mm] Niederschlag nmax, [-] Porenanteil bei lockerster Lagerung nmin [-] Porenanteil bei dichtester Lagerung nW [-] mit Wasser erfüllter Porenraum OCR [-] Over consolidation ratio p [Pa] Druck pL [Pa] Luftdruck r [mm] Zurückgelegter Weg, Abstand des Sondenkopfes zur

Bohrlochachse R‘ Resultierender Vektor aus +A/-A und +B/-B s [Pa] Strömungsdruck s‘ bezogene Setzung Sr [-] Sättigungszahl t [s] Zeit T [%] Tonanteil < 0,002 mm TOC Gesamtkohlenstoffanteil U [-] Ungleichförmigkeitszahl u [kN m-2] Neutrale Spannungen oder Porenwasserwasserdruck U [kN] Porenwasserdruckkraft v [m s-1] Verformungsgeschwindigkeit V [m] Verschiebung VCa [%] Kalkgehalt Vgl [%] Organischer Anteil w [-] Wassergehalt wA [-] Wasseraufnahmefähigkeit wb [-] Wasserbindevermögen wL Fließgrenze


wP Ausrollgrenze Wpot Wkin h v A n ED Fs R N G

[J] [J] [m] [m d-1] [m d-1] [-] [J] [-] [kN] [kN] [kN]

Potentielle Energie Kinetische Energie Höhe; Abstand zwischen GOK und Gleitfläche Kriechgeschwindigkeit Materialspezifischer Parameter beim Kriechen Exponent Disaggregation energy Sicherheitsfaktor Reibungskraft Normalkraft Gewichtskraft

wPr [-] Optimaler Wassergehalt der Proctordichte x, y, z Raumrichtungen ∆h [m] Potentieldifferenz ∆l [m] Fließweg ∆p Druckänderung Σ Summe α [°] Inklinationswinkel xy-Ebene α0 [°] Azimutwinkel β [°] Inklinationswinkel zx-Ebene δ [°] Inklinationswinkel zr-Ebene ε [%] Verschiebung (Scherversuch) ε0 Elastische Anfangsverformung εP Plastische Deformation φ‘ [°] effektiver Winkel der inneren Reibung φkrit [°] Kritischer Winkel der inneren Reibung φr [°] Winkel der inneren Reibung bei Restscherfestigkeit γ [kN cm-3] Wichte γ [°] Inklinationswinkel zy-Ebene γW [kN m-3] Raumgewicht des Wassers η [-] Sicherheitsbeiwert ρ [g cm-3] Bodendichte, Feuchtdichte ρd [g cm-3] Trockendichte ρPr [g cm-3] Proctordichte ρs [g cm-3] Korndichte ρw [g cm-3] Dichte Wasser σ [kN m-2] Totale Spannungen σh [kN m-2] Horizontalspannung σmax [kN m-2] Maximalspannung σN‘ [kN m-2] Effektive Normalspannung σv [kN m-2] Vertikalspannung σvmax [kN m-2] Vorbelastung τ [kN m-2] Spannung τ* [kN m-2] Spannung bei der Kriechverformung erfolgt τf [kN m-2] Bruchspannung τfr [kN m-2] Scherwiderstand

1 Einleitung 12

1 Einleitung

Hangrutschungen sind natürliche geologische Vorgänge. Erst mit zunehmender Nutzungs-dichte der Landschaft durch den Menschen kommt es jährlich zu einer Vielzahl von Katastrophen durch Schlammströme, Bergstürze und Rutschungen. Oft sind Menschenleben zu beklagen, die wirtschaftlichen Schäden gehen in die Millionen (KRAUTER 1994). So kam es z.B. in Mittelamerika 1998 oder in Italien 2000 zu Erdrutschen und Schlammströmen. Solche Ereignisse sind allerdings nicht allein nur ein Resultat von extremen Niederschlägen, sondern resultieren aus vielfältigen und komplexen Prozessen (BRABB 1991). Menschliche Eingriffe in die Natur ließen die Zahl und das Ausmaß der Ereignisse in den letzten Jahren ansteigen. Nicht zuletzt ist dies eine Folge zunehmender Besiedlungs- und Nutzungsdichte.

Aus Gründen der Wirtschaftlichkeit werden aber auch geringe Standsicherheiten von Böschungen vor allem bei der Gewinnung von Rohstoffen (z.B. Braunkohle) in Kauf ge-nommen. Dies stellt natürlich ein Sicherheitsrisiko dar. Solange ein langsames Kriechen in-folge Entspannung vorliegt, können Ausmaß und Geschwindigkeit über Stoffgesetze vorausberechnet werden (GUDEHUS & PIERSCHKE 1996, ADACHI et al. 1996). Kommt es zur Beschleunigung der Bewegung, besteht die Wahrscheinlichkeit eines Böschungsbruches. Hier bedarf es dann wiederum einer effektiven Überwachung des betreffenden Gebietes, um das Gefährdungspotential frühzeitig abschätzen zu können.

Hang- und Böschungsbewegungen jeglicher Art sind in aller Regel schwer vorhersagbar. Die zeitliche Kenntnis ist jedoch notwendig, um größere Katastrophen zu verhindern. Dazu muß auch eine korrekte Einschätzung von Veränderungen im Vorfeld erfolgen. VAUNAT et al. (1992) formulieren relevante Elemente zur Charakterisierung der Hangbewegungen für eine Risikoanalyse.

Bewegungen von Hängen oder Böschungen kündigen sich meist in Form von Kriechdefor-mationen an. Das „Knistern“ im Gebirge stellt ebenfalls ein Anzeichen dar. Jedoch sind diese Vorzeichen kaum merklich und werden daher oft übersehen. Geeignete Meßsysteme (KOVARI & AMSTAD 1998) stellen deshalb eine Möglichkeit dar, gefährdete Bereiche zu kontrollieren und entsprechend als Frühwarnsystem einzusetzen. Solche Systeme umfassen meist geodätische Oberflächenvermessungen, Beobachtung der Grundwasserverhältnisse und Bohrlochmessungen (PECK 1969, JOLAS 1985b, ICE 1996). Eine Übersicht ist in SCHUSTER et al. (1978) gegeben. In situ-Verfahren finden immer mehr Anwendung, was sich vor allem in der Entwicklung wiedergewinnbarer Bohrlochsonden widerspiegelt (NAKAJIMA et al.1991, CORNFORTH & MIKKELSEN 1996, FECKER 1997, BOCK 1998, GLÖTZL & HABERLAND 1998). Zur Entwicklung solcher Systeme bedarf es intensiver Forschungstätigkeit.

Für Rutschungs-Prognosen sind vor allem Untersuchungen zu Ursachen und beeinflussenden Faktoren von Bedeutung. Ziel der modernen Forschung ist es, Kriterien zu finden, die eine möglichst sichere Voraussage des Eintretens der Ereignisse ermöglichen. Die Frage nach dem möglichen Vorhersagezeitraum bleibt zunächst einmal von untergeordneter Bedeutung.

1.1 Kriechbewegungen

Erfährt ein Körper eine zusätzliche gleichbleibende Spannung, die kleiner als die Bruchspannung ist, kommt es zu Deformationen. Zu Beginn verlaufen diese elastisch, gehen aber oft in zeitabhängige irreversible Deformationen über.

Kriechverformungen wurden zuerst an metallischen Werkstoffen untersucht. Allgemeine Dar-stellungen dazu geben FINNIE & HELLER (1959). Bei allen untersuchten Stoffen ergibt sich ein

1 Einleitung 13

charakteristischer Kurvenverlauf in Abhängigkeit von Spannung und Zeit. Dieser ist auf an-dere Materialien im Prinzip übertragbar, so auch auf Rutschungen. TERZAGHI (1950) und SPAUN (1985) unterscheiden drei Stadien einer Rutschung (Abb. 1.1).

Abb. 1.1: Stadien einer Rutschung (SPAUN 1985).

Kriechdeformationen können vor einem Bruch, nach einem Bruch und ohne bruchhaftes Ver-sagen des Hanges oder der Böschung stattfinden, sowohl oberflächennah als auch in größeren Tiefen. Bereits HAEFELI (1967) und ANKE et al. (1975) beschreiben die Phänomenologie des Kriechens.

Als Kriechen werden jene Bewegungen bezeichnet, die über sehr lange Zeiträume ablaufen. In den zahlreichen Klassifikationen von Hangbewegungen (VARNES 1958, 1975, 1978, N(0ý2. et al. 1972, PAŠEK 1974, HUTCHINSON 1988, SASSA 1989, REUTER et al. 1992) wird das Kriechen (engl.: creep) als Sonderfall dem Fließen (engl.: flows) zugeordnet. Das Kriechen kann in einzelne Phasen eingeteilt werden, die in der Abb. 1.2 dargestellt sind. Daraus geht hervor, daß das primäre Kriechen nach einer sofortigen elastischen Anfangsver-formung auftritt (HÖWING 1984). In dieser Phase der Deformation dominiert der Anteil der Strukturverfestigung gegenüber der Auflockerung. Die Verformungen können nach einer be-stimmten Zeit abklingen, wenn die Spannungen niedrig sind. Bei einer Zunahme der Spannungen erfolgt ein Übergang in das sekundäre Kriechen. Das Gleichgewicht zwischen rückhaltenden Kräften und treibenden Kräften ist noch erhalten, so daß die Verformungen bruchlos sind. Diese sind meist langsam und relativ konstant. Bei einer Zunahme der Strukturzerstörung (Auflockerung) setzt eine Beschleunigung des Kriechens ein, die letzt-endlich zu einem Bruch führt. Dieses Stadium der tertiären Kriechphase ist von unstetigen Verformungen gekennzeichnet, die kaum merklich in einen progressiven Bruch übergehen. Ohne Kontrollmessungen kann dieses Stadium des Kriechens kaum erfaßt werden (PRINZ 1997). Typische Kriechraten liegen im mm- bis cm-Bereich pro Jahr und hängen sowohl vom

Hangbewegung

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1 Einleitung 14

Rutschungstyp als auch von auslösenden Faktoren wie z.B. Niederschlag ab (R<%È 1994, BAUM et al. 1995, KRAUTER 1996, TILCH 1999). Beim Auftragen der Verformungen über der Zeit kann bereits anhand des Kurvenverlaufs die weitere Entwicklung erkannt werden (Abb. 1.2.) Das Monitoring, d.h. das meßtechnische Erfassen des Bewegungsablaufes, und die Interpretation der Meßergebnisse eröffnen somit die Möglichkeit einer Früherkennung und damit die Ergreifung entsprechender Gegenmaßnahmen.

Abb. 1.2: Charakteristische Kriechkurve (oben) und die korrespondierende Kriechgeschwindigkeit (unten). Darin bedeuten: A - primäres- oder Übergangskriechen, B - sekundäres oder stationäres Kriechen, C - tertiäres oder beschleunigtes, zum Bruch führendes Kriechen, ε0 ist die elastische Anfangsverformung (nach HÖWING 1984).

Meistens handelt es sich nur um einzelne dünne, mm- bis cm mächtige Lagen, in denen die Materialien durch Kriechprozesse verformt werden. Für eine realistische Einschätzung der Kriechanfälligkeit von Hängen und Böschungen bedarf es daher einer Betrachtung der im Locker- und im Festgestein vorkommenden Zwischenlagen innerhalb des Gesamtsystems, insbesondere einer Kenntnis der Deformationseigenschaften der entsprechenden Materialien.

Da es beim Bauen auf rutschungsanfälligem tonigen Untergrund immer wieder zu Rutschungen kam, gab es in den vergangenen Jahren zahlreiche Untersuchungen zum Kriechen (HÖWING 1984). SKEMPTON (1964) untersuchte Rutschungen im überkonsolidierten London-Ton und gibt dazu eine Übersicht. Bei den Untersuchungen stellte er fest, daß ein Abfall der Spitzenscherfestigkeit bis auf die Restscherfestigkeit im Laufe der Zeit erfolgt. NELSON & THOMPSON (1977) führen den Festigkeitsverlust auf Kriechdeformationen zurück (Abb. 1.3).

Zur Untersuchung des Kriechens bei konstanter Spannung haben Autoren verschiedene ungestörte Tone dränierten Triaxialversuchen unterzogen (BISHOP & LOVENBURY 1969, TAVENAS et al. 1978, D’ELIA 1991). Dabei zeigte sich, daß die Kriechgeschwindigkeit nicht

Kri

echw

eg

A B C

ε0

Bruch

Zeit

Kri

echg

esch

win

digk

eit

1 Einleitung 15

nur eine zeitabhängige Größe darstellt, sondern auch durch die effektive Spannung bestimmt wird. SINGH & MITCHEL (1968) entwickelten eine zeit- und spannungsabhängige Formel, die von TAVENAS et al. (1978) generalisiert wurde. Laboruntersuchungen zum Kriechbruchver-halten an Lockergesteinen führten u. a. auch GOLDSTEIN & TER-STEPANIAN (1957), SAITO & UEZAWA (1961) und LEINENKUGEL (1976) durch.

Abb. 1.3: Die Verringerung der Verbandsfestigkeit überkonsolidierter Tone infolge Kriechverformung (nach NELSON & THOMPSON 1977). Darin bedeuten: τf – Bruchspannung, τ* - Spannung, bei der Kriechverformung erfolgt, εP – plastische Deformation.

In zahlreichen Publikationen werden Rutschungen beschrieben, die oft überraschend eintraten (FRANKE 1976, KRAUTER et al. 1979, GRÜNDER & PRÜHS 1985, BROSCH & RIEDMÜLLER 1988, MORGENSTERN 1990). Das tertiäre Kriechen, auch als progressiver Bruch bezeichnet, bewirkt in den meisten Fällen eine zunehmende Strukturzerstörung, d.h. es tritt eine allmähliche Abnahme der Scherfestigkeiten ein. Die Eigenschaften der Gleitflächenbelege werden daher benötigt, um Grenzwertbetrachtungen durchführen zu können. Diese sind eben-falls wie die meßtechnische Erfassung von Kriechdeformationen schwierig einzugrenzen (DENZER & LÄCHLER 1988).

Die Stabilität eines Hanges oder einer Böschung kann aber auch von anderen Parametern be-einflußt werden, z.B. von der Hang- bzw. Böschungsgeometrie (HUTCHINSON 1970, 1988, HUTCHINSON & BHANDARI 1971, KIRKBY 1973, 1987, VALLEJO 1980). Ein wesentlicher, die Standsicherheit bestimmender Parameter ist der Porenwasserdruck.

1.2 Zielsetzung

Ziel dieser Arbeit ist es, Faktoren, die das Kriechen entscheidend beeinflussen, mittels unter-schiedlicher Überwachungsmethoden zu identifizieren. Am Beispiel des Kriechens nach einem Böschungsbruch im Absetzerrestloch 13 (ARL 13) des ehemaligen Braun-kohlentagebaus Zwenkau/Sachsen werden rutschungsindikative Parameter (Messungen der Grundwasserspiegelhöhen, IK-Messungen) ausgewertet. Hinzu kommen zahlreiche bodenme-chanische und bodenphysikalische Untersuchungen des anstehenden Lockergesteins zur Be-stimmung der Randbedingungen, die einerseits zum Böschungsbruch geführt haben, anderer-seits das Nachkriechen beeinflussen. Somit ist die Möglichkeit gegeben, durch die aktualistische Betrachtungsweise Rückschlüsse auf Ursachen und Faktoren der Bewegungen zu ziehen. Bewegungen nach dem Böschungsbruch (engl.: post-failure movements) sind oft sehr variabel. Hinsichtlich der Abschätzung des weiteren Gefährdungspotentials stellen diese jedoch ein wichtiges Merkmal dar (PRINZ 1997). Das Nachkriechen tritt oft über längere Zeit-räume auf, das Jahrzehnte anhalten kann (BRÄUTIGAM et al. 1989). Beispiele von

Verformung

Span

nung

τf

εP

τ*

1 Einleitung 16

Nachbewegungen beschreibt D’ELIA et al. (1996 in: LEROUEIL et al.). Nachbewegungen aus energetischer Sicht wurden von VAUNAT et al. (1994) und D’ELIA et al. (1996 in: LEROUEIL et al.) beschrieben.

Im Rahmen der Untersuchungen im ARL 13 wurden Meßdaten einer neu entwickelten geo-physikalischen Überwachungssonde in die Bewertung einbezogen. Meßdaten waren neben Sondenneigung, Temperatur und hydrostatischem Druck auch akustische Ereignisse. Letztere erfassen bereits Kriechdeformation im Untergrund, bevor es zu äußeren Spannungsfreisetzungen an der Oberfläche kommt. Im Verlauf der Untersuchungen wurden verschiedene Parameter wie Porenwasserdruck (PWD) und Niederschlag daraufhin geprüft, inwieweit diese das Kriechen beeinflussen können. Obwohl es sich bei den hier zu unter-suchenden Kriechdeformationen um Bewegungen handelt, die nach dem Bruch eintraten, soll aufgezeigt werden, welche Bedeutung der Überwachung hinsichtlich der Früherkennung von Hang- oder Böschungsbrüchen zukommt. Schließlich gehen den meisten Rutschungen bereits innere Spannungsfreisetzungen und Deformationen voraus, die durch Monitoringverfahren erfaßt werden könnten. In dem frühzeitigen Erkennen solcher Deformationen und der Beur-teilung des Einflusses auf die Hangstabilität liegt eine wesentliche Aufgabe der Ingenieur-geologie. Eigenschaften von Schichten, die als Schwächezonen fungieren, sind oft schwer zu bestimmen. Die Arbeit soll einen Beitrag zur Notwendigkeit des Monitoring leisten, dessen Entwicklung, Verbesserung und Anwendung vorantreiben, um so frühzeitig instabile Bereiche von Hängen oder Böschungen zu erkennen und zu beurteilen.

2 Regionale Übersicht

17


Der Osten Mitteldeutschlands ist durch die intensive Ausbeutung seiner Bodenschätze, insbe-sondere der Braunkohlevorkommen, geprägt. Aufgrund der Erkundung von Lagerstätten und deren hydrologischen Verhältnissen ist diese Region geowissenschaftlich gut untersucht, z.B. mit mehr als 200.000 niedergebrachten Bohrungen im westsächsisch-anhaltinischen Raum (EISSMANN & LITT 1994).

2.1 Geografische Position

Das Untersuchungsgebiet liegt im Nordwesten des Freistaates Sachsen und überstreicht an-grenzende Regionen in Thüringen und Sachsen-Anhalt. Es umfaßt das Gebiet zwischen Saale und Elbe mit seinen zahlreichen Braunkohlevorkommen im Süden von Leipzig, im Geiseltal, im Raum Gräfenhainichen - Bitterfeld - Delitzsch sowie in der Region um Köthen (Abb. 2.1).

Abb. 2.1: Kohleverbreitung in Mitteldeutschland und Lage der Vorfluter Elbe, Saale, Unstrut, Weiße Elster und Pleiße (nach BILKENROTH 1999). Gh–Gräfenhainichen.


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2.2 Morphologische Gestaltung

Das Untersuchungsgebiet südlich von Leipzig liegt im Norden des Weißelsterbeckens und gehört als ein Teil der Leipziger Tieflandsbucht zur Nordeuropäischen Tiefebene. An dessen Südrand überprägt die Tiefebene das Relief des mitteldeutschen Berg- und Hügellandes sowie der Mittelgebirge durch erosive Einschnitte mit Geländehöhen von ca. 120 m bis 130 m ü. NN.

Die heutige Strukturformenlandschaft ist durch den intensiven Abbau der Braunkohlenvorkommen geprägt. Dadurch wurde das ursprünglich wellig kuppige Relief verändert. Ebenso griff der Mensch in den natürlichen Verlauf der Flüsse im Untersuchungsgebiet ein. Neben der Aueniederung der Weißen Elster quert die begradigte und kanalisierte Niederung der Pleiße die Region. Im Zuge der Erschließung des Tagebaus Zwenkau wurde aber auch das Flußbett der Weißen Elster von seiner ursprünglichen Fließrichtung Nord - Süd in einem Bogen nach Westen um den Tagebau in ein künstliches Flußbett umgeleitet.

2.3 Stratigrafie und tektonischer Bau

Im Liegenden des Känozoikums Mitteldeutschlands befinden sich Gesteine des variszischen Grundgebirges, einschließlich dessen Molassen, und vereinzelt Sedimente des mesozoischen Tafeldeckgebirges. Lokal stehen diese Gesteine an der Oberfläche an, werden jedoch zumeist von transgressiven bzw. Sedimenten des känozoischen Tafeldeckgebirges überlagert. Die geo-logischen Einheiten der Region sind in einzelne tektonische Stockwerke untergliedert (KATZUNG & EHMKE 1993, SCHWAB 1999).

2.3.1 Das Prätertiäre Gebirge

Das Antiklinorium des prätertiären Grundgebirges im Untersuchungsgebiet bilden zwei saxonische Elemente – die Nordwestsächsische (Leipziger) Hochscholle und die Nordwestsächsische Tiefscholle, die mit der Lützener Scholle in Verbindung steht. Die tektonischen Elemente sind vorwiegend der Saxothuringischen Zone der Varisziden zuzuordnen (PIETZSCH 1962, EISSMANN 1970, KNOTH & SCHWAB 1972).

Im Norden der Antiklinale stehen Gesteine der Mitteldeutschen Kristallinschwelle an (RÖLLIG et al. 1989, RÖLLIG 1991, WALTER 1995, SCHWAB 1999). Diese tektonische Einheit setzt sich aus Metamorphiten und Klastika des Proterozoikums bis Unterkarbons zusammen, in die variszische Plutonite intrudiert sind.

Im Süden begrenzt der Nordsächsische Sattel, in dessen Kern jungproterozoische Grauwacken vorkommen, die Antiklinale (ENGERT 1957). Im Norden greifen karbonatische und klastische Sedimente des Kambriums über, dagegen sind es im Süden fein- bis grobklastische kambro-ordovizische Gesteine der Collmbergserie (RÖLLIG 1995).

Den Zentralteil der Antiklinale bildet das Jungproterozoikum der Leipziger Hochscholle, das vereinzelt von variszischen Granitoiden intrudiert wurde. Im Perm entstanden innerhalb des variszisch konsolidierten Grundgebirges infolge des kollabierenden Orogens intramontane Molassebecken. Gleichzeitig öffnete sich im Nordwesten über der Lützener Scholle der Sedimentationsraum des Saar - Saale - Trogs weiter (EISSMANN & LITT 1994). In die Klastika des Permokarbon sind z. T. mächtige Vulkanitabfolgen des Rotliegenden eingelagert (WALTER 1995). Die Gesteinsabfolgen werden diskordant von terrestrischen und marinen Sedimenten des Zechsteins und Erosionsresten der hangenden triassischen Tafeldeckgebirges überdeckt.


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Abb. 2.2.: Karte des prätertiären Gebirges des Saale-Elbe-Gebietes (EISSMANN & LITT 1994, verändert). Abkürzungen von Störungen und kleineren geologischen Einheiten: E.St. – Eisenberg-Pohlen-Störungssystem, G.St.-Nordrandstörung des Geraer Vorsprunges (Crimmitschauer Störung), H.St.-Hallesche Störung, L.Ü.-Lausitzer Überschiebung, R.St.-Röthaer Störung, A.V.-Altenburger Vorsprung, B.G.-Bitterfelder Graben, G.-L.S.-Grimma-Leisniger Sattel, G.V.-Geraer Vorsprung, H.-T.V.-Halle-Torgauer Vulkanitkomplex, K.D.-Kristallinkomplex von Dessau, M.V.-Meißener Vulkanitkomplex, Sy-syenitische Gesteine nördlich der Elbtalzone.

Das Prätertiär des Untersuchungsgebietes südlich von Leipzig besteht ausschließlich aus Grauwacken und Granodioriten jungproterozoischen bzw. altpaläozoischen Alters der Nord-westsächsische Hochscholle. Nur an den Grenzen des Weißelsterbeckens treten vereinzelt Gesteine des Oberkarbons auf, da dieses Gebiet seit dem Devon überwiegend einer intensiven Abtragung unterlag (HOHL 1964).

Bis in das Eozän wurde das Grundgebirge intensiv erodiert („Bunter Gesteinszersatz“). Seit der Unterkreide kommt es unter humiden bis subtropischen Klimabedingungen zur tiefgründi-gen Kaolinisierung der prätertiären Gesteinsoberfläche (NEUMANN 1954, WALTER 1991,


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KUNERT 1998). Die Verwitterungszone ist durchschnittlich 60 m mächtig. Die Mächtigkeit der Kaolindecke schwankt zwischen 15 m und 50 m und erreicht lokal ein Maximum von 85 m (EISSMANN & LITT 1994).

2.3.2 Tertiär

Im Paläozän war das nordwestliche Sachsen Abtragungsgebiet. Das Relief war wenig geglie-dert, auch das Erzgebirge trat morphologisch noch nicht hervor. Daher konnten die Flüsse von der Böhmischen Masse ungehindert nach Norden vordringen.

Im tiefen Eozän trat erstmals Sedimentation auf. Die Ablagerungen waren jedoch punktuell auf Senken begrenzt, die infolge Subrosion des liegenden Zechsteins entstanden sind.

Erosion, Subrosion und einsetzende Epirogenese bewirkten eine deutliche Veränderung des Reliefs im nördlichen Vorland der Böhmischen Masse. Die Oberfläche war seit dem tiefen Eozän stark gegliedert, woraus lokal Unterschiede der Tertiärbasis resultierten (ENGERT 1957). Neben Senken gab es Aufragungen der Grundgebirgsrümpfe („Tonberge“), die während der verschiedenen Kaltzeiten abgeschliffen wurden (EISSMANN 1997). Heute kommen diese z. T. noch als Kuppen im zentralen Teil der Leipziger Bucht vor. Infolge des Reliefs der prätertiären Oberfläche sind im Tertiär bedeutende Mächtigkeitsreduzierungen oder Schichtausfälle zu beobachten.

Infolge intensiver epirogener Bewegungen in Mitteleuropa setzte im mittleren Eozän flächen-deckend Sedimentation ein. Die Leipziger Tieflandsbucht zeichnet sich durch einen wieder-holten Wechsel von Meeresvorstößen und Regressionen aus. Dadurch bildete sich eine Ab-folge ineinander verzahnter fluviatiler, fluviatil-limnischer sowie telmatischer Sedimente mit marinen und marin-litoralen Einflüssen ab (EISSMANN & LITT 1994). Am Fuß der Mittelge-birge entstand im Tertiär ein sich langsam nach Nordosten verlagerndes Senkungsfeld, dessen Teilbereich die Leipziger Tieflandsbucht bildet (MÜLLER 1983). Dadurch bedingt ist das zumeist dachziegelartige Einfallen der tertiären Schichten nach Norden. Infolge dessen stehen die älteren Schichten und Flöze im Süden sowie am westlichen Rand oberflächennah an.

Mit Beginn der Sedimentation im tiefen Eozän setzte die Kohlebildung ein. Es entstanden die Flöze des Geiseltals, das älteste Flöz der Leipziger Tieflandsbucht (Flöz X) und das in seiner Mächtigkeit variierende Sächsisch-Thüringische Unterflöz (Flöz I). Diese Flöze bildeten sich infolge eines epirogen bedingten Sedimentationszyklus. Unterschiedlich intensive Subrosion und Sedimentation infolge tektonischer Bewegung von Bruchschollen verursachten eine lokal begrenzte Ausbildung der Flöze.

Das nordwestsächsische Tertiär besteht aus drei lithologisch einheitlichen Sedimentations-komplexen – der Bornaer Folge, der Böhlener Folge und dem Bitterfelder Komplex. Die Bornaer Folge (mit den Flözen II und III) sind die Sedimente eines fluviatilen Schwemmfächers, der sich zwischen dem mittleren Eozän und dem mittleren Oligozän in der damals entstehenden Binnensenke des Weißelsterbeckens herausbildete. In mittleren Oligozän begann im Norden der Senke die Ablagerung von marinen Sedimenten, wogegen im Süden der Senke noch fluviatile Sedimente abgelagert wurden (Böhlener Folge mit dem Flöz IV). Im mittleren Oligozän erfolgte eine Faziesdifferenzierung. Nach BELLMANN (1970) tritt eine küstenferne Beckenfazies in einer NNE-SSW verlaufende Rinne auf. Eine küstennahe Randfazies im Südwesten mit einer Übergangszone komplettiert die Faziesdifferenzierung. Im Westen und Nordwesten wurde der Sedimentationsraum von einer untermeerischen Schwelle (Plagwitzer Grauwacke) und im Osten von den prätertiären Hochlagen um Taucha begrenzt. Im Südosten lag die Küste - das Liefergebiet der marinen Sedimente (BELLMANN & STARKE 1978).


21

Zwischen den Faziesbereichen vermittelnd sind „Formsande“ eingeschaltet. Nach einer kurzen Phase der Abtragung setzte im oberen Oligozän erneut die Sedimentation eines Schwemmfächers ein, die sich bis in das tiefe Miozän fortsetzte (Bitterfelder Komplex). Jüngere Ablagerungen sind infolge Erosion nur vereinzelt in Depressionen der damaligen Oberfläche erhalten.

2.3.3 Quartär

Die Basisfläche des Quartärs wurde infolge verschiedener fluviatiler, glazigener und glazihy-dromechanischer Vorgänge beansprucht. Es handelt sich demnach um eine heterochron und polygenetisch ausgebildetete Interferenzfläche (EISSMANN 1975). In der Leipziger Bucht führte der Wechsel langanhaltender Abtragung und Ablagerung zu einem Ausgleich der Höhenunterschiede. Die Mächtigkeiten des Quartärs liegen bei wenigen Metern bis Zehnermetern, lokal > 200 m, EISSMANN (1975) gibt im Mittel 10 – 25 m an.

Vollständige Quartär-Profile sind selten, da es während der verschiedenen Eisvorstöße aus nördlicher Richtung zu komplex ineinandergreifenden Zyklen von Erosion und Sedimentneu-bildungen kam. Geschiebemergel, glazifluviatile Sande, glazilimnische Tone sowie Flußschotter sind weit verbreitet (EISSMANN & LITT 1994). Eisüberdeckung bis 500 m Mächtigkeit (Elsterglazial) führte in den tertiären Lockergesteinen zu einer entsprechenden Konsolidierung.

Im Umkreis des Projektgebietes liegen generell über dem Tertiär elsterglaziale Flußschotter über frühelsterglazialen Kiesen. Darüber folgen im Hangenden der Dehlitz-Leipziger-Bänder-ton, Relikte der Elstergrundmoräne und saaleeiszeitliche Flußschotter. Lokal sind nordische Geschiebe und einheimische tertiäre Quarzitblöcke in den eiszeitlichen Schichten eingelagert. Den Abschluß der quartären Schichtenfolge bilden eine saaleglaziale Geschiebelehmdecke und Lößablagerungen.

Bruchtektonische Vorgänge während des Känozoikums spielten keine wesentliche Rolle. Eine mit großer Wahrscheinlichkeit existierende Flexur zwischen der Leipziger Weststadt und dem Raum Zwochau spiegelt sich hauptsächlich in der Höhenlage der Böhlener Oberflözes wider (EISSMANN & LITT 1994). Störungen endogener Natur wie im Tagebau Cospuden oder südlich von Rötha im Tagebau Witznitz (BELLMANN in: EISSMANN & LITT 1994), können ihre Ursache auch in der Subrosion haben. Die flächenhafte Subrosion spielte eine bedeutende Rolle bei der Entstehung und Formung tertiärer und quartärer Oberflächen (KUNERT 1968, SUDERLAU 1975, BRENDEL 1976, KAMMHOLZ 1976, SCHWAB 1999). Nach EISSMANN & LITT (1994) sind im Weißelsterbecken rund 150 syn- und postsedimentäre Subrosionssenken bekannt.

2.4 Hydrogeologisches Regime

Die Leipziger Bucht, bestehend aus dem prätertiären Untergrund und darüber lagernden tertiären und quartären Ablagerungen (Kap. 2.3) wurde pleistozän geprägt. Gequert wird das Gebiet von der Saale und seinen Nebenflüssen Weiße Elster und Pleiße, deren heutiger Verlauf (Abb. 2.1) sich im wesentlichen während des Eeminterglazials herausbildete (EISSMANN 1995).

Die Vorfluter der südlichen Leipziger Bucht gehören hydrologisch betrachtet zum System der Weißen Elster. Das Einzugsgebiet erstreckt sich mit den aus Südosten zufließenden Nebenflüssen vom Vogtland bis nördlich von Leipzig und zur Mündung in die Saale bei Halle


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(JORDAN & WEDER 1995). Aufgrund des natürlichen Gefälles erfolgt der Grundwasseranstrom in der gesamten Leipziger Bucht aus südwestlicher Richtung.

Grundwasserführende Schichten sind sowohl die des Tertiärs und Quartärs als auch das prä-tertiäre Grundgebirge (Nordwestsächsische Hochscholle) mit seinen Kluft-Grundwasserleitern (MICHEL 1960). Letztere haben allerdings hydrogeologisch nur eine geringe Bedeutung. Die verschiedenen Grundwasserleiter (GWL) der tertiären und quartären Lockergesteinsschichten sind je nach Lokalität differenziert ausgebildet. Liegendkiese und -sande des mitteleozänen Sächsisch-Thüringischen Unterflözes (Flöz I) bilden den GWL 6. MICHEL (1960) beschreibt den in wechselnder Ausbildung vorliegenden GWL aufgrund seiner stratigrafischen Position als am wenigsten vom Braunkohlenabbau beeinflußt, woraus seine hydrologische und wirtschaftliche Bedeutung hervorgeht.

In der nördlichen Bucht führen die hauptsächlich in den Mulden zwischen den prätertiären „Tonbergen“ sedimentierten Liegendsande des Bornaer Hauptflözes (Flöz II) Grundwasser. (GWL 5). Im Hangenden finden sich Ton- und Schlufflagen, teilweise auch direkt das Flöz II. Der in seiner Mächtigkeit stark schwankende GWL 4 (0-40 m, MICHEL 1960) ist an die Lie-gendsande des Thüringischen Hauptflözes (Flöz III) gebunden, welches im Süden der Bucht verbreitet ist. Das obereozäne bis tiefoligozäne Hauptmittel in seiner sandigen Ausbildung bildet den GWL 3. Je nach Lokalität befindet sich dieses zwischen dem Bornaer Hauptflöz und dem Thüringer Hauptflöz oder dem Böhlener Oberflöz (Flöz IV). An der Basis und im Hangenden wird der GWL im allgemeinen durch schluffige oder tonige Schichten zu den Flö-zen abgedichtet. Die Mächtigkeit des auch als „Mittlere Flußsandzone“ bezeichneten Haupt-mittels kann lokal bis zu 13 m erreichen (MIBRAG mbH 1996).

Der GWL 2 setzt sich aus den grundwasserführenden Böhlener Schichten im Hangenden des Flözes IV zusammen. Zu unterscheiden sind der aus den lokal verbreiteten Weißen Sanden gebildete GWL 2.3 über dem Flöz, der GWL 2.2, bestehend aus den Grauen Sanden im Top der Unteren Böhlener Schichten sowie der GWL 2.1. Letzterer ist an den Muschelsand und die im Top der Oberen Böhlener Schichten abgelagerten Grauen Formsande gebunden.

Pleistozäne und holozäne Flußschotter des Quartärs stellen im Zwenkauer Gebiet nach EISSMANN & LITT (1994) die grundwasserführenden Schichten des GWL 1 dar. Diese zum Teil auch hydrologisch nutzbaren GWL sind ebenfalls entsprechend der stratigrafischen Einheiten noch weiterunterteilt.

Durch die bis heute andauernde Gewinnung von Braunkohle vollzog sich seit dem Beginn im vergangenen Jahrhundert eine Wandlung der hydrogeologischen und hydrochemischen Gegebenheiten in der Leipziger Bucht. Betroffen war vor allem das Grundwasserregime, wo es oft zur teilweisen oder vollständigen Zerstörung einzelner GWL kam. Die Wasserhaltungs-maßnahmen zogen eine massive Beeinflussung der natürlichen Vorfluter nach sich. Allein im Mitteldeutschen Revier führten 20 Milliarden m3 Wasserhebung, 20 Milliarden m3 Abraumbewegung und 8 Milliarden t Kohleförderung (BILKENROTH 1999) zu einer Devastierung großer Flächen (JORDAN & WEDER 1995).

Als Folge der Wasserhaltungsmaßnahmen kam es zu einer Absenkung des Grundwassers. Verschiedene GWL führen dadurch nur noch wenig oder kein Grundwasser. Die intensiven Abbaue ganzer Schichtkomplexe zerstörten vor allem die GWL im Hangenden der Flöze. Aber auch die Schichten unterhalb der Flöze erfuhren eine Teilentwässerung, um Grundwasserdurchbrüchen entgegenzuwirken (MICHEL 1960).

In bereits verfüllten Tagebaubereichen steigt das Grundwasser wieder an, kann aufgrund der Zerstörung den ursprünglichen Zustand aber nicht erreichen. Im Zuge der Rekultivierung er-folgt auch teilweise die Flutung von Tagebaurestlöchern.


23

2.5 Bergbaulicher Hintergrund

Das seit 350 Jahren vom Braunkohlenbergbau beanspruchte Gebiet um Halle - Leipzig umfaßt mehr als 600 km2 (EISSMANN & LITT 1994). Die tertiären Schichten fallen dachziegelartig nach Norden bzw. Nordosten ein. Dadurch liegen im Süden und Westen der Tertiärverbreitung die Flözsysteme der älteren Bildungen oberflächennah oder treten an die Erdoberfläche. Im Norden und Nordosten sind es die jüngeren Kohlen. Entdeckt und genutzt wurden diese daher wahrscheinlich schon vor vielen Jahrhunderten.

Im mitteldeutschen Raum wird Kohle seit dem 17. Jahrhundert im Tiefbau abgebaut. In den Tagebau wurde im 19. Jahrhundert übergegangen. Die Tagebaubetriebe erreichten ihre Blütezeit in den Jahren 1905-1911, z.B. das Bornaer Revier, in dem 8 Tagebaue entstanden (ETZOLD 1912). Abraumförderbrücken stellten eine neue Stufe in der Braunkohlengewinnung dar. Mit deren Einsatz, z.B. 1930 im Tagebau Böhlen, entstanden die zahlreichen Großtagebaue.

3 Lokale Übersicht

24

3 Lokale Übersicht

Als Lokation für die vorgenommenen Untersuchungen1 wurde das Absetzerrestloch 13 (ARL 13) gewählt. Dieses dient als Grundlage der nachfolgend vorgestellten Daten und Er-gebnisse. In dem vom Tagebau Zwenkau genutzten Restloch ereignete sich am 02.09.1983 ein Böschungsbruch. Seither bewegt sich die Rutschmasse langsam kriechend weiter.

3.1 Geografische Position

Das Untersuchungsgebiet befindet sich im Nordwesten des Freistaates Sachsen, ca. 14 km südlich von Leipzig (Abb. 3.1), nur wenige Kilometer entfernt vom ehemaligen Tagebau Zwenkau. Begrenzt wird es im Norden von der Bundesstraße B2, im Süden befinden sich die Chemischen Werke Böhlen. Östlich grenzen die rekultivierten Innenkippen-Flächen des ehe-maligen Tagebaues Böhlen an das Gebiet. Direkt am Westrand verläuft die Werkbahn zu den Chemischen Werken.

Das ARL 13 erstreckt sich über 250 m Breite (E/W) und 800 m Länge (N/S) und beinhaltet eine Gesamtfläche von rund 14 ha. Mit den Gauß-Krüger-Koordinaten R 4524350 bis R 4524600 und H 5674500 bis H 5675300 läßt sich die genaue Position des Restloches definieren (Abb. 5.3).

Die Untersuchungen sind auf das westliche Standböschungssystem im gewachsenen Gebirge des ARL 13 begrenzt. Es handelt sich dabei um einen Abschnitt der Kopfböschung des ehemaligen Tagebaues Böhlen.

3.2 Bergbauliche Entwicklung des Tagebaus Böhlen

Mit dem Braunkohlenabbau im mitteldeutschen Raum wurde bereits im 17. Jahrhundert begonnen, damals noch im Tiefbau. Am 29.03.1921 erteilte das Bergamt Freiberg den Abbauschein für den Tagebau Böhlen, so daß die Erschließung des Tagebaus am 11.04.1921 begann. Bevor jedoch die erste Braunkohle 1924 gefördert werden konnte, mußten umfangreiche Aufschlußarbeiten erfolgen (MIBRAG mbH 1996):

Eine Entwässerung der wasserführenden Hangendschichten der Kohleflöze wurde mit 2 x 2 m großen Stollen erreicht. Das Einbringen von Fall- und Steckfiltern ermöglichte eine Ent-wässerung des Hangenden über parallel zum Tagebaurand streichende Stollen. Eine Sicherung der Stollen mit schwerem Verzug war durch die sehr weiche und erdige Braunkohle erforderlich. Im 50 cm-Abstand sollten mit der angewandten „deutschen Türstockzimmerung“ Verbrüche verhindert werden. Die Filter wurden alle 5 - 10 m durch die Firste der Stollen in die jeweils zu entwässernden Schichten eingebracht. Holzwolle in den Bohrlöchern diente zum Zurückhalten des Weißen Sandes, welcher zu Schwimmsandbildung neigt. Trotz der Sicherungsmaßnahmen kam es zu zahlreichen Einbrüchen mit Volumina bis zu mehreren 100 m3, die bis in den Muschelsand ausgriffen. Lage und Ausmaß der dadurch entstandenen Hohlräume im Gebirge sind allerdings unbekannt. Seit 1960 erfolgte die Entwässerung durch Filterbrunnen.

1 Bearbeitung erfolgte im Rahmen des BMBF-Verbundprojektes „Entwicklung und Versuchsbetrieb einer Kombinationssonde zur Überwachung von Böschungsbewegungen“ (02WB9591).

3 Lokale Übersicht

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Abb. 3.1: Geografische Position des Absetzerrestlochs 13.

Von Ende 1941 bis Mitte 1942 wurde die Kopfböschung (zentraler Bereich der Böschung) des westlichen Standböschungssystem des ARL 13 mit einer generellen Neigung zwischen 30° und 35° geschnitten (JOLAS 1983). Gegen Ende des 2. Weltkrieges erfolgte unter dem Druck der Luftangriffe ein Einschnitt in die untere Teilböschung zu einer Rampe. Anfallender Abraum wurde über die Auskohlungsgrenze des Oberflözes abgesetzt. Diese Rampe, im heutigen ARL 13 als Steilabbruch erkennbar, sollte wahrscheinlich als zweite Ausfahrt aus dem Tagebau dienen (mündl. Mitt. H. JOLAS sen. 1996). Zu einer Fertigstellung kam es aufgrund des Kriegsendes allerdings nicht mehr.

Nach der Auskohlung wurde der größte Teil des Feldes bereits in den 40er Jahren verkippt. Ein offen gelassener Bereich an der Westseite des ausgekohlten und wiederverkippten Tage-baufeldes Böhlen sollte für den Abbau des westlich anschließenden Reservefeldes Pulgar ge-nutzt werden. Aber bereits in den fünfziger Jahren wurde davon Abstand genommen und der nördliche Bereich des ARL 13 geschlossen.

Erste Deformationen im ARL 13 traten nach RIEDEL (1967) und JOLAS (1983) anfang der 60er Jahre auf. Sowohl an der westlichen Standböschung als auch an der östlichen Kippen-böschung entstanden zahlreiche Risse. 1942 bis 1966 wurden JOLAS (1983) zufolge mehrmals anfallende Abraummassen an das untere gewachsene Teilböschungssystem im Norden des

176

95

18687

A9

91

180

180

2

Leipzig

Absetzerrestloch 13

Freistaat Thüringen

Sachsen-Anhalt

Tagebau Zwenkau

Tagebau Profen

Tagebau Schleenhain

Zwenkau

Zeitz

0 5 10 km

Kraftwerk Verwaltung Betriebsbahn Autobahn Bundesstraße Eisenbahn Ländergrenze Gewässer Projektgebiet

3 Lokale Übersicht

26

ARL 13 vorgeschüttet. Daraus resultierte eine Stabilisierung und somit die Vermeidung von Böschungsbewegungen.

Ende der sechziger Jahre brach im Tagebau Zwenkau (ehemals Böhlen) einer der Stollen-dämme. Möglicherweise wurden dadurch Stollennachbrüche im ARL 13 ausgelöst, die zusätzliche instabile Hohlräume entstehen ließen.

Mit der weiteren Auffüllung des nördlichen Teils des damals noch längeren Restloches in den Jahren 1971 - 1976 wurde der Bau der neuen Fernverkehrsstraße F2 (heute B2) auf dem Kip-penkopf ermöglicht. Das verbleibende ARL 13 wurde in den 70er Jahren als Sondermüllkippe für die Entsorgung von Altschwellen und Teerrückständen aus den nahegelegenen Chemiewerken genutzt.

Am 02.09.1983 ereignete sich eine Großrutschung an der Westböschung im ARL 13. Betrof-fen waren mehr als 350 m des südlichen Teils der Böschung (Kap. 4).

Bis 1999 diente das ARL 13 als Großbrunnen für die Sicherung der Westausfahrt des Tage-baues Zwenkau. Dazu wurde im ARL 13 der Wasserspiegel über eine im Norden befindliche Pumpstation konstant auf ca. 100 m ü. NN gehalten. Im Herbst 1999 übergab das Pächterunternehmen MIBRAG mbH den Tagebau Zwenkau mit dem dazugehörigen ARL 13 an den Eigentümer (LMBV mbH).

3.3 Geologischer Schichtenaufbau und Lagerungsverhältnisse

Mit der in Kap. 2 beschriebenen regionalen Situation wurde bereits eine Übersicht des geologischen Aufbaus gegeben. Infolge der Faziesdifferenzierung sind deutliche Lithovarianzen in der Ausbildung der Schichten gegenüber dem geologischen Normalprofil des Tagebaus Zwenkau festzustellen. Eine Übersicht gibt das im Rahmen der Untersuchungen von der Autorin erstellte lithostratigrafische Normalprofil des ARL 13 in Abb. 3.2.

Grundlage der Beschreibung des Schichtenaufbaues im Projektgebiet sind Aufschlüsse an der Böschung sowie zahlreiche Schichtenverzeichnisse der vom Bergbau abgeteuften Bohrungen (Abb. 3.3, Anhang A). Eigene Pürckhauer-Sondierungen im Sommer 1996 dienten der Ver-dichtung der vorliegenden Daten. Im Liegenden des Bornaer Hauptflözes wurde im ARL 13 (P2586, P 2594) der als Lie-gendschluff bezeichnete Horizont erbohrt. Die Mächtigkeit dieses schluffig-tonigen Horizontes variiert zwischen 0,1 m und 1,3 m. Darüber lagert das ebenfalls erbohrte Bornaer Hauptflöz mit Mächtigkeiten zwischen 8 m und 12 m. An der Basis sind zum Teil 0,2 m bis 1,6 m mächtige Schluff-Feinsand-Horizonte eingeschaltet (P 2586, P 2594). Nach EISSMANN

& LITT (1994) handelt es sich um klastisch, fluviatile Ablagerungen mäandrierender Flußläufe, die das Flöz aufspalteten.

Im Hangenden des Flözes kam eine ungleichmäßig ausgebildete Sedimentfolge zur Ab-lagerung. Diese als Zwischenmittel bezeichnete grau-braune Schicht besteht im ARL 13 über-wiegend aus Tonen (meist > 60 %) mit Schluffanteilen sowie Braunkohle (P2594, P2665, 2755). Die höhere Bindigkeit resultiert JOLAS (1983) zufolge aus der Position des Gebietes am Nordrand der Mittleren Flußsandzone in der sogenannten Westmulde. Zum Absatz kamen diese Stillwassersedimente in flachen Senken oder alten Flußarmen. Die 0,7 m bis 1,0 m mächtige zwischengeschaltete Feinsandlage ist wahrscheinlich das Produkt von Ablagerungen ehemaliger Flußläufe.

3 Lokale Übersicht

27

Abb. 3.2: Vereinfachtes Schichtenprofil der westlichen Standböschung im Absetzer-restloch 13.

Während der größten Ausdehnung des älteren Flözbildungsraumes (Unteroligozän – tiefstes Mitteloligozän) entstanden im Hangenden des Zwischenmittel zur Oberflözgruppe gehörende Braunkohlen des Böhlener Oberflözes (Flöz IV). Das Flöz der Böhlener Folge bildete sich unter paralischen Bedingungen mit mariner Beeinflussung durch das fortschreitend ingredierte Mitteloligozänmeer (EISSMANN & LITT 1994). Im Vergleich zu dem im Umland ca. 7 - 10 m mächtigen Flöz IV ist dieses im ARL 13 mit Mächtigkeiten zwischen 3,8 m und 6,2 m erbohrt worden (2775, P2665, P2586). An der Basis sind meist kohlige Ton-Schlufflagen variierender Mächtigkeiten eingeschaltet. In den oberen Partien kennzeichnen eingelagerte marine Sande, Braunkohlenquarzit und verkieseltes Holz (Stubben) das Böhlener Oberflöz im Tagebau Zwenkau. Abgeteufte Bohrungen können dies für das ARL 13 nicht belegen. Ähnliches ist aber auch für das hiesige Flöz anzunehmen.

Im Hangenden des Böhlener Oberflözes kamen die sogenannten Weißen Sande, ein Quarzsand, zur Ablagerung. Dieser meist hellbraune bis braune Mittelsand wurde nach einer kurzen Regressionsphase transgressiv aufgearbeitet und umgelagert (BELLMANN 1972). Die daraus entstandenen Basissande haben einen großen Anteil an fein zerriebenem Kohledetritus (MÜLLER 1983). Bohrungen ergaben im Bereich des ARL Mächtigkeiten des Weißen Sandes und Basissandes zwischen 5 und 7 m (IK3428, IK 110, 2718, 2755, P2586, P2665, 2632, 2631). Der nördliche Bereich der Böschung wird von abgerolltem Böschungsmaterial überdeckt. Im Süden des ARL 13 ist das Top des Böhlener Oberflözes mit den überlagernden Weißen Sanden unmittelbar über dem Wasserspiegel des Sees aufgeschlossen.

Ein Auskeilen des Weißen Sandes ist im südlichsten Teil zu beobachten, so daß dort im Hangenden des Flözes die 8-10 m mächtige Schicht Brauner Schluffe zum Absatz kam. Diese sind hell- bis dunkelbraun mit weißlichen Flasern und Flecken. Zudem zeigt sich eine grau-braune/ braunschwarze Marmorierung oder leichte Bänderung heller und dunkler Partien. Die oft sehr dunkle braune Farbe läßt auf hohe Anteile organischen Materiales schließen, was auch aschefarbige Anflüge auf den Verwitterungsflächen erklärt. Charakteristisch sind zudem

Obere Böhlener Schichten

Untere Böhlener Schichten

Quartär QE - Geschiebemergel (Elster) Kiessande (GWL 1) Tertiär FS - Formsand (GWL 2.1) MS - Muschelsand (GWL 2.1) Muschelschluff Ph - Phosphoritknollenhorizont BS - Grauer Sand (GWL 2.2) Brauner Schluff WS - Weißer Sand (GWL 2.3) Flöz IV - Böhlener Oberflöz ZM - Zwischenmittel Ton Sand, Schluff (GWL 3) Flöz II - Bornaer Hauptflöz

Bornaer Folge

140

130

120

110

100

90

Höhe [m ü. NN]

QE

FS

MS

BS

WS

Flöz IV

Flöz II

ZM

3 Lokale Übersicht

28

ein relativ hoher Glaukonitgehalt (IK 3428) und sandige Grobschlufflagen (MÜLLER 1983). CREDNER (1878), später dann auch PIETZSCH (1962) und ENGERT (1957, 1958) postulierten für den Braunen Schluff, auch als Unterer Meeressand bzw. Brauner Sand bezeichnet, anhand von Fossilfunden mitteloligözänes Alter und marine Beeinflussung. Aus den Bohrprofilen (P2665, P2586) resultiert eine Mächtigkeit des Braunen Schluffes von 8,0 m bis 11,5 m, im Süden liegt die Schichtmächtigkeit im Aufschluß bei rund 10 m.

Zum Hangenden ist eine Zunahme des Feinsandgehaltes mit einem Übergang zu einer grauen Gesteinsfarbe erkennbar. Diese Einheit weist im ARL 13 Mächtigkeiten zwischen 0,5 m und 2 m auf (P2665, P2586). Im südlichen Aufschlußbereich folgt mit einer Mächtigkeit von 0,5 m der Graue Sand. Seine gelbbraune Verwitterungsfarbe (PÄTSCH & PENNIG 1997) ist ein Hinweis auf frühere Schichtwasserführung. In den oberen Partien (MÜLLER 1983) enthielt der Graue Sand autochthone Phosphoritkonkretionen. Nach EISSMANN & LITT (1994) wurden die oberen Partien der ursprünglich mächtigeren Einheit während der Rupelhaupttransgression erodiert und aufgearbeitet. Zur Ablagerung kam ein in der Brandungszone entstandener aufgearbeiteter Horizont, bestehend aus einer zum Teil dichten Lage allochthoner Phosphoritkonkretionen. Dieser sogenannte Phosphorithorizont bildet die Basis der Oberen Böhlener Schichten. Die Phosphoritknollen erreichen Durchmesser von mehreren Zentimetern und haben ovale, runde bis längliche Formen. Die Mächtigkeit des Horizontes beträgt maximal 10 – 20 cm. Im Aufschluß ist dieser ein leicht erkennbarer Leithorizont.

Darüber folgt ein Schluffhorizont mit zahlreichen Molluskenschalen, Schillbändern und limonitischen Konkretionen. Die Farben des auch als Muschelschluff bezeichnete Horizontes wechseln von graubraun bis grau und graugrün. Etwa 3 m über der Basis liegt eine ca. 1 m mächtige Bank mit deutlich höherem Tonanteil. Nach ENGERT (1958) und MÜLLER (1983) werden im Muschelschluff drei bis vier regional weit aushaltende Schillbänke geringer Mäch-tigkeit unterschieden. Charakteristisch ist eine Anreicherung vollständig erhaltener Molluskenschalen und Bruchschill. Im ARL 13 tritt eine Schillage von ca. 5 cm Mächtigkeit im Aufschluß hervor. Schalen und Schalenreste sind sonst recht unregelmäßig über die ganze Schicht verteilt. In der Bohrung 2718 werden zwei Schilllagen beschrieben.

Zum Hangenden kennzeichnet eine stetige Zunahme des Sandgehaltes den kontinuierlichen Übergang zum Muschelsand. Die Mächtigkeiten schwanken ENGERT (1958) zufolge erheblich. In den Bohrungen P2586 und P2594 werden ca. 5 m mächtige Schichten mit einem Feinsandgehalt von 70 – 80 % beschrieben, in der Bohrung P2665 hat diese Schicht eine Mächtigkeit von nur 2,6 m und einen geringen Feinsandanteil (60 %). Beide sind dem Muschelsand zu zuordnen. Anhand vorliegender Bohrprotokolle liegt die Gesamtmächtigkeit von Muschelschluff und -sand für das ARL 13 zwischen 4,5 m und 12 m.

Das Hangende der oberen Schichtenfolge bilden die graugrünen Formsande. Limonitkonkre-tionen, sowie vereinzelt mit Calcit zementierte Sandsteinkonkretionen, die laut MÜLLER (1983) Bildungen im Liegenden der Formsande darstellen, sind enthalten. Im zentralen Bereich des ARL 13 tritt eine ca. 0,5 m mächtige Bank als Härtling auf. Dabei handelt es sich offensichtlich um eine derartige mit Calcit zementierte Sandsteinbank. Hinweise über die laterale Erstreckung der Bank über die gesamte Böschung gibt es nicht. Darüber folgen ca. 4 m braun verwitterte Sande, an der Hangendgrenze ockerig verfärbt, als Hinweis auf frühere Schichtwasserführung. Die Gesamtmächtigkeit der relativ gleichkörnigen schluffigen Feinsande variiert zwischen 9 - 18 m (P2594, P2665). Infolge limonitischer Eisenhydroxidausfällung kam es zur Gelbfärbung der Sande.

3 Lokale Übersicht

29

Abb. 3.3: Lage der Bohrpunkte im Untersuchungsgebiet.

IK108

P2665

P2755

P2594

PL2

PL1

PL0

PL3

Bereich der Großrutschung vom 02.09.1983 Bohrpunkte

Profillinie

Böschungslinien

Böschung

Graben, Spalten

Bodenerosion

P1700

P1701

P2632

PL4

IK110P2586

P2631

IK3428

0 P25950 P21100 m

3 Lokale Übersicht

30

Das Hangende im Bereich der Böschung bildet der ca. 2 m mächtige Geschiebemergel. Die Basis der quartären Ablagerungen ist durch eine dünne Kieslage gekennzeichnet. Die Flöze, wie auch alle im Hangenden vorkommenden Schichten, sind nahezu horizontal ge-lagert. Häufig zu beobachtende kleintektonische Lagerungsstörungen (LEHMANN 1953) wie Klüfte und Fugen charakterisieren die Flöze und ihre begleitenden, bindigen Nebengesteins-schichten im Tagebau Böhlen/Zwenkau (BELLMANN 1971), so daß vor allem in den bindigen Sedimenten vorgezeichnete Gleitflächen existieren können. Da Klüftung von Braunkohle eine „häufig zu beobachtende Erscheinung“ ist (LEHMANN 1953), kann auch deren Existenz in den betreffenden Schichten im Arbeitsgebiet angenommen werden. An einzelnen Proben konnten Harnische festgestellt werden, die auf differenzielle Setzungsbewegungen während der Diage-nese zurückgeführt werden können (POHL 1997).

Im Mitteloligozän erfolgte eine Faziesdifferenzierung (BELLMANN 1970), die zur Ausbildung einer Beckenfazies im Nordwesten und einer Randfazies im Südosten führte. Die Schichten des ARL 13 sind einem NNE-SSW verlaufenden Übergangsbereich zuzuordnen (JOLAS 1983). Von Nordwesten nach Südosten ist eine Veränderung der Korngrößenspektren sowie das Auskeilen von Schluffpaketen in den unteren Böhlener Schichten festzustellen (MÜLLER 1983). Charakteristisch für das ARL 13 ist eine Zunahme des bindigen Anteils im Deckgebirge von Süden nach Norden (JOLAS 1985a).

Das Verformungsverhalten von Lockergesteinen ist im hohen Maße durch die frühere geologische Entwicklung bedingt. Von großer Bedeutung ist die Belastungsgeschichte, da sich diese auf die Festigkeitseigenschaften eines Materials auswirkt.

Die Lockergesteine im ARL 13 wurden nach ihrer Sedimentation unter Auflast des hangenden Materials normal konsolidiert. Während der Elstervereisung kam es aufgrund der Eisauflast zu einer verstärkten Konsolidierung der Schichten. Durch das Abschmelzen des Eises sind die Schichten heute stark überkonsolidiert (EISSMANN 1982, JOLAS 1983, 1985a, SCHEFFLER 1988). So wurde das tonige ZM nach der Ablagerung vor ca. 30 Ma unter der Auflast von 100 m bis maximal 200 m mächtigen Hangendsedimenten normal konsolidiert, sicherlich mit mehreren Erosions- und erneuten Belastungsereignissen innerhalb der o. g. Auflasten. Im Quartär (Elster- Eiszeit, vor ca. 300.000 a) kam es dann zu einer Belastung durch mindestens 300 m, wahrscheinlich aber 500 – 700 m mächtigen Inlandeises (EISSMANN & LITT 1994). Dies bewirkte eine verstärkte Konsolidation, entsprechend der zusätzlichen Auflast von 4,5 - 10,0 MPa. Nach Abschmelzen des Eises war der Ton somit erheblich überkonsolidiert.

3.4 Morphologie der Standböschung

Im Westen des ARL 13 liegt die maximale Geländehöhe bei ca. 140 m ü. NN (± 2 m), während die im Osten anlagernde Innenkippe des ehemaligen Tagebaues Böhlen Geländehöhen bis 130 m ü. NN aufweist. Eine Ausnahme bildet die im Südosten entstandene Hochkippe mit einer Geländeoberfläche bis 160 m ü. NN.

Die Gesamthöhe des Böschungssystemes über dem Wasserspiegel (ca. 100 m ü. NN) beträgt rund 40 m. Die Böschung wird bei einer Höhe von ca. 120 m ü. NN durch eine 10 m breite Berme in zwei Abschnitte gegliedert - eine obere Teilböschung mit einer Höhe von 18 m und eine untere Teilböschung mit einer Höhe von 20 m. Die mittlere Neigung der Gesamtbö-schung, von der ehemaligen Tagebausohle, einschließlich einer breiten Berme nahe der Basis des unteren Flözes und bis zum oberen Rand, beträgt 32°. Die einzelnen Teilböschungen wei-sen unterschiedliche Neigungen auf: Flöz II und Flöz IV 40° - 50°, Untere Böhlener Schichten einschließlich Muschelschluff und Muschelsand 45°, Formsande 38° (Abb. 3.4).

3 Lokale Übersicht

31

Im Laufe der Jahre sind an diesem System verschiedene Veränderungen vorgenommen worden bzw. es sind Teile ausgebrochen und lagern als Lockermassen am Böschungsfuß. Dadurch ist die Böschungsgeometrie heute recht unterschiedlich; so gibt es auch abseits der Rutschung z.T. vertikale Abbrüche.

Abb. 3.4: Maßstabsgerechte und generalisierte Topografie der Standböschung vor dem Böschungsbruch. Gestrichelte Linie – Änderungen am Böschungsystem, AFB-Kippe – Abraumförderbrückenkippe.

Die Böschungstopografie unterhalb des Wasserspiegels ist nur den Bergbauunterlagen zu ent-nehmen. Diese umfaßt die Kohleflöze bis zur ehemaligen Tagebausohle und das Zwischenmittel. Die Gesamtmächtigkeit liegt bei 27 m. Diese Böschung hat eine Generalneigung von 40o , ohne Berücksichtigung einer breiten Berme knapp über der Sohle des unteren Flözes. Darüber wurden in den Flözen drei schmale Zwischenbermen eingezogen. Diese wasserbedeckte Böschung ist durch abgespülte und bergbaulich umgelagerte Massen aus höheren Teilen der Westböschung, durch Abfälle der chemischen Werke Böhlen, sowie durch eingespülte und resedimentierte Massen von der Innenkippe im Osten abgestützt. Die Wassertiefe des Restsees beträgt deshalb nur wenige Meter.

3.5 Hydrologische und hydrogeologische Gegebenheiten

Oberflächenentwässerung und künstliche Infiltration wirken sich auf die Grundwasserdynamik aus und müssen bei der Beurteilung des hydrogeologischen Regimes berücksichtigt werden. Hauptvorfluter und Grundwasser sind im Projektgebiet hydraulisch angekoppelt. Massive anthropogene Eingriffe während des Braunkohlenabbaues im vergangenen Jahrhundert beeinflußten die natürlichen hydrogeologischen und hydrochemischen Verhältnisse im Bereich der Leipziger Bucht erheblich. Betroffen war vor allem das Grundwasserregime, so daß es vielerorts zur teilweisen oder vollständigen Zerstörung einzelner Grundwasserleiter (GWL) kam.

Das Projektgebiet i.w.S. befindet sich im Einzugsgebiet der Saale und ihren Nebenflüssen Weiße Elster und Pleiße, deren heutiger Verlauf sich im wesentlichen während des Eeminter-glazials herausbildete (EISSMANN 1995).

Aus hydrogeologischer Sicht gehören die Vorfluter der südlichen Leipziger Bucht zum System der Weißen Elster. Das Einzugsgebiet erstreckt sich mit den aus Südosten zufließenden Nebenflüssen vom Vogtland bis nördlich von Leipzig und zur Mündung in die Saale bei Halle (JORDAN & WEDER 1995). Als Teil des genannten Systems befindet sich das

120

100

Obere Teilböschung

Untere Teilböschung

Flöz II

Flöz IV

Zwischenbermen

Wasserlinie

AFB-Kippe

3 Lokale Übersicht

32

ARL 13 ca. 3 km östlich der Weißen Elster und 2,5 km westlich der Pleiße (Abb. 3.1). In dieser Region befinden sich auch ein Stausee und ein Rückhaltebecken.

Im Vergleich mit der regionalen Ausbildung des Grundwasserregimes (Kap. 2. 4) fehlen im ARL 13 einige GWL, außerdem wirkt sich der Einfluß des Braunkohlenabbaus aus. Die GWL 6 (Liegendsande des Flözes I) und GWL 4 (Liegendsande des Flözes III) sind im Arbeitsgebiet nicht ausgebildet, der GWL 5 (Liegendsande des Flözes II) hat nur eine geringe Bedeutung aufgrund der geringen Mächtigkeit und der z.T. lückenhaften Verbreitung (JORDAN & WEDER 1995).

Der im Zwischenmittel vorkommende GWL 3 (Abb. 3.2), zwischen dem Flöz II und Flöz IV, besteht im Vergleich zur regionalen Ausbildung aus geringmächtigen Lagen von Schluff und Feinsand, welche sich an der Basis und im Top befinden können. Anisotropieffekte sind wahrscheinlich und lassen variierende Durchlässigkeitswerte vermuten. Der GWL 3 ist ungefähr in einem Niveau zwischen 90 m ü. NN und 95 m ü. NN positioniert und ist durch gespannte Grundwasserverhältnisse gekennzeichnet (JOLAS 1985a). Messungen der Grundwasserspiegelhöhe von 107 m ü. NN in den Grundwassermeßstellen P1700 und P2755 belegen Überdrucke von ungefähr 12 – 17 mWS.

Im Hangenden des Flözes IV bilden die Weißen Sande den GWL 2.3 (Abb. 3.2). Dieser befin-det sich zwischen 100 m ü. NN und 103 m ü. NN, lokal auch tiefer oder höher. Der GWL 2.3 ist leicht gespannt, obwohl er zumindest im Norden dem Einfluß des Absenkungstrichters des aktiven Tagebaues Zwenkau unterliegt. In den Restsee entwässert der GWL 2.3 unter Bildung einer Sickerlinie auf ca. 100 m ü. NN.

GWL 2.2 und GWL 2.1 (Abb. 3.2) sind im unmittelbaren Bereich der Westböschung des ARL 13 wasserfrei (JOLAS 1983, 1985a).

Im Quartär positionierte GWL sind aufgrund der reduzierten Abfolge nur geringmächtig aus-gebildet. Zudem sind diese infolge der intensiven Wasserhaushaltungsmaßnahmen während des Bergbaubetriebes ebenfalls wasserfrei.

Sicherungsmaßnahmen in der Zeit des aktiven Tagebaubetriebs für die Westausfahrt des Tagebaues Zwenkau bestanden darin, den Wasserstand des Restsees zwischen 100,5 und 99,5 m ü. NN konstant zu halten (mündl. Mitt. Herr WEGNER, MIBRAG mbH). Bei inaktiver Pumpe (Leistung 24m3 h-1) erfolgt innerhalb eines Monats ein Anstieg des Wasserspiegels im Restsee von ca. 20 cm.

Die Grundwasseranströmung im Untersuchungsgebiet erfolgt im Bereich des unverritzten Ge-birges aus südwestlicher Richtung (JOLAS 1985a), aufgrund der geringen Schichtneigungen mit einer niedrig anzunehmenden Strömungsgeschwindigkeit.

Nach JORDAN & WEDER (1995) liegen die mittleren Jahresniederschläge für Leipzig bei 529 mm a-1 (1951-1980). Die Verdunstungshöhe für diesen Raum wird mit 400 mm a-1 ange-geben, aus der sich eine Grundwasserneubildungsrate von 2,5 l (s km2)-1 bis 5,0 l (s km2)-1 ergibt. Niederschlagsdaten der Meßstation Rötha westlich des ARL 13 (Quelle DWD), erga-ben für den Zeitraum 1969 bis 1996 einen mittleren Jahresniederschlag von 560 mm a-1 (BORCK 1998).

4 Bodenphysikalische und bodenmechanische Eigenschaften des Untergrundes 33

4 Bodenphysikalische und Bodenmechanische Eigenschaften des Untergrundes

Die Standsicherheit von Hängen oder Böschungen wird neben vielen anderen Faktoren vor allem von den Eigenschaften des aufbauenden Materiales beeinflußt. Bodenphysikalische Kennzahlen haben aus diesem Grund einen besonderen Stellenwert, da über diese das betreffende Lockergestein hinsichtlich seiner Eigenschaften beschrieben werden kann. Ein grundlegender Aspekt der Untersuchungen ist deshalb die räumliche Erfassung zutreffender bodenphysikalischer und bodenmechanischer Eigenschaften und Kennwerte für eine Stand-sicherheitsanalyse.

Im Rahmen des Projektes erfolgten neben der visuellen Geländeerkundung einschließlich der Betreuung der Bohrungsarbeit, Eigenschafts- und Kennwertbestimmungen im Labor zur näheren Klassifikation aller Schichten im Bereich der zu untersuchenden Böschung. Dadurch können die für die Standsicherheitsanalyse notwendigen Parameter bestimmt und im Zuge der Modellierung der Rutschung bewertet werden. Zahlreiche Lockergesteinsproben wurden dazu oberflächennah entnommen. Zusätzlich konnte gestörtes und ungestörtes Probematerial aus einer Trockenbohrung (U3428, Abb. 3.3) gewonnen werden. Die bodenphysikalischen Unter-suchungen am Probematerial erfolgten am Institut für Grundbau und Bodenmechanik und am Institut für Geowissenschaften der TU Braunschweig. Der Schwerpunkt der Analysen lag bei den Tonproben aus dem Zwischenmittel.

Die Bestimmung der bodenphysikalischen Parameter erfolgte durch genormte Laborversuche. Bei den ermittelten Kennwerten handelt es sich in einem bestimmten Rahmen um “stetige Zufallsgrößen”. Diese unterliegen dem Gesetz der Normalverteilung, werden aber auch von Faktoren des Verformungs-, Festigkeits- und Bruchverhaltens des Materiales beeinflußt. Es handelt sich dabei um petrografisch-mineralogische Faktoren (Gefüge), probekörperbedingte Einflüsse (Entnahme, Lagerung) und versuchsbedingte Einflüsse (Belastung, Temperatur u.a.), aufgrund derer die ermittelten Werte erheblich schwanken können (SCHEFFLER 1980, RACKWITZ & PEINTINGER 1981, HEYNE & BOGNITZ 1988). Vergleichbare Ergebnisse sind durch korrektes Arbeiten und einheitliche Versuchsmethoden sicherzustellen.

Einige Versuche mußten aufgrund bestimmter Fragestellungen abweichend von den DIN-Vorgaben durchgeführt werden. Darauf wird im weiteren Text an entsprechender Stelle hin-gewiesen.

4.1 Grundlagen

Gegenstand der zahlreichen Untersuchungen ist eine möglichst detaillierte Erfassung des Untergrundes. Es ist bekannt, daß die die Standfestigkeit beeinflussenden Faktoren meist gleichzeitig wirken bzw. sich gegenseitig beeinflussen oder in komplexer Weise zusammen-wirken (HENNING 1980; REUTER et al. 1992, SELBY 1993). Es besteht daher die Notwendig-keit, eine Vielzahl von charakteristischen bodenphysikalischen und bodenmechanischen Parametern zu ermitteln.

Nach Transport und Ablagerung der Lockergesteine verändern sich deren Eigenschaften durch permanent wirkende Einflüsse weiter. Zu den beeinflussenden Faktoren zählt neben dem Spannungszustand, der Einwirkung von Wasser, der Umwelt und spezifischen Störungen (FÖRSTER 1996) vor allem die Zeit. Deshalb ist es wichtig, neben der räumlichen Verteilung der Schichten sowie deren Varianz auch die Eigenschaftsveränderungen der Böden über die Zeit zu betrachten.


Folgende vier Arten von Eigenschaften der Lockergesteinsmaterialien (Boden) wurden unter-sucht:

• Stoffeigenschaften • Natürliche Struktureigenschaften • Normstruktureigenschaften • Mechanische Eigenschaften

4.1.1 Stoffeigenschaften

Stoffeigenschaften sind zustandsunabhängige Kenngrößen, die den Boden in seiner Zusam-mensetzung nach Art, Größe und Form (REUTER et al. 1992) beschreiben. Die Ermittlung er-folgt an gestörtem Probematerial. In nachfolgender Übersicht sind die entsprechenden Kenngrößen aufgeführt.

Tab. 4.1: Übersicht zu Versuchen, welche Stoffeigenschaften beschreiben. Bestimmung Norm Verfahren Symbol Abzuleitende Größen Ziel Korngrößen-verteilung

DIN 18 123 Sieb- und Schlämmanalyse

U, C, dw, k Anteil einzelner Korn-größen, Genese

Kornform, Rauhigkeit, Oberflächen-textur

Mikroskopie, Ra-sterelektronen-mikroskopie

Genese, Struktur, Einfluß auf Scherfestigkeit

Korndichte DIN 18 124 Kapillarpykno-meter

ρs [g cm-3]

Kornverteilung, Po-renzahl e , Porenanteil n, Bodendichte ρ

Bestimmung geometrischer Anteile der Phasen des Bodens

Glühverlust DIN 18 128 Glühen bei 600 °C Vgl [%] Organischer Anteil Bodenbestimmung, Einfluß auf Festig-keitsverhalten

Kalkgehalt DIN 18 129 CO2-Gasometer VCa [%] Kalkgehalt Bodenbestimmung, Einfluß auf Festig-keitsverhalten

TOC, Summe des organisch gebundenen Kohlenstoffs

Infrarotspektros-kopische Messung bei Verbrennung

Corg Anteil Kristallwasser Gesamtkohlenstoff-anteil

Korngrößenverteilung

Die nach DIN 18 123 ermittelten Korngrößenverteilungen beschreiben die Böden aufgrund ihrer mittleren geometrischen Ausdehnung. Bodenmechanische, hydraulische und bodenphy-sikalische Eigenschaften können daraus abgeleitet werden. Rückschlüsse auf die Genese er-laubt die Ungleichförmigkeitszahl U, mit der auch die Verteilungsart erfaßt werden kann. Gleiches gilt für die Krümmungszahl C. Die Varianz der Probenahmepunkte ermöglicht die Erfassung tendenzieller Veränderung innerhalb der untersuchten Schicht neben der allgemei-nen Feststellung der wirksamen Korndurchmesser. Eine weitere abzuleitende Größe ist die Durchlässigkeit. Ein wichtiger Aspekt bei den Untersuchungen war die Einbindung von Korn-form und Rauhigkeit. Anhand derer besteht die Möglichkeit, Eigenschaften zu ergründen, die sich positiv oder negativ auf die Scherfestigkeit auswirken können. Auch hinsichtlich geome-chanischer Beanspruchung ist die Korngrößenverteilung von Interesse, da laterale und verti-kale Varianzen des Korngrößenspektrums innerhalb einer stratigrafischen Einheit Einfluß auf die bodenmechanischen Eigenschaften haben (Lithovarianzen).


Kalzium- und Magnesiumkarbonatgehalte

Variable Kalzium- und Magnesiumkarbonatgehalte haben ebenso Einfluß auf die bodenphysi-kalischen Eigenschaften. So bewirken Konkretionen oder Agglomerationen von Körnern mit karbonatischem Bindemittel höhere Scherfestigkeiten bei sonst gleicher Beschaffenheit und Struktur der Böden. Durch Kalkanteile kann die Plastizität des Materiales vermindert werden. Wie in Kap. 3.3 beschrieben, sind durch Fossilinhalte karbonatische Anteile in den Schichten vorhanden. Die quantitative CaCO3-Bestimmung erfolgte nach DIN 18 129.

Organische Beimengungen

Organische Beimengungen sind sehr stark wasserbindend, so daß diese auf die bodenphysika-lischen Eigenschaften einen erheblichen Einfluß haben. Bei Kenntnis kann neben der Klassi-fikation auch auf Festigkeitsverhalten sowie Verformbarkeit geschlossen werden. Organische Anteile können zur Herabsetzung der Scherfestigkeit führen und so progressives Versagen der Böschung begünstigen. Vor allem in hangenden und liegenden Gesteinsbereichen der Braun-kohleflöze wurden hohe Anteile an organischem Material vermutet. Die Ermittlung erfolgte über den Glühverlust Vgl (DIN 18 128). Der bestimmte Massenverlust reflektiert neben den Anteilen an Kohlenstoff enthaltenes Kristallwasser. Letzteres wird bei hohen Temperaturen (> 60°C) aus den Tonmineralen herausgetrieben. Zur besseren Bewertung der Ergebnisse er-folgten an ausgewählten Proben TOC2-Messungen, die Summe des organisch gebundenen Kohlenstoffs im Sediment.

Korndichte

Die Korndichte ρs eines Bodens (DIN 18 124) ermöglicht eine Vielzahl von Ableitungen hin-sichtlich weiterer charakteristischer Kenngrößen. Als Hilfsgröße dient diese zur Ermittlung der Kornverteilung und natürlicher Struktureigenschaften wie Porenvolumen, Porenzahl e und Dichte ρ.

4.1.2 Natürliche Struktureigenschaften

Natürliche Struktureigenschaften sind dem Material im augenblicklichen Zustand der Proben-nahme eigen und geben Auskunft über Beschaffenheit, Zusammensetzung und Besonderhei-ten. Die Bestimmung der zugehörigen Kennzahlen erfolgt ausschließlich an ungestörtem Probematerial (Tab. 4.2). Es handelt sich dabei um struktur- und spannungsabhängige Kenn-größen (REUTER et al. 1992), auch hinsichtlich ihrer Spannungsvorgeschichte. Letztere beein-flußt bei bindigem Lockermaterial die Eigenschaften wesentlich. Diese Untersuchungen sind von besonderem Interesse, bieten diese doch die Möglichkeit, durch den Vergleich der Ergeb-nisse mit älteren Untersuchungen Veränderungen am Material über die Zeit aufzulösen.

2 Total Organic Carbon


Tab. 4.2: Übersicht zu den Versuchen, welche natürliche Struktureigenschaften beschreiben.

Bestimmung Norm Verfahren Symbol Abzuleitende Größen Ziel Wasser-gehalt

DIN 18 121

Ofentrocknung w [-] Ic, ρd

Bodendichte DIN 18 125

Ausstechzy-linder

ρ [g cm-3] ρd, γ, Sr, n, e, D, ID

Beurteilung der Proben hinsichtlich des in situ-Zustandes, Eingruppierung über Werte unter Prüfbe-dingungen, zeitliche Verän-derungen

Wassergehalt

Steigende Wassergehalte und damit verbundene Quellung von Tonmineralen sowie die Auf-weichung des Materials führen oft zur Initialisierung von Hang- und Böschungsbewegungen. Nach PRINZ (1997) werden vor allem Tone (besonders aktive Tone) durch fortwährende Wasserzufuhr in ihrer Konsistenz weicher und damit verändern sich auch die scherfestigkeits-bestimmenden Parameter (Kohäsion, Reibung) im negativen Sinne. Daher ist die Kenntnis der Naturzustandsgrößen (Tab. 4.2) der Böden erforderlich, um die Standfestigkeit einer Bö-schung zu beurteilen und entsprechende Nachweise führen zu können (DIETRICH et al. 1998). Die Wassergehalte w (nach DIN 18 121, T.1) von Böden differieren in weiten Grenzen, was sich auch an den untersuchten Proben widerspiegelt.

Boden- und Trockendichte

Neben der Kenntnis der Korndichte ist die Boden- und Trockendichten (ρ, ρd) der vorliegen-den Materialien von Bedeutung. Anhand derer können Lagerungsdichte D, Verdichtungsgrad DPr, Porenanteil n und Sättigungszahl Sr bestimmt werden. Die Bodendichte resultiert aus dem Quotienten der Masse m der feuchten Probe und dem dazugehörigen Volumen V. Poren-anteil und Porenfüllung fließen als indirekte Größen ein.

Aus den Angaben zum Wassergehalt sowie der natürlichen Porenzahl e bzw. des natürlichen Porenanteils n lassen sich die Sättigungszahlen Sr für diese Proben berechnen:

[-] (4.1)

nw – mit Wasser gefüllter Porenraum [-] n – Gesamtporenanteil [-] w – Wassergehalt [-] ρs – Korndichte [g cm-3] e – Porenzahl [-] ρw – Dichte des Wassers [g cm–3]

Eine weitere abzuleitende Größe ist die Wichte γ, die volumenbezogene Gewichtskraft die ein Körper mit der Dichte ρ aufgrund der Erdbeschleunigung g ausübt. Benötigt wird die Wichte zu Berechnungen der Standsicherheit.

4.1.3 Normstruktureigenschaften

Normstruktureigenschaften, ebenfalls struktur- und spannungsabhängig, charakterisieren das Material unter festgelegten Prüfbedingungen (Tab. 4.3). Diese Kennwerte sind Funktionen der

w

swr e

w

n

nS

ρ⋅ρ⋅==


bereits vorgestellten Stoffeigenschaften und hängen daher von diesen ab. Mit diesen Kenn-zahlen besteht die Möglichkeit einer Klassifizierung der Böden hinsichtlich des Ist-Zustandes zum Zeitpunkt der Untersuchungen. Deren Untersuchung erfolgt an gestörtem Material; die ermittelten Werte liefern daher keine Auskunft über das Gefüge oder innere Kräfte.

Tab. 4.3: Übersicht zu den Versuchen, welche die Normstruktureigenschaften beschreiben.

Bestimmung Norm Verfahren Symbol Abzuleitende Größen Ziel lockerste/ dichteste Lagerung

DIN 18 126

Schlaggabel, Rütteltisch

nmax, nmin

emax, emin, D, min ρd, max ρd

Einordnen der natür-lichen Kennzahlen

Proctordichte DIN 18 127

Proctor ρPr wPr, mod ρPr, mod wPr Einordnung des natürli-chen Zustandes

Wasseraufnahme-vermögen

DIN 18 132

ENSLIN/ NEFF

wA wb Tonminerale (quellfähig)

Zustandsgrenzen DIN 18 122-T1

ATTERBERG wL, wP, IP, A, ρp, φ‘, Klassifizierung nach DIN 18 196

Lagerungsdichte

Die Bestimmung der Porenzahl e bei lockerster Lagerung (emax) und dichtester Lagerung (emin) erfolgte nach DIN 18 125. Als Grenzwerte für mögliche Lagerungen sind diese wesentlich für die Einordnung des natürlichen Lagerungszustandes. Um jedoch eine qualitative Aussage zu treffen, muß eine einheitliche Bezeichnung sowie Zahlenwerte zugrunde gelegt werden. Dazu kann die Lagerungsdichte D herangezogen werden, welche sich nach folgender Formel ergibt:

(4.2)

nmax - maximaler Porenanteil nmin - minimaler Porenanteil n - natürlicher Porenanteil

Nach DIN 1054 gilt eine Einteilung, anhand derer eine Einstufung der untersuchten Materia-lien hinsichtlich ihrer natürlich vorliegenden Lagerungsdichte vorgenommen werden kann.

Der Gültigkeitsbereich für diese Einteilung ist auf gleichförmige Böden (U ≤ 3) beschränkt. Liegen ungleichförmige Böden mit U > 3 vor, verändern sich die Grenzen (Tab. 4.4).

Tab. 4.4: Einteilung für Böden. Gleichförmige Böden Ungleichförmige Böden sehr lockere Lagerung D < 0,15 mitteldichte Lagerung D ≥ 0,45 lockere Lagerung D = 0,15-0,3 dichte Lagerung D ≥ 0,65 mitteldichte Lagerung D = 0,3-0,5 dichte Lagerung D > 0,5

minmax

max

nn

nnD

−−

=


Proctordichte

Eine Beurteilung der Lagerungsdichte bei bindigen Böden erfolgt mit der Proctordichte ρPr

als Bezugswert. Die Proctordichte ist die unter Versuchsbedingungen (DIN 18 127) erreichbare größte Trockendichte bei dem für Verdichtung optimalen Wassergehalt wPr. Daher soll diese Größe hier nur für eine tendenzielle Einschätzung genutzt werden.

Zustandsgrenzen

Abhängig von Wassergehalt, Mineralbestand sowie Kornverteilung (von SOOS 1996) sind die ATTERBERGschen Konsistenzgrenzen oder auch Zustandsgrenzen (DIN 18 122 T1) eines Materiales. Bestimmt wird zum einen die Fließgrenze wL, der Wassergehalt am Übergang von dem flüssigen in den bildsamen Zustand. Zum anderen erfolgt die Bestimmung der Ausroll- oder Plastizitätsgrenze wP, welche den Wassergehalt an der Grenze von der bildsamen in die halbfeste Zustandsform widerspiegelt. Anhand der ermittelten Grenzen kann eine Einteilung der Böden in Gruppen nach DIN 18 196 erfolgen. Diese basiert auf der Korrelation der Fließ-grenze wL und der Plastizitätszahl IP einer Probe. Letztere resultiert aus Fließgrenze wL und Ausrollgrenze wP und beschreibt das plastische Verhalten eines Bodens. Je größer der Betrag von IP ist, desto mehr Wasser kann von einem Boden aufgenommen werden, bevor dieser vom bildsamen in den flüssigen Zustand übergeht. Nach DIN 18 196 kann über die Fließ-grenze der Grad der Plastizität bestimmt werden:

wL < 35 % leicht plastisch 35%<wL < 50 % mittelplastisch

wL > 50 % ausgeprägt plastisch

Tonminerale beeinflussen die Fließgrenze erheblich und damit die Plastizitätszahl eines Mate-riales. Mit der Aktivitätszahl A nach SKEMPTON (1953) kann auf die Art der enthaltenen Ton-minerale geschlossen werden. Die Ermittlung erfolgt meistens nach dem Verhältnis von IP zum prozentualen Anteil der Körnung < 0,002 mm (FÖRSTER 1996).

Wasseraufnahmefähigkeit

Die Eigenschaft eines Bodens, Wasser kapillar anzusaugen und zu halten kommt in der Was-seraufnahmefähigkeit wA zum Ausdruck, die nach DIN 18 122 bestimmt wird. Im wesent-lichen wird diese vom Feinstkornanteil (NEUMANN 1957) bestimmt. Eine weitere Rolle spielt die Hydratation, d.h. die Anlagerung von Wasser an die Kationen der Tonmineraloberflächen und –zwischenschichten (DIETRICH et al. 1998).

4.1.4 Mechanische Eigenschaften

Mechanische Eigenschaften sind abhängig vom Materialaufbau (Tab. 4.5). Zudem werden die Eigenschaften auch von der Spannungsvorgeschichte beeinflußt. Neben den Formänderungs-eigenschaften wie Verdichtung oder Schwellen gehören zu den mechanischen Eigenschaften die Festigkeitswerte sowie die hydraulischen Eigenschaften.


Tab. 4.5: Übersicht zu den Versuchen, welche die mechanischen Eigenschaften beschreiben.

Bestimmung Norm Verfahren Symbol Abzuleitende

Größen Ziel

Durchlässigkeit DIN 18 130 konstanter Druck-höhe, veränder-licher Druckhöhe

k Bestimmung GW-Leiter, GW-Ge-ringleiter

Scherfestigkeit DIN 18 137-3

Direkter Scher-versuch

c‘, φ‘ cr, φr Standfestigkeit

DIN 18 137-2

Triaxialversuch (CU)

a‘, b‘ c‘, φ‘ Standfestigkeit

Vorbelastung DIN 18 135 (E) Oedometerversuch s‘, Cc, Es σmax Überkonsolidation

Durchlässigkeit

Der Durchlässigkeitsbeiwert k ist ein charakteristischer Kennwert zur Bearbeitung ingenieur-geologisch-hydrologischer Fragestellungen und für die Berechnung von Standsicherheitspro-blemen, falls die Erfassung der hydrologisch-hydraulischen Situation von Bedeutung ist. Der Durchlässigkeitsbeiwert k hängt von verschiedenen Faktoren ab. Eine wichtige Rolle nehmen die Kornverteilung, das Lagerungsgefüge sowie die Lagerungsdichte ein. Bedeutenden Ein-fluß hat aber auch der Sättigungsgrad des Bodens sowie die Temperatur und Viskosität des Wassers. Die Bestimmung des Durchlässigkeitsbeiwertes erfolgt nach DIN 18 130.

Vorbelastung

Das Verformungsverhalten von Lockergesteinen ist neben den bisher genannten Eigen-schaften auch und im besonderen von seiner geologischen Entwicklung geprägt. Eine beson-dere Rolle kommt dabei der Belastungsgeschichte des Materiales zu, da diese sich auf die Festigkeitseigenschaften auswirkt. Die Verdichtung von Material hat eine Vielzahl von Effekten zur Folge. Neben der Verringerung des Porenraums im Boden und damit einher-gehende Minimierung des Luftgehaltes, erhöht sich gleichzeitig der Korn-zu-Korn-Kontakt. Daraus resultieren die Abnahme des Wassergehaltes, aber auch die Erhöhung der Scherfestig-keitseigenschaften des Materials. Überkonsolidierte bindige Böden besitzen daher zunächst eine höhere Festigkeit und sind unempfindlicher gegen eine Strukturzerstörung (LANG & HUDER 1994). Diese Eigenschaften kehren sich um, wenn es infolge von mechanischen Ver-änderungen des Umfeldes zur Auflockerung des Gefüges durch Rißbildung sowie zur Quellung kommt (VEDER 1979).

Die Lockergesteine im ARL 13 sind stark überkonsolidiert (Kap. 3). Die Spannungsgeschichte des Lockergesteins kann mittels Oedometerversuch, einem Druckversuch mit behinderter Seitendehnung nach DIN 135 (E) erfaßt werden

Scherfestigkeit

Die Bestimmung der Scherparameter φ und c (DIN 18 137) basiert zunächst auf den Er-kenntnissen bereits ermittelter Kennzahlen. Eine getrennte Betrachtung der Daten von bindigem Material (hier Zwischenmittel) und des rollig ausgebildeten Materiales im Hangenden muß aufgrund des unterschiedlichen Verhaltens erfolgen.


Unterschieden werden im Fall des ARL 13 zwei Zustände mit verschiedenen Randbe-dingungen:

• Böschungsbruch (Initialrutschung) • Nachkriechen

Für nachfolgende Stabilitätsberechnungen ist es wichtig, die Scherparameter entsprechend der zum Zeitpunkt des Rutschereignisses vorliegenden Bedingungen zu prüfen. Für den Fall der Initialrutschung ist daher der Zeitpunkt des Ereignisses von Interesse, um Rückschlüsse auf das Porenwasserdruckregime zu ziehen. Im Fall des ARL 13 liegt die Böschungsgestaltung bereits mehrere Jahrzehnte zurück, so daß von einem neueingestelltem Porenwasserdruck-regime ausgegangen werden kann. Grundlage für weitere Betrachtungen sind in diesem Fall die effektiven (wirksamen) Scherparameter φ , c` unter dränierten Versuchsbedingungen.

Bei erstmaliger Scherung sind die kritischen Scherparameter anzusetzen. Überkonsolidierte Tone wie jener im ARL 13 erreichen den kritischen Zustand durch Wasseraufnahme und da-mit verbundener Quellung während der beginnenden Scherung. Wohldefinierte Gleitflächen können sich dadurch bilden. Die Bewegung läuft im Scherband durch turbulentes Fließen ab, unter gleichbleibendem Volumen und Wassergehalt (POHL 1997). Der Scherwiderstand wird im wesentlichen durch die Reibung bestimmt, während die Kohäson im kritischen Zustand vernachlässigbar gering ist.

Das Kriechen der Rutschmasse nach dem Initialbruch muß unter veränderten Bedingungen betrachtet werden. Infolge des bereits vorliegenden Scherweges von ca. 10 m können im Zwischenmittelton nur noch Restscherfestigkeiten vorliegen. Diese resultieren aus der Ein-regelung der Tonplättchen. Da Kaolinit aus verhältnismäßig dicken Plättchen mit großem Kantenflächenanteil besteht, werden diese bei einer Scherbeanspruchung nur unvollständig eingeregelt. Verursacht wird dadurch eine Korn-zu-Korn-Reibung an den rauhen Scherflächen (MÜLLER-VONMOOS 1993).

In zahlreichen Publikationen wird die Problematik der Varianz von Versuchsergebnissen be-schrieben, wie auch in Arbeiten von WICHTER & GUDEHUS 1982 und THORNE 1984. Die Streuung von Versuchsergebnissen beruht auf Problemen bei der Probennahme, der Versuchsdurchführung, sowie auf tatsächlich unterschiedlichen Werten in der Natur, z.B. durch variierende Schluff- und Sandanteile der Proben. Des weiteren hängt das Scherverhalten von der Art der Tonminerale (Kap. 4.2), der Anisometrie der Tonmineral-teilchen und der Flächenladung ab. Durch Dilatation in der Gleitfläche kommt es zu Wasser-aufnahme und damit zu einer Plastifizierung (ANKE et al. 1975), wodurch eine unterschiedlich starke Einregelung der Tonplättchen bewirkt wird. Verschiedene Autoren beschreiben dies anhand von REM-Aufnahmen (RIZKALLAH & PASCHEN 1979, HEITFELD 1985, BROSCH & RIEDMÜLLER 1988).

Abhängigkeiten der Scherparameter für das rollige Material bestehen in Kornform, Korn-größe, Kornverteilung und Porenziffer. An den in den Anrissen der Rutschung gut erschlossen rolligen Lockersedimenten kann beobachtet werden, daß alle (mit Ausnahme des Weißen Sandes) leicht verfestigt sind und senkrechte bis überhängende Wände bilden. Gleichzeitig ist das Gestein leicht zerreiblich, so daß durch Verwitterung am Fuße der Wände kleine Sandhalden entstehen, während die Schluffe kaum verändert werden. Die Gesteine besitzen also eine echte, wenn auch geringe Kohäsion. Auffällig ist, daß sowohl Sande wie auch Schluffe an diesen Aufschlüssen eine dichte Klüftung zeigen, mit annähernd böschungs-paralleler Lage (70-80o Einfallen in östlicher Richtung). Dies reflektiert offenbar die typische Entspannungsreaktion von (Halb-) Festgesteinen bei Entlastung durch Freilegung. Die Kon-solidation rolliger Gesteine ist im Gegensatz zu jener von Tonen durch Entlastung nicht rück-


führbar. Entspannung ist nur durch elastische Deformation möglich, welche für die Kluftbildung parallel zur freigelegten Oberfläche (hier die Böschung) verantwortlich ist.

Scherparameter sind nicht als konstante Größen zu sehen, da diese von vielen bodenphy-sikalischen Eigenschaften des jeweiligen Materiales abhängig sind (SELBY 1983). Mit der Be-stimmungen im Labor kommen weitere Abhängigkeiten hinzu, so daß die Scherfestigkeit auch eine Funktion folgender Einflüsse darstellt:

-Probenahme, -konservierung, -transport, -lagerung -Probenvorbereitung und Einbau in die Versuchsgeräte -Schertechnik (Triax, Kreis etc.) -Technologie (Schergeschwindigkeit) -Meßwerterfassung und-verarbeitung -Auswertung der Daten

4.2 Untersuchungsergebnisse

Durch eine notwendig gewordene Instrumentierung des Rutschungsareales und des quasi nicht gestörten Böschungsbereiches (Inklinometer, Grundwassermeßstellen) war es möglich, ungestörte Proben aus Untersuchungsbohrungen sowie Grundwassermeßstellen- und Inklino-meterbohrungen zu gewinnen. An dem Material aus dem Zwischenmittel (12 Sonderproben) und dem Muschelschluff (1 Sonderprobe) erfolgten bodenphysikalische Untersuchungen, durchgeführt im Labor des ehemaligen BKW Borna. Die Ergebnisse wurden seitens des FCB Espenhain (ehemals BKW Borna) im Rahmen des Projektes freundlicher Weise überlassen.

4.2.1 Zwischenmittel

Das Zwischenmittel steht im Untersuchungsgebiet oberflächennah nicht an und konnte im Rahmen des Projektes nur durch eine neue Kernbohrung im ARL 13 beprobt werden. Zur Verdichtung der Daten erfolgte zusätzlich eine Beprobung des Zwischenmittels im nahe gele-genen aktiven Abbaubereich des Tagebaus Zwenkau3. Dadurch ist zusätzlich eine Möglichkeit gegeben, die Zwischenmitteltone hinsichtlich der verschiedenen faziellen Ausbildungen zu bewerten. In der Tab. 4.6 ist eine Übersicht aller aus dem Zwischenmittel stammenden Proben und der daran durchgeführten Kennwertbestimmungen gegeben.

4.2.1.1 Stoffeigenschaften

Die in Abb.4.1.a-c dargestellten Körnungslinien (n = 28 Analysen) zeigen die Korngrößen-spektren des Zwischenmittels sowohl aus dem ARL 13 (n = 25) als auch aus dem Tagebau Zwenkau (n = 3). Das Korngrößenspektrum reicht von fast reinem Ton (80 %) bis zu fast reinem Schluff mit geringen Feinsandanteilen. Zwischen diesen engen Grenzen des Spektrums variiert das Zwischenmittel infolge der wechselnden Sedimentationsverhältnisse. Je nach Position liegt eine mehr tonige oder schluffig-sandige Ausbildung vor. Der Gewichts-anteil am Feinstkorn < 0,002 mm in den tonigen Proben liegt bei ≥ 50 % der Gesamtprobe. In den schluffig-sandig ausgebildeten Bereichen variiert der Anteil der Fraktion < 0,002 mm zwischen 5 und < 50 %.

3 im Herbst 1999 Abbau eingestellt


Tab. 4.6.: Übersicht zu bodenphysikalischen Versuchen an Zwischenmittel-Proben.

Eigenschaften Probe Teufe [m]

Art

Jahr Bearbeitung durch Stoff-

natürl. Struktur

Norm- struktur-

Mechani-sche E.

PRZ13 u./Zyl. IGB + + + PRZ12 u./Zyl. + + + PRZ14 u../Zyl + + + PRZ28 u./Zyl. + + PRZ30 u./Zyl. + + PRZ29 u./Zyl. + + PRZ27 u/Zyl.. + +

Tag

ebau

Zw

enka

u

BP

oberflächen-nah, Ab-bauebene aktiver Tagebau-bereich gest.

1997

+ 22,5 gest. IGB + + + 23 gest. IGL + + 23,5 gest. + + 24,5 gest. + + 22,5 u./L IGB + + + + 23,2-23,6 u/L + + 22-22,2 u./L + + + + 23,5-23,8 u./L + + + + 23,8-24 u/L + + + + 24,5-24,62 u./L + +

Abr

ißbe

reic

h R

utsc

hung

A

RL

13

U34

28

24,7-24,85 u./L

1998

+ U2665/83/164 50,2 u./L BKW + + + + U2632/83/242 43,7-44,0 u./L + + + + U2632/83/235 47,2-47,5 u./L + + + + U2632/83/270 47,8-48,1 u./L + + + + U2632/83/253 48,4-48,7 u./L + + + + U2631/83/279 48,0-48,3 u./L + + + + U2631/83/146 48,7-49,0 u./L + + + + U2631/83/272 49,0-49,3 u./L + + + + U2631/83/276 49,3-49,6 u./L + + + + U2665/83/159 47,5 u./L + + + + U2665/83/150 49,1 u./L + + + +

„ung

estö

rtes

“ G

ebir

ge A

RL

U2665/83/673 49,8 u./L

1984

+ + + + RBK5111 u./L BL + + + RBK1551 o u./L + + + + RBK1551u u./L + + + + IK49 u./L + + + RBKS5088 o u./L + + RBKS5088 u u./L

1983

+ + + + P110 gest. 1996 + + + +

Rut

schu

ngsb

erei

ch

AR

L 1

3

P7 gest. 1996 + + +

u./Zyl. – ungestörte Probe/Zylinder gest. – gestörte Probe u./L. – ungestörte Probe/Liner IGB - Institut für Grundbau und Bodenmechanik TU Braunschweig IGL - Institut für Geowissenschaften, TU Braunschweig, Ingenieurgeologisches Labor BKW - VEB BKW Borna, HA Bodenmechanik, Bodenmechanisches Labor Gaschwitz BL - Bodenmechanisches Labor Regis-Breitingen


Schluff Sand Kies Ton

fein mittel grob fein mittel grob fein mittel grob

Abb. 4.1: Körnungslinien des Zwischenmittels, grau hinterlegt ist die Bandbreite der Kör-nungslinien: a) „ungestörtes Gebirge“ ARL 13 – Böschung (n = 19), b) Tagebau Zwenkau (n = 3), c) ARL 13 – Rutschungsbereich (n = 6).

Hinsichtlich der mineralischen Zusammensetzung des Zwischenmittels aus dem ARL 13 und aus dem ehemals aktiven Bereich des Tagebaues Zwenkau konnten mittels röntgendiffrakto-metrischer Untersuchungen (MEYER 1998) keine Unterschiede festgestellt werden. Aus den Analysen geht hervor, daß das Zwischenmittel neben geringen Anteilen an Quarz und Mikro-klin, Kaolinit und Illit als Hauptbestandteile beinhaltet (Abb. 4.2). Die semiquantitative Be-stimmung ergab ein Mengenverhältnis der beiden Tonminerale von 3:1 (MEYER 1998). Smektite und Wechsellagerungsminerale konnten in diesen Proben akzessorisch nachgewie-sen werden.

0.001 0.01 0.1 1 10 100Korndurchmesser d [mm]

0

20

40

60

80

100

Mas

sena

ntei

l <

d

der

Ges

amtm

enge

[%

]

Tagebau Zwenkau

c)


0

20

40

60

80

100

Mas

sena

ntei

l <

d

der

Ges

amtm

enge

[%

]

ARL 13 - Rutschungsbereich


0

20

40

60

80

100

M

asse

nant

eil

< d

de

r G

esam

tmen

ge [

%]

ARL 13 - Böschung

b)

a)


Abb. 4.2: Röntgendiffraktogramme einer Zwischenmittelprobe (P110) aus dem Absetzer-restloch 13 (nach MEYER 1998).

Der Hauptbestandteil des Zwischenmittels hat Korngrößen < 0,002 mm. In der Tonfraktion dominieren Plättchen und Stäbchen, wobei zu beachten ist, daß Kaolinit sich aus sehr dicken Plättchen zusammensetzt (Abb. 4.3). Diese besitzen einen großen Kantenflächenanteil, wo-durch eine relativ geringe Einregelung der Plättchen bei Scherbeanspruchung bewirkt wird. Als Folge kann es zu einer Korn-zu-Korn-Reibung an den Scherflächen kommen, was die Reibung deutlich erhöht. Dies steht allerdings im Widerspruch zu Spiegelharnischen, die in den Proben gefunden wurden. Der Zwischenmittelton ist in seiner Oberflächentextur gekenn-zeichnet durch glatte, unebene Flächen (Harnische), die zum Teil poliert sind. Die Farbe des Materiales ist grau, oftmals durch den organischen Anteil intensiv dunkelbraun gefärbt. Im schluffig bis feinsandigen Bereich zeigt sich eine deutliche Bänderung. Die Farben wechseln von hellgrau nach dunkelbraun und grau.

Abb. 4.3: Rasterelektronenmikroskop-Aufnahme des Zwischenmitteltones (aufgenommen

am Institut für Schweißtechnik der TU Braunschweig). Die Aufnahmen zeigen relativ große Tonkristallite.

Die quantitative Bestimmung des Kalkgehaltes erfolgte entsprechend DIN 18 129, wonach die Gehalte kleiner als 1 % festzustellen sind. Röntgendiffraktometrische Analysen

0 5 10 15 20 25 30 35°2θ

Illit (001)

Kaolinit (001)

Illit (002)Kaolinit (002)

Illit + Quarz (104)

Natur

Glycol350°C

550°C


bestätigen, daß Kalzit- und Dolomitgehalte nur in Spuren in den Zwischenmittel-Proben enthalten sind (MEYER 1998).

Bei den organischen Beimengungen (Braunkohleflitter) handelt es sich in erster Linie um eingeschwemmte, eingelagerte kohlige Humus- und Torfsubstanz, oft in Form von dünnen Bändern und Linsen. SIMMER (1994) gibt für organische Schluff- und Tonböden (Boden-gruppe OT nach DIN 18 196) Werte von 10 % bis über 20 % Glühverlust an. Aus den Ver-suchen an Zwischenmittelproben resultieren 6,5 % bis 68 % Massenverlust beim Glühen. Zur besseren Bewertung der Ergebnisse erfolgten an ausgewählten Proben die Bestimmung der Summe des organisch gebundenen Kohlenstoffs Corg (TOC). Die überprüften Proben aus der HFSZ4 weisen mit einem Feinstkornanteil zwischen 35 und > 60 % rund 1,6 % Gesamt-kohlenstoff auf. In Proben aus der NFSZ5 (Feinstkornanteil ca. 10 %) beträgt der Anteil 20 %. Der ermittelte Kristallwassergehalt für die Proben aus der HFSZ liegt durchschnittlich bei 14 %, der für die Probe aus der NFSZ bei 30 %. Anhand der Resultate zeigt sich, daß der Kohlenstoffanteil sehr hoch sein kann, was sich auf die bodenmechanischen Eigenschaften hinsichtlich der Festigkeit auswirkt. Nach DIN 1054 sind ca. 50 % der untersuchten Proben (n = 23) als organische Böden einzustufen.

Die Korndichtebestimmung nach DIN 18 124 ergab für das Zwischenmittel unter Berück-sichtigung der Untersuchungsergebnisse des BKW Borna Werte von 1,63 – 2,67 g cm-3 (Abb. 4.4). Hinsichtlich der Nähe zu den Braunkohleflözen sind die für einen Ton sehr niedrigen Werte nicht ungewöhnlich. Anhand des nachfolgenden Diagrammes wird deutlich, daß ein korrelativer Zusammenhang zwischen der Korndichte und dem organischen Material besteht. Daraus resultiert, daß der Großteil des Kohlenstoffgehaltes organischen Ursprunges (Kohle) ist.

Abb. 4.4: Korrelation der Korndichte des Zwischenmittels und der Anteile organischer

Beimengungen (ermittelt als Glühverlust Vgl oder Corg).

4.2.1.2 Natürliche Struktureigenschaften

Neben der Kenntnis der Korndichten ρs sind die Boden- und Trockendichten (ρ, ρd) der vor-liegenden Materialien von Bedeutung (Tab. 4.7). Die Wichte wurde über die jeweilige Dichte berechnet.

4 Hauptflußsandzone 5 Nebenflußsandzone

1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5 2.6 2.7Korndichte ρs [g cm-3]

0

10

20

30

40

50

60

orga

nisc

he B

eim

engu

ngen

[%]


Die Streuung der Werte ist im Zusammenhang mit der Materialinhomogenität und den variablen Wassergehalten zu sehen. Zudem besteht eine Abhängigkeit der Werte vom Ver-dichtungsgrad und damit von den Porenanteilen bzw. -zahlen einer Probe. Durch Braunkohlendetritus kann der Porenanteil steigen, was wesentlich niedrigere Dichten zur Folge hat, wie es z.B. bei Probe Z14 festgestellt werden konnte. Die ermittelte Trockendichte von ρd = 1,218 g cm-3 korreliert mit dem hohen Anteil an organischen Materiales von 20 %.

Ergebnisse aus dem Density-Log in den Bohrungen U3428 und P100110 (TU Bergakademie Freiberg, Inst. f. Geophysik) zeigen ebenfalls, daß eine Verminderung der Dichte vor allem die Bereiche mit viel Kohlendetritus auszeichnet. Erreicht werden Werte von 1,4 - 1,6 g cm-3 in den Übergangsbereichen Böhlener Oberflöz/Zwischenmittel, die bis 1,85 g cm-3 in der tonigen Ausbildung ansteigen. Der Wert von ca. 2 g cm-3 konnte im Bereich des schluffigen Grundwasserleiters registriert werden.

Tab. 4.7: Ermittelte Trockendichten/-wichten und Feuchtdichten/-wichten. Zusätzlich auf-geführt sind Angaben für Tone aus der Literatur.

Probe Trockendichte ρd

[g cm-3] Trockenwichte γd [kN m-3]

Bodendichte ρ [g cm-3] naturfeucht

Bodenwichte γ [kN m-3]

Ton (PRINZ 1997) 1,600 - - - Ton (REUTER et al. 1992) - - 1,9-2,1 - DIN 1055 T2 - - - 18-20 Z2 1,381 13,54 1,827 17,93 Z14 1,218 11,95 1,276 12,52 Z15 1,347 13,22 1,779 17,46 U2631/279 1,652 16,21 1,986 19,48 U2631/272 1,161 11,39 1,625 15,94 U2631/276 1,130 11,09 1,493 14,65 U2665/159 1,461 14,33 1,810 17,76 U2665/150 1,651 16,20 1,960 19,23 U2665/673 1,370 13,44 1,770 17,36 U2665/164 1,507 14,78 1,810 17,76

Daß die Wassergehalte w (nach DIN 18 121, T.1) von Böden in weiten Grenzen differieren können, spiegeln Ergebnisse der untersuchten Proben wider. Die Wassergehalte erreichen im Durchschnitt 20 % bis 60 %, wobei die Varianz in Abhängigkeit vom organischen Anteil zu sehen ist. Aus diesen Angaben sowie der Porenzahl e bzw. des Porenanteils n und der Trockendichte lassen sich die Sättigungszahlen Sr für diese Proben berechnen (Abb. 4.5). Für das Zwischenmittel liegen die Sättigungszahlen zwischen 0,25 und 0,98 bei einem Porenanteil zwischen 0,32 und 0,61, so daß zwischen 25 % und 98 % des Porenraumes mit Wasser gefüllt sind. Zwei Drittel der untersuchten Proben weisen Beträge von Sr > 0,50 auf und können entsprechend der üblichen Grenzwerte (PRINZ 1997) als “naß” eingeordnet werden (Abb. 4.5).


Abb. 4.5: Sättigungszahlen von verschiedenen Zwischemittel-Proben mit den in der Literatur angegebenen Grenzbereichen. Die graue Farbe kennzeichnet Proben aus dem Tagebau Zwenkau, die anderen stammen aus dem Absetzerrestloch 13 („ungestörtes“ Gebirge).

4.2.1.3 Normstruktureigenschaften

Abhängig von Wassergehalt, Mineralbestand sowie Kornverteilung (von SOOS 1996) sind die ATTERBERGschen Konsistenzgrenzen (DIN 18 122 T1) eines Materiales. An 14 Zwischen-mittel-Proben aus dem ARL 13 (n = 10) und dem Tgb. Zwenkau (n = 4) wurden die Zu-standsgrenzen bestimmt. Zudem stehen die Ergebnisse aus Untersuchungen des BKW Borna (n = 15) ergänzend zur Verfügung. Das nachfolgend dargestellte Plastizitätsdiagramm nach CASAGRANDE zeigt die Ergebnisse der untersuchten Proben aus dem Zwischenmittel. Die Position ober- oder unterhalb der A-Linie wird durch den organischen Anteil und Schluffan-teil einer Probe bestimmt, wobei es sich nach DIN 18 196 um Material der Bodengruppe TA oder TM oberhalb sowie OT unterhalb der Linie handelt (Abb. 4.6). Die meisten der Zwischenmittel-Proben lassen sich den Bodengruppen TA bzw. OT/UA zuordnen.

Als Anhaltswerte für ausgeprägt plastische Tone (TA) gibt von SOOS (1996) für die Fließ-grenze wL 60 – 85 % an. Bei organischen Böden (OT) können diese Werte deutlich über 100 % liegen (SIMMER 1994). Die Wassergehalte an der Fließgrenze der untersuchten Zwischenmittelproben (n = 29) variieren zwischen 32 % und 124 %, was für Kaolinit nicht untypisch ist. MITCHELL (1976) und SELBY (1993) geben für Kaolinit Wassergehalte an der Fließgrenze wL zwischen 30 – 110 % an. Unter Berücksichtigung der Korngrößenverteilung im Zwischenmittel spiegeln die ermittelten Werte im untersuchten Fall jedoch eher die Litho-varianz des Materiales wider.

Bei den Proben mit einem Feinstkornanteil ≥ 60 % liegt die Fließgrenze wL bei ≥ 60 %. Die Fließgrenzen der anderen untersuchten Proben, gekennzeichnet durch einen niedrigeren Feinstkornanteil (< 60 %) und hohen Schluffanteil (≥ 40 %), zeigen Werte zwischen 30 % und 40 %. Ein Ausnahme bilden drei Proben (PRZ12, U3428 22,5 und 23 gest.), deren Wassergehalte an der Fließgrenze deutlich über 70 % steigen, obwohl die Feinstkornanteile deutlich weniger als 60 % der Gesamtmasse betragen.

0.00 0.25 0.50 0.75 1.00Sättigungszahl Sr [-]

Z14Z15

P279P272P276P159P150P673P164

Prob

e

trocken

feucht sehr feucht naß sehr naß

wassergesättigt


Abb. 4.6: Fließgrenze und Plastizitätszahl der Zwischenmittelproben aus dem Absetzer-restloch 13 (ARL 13) und dem Tagebau Zwenkau (Tgb. Zwenkau) dargestellt im Plastizitätsdiagramm nach CASAGRANDE. OT/UA – Organogene Tone und ausgeprägt plastische Schluffe, TA – ausgeprägt plastische Tone, TM – mittelplastische Tone, TL – leicht plastische Tone, ST – Sand-Ton-Gemisch, SU – Sand-Schluff-Gemisch, UL – leicht plastische Schluffe, OU/UM – organogene Schluff und mittelplastische Schluffe.

Der Großteil der analysierten Proben (n = 25) verhält sich ausgeprägt plastisch. Die Probe U3428 24,5 gest. muß als leicht plastisch eingestuft werden. Um eine Aussage zur natürlichen Konsistenz machen zu können, müssen Fließgrenze wL, Plastizitätszahl IP und der natürliche Wassergehalt w bekannt sein. Damit kann die Konsistenzzahl IC ermittelt werden, mit der eine zahlenmäßige Aussage über die Zustandsform eines Bodens erfolgen kann. An insgesamt 25 Zwischenmittel-Proben konnte die Konsistenzzahl IC bestimmt werden. Der Wertebereich erstreckt sich von 0,72 bis 1,81. Dies entspricht einer weichen bis festen natürlichen Kon-sistenz, wobei die größere Anzahl der Proben (ca. 50 %) als steif zu bezeichnen ist, wie nach-folgende Abb. 4.7 verdeutlicht.

Abb. 4.7: Konsistenzzahlen IC der untersuchten Zwischenmittel-Proben (n = 25) gegen die

Wassergehalte w aufgetragen. Vergleichend sind die in der Literatur angegebenen Konsistenzbereiche dargestellt.

0 20 40 60 80 100 120 140Fließgrenze wL [%]

0

20

40

60

80

Plas

tizi

täts

zahl

IP [

%]

TA

OT/UATM

OU/UM

TL

UL

ST

SU

ARL 13/ "ungestörtes" GebirgeARL 13/ RutschungsbereichTgb. Zwenkau

0 10 20 30 40 50 60 70 80Wassergehalt w [%]

0.00

0.50

1.00

1.50

2.00

Kon

sist

enzz

ahl I

C [-

]

fest

halbfest

steifweich

sehr weich

breiig


Abb. 4.7 zeigt, daß die Zwischenmittel-Proben deutlich variable Wassergehalte (17 - 65 %) aufweisen, ohne daß sich die Konsistenz wesentlich ändert. Proben mit den niedrigsten Wassergehalten weisen wider erwarten, keine feste Konsistenz auf. Die Aktivitätszahlen IA der untersuchten Proben schwanken zwischen 0,4 und 1,7. Anhand der Ergebnisse lassen diese sich in inaktive (IA < 0,75) seltener als normal aktive Böden (0,75 > IA < 1,25) klassifizieren (Abb. 4.8). Zwei Werte deuten auf das Vorhandensein aktiver Tonminerale hin. Diese scheinen allerdings nur akzessorisch in den Proben enthalten zu sein, was die bereits getroffene Aussage aufgrund röntgendiffraktometrischer Untersuchung stützt. Bestätigt wird, daß die Hauptbestandteile Kaolinit und Illit sind, wobei Kaolinit überwiegt.

Abb. 4.8: Aktivität der Tonminerale der Zwischenmittelproben. Abgeänderte Darstellung

nach SKEMPTON (1953).

An 9 Proben erfolgten Untersuchungen zur Bestimmung der Wasseraufnahmevermögen wA nach DIN 18 132. Ergänzend stehen weitere drei Analysen vom BKW Borna zur Verfügung. Der Wertebereich von wA schwankt zwischen 7 und 96 % (Abb. 4.9). Anhand der Bewertung nach DIN 18 132 entspricht dies einem niedrigen bis mittleren Wasseraufnahmevermögen, was für leicht- bis mittelplastische Materialien charakteristisch ist. Dies widerspricht den Er-gebnissen aus der Bestimmung der Zustandsgrenzen, wonach es sich bei den hier untersuchten Proben fast ausschließlich um ausgeprägt plastische Tone bzw. organische Tone handelt. An zwei Proben ergaben die Versuchsergebnisse sogar nur ein sehr geringes Wasseraufnahmevermögen, was auf fehlende bis sehr geringe Plastizität hinweist. Eine Probe (PRZ12) besitzt ein hohes Wasseraufnahmevermögen (96 %). Dies steht im Zusammenhang mit dem organischen Anteil in dieser Probe (20 %).

Für Kaolinit wird eine Wasseraufnahmefähigkeit von 70 bis 120 % angegeben (KEDZI 1973, BÖHLER 1993). Nach SIMMER (1994) liegen die Werte für das Wasseraufnahmevermögen eines schwach bindigen Tones zwischen 50 - 60 %, für einen gut bindigen Ton zwischen 60 - 100 % und für einen stark bindigen Ton > 100 %. Ergänzend sei noch angefügt, daß v. SOOS (1996) für einen Kaolinit ein mittleres Aufnahmevermögen von 80 % angibt. Aus den Korngrößenanalysen geht hervor, daß der Großteil der Zwischenmittel-Proben einen hohen Feinstkornanteil beinhaltet. Tonmineralogische Untersuchungen sowie Aktivitätszahlen bele-gen, daß Kaolinit und Illit die Hauptbestandteile darstellen. Es liegen demnach stark ton-mineralhaltige Materialien vor, die ein entsprechendes Wasseraufnahmevermögen erwarten lassen.

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Tonanteil T < 0,002 mm [%]

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

Pla

stiz

ität

szah

l IP [

%]

inaktiv

normal aktiv

aktiv

Tagebau Zwenkau"ungestörtes" GebirgeRutschungsbereich


Bei allen Versuchen konnte in relativ kurzer Zeit der Endwert erreicht werden. Auf Grund dieser Beobachtung und der Höchstwerte von wA < 100 % sind quellfähige Tone weitest-gehend auszuschließen.

Abb. 4.9: Beziehung zwischen Wasseraufnahmevermögen und der Fließgrenze der

Zwischenmittelproben.

4.2.1.4 Mechanische Eigenschaften

Im Zwischenmittel ist der geringmächtige Grundwasserleiter 3 (GWL 3) ausgebildet (Kap. 3.5). Charakterisiert ist dieser durch einen hydrostatischen Überdruck von ca. 17 - 18 m Wassersäule und die Nähe zum potentiellen Gleitflächenbereich. Daher ist gerade für die Berechnung von Standsicherheitsproblemen die Erfassung dieser hydrologisch-hydraulischen Situation von Bedeutung. Durch die im Böschungsbereich abgeteufte Bohrung (U3428) konnte Probematerial aus dem GWL 3 gewonnen werden. Die Bestimmung der Durchlässigkeit erfolgte bei einer konstanten Druckhöhe nach DIN 18 130, T.1.

Bei der Entnahme von ungestörtem Probematerial war Wassersättigung festzustellen. Die Ergebnisse aus den Versuchen ergaben Durchlässigkeitsbeiwerte von k = 10-8 m s-1 (vertikal). Dies entspricht einem Grundwassergeringleiter von der Durchlässigkeitsklasse “sehr gering”, für einen GWL ein zu niedriger Wert. Da eine sehr feine aber deutliche horizontale Schichtung das Material charakterisiert, muß von einer Abhängigkeit der Durchlässigkeit von der Schichtung ausgegangen werden. Das feinsandige, schluffige Probematerial wurde von dunkleren kohlig-tonigen Lagen durchzogen. Infolge der Anisotropie ist die vertikale Durch-lässigkeit geringer als die horizontale Durchlässigkeit einzuschätzen. Vermutet werden hier k-Werte im Bereich von ca. 10-5 m s-1 (horizontal). Dies entspricht einem Grundwasserleiter der Durchlässigkeitsklasse “mäßig”.

Der zum Teil nur wenige Dezimeter bis Meter mächtige Zwischenmittelton im ARL 13 kann aufgrund seiner Nähe zu wasserführenden Schichten, permeablen Gesteinen und langer Reku-perationszeit durch Entlastung und Wasseraufnahme eindimensional quellen (vertikal). Zur Rekonstruktion des Spannungszustandes des Zwischenmittel in seiner zeitlichen Abfolge wurden Oedometerversuche (Druckversuche mit behinderter Seitendehnung) durchgeführt. Der Knickpunkt in der Druck-Verformungskurve ist die sogenannte Vorspannung, deren Größe von der Vorbelastung abhängig ist. Versuche zur Ermittlung der Vorbelastung erfolg-ten an Proben aus dem ehemaligen Tagebau Zwenkau und aus dem ARL 13. Grundlage der Versuchsdurchführung war die DIN 18 135 (E). Während des Versuchsablaufes neigten die Probekörper zum Quellen.

0

20

40

60

80

100W

asse

rauf

nahm

efäh

igke

it w

A [%

]

0 20 40 60 80 100 120

Fließgrenze wL [%]

"ungestörtes" GebirgeTagebau ZwenkauRutschungsbereich


Aktive (quellfähige) Tonminerale können aufgrund bereits beschriebener Laborbefunde als Ursache ausgeschlossen werden. Allein die überkonsolidierte Natur des Materiales scheint diese Relaxation und die damit verbundene Quellung hervorzurufen. Die Auswertung der Versuchsdaten ergab für die Bestimmung der Vorbelastung (OCR6 = σvmax/σheute) Werte OCR < 1 und OCR > 1. Im Vergleich dazu ergaben Abschätzungen der maximalen Überkon-solidation bei einer angenommenen Eisüberdeckung von 300 m einen Wert OCR = 6,8 bei einer Eisüberdeckung von 700 m liegt der Wert bei OCR = 14,5. Aus dem fehlgeschlagenen Oedometerversuch resultiert, daß zum einen die Belastungsstufen zu niedrig waren, um eine Entlastung des Materiales zu verhindern. Zum anderen zeigt sich, daß ein weiterer Effekt in-folge der Überkonsolidation zum Tragen kommt. Ein Spannungszustand, bei dem die hori-zontalen Spannungen größer sind als die vertikalen Spannungen wird dadurch bedingt, daß im verdichteten Lockergestein eine Entspannung nach Entlastung nur gegen die freie Oberfläche möglich ist, also in vertikale Richtung. Das Verhältnis beider Spannungen beschreibt der Ruhedruckbeiwert ko = σh/σv. Überkonsolidierte Lockergesteine weisen Werte >1 bis maxi-mal 3 auf. MAYNE & KULHAWY (1982) haben experimentell folgende Beziehung ermittelt, um den Ruhedruckbeiwert koc für überkonsolidierte Materialien berechnen zu können:

(4.3)

Für das tonige Zwischenmittel im ARL 13 ergibt sich daraus ein koc = 1,7 bei φ = 22° und OCR700 = 14,5.

Beim Freilegen eines Anschnittes erfolgt somit eine Entspannung gegen die freie Oberfläche bei gleichzeitiger kräftiger Wasseraufnahme. Das dabei zu beobachtende Schwellen des Ma-teriales wird von einer Reduzierung der Festigkeitseigenschaften begleitet. Die Versuche lassen vermuten, daß trotz der langen Standzeit der Böschung, die hohen Horizontalspannungen noch nicht vollständig abgebaut sind.

Im Druck-Stauchungs-Diagramm kann das Druck-Stauchungsverhalten wie in Abb. 4.10 be-schrieben werden. Bei überverdichteten tonigen Böden (ZM) tritt zunächst ein steiler Anstieg bei wachsender Stauchung ein und äußert sich in einem deutlichen Maximum. Danach kommt es zum Abfall der Druck-Stauchungslinie unter Volumenzunahme. Der Verlauf der Druck-Stauchungs-Linien spiegelt im untersuchten Fall den überkonsoliderten Zustand des Zwi-schenmittel wider. (Abb. 4.10).

Die Bestimmung kritischer Scherparameter im Labor gestaltet sich schwierig. Nach SKEMPTON (1977), sollte die Spitzenscherfestigkeit des durchgearbeiteten und erneut normal konsolidierten Tones als Näherungswert verwendet werden. Das Abscheren dieses aufbe-reiteten und wassergesättigten Probemateriales erfolgte unter der Auflast 200, 400 und 600 kN m-2. Daraus ergibt sich ein kritischer Reibungswinkel von 9,5° und eine kritische Kohä-sion von 62 kN m-2. Der Reibungswinkel scheint sehr niedrig und deutlich unter dem Wert für kaolinitischen Ton von φcrit.=25° (ATKINSON 1993).

6 OCR-overconsolidation ratio

φφ−= sinoc )OCR)(sin1(k


Abb. 4.10: Spannung-Stauchungs-Diagramm einer Zwischenmittel-Probe (P110). Deutlich erkennbar die ausgebildeten Maxima (x) in den Teilversuchen als Hinweis auf die überkonsolidierte Natur der Probe.

Zur Bestimmung der effektiven Scherparameter wurde ein CU-Triaxialversuch durchgeführt. Gemessen werden die totalen Spannungen p und der Porenwasserdruck u, aus denen die wirk-samen (effektiven) Spannungen p‘ bestimmt werden können. Abb. 4.11 zeigt die Ergebnisse mit Spannungspfaden, die den für diesen Versuch typischen Verlauf zeigen. Bereits vor dem Erreichen der axialen Stauchung von 20 % kam es zum bruchhaften Versagen des Materiales.

Abb. 4.11: Spannungspfade im CU-Triaxialversuch einer Zwischemittel-Probe (2 Teilver-suche) mit Bruchgerade. Der zunächst zu niedrigeren Spannungswerten (p‘) ver-laufende Pfad deutet kurz vor dem Bruch ein Umschwenken zu größeren Spannungswerten an. Ersteres liegt im Probeneinbau begründet, da kein völlig ungestörtes Material gewonnen werden kann. Das Umschwenken steht mit der Wiederbelastung im Zusammenhang (Abb. 4.10).

Das Umschwenken des Spannungspfades zu größeren Spannungswerten unmittelbar vor dem Bruch kann darauf zurückgeführt werden, daß das Material bereits größeren Belastungen aus-gesetzt war und gilt ebenfalls als Indiz für die Überkonsolidation des Zwischenmittel-Tones.

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500 550 600

p’ = (σ1’+σ3’)/2 [kN m-2]

q =

(σ1-

σ 3)/

2 [k

N m

-2]

0

50

100

150

200

Teilversuch 1Teilversuch 2

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

Stauchung ε [%]

0

50

100

150

200

250

tota

le S

pann

ung

p [k

N m

-2]

Teilversuch 1Teilversuch 2


Zahlreiche direkte Scherversuche nach DIN 18137 dienten zur Bestimmung der effektiven (wirksamen) Scherfestigkeiten sowie der Restscherfestigkeiten. Obwohl es sich um überkon-solidiertes Material handelt, ist im Scherverschiebungs-Diagramm nicht immer ein Höchst-wert des Scherwiderstandes erkennbar (Abb. 4.12). Dies würde bedeuten, daß es während der Versuchsdurchführung zum Nachquellen der Probe kam und das Material daher Eigen-schaften wie ein weicher, plastischer Ton hat.

Abb. 4.12: Scherverschiebungsdiagramm einer Zwischenmittel-Probe im Direkten Scher-

versuch. Oben ist die Scherfestigkeit gegen den Scherweg aufgetragen. Der Kurvenverlauf läßt keinen deutlichen Höchstwert des Scherwiderstandes erkennen. Zu Beginn der Versuche setzt eine sofortige Verdichtung des Materiales ein (unten), im letzten Drittel erfolgt eine geringe Auflockerung.

Nach PRINZ (1997) werden auf tonigen Schichtflächen Rechenwerte für effektive Reibungs-winkel von φ‘ = 18 - 24° angenommen. Wie aus Tab. 4.8 hervorgeht, ergaben die Scherver-suche Werte von 7,4 ° bis 23,1 °.

Ein bekanntes Problem (SCHEFFLER 1988, LEROUEIL et al. 1996) für überkonsolidierte, steif-plastische und geklüftete Tone geht daraus bereits hervor (Abb. 4.13). Die Varianz der Ver-suchsergebnisse ist sehr groß, was die Quantifizierung des Dateneingangs hinsichtlich einer Standsicherheitsanalyse schwierig gestaltet. Eine statistische Mittelwertbildung wäre boden-mechanisch ohne Aussagekraft.

Ein Großteil der Zwischenmittel-Tone zeigt ein ausgeprägt plastisches Materialverhalten (Bo-dengruppe TA). Für solche Böden gibt v. SOOS (1996) effektive Reibungswinkel φ‘ zwischen 14 und 22 ° bei effektiven Kohäsionen von c‘= 20-60 kN m-2 an (Tab. 4.2.3). Nach DIN 1055 T2 (Rechenwerte) liegen die Bodenkenngrößen für die Bodengruppe nach DIN 18 196 TA

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14

Scherweg εh [%]

2

1

0

-1

-2

Sta

uchu

ng ε

v [

%]

Auflockerung

Verdichtung

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14

Scherweg εh [%]

0

40

80

120

160

200

240

Sch

erfe

stig

keit

τ [

kN m

-2]

Teilversuch 1Teilversuch 2Teilversuch 3


(Konsistenz steif/ halbfest) bei cal φ‘ = 17,5° und cal c‘ bei 10 kN m-2 und 25 kN m-2. An sieben Proben konnten in Scherversuchen effektive Reibungswinkel zwischen 16 ° und 23 ° ermittelt werden, die in etwa den o.g. Werten entsprechen. Alle anderen ermittelten Kenn-größen weisen mit φ‘ = 7,4 - 13,4° deutlich niedrigere Werte auf, die bereits in Bereichen zu erwartender Restscherfestigkeiten liegen. Besonders deutlich wird dies an den untersuchten Proben unmittelbar aus dem Rutschungsbereich. Die ermittelten Parameter deuten darauf hin, daß durch die Bewegung deren Scherfestigkeiten bis nahe der Restscherfestigkeit herabgesetzt wurden.

Tab. 4.8: Effektive Scherparameter aus Versuchen an Zwischenmittel-Proben.

Probe Versuchsart Gerät Effektive Scherparameter Φ‘ [°] c‘ [kN m-2]

Restscherparameter Φr [°] cr [kN m-2]

Triax CU Triaxzelle 12,61 28,68 - - 100110 DS (CD) Rahmenscher 11,50 79,55 10,5 55

23,2-23,6 DS (CD) Rahmenscher 19,00 43,40 9,0 40,7 22,5 DS (CD) Rahmenscher 11,40 61,30 10,3 34,9 PZ4 DS (CD) Rahmenscher 10,20 71,40 - - BP DS (CD) Rahmenscher 16,00 54,70 12,3 33,5 242 DS (CD)

DSV Viskoscher DSG

17,30 10,90 9,2

1,25

235 DS (CD) DSV

Viskoscher DSG

9,40 24,50 7 3,2

270 DS (CD) DSV

Viskoscher DSG

11,80 10,80 9,2

1,57

146 DS (CD) DSV

Viskoscher DSG

9,30 24,90 7,2

3,32

272 DS (CD) DSV

Viskoscher DSG

10,80 17,50 8,7

0

276 DS (CD) DSV

Viskoscher DSG

10,60 20,70 8,7

0

279 DS (CD) Viskoscher 16,00 27,36 - - 150 DS (CD) Viskoscher 23,10 32,80 - - 159 DS (CD) Viskoscher 16,70 16,80 - - 164 DS (CD) Viskoscher 21,80 28,40 - - 673 DS (CD) Viskoscher 16,90 24,30 - - 1551u DSV DSG - - 8,1/7,7 7/4 1551o DSV Kreisring

DSG 8,00 25,00 5,8/

7,2 2-6/ 4

IK49 DSV DSG 7,40 3,00 - - 5088o DSV DSG 8,30 7,90 3 2 5088u DS

DSV Kreisring DSV

13,40 32,00 7,2/ 7,8

3 4

Triax CU – Triaxialversuch, konsolidiert, undräniert DS (CD) – Direkter Scherversuch, konsolidiert, dräniert DSV – Dünnscheibenscherversuch DSG – Dünnscheibenschergerät


Abb. 4.13: Streuung der effektiven Scherparameter und Restscherparameter des Zwischen-

mittel-Tones. BKW – Daten stammen vom Braunkohlenwerk Borna, IGB – Daten wurden am Institut für Grundbau und Bodenmechanik der TU Braunschweig ermittelt.

Bei der Standsicherheitsanalyse werden Restscherfestigkeiten angesetzt, welche meist 1/3 bis 1/2 von φ‘ betragen, um das Kriechen der Rutschmasse nach der Erstrutschung zu modellieren. Tone erreichen diese erst nach sehr langem Scherweg. Die Kohäsion wird gleich Null ange-setzt. Höhere Werte aus den Versuchen (Abb. 4.13) sind als Artefakte der Versuchs-bedingungen aufzufassen (POHL & GÄRTNER 1999).

Glatte Harnische u.a. können auf Teilflächen die Festigkeit bis auf φr‘ = 10 – 12 ° abmindern (PRINZ 1997). Solche Bewegungsspuren waren auch an Proben aus dem Zwischenmittelton festzustellen, deren Restreibungswinkel zwischen 3,0 und 12,3 ° variieren (Tab. 4.8).

Abweichend von der DIN 18 137 wurden Scherversuche am Zwischenmittelton sowie an einer kombinierten Probe Ton/Kohle durchgeführt (Abb. 4.14). Letztere erschien sinnvoll, um die Scherfestigkeit der Gleitfläche an der Grenze Flöz IV/Zwischenmittelton zu quan-tifizieren. Diese Position konnte aus Inklinometermessungen ermittelt werden (Kap. 6).

Die Konfiguration wurde so gewählt, daß die im Rahmenschergerät üblichen sehr geringen Scherwege durch Hin- und Herbewegung wesentlich verlängert wurden. Der Versuchsablauf erfolgte solange, bis die quasi konstante Restscherfestigkeit vorlag.

Ähnliche Werte ergab auch der Scherversuch an der Probe RBK 5088. Es handelt sich hierbei bereits um beanspruchtes Material aus dem Kontaktbereich Kohle/Ton in der Rutschung, was den niedrigen effektiven Reibungswinkel erklärt (φ‘ = 13,4 °). Bei weiterer mechanischer Beanspruchung sank dieser auf φr‘ = 7,6 - 7,2 ° ab.

Anhand der Versuchsergebnisse zeigt sich, daß bei einer Scherfläche an der Grenze Kohle/Ton die Restscherfestigkeiten geringer sind als im Ton. Eine Bestätigung der Gleit-fläche an dieser Schichtgrenze kann aber aufgrund der wenig repräsentativen Versuchsanzahl nicht erfolgen, wohl aber ein Bekräftigung, daß in diesem Bereich die niedrigsten Scherfestig-keiten vorliegen.

0.0 5.0 10.0 15.0 20.0 25.0 30.0 35.0 40.0 45.0 50.0Reibungswinkel φ [°]

0102030405060708090

Koh

äsio

n c

[kN

m-2

] Bruchparameter BKWRestscherparameter BKWBruchparameter IGBRestscherparameter IGB


Abb. 4.14: Versuchsergebnisse zur Bestimmung der Scherparameter. Dargestellt sind

Schergeraden, aus denen die Kohäsion c‘ und der Winkel der inneren Reibung φ‘ abgeleitet werden können. Oben: Resultate aus dem direkten Scherversuch zur Ermittlung der effektiven Scherfestigkeiten vom Zwischenmittel-Ton (PL 23,2 bis 23,6). Unten: Resultate aus dem direkten Scherversuch zur Ermittlung der Restscherfestigkeiten im Ton und an der Grenzfläche Kohle/Ton (PL 22,0 bis 22,2).

4.2.1.5 Abschätzung der Scherparameter

Eine Abschätzung der Scherparameter kann über die bodenphysikalischen Parameter erfolgen. Eine näherungsweise Bestimmung des effektiven Reibungswinkels φ‘ ist nach REUTER et al. (1992) mittels des Plastizitätsdiagramms nach CASAGRANDE möglich (Abb. 4.15). Demnach ergibt sich für das tonige Zwischenmittel ein effektiver Reibungswinkel von φ‘ = 18-25° bei n = 15.

Nach HORN (1964) kann der effektive Reibungswinkel (wahrer Reibungswinkel) eines bin-digen Bodens über folgende Gleichung abgeschätzt werden:

φ‘ = 11,76-14,7 log IP7 ± 3,37. (4.4)

Bei einer mittleren Plastizitätszahl von IP = 0,42 ergibt sich ein effektiver Winkel der inneren Reibung von φ‘ = 17,3°± 3,37°.

7 als Dezimalzahl

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500 550 600

Normalspannung σ [kN m-2]

0

50

100

150

200

250

300

Sch

erfe

stig

keit

τ [

kN m

-2]

Restreibungswinkel TonRestreibungswinkel Kohle/Ton

φ’r φ’r

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500 550 600

Normalspannung σ [kN m-2]

0

50

100

150

200

250

300

Sch

erfe

stig

keit

τ [

kN m

-2] Restreibungswinkel

effektiver Reibungswinkelφ’r φ’


Abb. 4.15: Abschätzung des effektiven Reibungswinkel für Erstbelastung nach REUTER et al. (1992) im Plastizitätsdiagramm nach CASAGRANDE. OT/UA – Organogene Tone und ausgeprägt plastische Schluffe, TA – ausgeprägt plastische Tone, TM – mittelplastische Tone, TL – leicht plastische Tone, ST – Sand-Ton-Gemisch, SU – Sand-Schluff-Gemisch, UL – leicht plastische Schluffe, OU/UM – organogene Schluff und mittelplastische Schluffe.

In Tab. 4.9 sind weitere Anhaltswerte für effektive Scherparameter bindiger Böden aufge-listet.

Tab. 4.9: Anhaltswerte für effektive Scherparameter bindiger Böden. Quelle Bodenart Reibungswinkel φ‘ [°] Kohäsion c‘ [kN m-2]

Ton, gering plastisch 10-20 100 FECKER & REIK (1987) Ton, weich 5-7 25

Ton, halbfest 25 25 Ton, fest 20 20

SIMMER (1994)

Ton, weich 17,5 10 Ton, gering plastisch 24-32 10-35 Ton, mittelplastisch 20-28 15-45 Ton, ausgeprägt plastisch 14-22 20-60

von SOOS (1996)

Schluff oder Ton, organisch 18-26 10-35 Schwach bindige Böden 25-27,5 0-5 Stark bindige Böden 15-20 10-25

PRINZ (1997)

Organische Böden 5-15 0-5

4.2.2 Hangendschichten

Die Hangendschichten oberhalb des Zwischenmittels bestehen aus Braunkohle, tertiären San-den und Schluffen sowie Ablagerungen des Quartärs. Zu unterscheiden sind neben dem Flöz IV, der Weiße Sande, der Formsand, der Braune Schluff und Muschelschluff sowie der ge-ringmächtige Geschiebelehm.

Die Schichten des Hangendkomplexes sind im ARL 13 vollständig aufgeschlossen. Lediglich vom Flöz IV streichen nur die obersten Zentimeter unmittelbar an der Oberfläche aus.

0 20 40 60 80 100 120 140

Fließgrenze wL [%]

0

10

20

30

40

50

60

70

80

Plas

tizi

täts

zahl

I P [%

]

ARL 13/"ungestörtes" GebirgeARL 13/RutschungsbereichTgb. Zwenkau TA

OT/UA

OU/UM

TL

UL

ST

SU

33°

25°

20°TM

18°


Die Tab. 4.10 gibt eine Übersicht zu den durchgeführten Kennwertbestimmungen an Proben der Hangendschichten.

Tab. 4.10: Zusammenfassende Übersicht über die an den Proben aus dem Hangenden des Zwischenmittels durchgeführten Bestimmungen bodenphysikalischer und bodenmechanischer Eigenschaften. Angegeben sind neben den Versuchen Probenbezeichnung und Art der Probenahme. Die Entnahmepositionen können dem Anhang entnommen.

Eigenschaften

Probe Art

Jahr Bearbeitung durch Stoff- natürl.Struktur Normstruktur- Mechanische

PRZ 3

+ +

Flö

z IV

PRZ 4

gest.

IGL TU BS

+ +

PRB 6 + + + PRB 21 + + + PRB 22 + + + PRB 23

gest.

1996

IGL TU BS

+ + + PRZ 5 + + + PRZ 6

ungest. IGL TU BS + + +

PRZ 15 + + PRZ 16 + + + PRZ 25

ungest.

1997 IGB TU BS

+ + +

Wei

ßer

Sand

O 8/ EA gest. IGL TU BS + + + PRB 9 + + PRB 10 + + + PRB 11 + + + PRB 19

gest.

1996

IGL TU BS

+ + + PRZ 18 + + + + PRZ 19 + + + PRZ 20 + + + + PRZ 26

1997

IGB TU BS

+ + + PRZ7 + + + PRZ8

ungest.

1997 + + +

P9/ EA + + +

Bra

uner

Sch

luff

O8/ EA gest. 1997

IGL TU BS

+ + +


Tab. 4.10: Fortsetzung von S. 55:

Eigenschaften Probe

Art

Jahr Durch-führung Stoff- natürl.Struktur Normstruktur- Mechanische.

PRB 1 + + + PRB 4 + + + PRB 5 + + + PRB 12 + + + PRB 18 + + + PRB 24 + + + PRB 30 + + + PRB 31

gest.

1996

IGL TU BS

+ + + PRZ 9 + + + PRZ 10 + + + PRZ 11 + + + PRZ 17 + + + PRZ 21 + + + PRZ 22

ungest.

1997

IGB TU BS

+ + P 1/ EA + + P 2/ EA + + + P 3/ EA + + + P 4/EA + P 5/ EA + + + P 6/ EA + + + P 7/ EA + + + P 8/ EA + + + O 1/ EA + + + O 2/ EA + + + O 3/ EA + + + O 4/ EA + + + O 5/ EA + + +

Mus

chel

schl

uff;

-sa

nd

O 6/ EA

gest.

1997

IGL TU BS

+ + + PRB 2 + + + PRB 13 + + + PRB 14 + + + PRB 16

IGL TU BS + + +

PRB17 IGB TU BS + + + PRB 25 + + + PRB27 + + + PRB28 + + + PRB 29

gest.

1996

IGL TU BS

+ + + PRZ 1 + + + PRZ 2 + + + PRZ 23 + + +

For

msa

nd

PRZ 24

ungest.

1997

IGB TU BS

+ + + PRB – Probenahme, Beutel PRZ – Probenahme, Zylinder gest. – gestörte Probe ungest. – ungestörte Probe IGL – Institut für Geowissenschaften, Ingenieurgeologisches Labor, TU Braunschweig IGB – Institut für Grundbau und Bodenmechanik, TU Braunschweig + - Eigenschaften bestimmt


4.2.2.1 Flöz IV

Stoffeigenschaften

Schon die geologische Aufnahme der ausstreichenden Schichten und des Bohrguts verdeut-lichte, daß sowohl im Top als auch an der Basis der Flöze klastische Einschaltungen zu-nehmend vertreten sind. Die Untersuchungen ergaben im Top der Schicht bis zu 20 % Ton und > 20 % Schluff sowie Sand. Die Proben aus dem Flöz IV des ARL 13 sind demnach keine reinen Kohleproben. Der Anteil organischen Materiales wurde mittels Glühverlust und TOC-Messungen bestimmt, wobei durch letztere auch der Kristallwassergehalt quantitativ festgestellt wird. Die TOC-Messungen ergaben Werte zwischen 17 und 20 % Kohlenstoff bei einem Kristallwassergehalt im Ton von durchschnittlich 20 % (PRZ 3; PRZ 4). Durch Glühen gab es einen Massenverlust von 53 % bzw. 68 % (PRL22-22,2; RBK5111), was auf reinere Kohleproben schließen läßt, selbst wenn davon ausgegangen wird, daß auch hier ca. 20 % Kristallwasser enthalten sind. Der Kohlenstoffgehalt läge dann bei 30 % bzw. 40 %.

Aufgrund der variierenden Anteile von Ton und Schluff sind variable Korndichten zumindest im Basis- und Topbereich der Flöze zu erwarten. Die nach DIN 18 124 bestimmten Werte (PRZ3; PRZ 4; PRL22-22,2) ergaben Korndichten zwischen 1,12 g cm-3 und 1,8 g cm-3. Diese liegen zum Teil deutlich über den für Braunkohle angegebenen Wertebereich von 1,00 - 1,20 g cm-3 (PRINZ 1997).

Natürliche Struktureigenschaften

Im Flöz sind Bodendichten um 1 g cm-3 festzustellen. Je nach Anteil klastischer Ein-schaltungen tendieren diese zu höheren Werten, wie die Ergebnisse in Tab. 4.11 zeigen.

Bestätigt werden die Ergebnisse von den in der Bohrung U3428 durchgeführten Density-log, wo eine Spanne zwischen 1,1 und 1,2 g cm-3 festgestellt wurde. In der Bohrung IK 100110 konnten für das Flöz IV Werte um 1,5 g cm-3 gemessen werden. Diese liegen deutlich über den Werten aus den Laboruntersuchungen und denen der anderen Bohrung. Die Varianz der Daten kann im Zusammenhang mit den Positionen im Abrißbereich der Rutschung bzw. im Aufpressungsbereich derselbigen stehen. An dieser Stelle soll darauf aber nicht weiter einge-gangen werden, da im Kapitel 5 die Phänomene hinsichtlich der Veränderungen durch die Rutschung noch ausführlich diskutiert werden.

Tab. 4.11: Zusammenstellung der ermittelten Trockendichten/-wichten und Feuchtdichten/-wichten.

Gesteins-schicht

Probe Trockendichte ρd [g cm-3]

Trockenwichte γd

[kN m-3] Bodendichte ρ [g cm-3]


PRZ 3 0,959 9,59 1,016 10,16 PRZ 4 1,099 10,99 1,173 11,73 Flöz IV RBK51118 0,695 6,95 1,23 12,3

Nach PRINZ (1997) können organische Böden (Torf) im Durchschnitt zwischen 50 und 500 % Wasser binden. Tendenziell müssen für das Flöz IV daher recht hohe Wassergehalte ange-nommen werden, wie einige Ergebnisse auch zeigen. Wassergehalte von 6 % bzw. 7 %, wie an Flözproben aus dem ARL 13 festgestellt, müssen als Artefakte verstanden werden.

8 bei Annahme ρs=1,1g/cm3


Daraus abgeleitete Sättigungszahlen variieren zwischen Sr = 0,117 und Sr = 0,183 bei einem Porenanteil zwischen 40 % und 48 %.

Mechanische Eigenschaften

Im direkten Scherversuch konnten die effektiven Scherparameter ermittelt werden (Tab. 4.12). Ergänzend liegen die Angaben der MIBRAG mbH für das Flöz IV des Tgb. Zwenkau vor. Varianzen der Scherparameter sind auf Verunreinigungen (Klastika) zurückzuführen.

Tab. 4.12: Scherparameter für Flöz IV. Quelle Reibungswinkel φ‘ [°] Kohäsion c‘ [kN m-2] MIBRAG mbH 40,0 25,0 IGB TU Braunschweig 30,5 28,6

4.2.2.2 Weißer Sand

Stoffeigenschaften

Der farblich markante Weiße Sand ist ein gleichkörniger homogener Quarzsand, dessen An-teil an Körnern ≤ 2 mm mindestens 80 % beträgt. Es handelt sich um einen Mittelsand, indem außerdem max. 2 % < 0,06 mm sowie variierende Anteile an Braunkohlendetritus enthalten sind. Die Ungleichförmigkeitszahlen schwanken zwischen 1,2 und 2,1. Nach DIN 18 196 ist der Weiße Sand als enggestufter Sand (SE) einzuordnen (Abb. 4.16). Sande mit steiler Kör-nungslinie gelten als wenig standfest (PRINZ 1997), da diese zu Schwimmsandbildung neigen und sich auch aufgrund der homogenen Zusammensetzung schlecht verdichten lassen.



Abb. 4.16: Korngrößenverteilung des Weißen Sandes. Dargestellt sind neben den

Körnungslinien auch die Bandbreite (grau hinterlegt). Es handelt sich hierbei um einen engstuften Sand.

Im Weißen Sand dominieren kugelige Körner. Mikroskopische Untersuchungen sowie REM-Aufnahmen (Abb. 4.17) am Weißen Sand zeigen sehr gut gerundete Einzelkörner mit polier-


0

20

40

60

80

M

asse

nant

eil <

d

der G

esam

tmen

ge [%

]


ten Oberflächen, was auf Transport durch das Medium Wasser hinweist (Kap. 3). Bodenmechanisch müssen diese Kornform und fehlende Rauhigkeit als negative Aspekte ein-gestuft werden, da diese bei Scherbeanspruchung eine Verminderung der Reibung mit sich bringen.

Abb. 4.17: Rasterelektronenmikroskop-Aufnahme vom Weißen Sand, erkennbar sind die sehr

gut gerundeten Kornformen und die polierten Kornoberflächen (aufgenommen am Institut für Schweißtechnik der TU Braunschweig).

Kohlendetritus ist im Weißen Sand unterschiedlich viel enthalten. Die Messungen ergaben bis zu 17 % Massenverlust beim Glühen. Da der Weiße Sand kalkfrei ist, sind die hohen Werte zweifelsfrei auf die kohligen Beimengungen zurückzuführen.

Der überwiegend aus Quarz bestehende Weiße Sand hat eine Korndichte von 2,65 g cm-3. Infolge der organischen Beimengungen kann diese wesentlich kleiner sein. So ist z.B. in der Probe PRZ 15 eine Korndichte von 2,29 g cm-3 und ein organischen Anteil von 17 % fest-gestellt worden.


Schwankende Bodendichten charakterisieren den Weißen Sand. Die in Tab. 4.13 zusammen-gestellten Daten der Bodendichte variieren zwischen 1,254 und 1,746 g cm-3. Ursächlich sind diese Varianzen auf unterschiedliche Anteile organischen Materiales zurückzuführen. Ein korrelativer Zusammenhang zwischen der Dichte und dem Index organischer Beimengungen ist erkennbar.


Tab. 4.13: Zusammenstellung der ermittelten Trockendichten/-wichten und Feuchtdichten/-wichten des Weißen Sandes. Zusätzlich aufgeführt sind Anhaltswerte aus der Literatur.

Gesteins-schicht


Trockenwichte γd

[kN m-3] Bodendichte ρ [g cm-3]


Weißer Sand PRZ 5 1,667 16,67 1,716 17,16 PRZ 6 1,419 14,91 1,487 14,87 PRZ 15 1,254 12,54 PRZ 16 1,67 16,70 1,695 16,95 PRZ 25 1,684 16,84 1,746 17,46 Sand (REUTER et al. 1992)

SE SF SU

- - 1,7 1,8 1,9-2,1

-

Mit dem Density-log konnten in der Bohrung IK 100110 (Anhang B) die laborativen Unter-suchungsergebnisse der Dichten bestätigt werden (ρ = 1,7 - 1,8 g cm-3). Anders ist es in der Bohrung U3428 (Anhang B), wo deutlich niedrigere Dichtewerte (ρ = 1,4 – 1,5 g cm-3) ge-messen wurden. Die Werte liegen in dem Bereich, der für Weißen Sand mit hohem Kohle-anteil bestimmt wurde (PRZ6, PRZ 15). Ein Zusammenhang sowohl mit der mineralogischen Zusammensetzung als auch mit der Position der Bohrungen im unmittelbaren Abrißbereich scheint relevant (Kap. 5). Eine Auflockerung der Materiales ist wahrscheinlich, was die ge-ringen Dichten erklären würde. Für dem Bereich der Bohrung IK 100110 müssen auch anthropogen verursachte Verdichtungen des Materiales beim Einrichten des Meßstelle berücksichtigt werden, da der Weiße Sand unmittelbar an der Oberfläche ansteht (Anhang C).

Im Weißen Sand differieren die Wassergehalte oberhalb der Sickerlinie zwischen 1,5 % und 4,7 %. Bei einem relativ hohen Anteil an organischem Material steigt der Wassergehalt bis 15 % an. Die Sättigungszahlen schwanken zwischen Sr = 0,068 und Sr = 0,173 bei einem Porenanteil von durchschnittlich n = 0,36. Der ermittelte Porenanteil liegt innerhalb des von BUSCH & LUCKNER (1974) angegebenen Bereiches von n = 0,3 – 0,4 für einen gleichkörnigen Mittelsand.

Unterhalb der Sickerlinie ist der Sand wassergesättigt, wie beim Durchteufen der Schicht sowohl in der Bohrung IK 100 110 als auch in der Bohrung U3428 festzustellen war.

Normstruktureigenschaften

Zur Abschätzung der Scherparameter ist neben der Korngröße und der Kornverteilung auch die Lagerungsdichte bedeutsam.

Aus den Ergebnissen in nachfolgend dargestellter Tab. 4.14 geht hervor, daß die Lagerungs-dichte um den Wert D = 0,65 variiert. Nach DIN 1054 für gleichkörnige Böden handelt es sich um einen Sand dichter Lagerung (D ≥ 0,5), wie es auch aus dem Scherspannungs-Ver-schiebungsweg-Diagramm hervorgeht (Abb. 4.19).


Tab. 4.14: Ergebnisse zur Bestimmung der Lagerungsdichte D des Weißen Sandes. Probe nmin nmax n D [-] PRB 6 0,355 0,441 0,385 0,65 PRB 21 0,36 0,482 0,385 0,79 PRB 22 0,352 0,446 0,385 0,65 PRB 23 0,347 0,447 0,385 0,6 O8/EA 0,384 0,501 0,385 1


Der GWL 2.3 besitzt Durchlässigkeiten um k = 1,2 10-4 m s-1, die aus dem Versuch bei ver-änderlicher Druckhöhe nach DIN 18 130 resultieren. Aus der Kornverteilung abgeleitete k-Werte nach verschiedenen Autoren sind den Laborergebnissen in Abb. 4.18 gegenübergestellt.

Abb. 4.18: Vergleich von Durchlässigkeitsbeiwerten k für den Weißen Sand aus direkter

und indirekter Bestimmung. Die Proben PRZ 15, PRZ 16 und PRZ 25 wurden indirekt nach MALLET & PACQUANT bestimmt, die Probe O8/EA nach der Methode von BEYER.

Die nach der Methode von MALLET & PACQUANT bestimmten k-Werte stimmen recht gut mit dem laborativ ermittelten Wert überein. Lediglich das Ergebnis der Probe O8/EA, welche nach BEYER bestimmt wurde, hat einen höheren Wert, der allerdings in der Potenz den der anderen gleicht. Varianzen können durch den unterschiedlich hohen Braunkohlenanteil her-vorgerufen werden.

Aufgrund vorliegender dichter Lagerung werden die effektiven Reibungswinkel für den eng-gestuften Sand um cal φ‘ = 35 ° (DIN 1055 T2) variieren. Nach PRINZ (1997) liegen die Durchschnittswerte für dicht gelagerte Sande zwischen 32,5 ° und 35°. Eine Abminderung der Reibung infolge der gut gerundeten Körner ist anzunehmen. Die Abschätzung des Scher-winkel mittels Kornverteilung und Lagerungsdichte ergab für den untersuchten Weißen Sand Werte zwischen 31,2 ° und 37,0 °.

Die aus dem direkten Scherversuch resultierenden effektiven Scherparameter (Tab.4.15). stützen die o.g. Angaben. Das Scherverschiebungsdiagramm (Abb. 4.19) zeigt ein deutliches Maximum, was für dicht gelagerte Sande typisch ist. Während des Schervorgangs kommt es zur Auflockerung maximal bis zum Erreichen der kritischen Dichte.

0

0.0003

0.0006

0.0009

Dur

chlä

ssig

keit

k [m

s-1

]

PRZ 15 PRZ 16 PRZ 25 O8/EA MS (Hölting)Probe

direkte Bestimmungindirekte Bestimmungvon-bis


Abb. 4.19: Scherverschiebungsdiagramm vom Weißen Sand im Direkten Scherversuch.

Oben: Die Scherfestigkeit ist gegen den Scherweg aufgetragen. Der Kurvenverlauf läßt einen deutlichen Höchstwert des Scherwiderstandes erkennen. Unten: Zu Beginn des Versuches setzt eine geringe Verdichtung des Materiales ein, die kurz darauf in eine starke Auflockerung unter Volumenzunahme (Dilatation) übergeht. Die Kurven geben einen typischen Verlauf für dichte Sande wider (v. SOOS in: SMOLTCZYK 1996).

Tab. 4.15: Scherparameter für den Weißen Sand. Quelle stratigrafische Einheit Reibungswinkel φ‘ [°] Kohäsion c‘ [kN m-2] MIBRAG mbH Weißer Sand 30 9,80 IGB TU BS/ DS9 Weißer Sand 33,1 33,98 Abschätzung Weißer Sand 31,2/37 - DIN 1055 T2 SE, dicht gelagert 35 -

Ein deutlich niedriger Reibungswert aufgrund der gerundeten Körner ist nicht erkennbar. Zu-dem muß der laborativ bestimmte Kohäsionswert relativiert werden, da Sande in der Regel kohäsionslose Böden sind. Lediglich eine scheinbare Kohäsion kann vorliegen, die nach BILZ

et al. (1980) bei dicht gelagerten Mittelsanden je nach Sättigungsgrad ≤ 5 oder 6 kN m-2 er-reichen kann. Für den Bereich unterhalb der Sickerlinie (wassergesättigt) ist die Kohäsion c‘ = 0 kN m-2.

9 Direkter Scherversuch

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20Scherweg εh [%]

0

100

200

300

400

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τ [k

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2

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[%

]

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20Scherweg εh [%]

Auflockerung

Verdichtung



4.2.2.3 Brauner Schluff

Stoffeigenschaften

Im Vergleich zu den bisher beschriebenen Schichten hat der Braune Schluff ein breites Korn-größenspektrum (Abb. 4.21), wie die Ungleichförmigkeitszahlen von U = 5 – 8 (n = 19) zeigen. Überwiegend setzt sich der Braune Schluff aus Grobschluff sowie bis zu 65 % Feinsand und nur geringen Anteilen an Mittelsand zusammen. Der Feinkornanteil ≤ 0,06 mm kann bis 45 % (P9/EA, PRB11, PRZ19) erreichen. Nach DIN 18196 handelt es sich bei den Proben, deren Feinkornanteil < 0,06 mm ≤ 40 % beträgt, um Sand-Schluff-Gemische der Bo-dengruppe SU* mit weitgestuften Körnungslinien. Die Proben P9/EA, PRB11 und PRZ19 sind den leicht plastischen Schluffen (UL) aufgrund des Feinkornanteils > 40 % zuzuordnen.

Der Braune Schluff hat überwiegend kantige Kornformen mit stumpfen Oberflächen (Abb. 4.20). Auf den Gehalt an organischen Substanzen im Material weisen die braune Farbe und der schweflige Geruch hin.

Abb. 4.20: Rasterelektronenmikroskop-Aufnahme vom Braunem Schluff (aufgenommen

am Institut für Schweißtechnik der TU Braunschweig ).

Wie bereits beschrieben, sind im Braunen Schluff ebenfalls organische Anteile zu erwarten. Die Versuche ergaben Werte von ca. 8 % Massenverlust durch Glühen. Dies ist ein Hinweis darauf, daß die Beimengungen sehr fein verteilt im Material vorkommen.

Brauner Schluff und der nachfolgend beschriebene Muschelschluff weisen Korndichten auf, die zwischen 2,60 g cm-3 und 2,73 g cm-3 variieren. Damit liegen die Werte im Bereich von den in der Literatur für Schluff angegebenen Dichten von 2,68 - 2,7 g cm-3 (PRINZ 1997). Geringere und höhere Werte stehen im Zusammenhang mit der Kornverteilung, so daß in den tonigeren Partien höhere Werte zu erwarten sind. Die sandigeren Bereiche in den Schichten haben etwas geringere Korndichten. Organische Bestandteile, vor allem im Braunen Schluff, führen zu einer weiteren Minimierung der Korndichte.




Abb. 4.21: Korngrößenverteilung des Braunen Schluffes. Dargestellt sind neben den Kör-nungslinien auch die Bandbreite. Es handelt sich hierbei um Sand-Schluff-Ge-mische oder leicht plastische Schluffe.


Geringe Unterschiede in den Bodendichten kennzeichnen den Braunen Schluff. Die Werte schwanken um 1,7 g cm-3 (Tab. 4.16).

Stark wechselnde Wassergehalte zwischen 4 und 31% kennzeichnen die Schluffpakete im Braunen Schluff. Zurückzuführen ist dies auf Korngrößenunterschiede innerhalb der Schich-ten sowie auf organische Bestandteile (bis 8 %).

Aus den Daten resultierende Porenanteile variieren zwischen 26 und 50 %, mit Sättigungsgra-den von Sr = 0,25 - 0,81. Der außerordentlich hohe Sättigungsgrad von Sr = 0,81 (PRZ20) steht mit dem recht hohen Wassergehalt von 31 % im Zusammenhang. Allerdings ist dieser nicht auf erhöhte Anteile an organischen Beimengungen oder Tonanteil zurückzuführen.

Tab. 4.16: Zusammenstellung der ermittelten Trockendichten/-wichten und Feuchtdichten/-

wichten. Zusätzlich aufgeführt sind Anhaltswerte aus der Literatur. Probenbe-zeichnung s. Tab 4.10.

Gesteins-schicht


Trockenwichte γd [kN m-3]

Bodendichte ρ [g cm-3]


PRZ 18 1,425 13,979 1,653 16,215 PRZ 19 - - 1,727 16,941 PRZ 20 1,301 12,762 1,709 16,765 PRZ 26 - - 1,59 15,598 PRZ 7 1,56 15,304 1,698 15,452

Brauner Schluff

PRZ 8 1,637 16,059 1,703 16,706 Sand/Schluff (REUTER et al. 1992)

SE SF SU

- - 1,7 1,8 1,9-2,1


0

20

40

60

80

100

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l < d

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[%]



Die nur an einigen Proben (n = 3) ermittelbaren Zustandsgrenzen ergaben sehr niedrige Plasti-zitätswerte von IP = 1,8 - 3 bei Wassergehalten an der Fließgrenze wL = 28 - 33 %. Ent-sprechend der DIN 18 196 gehören diese in die Gruppe leicht plastischer Schluffe (UL).

Wegen des Feinkornanteiles ist nur eine qualitative Abschätzung der Lagerungsdichte mög-lich. Die Werte schwanken zwischen DPr = 0,76 und 0,99. Diesbezüglich kennzeichnen varia-ble Verdichtungsgrade den Braunen Schluff, wobei niedrige Werte Hinweise auf mögliche Auflockerungsbereiche geben.

An fünf Proben wurde das Wasseraufnahmevermögen wA nach DIN 18 132 ermittelt, der Wertebereich schwankt zwischen 4 und 46 %. Nach DIN 18 132 entspricht dies einem niedrigem Wasseraufnahmevermögen, was für leicht plastische Materialien charakteristisch ist. Die Schwankungsbreite ist im Zusammenhang mit variierenden Korngrößenanteilen sowie organischem Material zu sehen.


Der Braune Schluff ist kein GWL, kann aber aufgrund des ermittelten Durchlässigkeits-beiwertes von k = 1,2-6 m s-1 als schwach durchlässig bezeichnet werden. Aus den Korn-verteilungen abgeleitete Werte nach der Methode von BEYER ergaben Durchlässigkeitsbeiwerte von k = 10-6 bis 10-7 m s-1, nach MALLET & PACQUANT von k = 10-6 bis 10-8 m s-1.

Die Scherfestigkeit bei derartigen Mischböden, hängt von der Kornverteilung im Feinkorn- und Grobkornbereich ab. Natürliche Mischböden können hinsichtlich der Scherfestigkeit in Anlehnung an LEUSSINK et al. (1964) und DIN 18 196 in vier Gruppen unterschieden werden (PRINZ 1997). Für bindige (feinkörnige) Mischböden mit einem Ton- und Schluffanteil > 40% werden Scherfestigkeiten von φ‘ = 25 – 30 ° und c‘ = 20 - 40 kN m-2 angegeben. Die Werte aus den Scherversuchen (Tab. 4.17) variieren in dem für bindige Mischböden genannten Be-reich. Der Reibungswinkel von φ‘ = 40° kann durch höhere Sandanteile verursacht werden.

Tab. 4.17: Ermittelte Scherparameter für den Braunen Schluff im Vergleich mit

Literaturangaben. Quelle Stratigrafische Einheit Reibungswinkel φ‘ [°] Kohäsion c‘ [kN m-2] MIBRAG mbH Brauner Schluff 40,0 25,0 IGB TU BS Brauner Schluff 25,7 38,1 PRINZ (1997) Bindige Mischböden 25-30 20-40

4.2.2.4 Muschelschluff

Stoffeigenschaften

Die Muschelschluffproben zeigten eine sehr variable Kornverteilung (Abb. 4.22), was sich in den Ungleichförmigkeitszahlen von U = 2,68 – 10,7 widerspiegelt. Auffällig sind die oft in-termittierend verlaufenden Körnungslinien. Überwiegend besteht der Muschelschluff aus Korngrößen 0,002 < d < 0,06 mm, davon bis zu 32 % Mittelschluff und bis zu 45 % Grobschluff. Der Tonanteil kann mehr als 29 % erreichen (PRZ 17, PRZ 21 ca. 23 %), während bei dem Großteil der Proben 0 - 12 % der Tonkornfraktion zugeteilt werden können.

Eine zunehmende Kornvergröberung im Hangenden des Muschelschluffes zeigt sich in dem ansteigenden Anteil am Sandkorn. Die Feinsandanteile können bis 60 % erreichen, wobei der


Schluff und Tonanteil ≤ 40 % ist. Die dann als Muschelsand zu bezeichnende Schicht (EO1, EO6, PRB 4, PRZ 12) wird von BELLMANN et al. (1984) mit einer fast identischen Korn-größenzusammensetzung beschrieben. Nach DIN 18 196 sind diese in die Gruppe der schluffigen Sande (SU*) einzuordnen.



Abb. 4.22: Korngrößenverteilung des Muschelschluffes und -sandes. Dargestellt sind neben

den Körnungslinien auch das Spektrum (grau hinterlegt). Es handelt sich hierbei um schluffige Sande.

Im Muschelschluff überwiegen ebenfalls kantige und rauhe Kornformen. Einzelkörner sind nur wenig erkennbar (Abb. 4.23). Hauptsächlich liegen Kornaggregate vor, was eine Er-höhung der Kohäsion zur Folge hat. In den Partien mit überwiegendem Tonkornanteil do-minieren entsprechend Plättchen und Stäbchenformen. Deren Oberflächen sind glatt und poliert. Mit Erhöhung des Sandkornanteils dominieren wiederum kantige Kornformen, wo-durch sich die Reibung erhöht. Die Kohäsion ist infolge fehlender Ton- und Schluffanteile gering. Die Farbe im Muschelschluff ist meist grau, kann aber im Muschelsand auch rost-braun verfärbt sein, ein Hinweis auf frühere Schichtwasserführung.

Der Gehalt an Ca- bzw. Mg-Karbonat ist hinsichlich der Beeinflussung der Scherfestigkeit im fossilführenden Muschelschluff von Interesse. Kornaggregate im Muschelschluff sind haupt-sächlich auf Ca-Gehalte aufgrund sehr vieler Muschelschillagen im Boden zurückzuführen. Die Ca-Gehalte variieren je nach Fossilführung zwischen 1,0 - 14,5 %. Der organische Anteil ergab beim Glühen Massenverlust von 1,0 % und 7,7 %.

Der Muschelschluff weist Korndichten auf, die zwischen 2,60 g cm-3 und 2,73 g cm-3 variie-ren. Damit entsprechen die Werte denen in der Literatur für Schluff angegebenen Korndichten von ρs = 2,68 - 2,70 g cm-3 (PRINZ 1997). Geringere und höhere Werte stehen im Zusammen-hang mit der Kornverteilung, so daß in den tonigeren Partien höhere Werte zu erwarten sind. Die sandigeren Schichtbereiche haben dementsprechend etwas geringere Korndichten. Orga-nische Bestandteile, führen zu einer weiteren Minimierung der Korndichte.


0

20

40

60

80

100

M

asse

nant

eil <

d

der G

esam

tmen

ge [%

]


Abb. 4.23: Rasterelektronenmikroskop-Aufnahme vom Muschelschluff (aufgenommen am

Institut für Schweißtechnik der TU Braunschweig ).


Werte um 1,7 g cm-3 sind für die Bodendichte im Muschelschluff bestimmt worden. Werden diese mit Daten aus der Literatur verglichen, zeigt sich eine Abweichung in Richtung niedriger Werte (Tab. 4.18).

Tab. 4.18: Zusammenstellung der ermittelten Trockendichten/-wichten und Feuchtdichten/-wichten. Zusätzlich aufgeführt sind Anhaltswerte aus der Literatur.

Gesteinsschicht Probe Trockendichte ρd [g cm-3]

Trockenwichte γd [kN m-3]



PRZ 9 1,462 14,342 1,736 17,030 PRZ 10 1,427 13,998 1,705 16,726 PRZ 11 1,48 14,519 1,686 16,539 PRZ 17 1,366 13,400 1,606 15,754 PRZ 21 1,300 12,753 1,669 16,372

Muschelschluff

PRZ 22 - - 1,587 15,568 SE SF SU

- - 1,7 1,8 1,9-2,1

-

U - - 2,1 -

Sand/Schluff (REUTER et al. 1992)

UT - - 1,9-2,1 -

Im Muschelschluff konnten Wassergehalte zwischen 14 % und 28 % festgestellt werden. Dies ist auf Korngrößenunterschiede innerhalb der Schichten zurückzuführen. Je höher der Anteil an der Tonfraktion ist, um so mehr Wasser ist in diesem Bereich gebunden. In den Schichtbe-reichen mit vorherrschenden Korngrößen im Sand waren die Gehalte deutlich niedriger.

Daraus abgeleitete Sättigungszahlen liegen bei Sr = 0,7. Untersuchungen überwiegend an Schluffen ergaben Porenanteile zwischen 39 % und 52 %. Im Muschelsand sind geringere Beträge zu erwarten, wie auch das Ergebnis aus der Probe PRZ17 zeigt. Die Sättigungszahl erreicht hier einen Wert von Sr = 0,48 bei einem Porenanteil von n = 0,3.



Die Proben (n = 10) aus dem Muschelschluff liegen im Plastizitätsdiagramm nach CASAGRANDE (Abb. 4.24) im Bereich leicht- bis mittelplastischer Schluffe und Tone, wobei der überwiegende Teil als leichtplastische Schluffe UL nach DIN 18 196 bezeichnet werden kann. Erreichen die Wassergehalte an der Fließgrenze > 35 %, handelt es sich bereits um mit-telplastische Tone (EP6-EP8 sowie PRB5).

Abb. 4.24: Fließgrenze und Plastizitätszahl von Proben aus dem Hangenden des Zwischen-

mittels (Muschelschluff, Brauner Schluff) aus dem Absetzerrestloch 13 dargestellt im Plastizitätsdiagramm nach CASAGRANDE. OT/UA – Organogene Tone und ausgeprägt plastische Schluffe, TA – ausgeprägt plastische Tone, TM – mittelplastische Tone, TL – leicht plastische Tone, ST – Sand-Ton-Gemisch, SU – Sand-Schluff-Gemisch, UL – leicht plastische Schluffe, OU/UM – organogene Schluff und mittelplastische Schluffe.

Die Bestimmung der Lagerungsdichte ergab Werte von DPr = 0,73 – 0,94, was einer geringen bis guten Verdichtung des Materiales entspricht. Unterschiedliche Verdichtungsgrade können Anhaltspunkte liefern, inwiefern es zu Verdichtung bzw. Auflockerung innerhalb des Rut-schungsareales kam.

Entsprechend der unterschiedlichen Anteile an bindigem Material variiert das Wasseraufnah-mevermögen zwischen 39,8 % und 62,6 %. Da der Endwert nach relativ kurzer Zeit erreicht wurde, sind aktive Tonminerale weitestgehend auszuschließen.


Der Muschelsand gehört zum System des GWL 2.1, konnte aber hinsichtlich des k-Wertes nicht explizit untersucht werden. Das für den Durchlässigkeitsversuch verwendete Material stammte aus wesentlich tonigeren Partien des Muschelschluffes, so daß der niedrige k-Wert von k = 5,8-7 m s-1 nicht ungewöhnlich ist. Aus den Kornverteilungen abgeleitete Werte nach der Methode von BEYER ergaben Durchlässigkeitsbeiwerte zwischen 10-7 und 10-9 m s-1, nach MALLET & PACQUANT zwischen 10-8 m s-1 und 10-9 m s-1. Im Muschelsand können aus den Kornverteilungen k-Werte zwischen 10-5 m s-1 und 10-6 m s-1 abgeleitet werden.

Die laborativ ermittelten effektiven Winkel der inneren Reibung variieren zwischen 22,5 ° und 24,1 °, die der effektiven Kohäsion zwischen 18,9 kN m-2 und 24,5 kN m-2. Bei einem

0 20 40 60 80 100 120 140Fließgrenze wL [%]

0

20

40

60

80

Plas

tizitä

tsza

hl I

P [

%]

TA

OT/UATM

OU/UM

TL

UL

ST

SU

Brauner SchluffMuschelschluff


Versuch, durchgeführt durch BKW Borna, ergab Werte von φ‘ = 27,4 ° und c‘ = 10,6 kN m-2, als Folge des höheren Sandanteil. JOLAS (1985) unterscheidet beim Muschelschluff Scherpa-rameter hinsichtlich der faziellen Ausbildung und gibt für die Randfazies einen effektiven Reibungswinkel von φ‘ = 30° und eine effektive Kohäsion von c‘ = 6,9 kN m-2 an, während die Parameter für die Beckenfazies mit φ‘ = 28° und c‘ = 16,7 kN m-2 angesetzt werden. Als bindiger Mischboden mit > 40 % Ton-Schluffanteil eingeordnet, variieren die Versuchsergeb-nisse im Bereich der von PRINZ (1997) angegebenen Werte (Tab. 4.19).

Tab. 4.19: Scherparameter für Muschelschluff und Muschelsand. Quelle Stratigrafische Einheit Reibungswinkel φ‘ [°] Kohäsion c‘ [kN m-2]

Muschelschluff-Becken 28 16,7 Muschelschluff-Rand 30 6,9 MIBRAG mbH Muschelsand 27,4 10,6 Muschelschluff 22,5 18,9

IGB TU BS Muschelschluff 24,1 24,5

PRINZ (1997) Mischböden, bindig 25-30 20-40

4.2.2.5 Formsand

Stoffeigenschaften

Wesentlich feinkörniger in seiner Zusammensetzung ist der Formsand. Maximal 12 % beträgt der Feinstkornanteil < 0,002 mm (n = 10). Feinsandanteile variieren zwischen 70 und 95 %. Der Feinkornanteil < 0,06 mm zwischen 10 und 30 % bedingt eine Zuordnung zum Sand-Schluff-Gemisch (SU/SU*) nach DIN 18 196 (Abb. 4.25). BELLMANN et al. (1984) beschreibt eine lagenweise Zunahme des Feinanteiles < 0,02 mm, was sich mit hiesigen Untersuchungs-ergebnissen deckt. Der schluffige Feinsand besitzt insgesamt eine mäßige Klassierung, was durch die hohen Ungleichförmigkeitszahlen U > 10 gestützt wird.



Abb. 4.25: Korngrößenverteilung des Formsandes. Dargestellt sind neben den Körnungslinien auch die Bandbreite (grau hinterlegt). Es handelt sich hierbei um ein Sand-Schluff-Gemisch (SU/SU*) mäßiger Klassierung.


0

20

40

60

80

100

M

asse

nant

eil <

d

der G

esam

tmen

ge [%

]


Kantige Kornformen charakterisieren den Formsand (Abb. 4.26), was die Reibungsfestigkeit erhöht. Kornaggregate und Verkittungen überwiegen gegenüber Einzelkörnern und führen somit zur Erhöhung der Kohäsion im Formsand. Außerdem sind neben Körnern auch Plätt-chen enthalten, die dem Glimmer zugeordnet werden können.

Abb. 4.26: Rasterelektronenmikroskop-Aufnahme vom Formsandkörnern (aufgenommen am Institut für Schweißtechnik der TU Braunschweig). Zu sehen sind scharfkantige Einzelkörner und Agglomerate. Letztere sind infolge der Eisenhydroxidausfällungen entstanden.

Die organischen Beimengungen sind bei rund 1,5 % Massenverlust durch Glühen sehr niedrig und hinsichtlich der Beeinflussung der Scherfestigkeit vernachlässigbar.

Die Korndichtebestimmung ergab Werte zwischen 2,64 g cm-3 und 2,7 g cm-3, was ungefähr der Dichte von Quarz (2,65 g cm-3), dem Hauptbestandteil, entspricht. Aus den zum Teil recht hohen Schluffanteilen (Glimmer) resultieren die höheren Korndichten.


Die festgestellten Bodendichten zeigen deutlich geringere Werte als in der Literatur für schluffigen Sand (SU) angegeben (Tab. 4.20). Da die Entnahmepunkte im Bereich des Rut-schungsabrisses erfolgte, kann das Material bereits aufgelockert vorliegen.

Tab. 4.20: Zusammenstellung der ermittelten Trockendichten/-wichten und Feuchtdichten/-

wichten. Zusätzlich aufgeführt sind Anhaltswerte aus der Literatur. Gesteinsschicht Probe Trockendichte ρd

[g cm-3] Trockenwichte γd [kN m-3]



PRZ 1 1,441 14,136 1,646 16,147 PRZ 2 1,358 13,322 1,579 15,490 PRZ 23 1,492 14,636 1,686 16,540

Formsand

PRZ 24 1,411 13,841 1,636 16,049 Sand (REUTER et al. 1992)

SE SF SU

1,7 1,8 1,9-2,1


Einen engeren Schwankungsbereich der Sättigungszahlen von Sr = 0,44 - 0,48 ergaben die Untersuchungen des Formsandes gegenüber den anderen stratigrafischen Einheiten. Der Po-renanteil erreicht dementsprechend Größenordnungen von 43,6 bis 48,6 %. Ein Vergleich der gewonnenen Ergebnisse mit den in der Literatur (PRINZ 1997) angegebenen üblichen Grenz-werten ergab, daß ungefähr die Hälfte der untersuchten Proben Beträge von Sr ≤ 0,5 auf wie-sen, wonach diese entsprechend der üblichen Klassifikation als „feucht“ bis „sehr feucht“ einzuordnen sind.


Die hohen Schluffanteile gestalteten die Bestimmung des Porenanteil bei minimaler und ma-ximaler Lagerung schwierig, so daß auch hier die Bestimmung der Lagerungsdichte über die Proctordichte erfolgte. Die im Laborversuch ermittelte Proctordichte lag durchschnittlich bei ρPr = 1,62 g cm-3. Daraus resultierende Verdichtungsgrade schwanken zwischen DPr = 0,73 - 0,94. Die schluffigen Anteile machen sich auch beim Wasseraufnahmevermögen bemerkbar. Infolge dessen zeigen die Ergebnisse ein Wasseraufnahmevermögen zwischen 30,0 % und 50,0 %.


Der Formsand ist Teil des GWL 2.1, dessen im Labor bestimmten Durchlässigkeitsbeiwerte zwischen k = 3,6-6 bis 2,33-6 m s-1 variieren. Über die Kornverteilungslinien konnten Werte nach der Methode MALLET & PACQUANT abgeleitet werden. Diese variieren zwischen k = 10-5 und 10-8 m s-1.

Aus der Korngrößenverteilung und der Lagerungsdichte lassen sich effektive Reibungswinkel φ‘ ableiten, die zwischen 30,4 und 35,8° liegen. Nach DIN 1055 T2 haben dicht gelagerte Sande (SE/SU, Bodengruppen nach DIN 18 196) einen effektiven Reibungswinkel von φ‘ = 35°. Im Vergleich dazu ergaben die laborativ bestimmten effektiven Reibungswinkel Werte von φ‘ = 35,4 und 37,8° und effektive Kohäsionen von c‘ = 31 und 43,9 kN m-2 (Tab. 4.21). Das Scherverschiebungsdiagramm (Abb. 4.27) zeigt ein deutliches Maximum, was für dicht gelagerte Sande typisch ist.

Die für einen Sand relativ hohen Kohäsionen resultieren aus dem Schluffanteil sowie den Kornaggregaten und Verkrustungen, wobei vermutlich das Verhaken des dichtgelagerten Sand-Schluff-Gemisches erheblichen Einfluß hat. Ähnlich wie bei den „locked sands“ der englischen Literatur (DUSSOLT & MORGENSTERN 1979) kann dies zu erhöhten Kohäsions-werten führen.

Tab. 4.21: Scherparameter für den Formsand. Quelle Reibungswinkel φ‘ [°] Kohäsion c‘ [kN m-2] MIBRAG mbH 30

37,83 31,14 IGB TU Braunschweig 35,44 43,90


Abb. 4.27: Scherverschiebungsdiagramm vom Formsand im Direkten Scherversuch. Oben: Die Scherfestigkeit τ ist gegen den Scherweg εh aufgetragen. Der Kurvenverlauf läßt einen deutlichen Höchstwert des Scherwiderstandes erkennen. Unten: Zu Beginn der Versuches setzt eine geringe Verdichtung des Materiales ein, die kurz darauf in eine starke Auflockerung unter Volumenzunahme (Dilatation) übergeht. Der Kurven geben einen typischen Verlauf für dichte Sande wider (v. SOOS in: SMOLTCZYK 1996).

4.2.2.6 Geschiebemergel

Korngrößenanlysen ergaben den für Geschiebemergel typischen Verlauf von Körnungslinien. Da dieser für die weitere Fragestellung von untergeordneter Bedeutung ist, werden hier nur Literaturwerte für weitere Berechnungen herangezogen (Tab. 4.22).

Tab. 4.22: Scherparameter für Geschiebemergel. Quelle Reibungswinkel φ‘ [°] Kohäsion c‘ [kN m-2] REUTER et al. (1992) 33,0 Keine Angabe PRINZ (1997) 25,0-27,5 Keine Angabe DIN 1055 T2 27,5 5,0 MIBRAG mbH 35,0 20,0

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20Scherweg εh [%]

0

20

40

60

80

100

Sche

rfes

tigk

eit

τ [k

N m

-2]

5.0

3.0

1.0

-1.0

-3.0

-5.0

Stau

chun

g ε v

[%]

0 4 8 12 16 20Scherweg εh [%]

Auflockerung

Verdichtung



4.3 Datengrundlage für die Standsicherheitsanalyse

Die große Varianz der Versuchsergebnisse läßt eine Quantifizierung des Dateneingangs für Standsicherheitsbetrachtungen nur schwer zu. Lithovarianzen innerhalb des Zwischenmittels bedingen entsprechend unterschiedliche Eigenschaften, die bei mechanischer Beanspruchung hinsichtlich der Scherfestigkeit wesentlich sein können. Die Frage nach zutreffenden Para-metern für Standsicherheitsanalysen muß sich deshalb darauf beschränken, die wesentlichen Unterschiede in den Eigenschaften zu erfassen und daraus ungünstige Parameter ableiten.

Bei der Untersuchung und Beurteilung weit streuender bodenphysikalischer und bodenmecha-nischer Parameter des Zwischenmittels ist die Erkenntnis wesentlich, daß vor allem die über-konsolidierten tonigen Horizonte auf mechanische Veränderungen des Umfeldes unter Volumenänderung infolge Wasseraufnahme- oder –verlust reagieren. Bei der sogenannten hydromechanischen Kopplung ist aufgrund der geringen Permeabilität der Tone die Bewe-gung von Wasser stark behindert. Einstellungen von neuen Gleichgewichten bei Verän-derungen der Böschung können somit Jahre dauern. Damit verbunden ist die Auflockerung des Gefüges und eine Zunahme der Wassergehalte, die letztendlich zur progressiven Abmin-derung der Scherfestigkeit in diesen Bereichen führen.

Die Zusammensetzung des Zwischenmittels variiert deutlich, wie aus den Körnungslinien erkennbar ist (Abb. 4.1). Je nach Position sind hohe Anteile an organischen Beimengungen enthalten, die zu einer Verminderung der Scherfestigkeit τ infolge ihrer Wasserbindung füh-ren und der dadurch bedingten Erhöhung des Porenanteiles e. Das spiegelt sich sowohl in den Sättigungszahlen Sr der Proben wider (überwiegend naß) als auch in den Ergebnissen zu den Zustandsgrenzen (Abb. 4.6). Die Zwischenmittel-Proben sind visuell eher als steif bzw. feucht zu beschreiben, so daß die ermittelten Sättigungszahlen möglicherweise die kohligen Anteile überproportional reflektieren. Zu erwarten wären daraufhin auch variable Konsistenzzahlen IC aufgrund der verschiedenen Wassergehalte w. Aus den Ergebnissen der untersuchten Proben geht jedoch hervor, daß abhängig vom Wassergehalt die Konsistenz der Proben sich kaum ändert. Die Proben mit den niedrigsten Wassergehalten zeigen ebenso eine steife Konsistenz wie die mit den größten Wassergehalten. Aktive Tonminerale können somit weitestgehend ausgeschlossen werden, wie auch die Bestimmung der Aktivitätszahl IA belegt (Abb. 4.8).

Immer wieder auftretende kohlige Zwischenlagen stellen daher ebenso Schwächezonen dar, wie die Grenzfläche Kohle/Zwischenmittelton bzw. die nachgewiesenen Harnischflächen. Die Oberflächentextur der Harnische ist gekennzeichnet durch glatte, unebene und zum Teil polierte Flächen. Durch die mechanische Beanspruchung des Materiales liegen vor allem in den genannten Schwächezonen Restscherfestigkeiten vor (Abb. 4.14).

Für die Modellierung der Bewegungen (Initialbruch, Kriechen) ist es schwierig, eindeutige Parameter anhand der ermittelten Kennwerte festzulegen. Generell muß davon ausgegangen werden, daß infolge der horizontalen und vertikalen Unterschiede im Zwischenmittel auch dementsprechend die Scherfestigkeit bezüglich des Gesamtsystems variiert. Weitere Daten, die das gesamte System abdecken, fehlen. Die Wahl flächenintigrierter Scherparameter, also nicht für alle Teilbereiche der Gleitfläche gültige Parameter (COOPER 1996), scheint daher sinnvoll.

Die hangenden schluffig-sandigen tertiären Gesteine bilden mit Ausnahme des Weißen San-des senkrechte bis überhängende Wände. Die Laboruntersuchungen ergaben, daß sowohl der Weiße Sand als auch der Formsand sehr hohe Dichten aufweisen. Diese sind als Folge der Überkonsolidierung stark verdichtet. Obwohl dies visuell auch für die anderen Schichten fest-zustellen war (Gelände, Mikroskop), resultierten aus den Versuchen keine eindeutigen Hin-weise auf die überkonsolidierte Natur des Materiales. An den Aufschlüssen konnte eine dichte Klüftung beobachtet werden, die als typische Entspannungsreaktion bei künstlich ge-


schaffenen Böschungen zu bewerten sind. Im Zuge der Standsicherheitsbetrachtungen können die in den Versuchen ermittelten Parameter einfließen. Streuungen, wie diese beim Zwi-schenmittel zu beobachten waren, waren nicht festzustellen. Lediglich die Beobachtung einer lateralen Kornvergröberung (JOLAS 1983) würde eine Änderung der Scherparameter verur-sachen. Da diese eine Erhöhung der Reibung bewirkt, womit eine Verbesserung der Stand-sicherheit eintritt, können die ermittelten Daten als ungünstigste Parameter in die Standsicherheitsbetrachtung einfließen.

5 Böschungsbruch 1983 78

5 Böschungsbruch 1983

Eine umfassende Erkundung der westlichen Standböschung im ARL 13 hinsichtlich der im Jahre 1983 stattgefundenen Großrutschung erfolgte unter dem Aspekt der geologischen und morphologischen Neuaufnahme des Gebietes. Die Rekonstruktion der zum Zeitpunkt des Böschungsbruches herrschenden Randbedingungen stellt ein wesentliches Ziel der Untersu-chungen dar.

In der Tab. 5.1 ist die chronologische Abfolge von Ereignissen vor und nach dem Böschungs-bruch 1983 zusammenfassend aufgelistet. Während des Rutschereignisses waren die Beweg-ungen um ein Vielfaches größer als die kurz darauf gemessenen Beträge. Der vertikale Versatz an der westlichen Abbruchkante beträgt ca. 15 m.

Tab. 5.1.: Chronologie der Rutschung (Grundlage bilden die Gutachten des BKW Borna, JOLAS 1983, 1985a).

Datum Teilprozesse der Böschungsdeformation Rutschungsphänomenologie Anfang der 60iger einzelne Rutschungen Risse in den Böschungsbereichen 02.09.83 Böschungsabbruch Abrißmuschel, Graben,

Inselbildung, Teerleitung der Chemischen Werke zerstört, Schotterbett der Werksbahn be-schädigt

05.09.83 Horizontalverschiebung 2 – 4 m 05.09. – 08.09.83 Verschiebungsbeträge zwischen 15 cm und

45 cm ab 09.09.83 Verlangsamung der Verschiebungen

translatorische Bewegung der unteren Teilböschung

bis 07.09.83 10 cm d-1 Senkungsbetrag bis 10.09.83 5 cm d-1 Senkungsbetrag

Verlagerung des Massenkeils um ca. 90 cm

August/September 1984 Erreichen des Grenzwertes 2,5 m in der Ver-tikalbewegung

Absenkung der Oberen Bruch-sohle

Das westliche Standböschungssystem wurde infolge des Böschungsbruch auf einer Länge von insgesamt 350 m zerstört. Als Resultat der progressiven Böschungsdeformation bildeten sich markante Teilbereiche heraus (Abb. 5.1).

Auf Höhe der Böschungsschulter, ca. 140 m ü. NN, hatte sich eine Abrißmuschel gebildet, deren Abrißflächen (1) in den Böschungskopf hineinreichen. Der Abrißmuschel vorgelagert sank ein ehemaliger Teil der Böschung ein und es entstand eine bis zu 35 m breite Graben-zone (2). Während im Süden vor Ort strukturell ein undeutlicher lateraler Übergang des Gra-bens in den stabilen Böschungsbereich erkennbar ist, verläuft dieser im Norden zunächst lateral in den stabilen Böschungsbereich und scheint im Restsee zu enden (Abb. 5.3). Eine Rotation des Rutschkörpers um einen Drehpunkt im Süden, wo die westliche Standböschung an die östliche Kippenböschung grenzt, wäre plausibel. Die Ursache dieser Drehbewegung (Abb. 5.2.) ist in der anlagernden Innenkippe zu sehen, da diese die Funktion eines Widerla-gers übernimmt. Dadurch wurden größere Bewegungen im Süden verhindert, während nörd-lich davon die Bewegungen bei fehlendem Widerlager gegen den Restsee laufen. Nicht zuletzt deutet auch der in nördliche Richtung abnehmende vertikale Versatz, sowie die Ver-breiterung des Grabens darauf hin (Abb. 5.3, zwischen P3 und P4).


Abb. 5.1.: Medianes Querprofil durch den Böschungsbruch (Grabenbruch). Dargestellt sind die rückwärtige Abrißmuschel (1), die absinkende Grabenzone (2, grau hinter-legt), das stabile Gebirge (A), der translatorisch bewegte Block (3, grau hinter-legt), die Insel im Restloch (4, grau hinterlegt) und die horizontale Gleitfläche (5).

Die Grabenzone wird allseitig von steilstehenden Bruchflanken begrenzt. Der Hauptabriß weist Neigungen zwischen 73 ° und 77 ° (BORCK 1998), in der hohen Abrißkante bis 81 ° auf (JOLAS 1983). Die gebirgsseitige Bruchflanke weist Neigungen bis zu 86 ° auf.

Östlich der Grabenzone ist der mittlere Teil (3) der ursprünglichen Böschung gelegen. Dieser wurde als kompakter Block nach Osten verschoben. Während dessen erfuhr der „starre“ Block eine Entfestigung, was für weiterführende Fragestellungen bedeutsam ist.

Am Fuß der zerstörten Böschung bzw. in deren Vorfeld kam es zur Aufwölbung (4), was als Folge des passiven Vorschiebens des „Stirnteils“ in die schlammigen Seesedimente zu verste-hen ist. Dadurch bildeten sich langgestreckte Inseln, was auch noch mehrere Tage nach der Rutschung andauerte. Ein Aufschwimmen von Teilen des Oberflözes in die Schlammsedi-mente ist zu vermuten (POHL 1997). Der sichtbare Stirnteil des Gleitkörpers ist augenschein-lich kaum deformiert. Es muß aber angenommen werden, daß dieser unter Wasser zerbrochen und verschuppt ist.

X

Abb. 5.2: Schematische Darstellung der Rotationsbewegung des grabenartigen

Rutschkörpers um einen Drehpunkt (X) im Süden. Die Linien deuten den

NStandböschung

Res

tsee

Innenkippe

W m ü. NN

140

120

100

80

350 400 450 500 [m]

Q

FS

ZM


Randbereich der Rutschmasse an, der sich infolge der ständigen Bewegungen progressiv verschiebt.

Die im Rahmen des Projektes abgeteufte Bohrung U3428 (Anhang A) gab Aufschluß über die Verhältnisse in der Grabenzone. Diese konnten anhand vorliegender Bohrprotokolle rekon-struiert bzw. kartiert werden (Abb. 5.3). So waren die oberen Schichten gegenüber der Nor-malausbildung abgesunken. Dabei handelt es sich um den Formsand, den Muschelschluff und den Braunen Schluff. Im Braunen Schluff konnte eine scheinbare Reduktion der Mächtigkeit von 9 auf 4 m festgestellt werden. Diese steht im Zusammenhang mit dem Böschungsbruch, da die Hauptabrißfläche an diesem Punkt durchteuft wurde.

Abb. 5.3: Geologische Übersichtskarte des Absetzerrestloch 13 mit der Großrutschung vom 02.09.1983 mit Positionen der Querprofile P0 bis P4.

Der Weiße Sand hat im Bereich der Grabenzone eine Mächtigkeit von ca. 7 m, die der aus anderen Bohrungen bekannten Mächtigkeit von 5 und 10 m entspricht. Deutlich gering-mächtiger wurde der GWL 2.3 im Zwischenmittel erbohrt. Bei einer Mächtigkeit von nur

Quartär

Formsande Muschelschluff/-sand Brauner Sand/ Schluff Weißer Sand Kippenmaterial Böhlener Oberfloöz (Flöz IV) Phosphoritknollen horizont

Restsee Höhenlinie Böschung Profillinie Bodenerosion Graben, Spalte Geologische Grenze

4524300 4524900

5675400

5674400

Leipzig

Projektgebiet

PL0

PL1

PL2

PL3

PL4

0 100 200


0,6 m ist dieser zu dem noch stark schluffig mit hohen Tonanteilen ausgebildet. In den Bohrungen IK 49 und IK 100110 sind ähnliche Schichtmächtigkeiten festzustellen. Der Weiße Sand ist im „Stirnteil“ ca. 9 m mächtig. Interessant ist, daß in IK 100110 die Abfolge Flöz IV (4 m), Zwischenmittel (1,7 m) und Flöz II deutlich hervor tritt, während in IK 49 das Flöz IV von Zwischenschichten unterbrochen wird (Anhang A). Dies ist ein Hinweis auf den bereits beschriebenen Materialzustand unterhalb des Wasseroberfläche. Abb. 5.3 veranschau-licht die veränderte Situation.

5.1 Bruchmechanismus

Bereits JOLAS (1985a) beschreibt die Bewegungen im ARL 13 als horizontales Gleiten auf dem tonigen Zwischenmittel unter dem Oberen Flöz. Dieser auch als „Blockrutschung“ („spreading“) bezeichnete Rutschungstyp tritt verhältnismäßig selten auf und ist hauptsächlich an tertiäre und quartäre Sedimente gebunden (R<%È 1996).

Gekennzeichnet sind diese Rutschungen durch weitgreifende und tiefe Deformationen (RYBÁ 1974, 1993) sowie weitestgehend intakt gebliebene Schollen. Letztere haben nur eine Translationsbewegung erfahren (BAUMANN 1988). In den Rutschungsklassifikationssystemen verschiedener Autoren (VARNES 1958, 1975, N(0ý2. et al. 1977, REUTER et al. 1992) wird dieser Typ dem Gleiten zugeordnet. Es handelt sich um horizontale Translation (Verschie-bung) an einer vorgezeichneten Gleitfläche. Die Existenz einer instabilen Schicht oder Zone am Böschungsfuß mit anderen physikalisch-mechanischen Eigenschaften als das hangende Gestein, die z. B. durch einen sensitiven Ton oder aber durch Störungs- oder Kluftflächen definiert werden, scheint dabei bedeutend (RYBÁ 1996), wie an zahlreichen Beispielen aus böhmischen und bulgarischen Braunkohlegebieten sowie von den Küsten des Schwarzen Meeres und Alaskas beschrieben (RYBÁ 1974). Rutschungen mit Grabenbildung sind aus den mitteldeutschen und niederrheinischen Braunkohlenrevieren ebenfalls bekannt (NEUMANN 1960, DÜRO 1967, DERMIETZEL 1970). BAUMANN (1988) beschreibt diesen Rutschungstyp an zahlreichen Beispielen aus dem Bereich der Isareintiefung. Ähnliche Bruchvorgänge werden auch für sensitive feinkörnige Sedimente („quick clay“) beschrieben (MITCHELL & MARKELL 1974, CARSON 1977, MITCHELL 1978).

Im untersuchten Böschungsbereich streicht das Zwischenmittel aus, in der hohe Horizontal-spannungen infolge der Vorbelastung durch die pleistozäne Eisauflast anzunehmen sind. Durch Einschnitte können in den überkonsolidierten Tonen Porenwasserunterdrucke ent-stehen, die zunächst zu einer Erhöhung der Scherfestigkeit führen (DIN 4084-100). Der Bö-schungskörper ist zu diesem Zeitpunkt noch in einem stabilen Zustand. Aufgrund der geringen hydraulischen Durchlässigkeit des Tones ist die Bewegung von Wasser behindert. Zugleich bewirkt der Porenwasserunterdruck einen Saug-Effekt, wodurch nur ein gering-fügiges Öffnen von Klüften und/oder Trennflächen am Böschungsfuß möglich wird (BISCÖK 1997). Ähnlich wie beim London Clay oder Lauenburger Ton, dauert eine Neueinstellung des Gleichgewichts über einen längeren Zeitraum an (VAUGHAN & WALBANCKE 1973, SKEMPTON 1977, RUPPERT 1980, FEESER 1986). Bei Entlastung kommt es zur Wasserauf-nahme, die sich bei positiven Wasserdrücken verstärkt, da der Saugeffekt verloren geht und sich Klüfte/Trennflächen öffnen. Ein Schwellen des bindigen Materiales ist die Folge, wobei es zu Rißbildungen infolge der Volumenzunahme kommen kann (VEDER 1979). Gleichzeitig verschlechtern sich die Festigkeitseigenschaften. Daraus resultieren vermutlich erste, aller-dings noch nicht sichtbare Bewegungsvorgänge im Korngerüst (Instabilität; DERMIETZEL

1970). Anfängliche Kornverschiebungen führen zur Ausbildung von Mikrogleitflächen (Harnische, Kap. 4.2.1), welche für tertiäre Tone häufig beschrieben werden (REUTER et al. 1992). Bei fortschreitender Bewegung bildet sich durch Aneinanderreihung der Mikrogleit-flächen eine Gleitfuge oder Scherzone aus. Optisch feststellbare Veränderungen treten in


Form des Vorschiebens eines Teilstückes auf. Es kommt zur rückwärtigen Ausbildung der Gleitfuge oder Scherzone in den Böschungskörper. Zunehmende Zugspannungen führen zur Ausbildung von Rissen hinter der Böschungsschulter, die schließlich in sehr steil einfallende Abrisse übergehen (Abb. 5.4; 1. Phase). Der abgerissene Böschungsteil rutscht mit steigender Geschwindigkeit gegen den Restsee. Da eine Stütze auf der Rückseite fehlt, kommt es zur Lösung eines Keils (Abb. 5.4; 2. Phase). Dieser sinkt grabenartig ein, da der Zwischenraum zwischen Rutschkörper und ungestörtem Gebirge wächst (Abb. 5.4; 3. Phase). Am Bö-schungsfuß kommt es zu Aufpressungen. Unberücksichtigt bleiben die im Flöz IV vor-handenen Entwässerungsstollen. Der Einfluß dieser potentiellen Schwächezonen auf die Standsicherheit wird ein Aspekt bei der Rückrechnung darstellen (Kap. 5.4)

Abb. 5.4: Schematisiertes Profil durch den Rutschungsbereich. Dargestellt ist die Bruchent-

wicklung in drei Phasen. Darin bedeuten A – translatorisch bewegter Rutschkörper, B – stabiles Gebirge, C – Grabenkeil, 1 – Gleitfläche, 2 – Hauptabrißfläche, 3 - Abrißfläche.

5.2 Initiierung der Böschungsbewegungen

Wasser ist ein wesentlicher Faktor bei der Betrachtung von Hang- und Böschungsinstabili-täten. Zur Einschätzung der hydrologischen Situation des entsprechenden Gebietes bedarf es daher Untersuchungen zeitabhängiger hydrologischer Verhältnisse. In zahlreichen Arbeiten sind die Abhängigkeiten der Hangdeformationen und Kriechbewegungen von Niederschlags-ereignissen und der damit verbundenen Änderung vom Porenwasserdruck untersucht und belegt worden (GRAINGER & HARRIS 1986, KRAUTER 1988, 1996, RYBÁ & NOVOTNY 1994, BAUM & REID 1995, FAVARETTI et al. 1996).

Die Grundwasserverhältnisse im Boden (Wasserdruck, -strömung, Durchfeuchtung) wirken als rutschungsfördernde Faktoren (VEDER 1979) und stellen für die meisten Rutschungen das auslösende Moment dar. In zahlreichen Publikationen wird sich daher mit der vielfältigen Wirkung des Wassers hinsichtlich der Standsicherheit von Böschungen und Hängen beschäf-tigt (HUTCHINSON 1970, BRAND et al. 1986, BAUM & REID 1995, GIUSTI et al. 1996, BHANDARI & DIAS 1996, LEROUEIL et al. 1996, TILCH 1999, CARSTENSEN & POHL 2000).

1.Phase 2.Phase 3.Phase

B

B

B

A

A

A C

C

2

2

2

1

1

1

3

3


In einem Drei- bzw. Zweiphasensystem werden verschiedene Spannungen unterschieden. Die wirksamen (effektiven) Spannungen σ‘ werden von der Festsubstanz übernommen (Korn-zu-Korn-Spannung). Der vom Porenwasser abgetragene Spannungsteil ist der Porenwasserdruck u oder auch neutrale Spannung. Die Gesamtspannung σ wird als totale Spannung bezeichnet und teilt sich in den wirksamen Spannungsteil σ‘ und den Porenwasserdruck u auf, woraus sich folgende Gleichung ergibt:

σ = σ‘ + u (5.1)

σ – Gesamtspannung [kN m-2] σ‘ – effektive Spannung [kN m-2] u – neutrale Spannung (Porenwasserdruck) [kN m-2]

Die Grundwasserströmung im Untergrund wird als Potentialströmung angenommen und ent-steht bei einer Potentialdifferenz ∆h zwischen zwei Punkten (PRINZ 1997). Bezogen auf den Fließweg ∆l resultiert daraus das hydraulische Gefälle i:

(5.2)

Die wirksamen Spannungen σ‘ erhöhen sich bei Fließvorgängen um den daraus resultierenden Strömungsdruck s:

(5.3)

γw – Raumgewicht des Wassers [kN m-3]

Die hydraulische Situation wird neben zeitlich variablen Witterungsverhältnissen vor allem auch durch die Materialeigenschaften und vom strukturellen Aufbau des Untergrundes be-stimmt. Während der Versickerung zum Grundwasserkörper wird ein Anteil des Sickerwas-sers zur Durchfeuchtung und Aufsättigung des Lockergesteins verbraucht. Der daraus entstehende Lastzuwachs kann bereits die Standsicherheit negativ beeinträchtigen, in Abhän-gigkeit der Speichereigenschaften des Materiales.

Die Versickerung von Niederschlagswasser führt zu Aufspiegelungen von Grundwasserober-flächen, so daß der hydrostatische Druck in tieferen Bereichen ansteigt. Die mechanische Sta-bilität einer Böschung kann infolge der Porenwasserdruckerhöhung beeinflußt werden, da dies bei behindertem Abfluß eine Reduzierung der effektiven Normalspannung zur Folge haben kann. Daraus resultiert für die Scherfestigkeit die folgende Form der COULOMB’schen Bruchbedingung:

l

hi

∆∆=

wl

hs γ⋅

∆∆=


(5.4)

τ - Scherspannung [kN m–2] c‘ - effektive Kohäsion [kN m-2] φ‘ - effektiver Winkel der inneren Reibung [°] σN – totale Normalspannung [kN m-2] u - Porenwasserdruck [kN m-2]

5.2.1 Statische Grundwassersituation

Zur Beobachtung des Grundwassergangs wurden nach dem Rutschereignis von der LMBV mbH und MIBRAG mbH sechs Grundwassermeßstellen eingerichtet. Durch diese als Mehrfach– bzw. Doppelpegel ausgebauten Grundwassermeßstellen konnte die Grundwasser-situation der Böschung erfaßt werden (Abb. 5.5.).

Im zentralen Bereich der Westböschung, also im Abrißbereich der Großrutschung, fehlt der quartäre GWL 1. Der GWL 2.1 in P2586 war zum Zeitpunkt der Rutschung praktisch wasser-frei. Im nördlichen Böschungsbereich war eine geringe Wasserführung des GWL 2.1 in P1701 festgestellt worden, ebenso für den GWL 2.2. Letzterer wurde auch im Süden gering wasserführend angetroffen. Der GWL 2.3 ist nördlich des Rutschkörpers überwiegend ge-spannt und zeigt eine hydrostatische Druckhöhe von ca. 104 m ü. NN in P1701 und von 108 m ü. NN in P2595. Im zentralen Bereich westlich des Bruchkörpers und südlich davon weist der GWL 2.3 eine freie Grundwasseroberfläche auf. Eine verstärkte Entwässerung ge-gen das Restloch infolge erhöhter Wegsamkeit nach dem Eintreten der Rutschung ist als mögliche Ursache in Betracht zu ziehen. Als weiterer Grund muß aber auch die zunehmende Bindigkeit des Hangendmateriales von Süden nach Norden im ARL 13 erwogen werden. In-nerhalb des Rutschkörpers hat sich im GWL 2.3 eine Grundwasserspiegelhöhe bei 100 m ü. NN eingestellt (IK 110). Dieser entspricht dem Stand des Restseewasserspiegels. Die aus diesen Angaben konstruierte Sickerlinie ist in Abb. 5.8 dargestellt.

Der GWL 3, unmittelbar unter der Gleitfläche an der Grenze Böhle-ner Oberflöz/Zwischenmittel, ist sowohl im Norden (P1700) als auch im Süden (P2755) er-faßt. Die Meßdaten weisen für den GWL 3 einen hydrostatischen Überdruck zwischen 137 hPa (P2755) und 172 hPa auf (= 14 und 17 m Wassersäule), der auch für den zentralen Teil der Böschung anzunehmen ist. Weitere Daten konnten über die im Rahmen des Projektes abgeteufte Bohrung U3428 gewonnen werden, die im Bereich des GWL 3 als Grundwasser-meßstelle ausgebaut wurde. Aus den Messungen in U3428 ist ein Unterschied in der hy-drostatischen Druckhöhe von maximal 2 m Wassersäule gegenüber den anderen Meßstellen festzustellen. Hinsichtlich der Porenwasserdruckverhältnisse im GWL 3 kann eine Beein-flußung durch die Rutschung möglich sein. Für den von der Rutschung erfaßten Bereich ist anzunehmen, daß ein ähnlich hoher Porenwasserdruck (PWD) zu diesem Zeitpunkt bestand und auch noch heute unter der Rutschmasse besteht .

5.2.2 Dynamische Grundwassersituation

Für das ARL 13 standen neben langjährigen Standrohrspiegelmessungen Niederschlagsdaten des Deutschen Wetterdienstes von der nahegelegenen Station Rötha zur Verfügung (Tages-summen aus 27 Jahren; 1969-1996). In der Projektlaufzeit (1997 und 1998) konnte weiterhin

( ) ’N

’ tanuc φστ ⋅−+=


auf stärker aufgelöste Daten von einer auf dem Betriebsgelände des Tagebaus Zwenkau (ca. 1 km Luftlinie vom ARL 13) installierten automatischen Wetterstation zurückgegriffen werden.

Der mittlere Jahresniederschlag (Station Rötha 1969-1996) wurde mit 560 mm a-1 ermittelt. Ein Vergleich mit dem Jahresniederschlag von 1983 (Böschungsbruch) ergab, daß dieser mit 578,6 mm nur unwesentlich darüber liegt. Um die Situation zum Zeitpunkt des Böschungs-bruches zu beurteilen, muß allerdings eine zeitlich aufgelöstere Betrachtung der Nieder-schlagsverteilung erfolgen, da Niederschläge in der Vegetationszeit sehr intensiv und lang anhaltend sein müssen, um Rutschungen im Vergleich zur vegetationslosen Zeit auszulösen (PRINZ 1997). Zunächst zeigt die Gegenüberstellung der monatlichen Niederschlagssummen, daß in den Monaten April und August die Niederschlagsmengen deutlich über dem langjähri-gen Mittel lagen. Informationen über deren Intensitätsverteilung liefern die täglichen Nieder-schlagssummen und deren zeitliche Aufeinanderfolge.

Bedeutend ist das außergewöhnlich hohe Niederschlagsereignis Anfang August 1983, also vier Wochen vor dem Eintritt der Großrutschung (Abb. 5.6). In der Zeit vom 03.08.1983 bis 07.08.1983 fielen 119,7 mm Niederschlag, davon allein 107,6 mm an zwei Tagen. Anhand der Niederschlagsdaten wird deutlich, daß den intensiven Niederschlägen eine relativ lang anhaltende „Trockenzeit“ von 26 Tagen folgte. In dieser Zeit fielen etwa ¼ der oben genann-ten Niederschlagsmenge (24,1 mm). Dies zeigt, daß sich auch in der „Trockenzeit“ extreme Niederschlagsereignisse bei anzunehmender geringer Strömungsgeschwindigkeit geltend machen können (Kap. 3.5).


Abb. 5.5: Karte der Grundwassermeßstellen im Absetzerrestloch 13 mit geologischem Profil der Meßstellen sowie Filterstrecken und Ruhewasserstand (s. auch Anhang A).

4524300 4524700

5675400

5675000

5674600

P2755

P2665

P2594

P2586

PL1

PL2

PL3

PL3

P1700

P1701

P1700 P1701

P2594

P2586

P2665

P2755

0 100 200 m

Legende

Geologie

Geschiebemergel Kiese, Sande Formaand Muschelsand/-schluff Brauner Schluff/Sand Weißer Sand Flöz IV, Flöz II Zwischenmittel Prätertiär

Allgmeine Zeichen

Bereich der Großrutschung Vom 02.09.1983 Höhenlinie Böschung Profillinie GW-Meßstelle GW-Stand Filterstrecke


Abb. 5.6: Niederschlagsverteilung im Rutschungsjahr 1983 mit Einzeldarstellung der niederschlagsreichsten Monate April und August 1983, Station Rötha (Datenquelle: Deutscher Wetterdienst DWD).

Die zeitliche Verzögerung zwischen Niederschlagshistorie und Rutschungsereignis belegt, daß nicht die direkte Auswirkung des hohen Niederschlages (z.B. Erhöhung der Wichte des labilen Körpers) ursächlich zum Böschungsbruch geführt hat. Vielmehr muß ein Anstieg des Porenwasserdruckes im GWL 3 nach Migration der Druckwelle vom Einzugsgebiet bis zur Böschung infolge länger anhaltender anomaler Niederschläge angenommen werden. Diese Porenwasserüberdrucke können die hangende geringdurchlässige Schicht aus einer Wechsel-folge von gut und weniger gut durchlässigen Lithologien zum Abgleiten bringen (HEITFELD 1985). Dazu erfolgte eine Analyse (Abb. 5.7) der Niederschlagsverteilung der vorange-gangenen Jahre (1979-1984). Die Abb. 5.7 zeigt die von der Station Rötha erfaßten monatli-chen Niederschlagsummen im Vergleich mit dem langjährigen Monatsmittel. Demzufolge erfolgten der Böschungsbruch und die Bewegungen nach einer Phase extrem hoher Nieder-schläge. Die Differenzen zwischen den realen monatlichen Niederschlagswerten und dem langjährigen monatlichen Mittel kommen in der Summenkurve zum Ausdruck. Das erste Ma-ximum in dieser „Niederschlagsbilanz“ liegt im Winter 1981/1982. In dieser Zeit wurde in weiten Teilen Europas eine Häufung von Rutschereignissen registriert (RYBÁ 1994). KRAUTER (1990) schreibt von mehr als 200 Rutschungen im Mainzer Becken im Januar 1982. Es handelte sich bei diesen Beispielen hauptsächlich um flach ausgebildete Rutschungen mit einer Mächtigkeit ≤ 15 m.

Zeit

0

20

40

60

80

100

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140

160

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m]

Jan Feb März Apr Mai Juni Juli Aug Sep Okt Nov Dez

1983langj. Mittel (1969 - 1996)

08/01/83 08/11/83 08/21/83 08/31/83Zeit

0

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04/01/83 04/11/83 04/21/83Zeit

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40

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m

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]


R<%È (1997) beschreibt einen Böschungsbruch in einem Braunkohlentagebau in Tschechien (Krušné Hory Mts.), dessen Mächtigkeit mit 60 m angegeben wird. Er kommt zur Fest-stellung, daß in diesem Fall eine Zeitverzögerung nach intensiven Niederschlägen vorlag, die im Zusammenhang mit der Tiefe der Gleitfläche bzw. der Mächtigkeit der Rutschung steht. Wie aus Abb. 5.1 hervorgeht, beträgt die Mächtigkeit der untersuchten Rutschung 25 bis 40 m. Eine zeitliche Verzögerung der Reaktion auf dieses Niederschlagsereignisse wäre demnach plausibel.

Bei der Betrachtung der Entwicklung der Porenwasserdruckverhältnisse im GWL 3 (Abb. 5.7) in diesem Zeitraum, ist eine Erhöhung der hydrostatischen Druckhöhe um 4 m erst im März 1982 feststellbar. Für die verursachenden Niederschläge ist ein Maximum im Dezember 1981 festzustellen, so daß sich eine zeitliche Verzögerung von vier Monaten ergibt. In der Folge waren kleinere Schwankungen der hydrostatischen Druckhöhe zu beobachten. Schließlich kam es unmittelbar nach den Niederschlägen im April und Mai 1983 zu einer Erhöhung der hydrostatischen Druckhöhe um 0,2 m. Für die Reaktion auf die Augustniederschläge liegen keine Daten vor, es ist aber anzunehmen, daß ein weiterer Anstieg des hydrostatischen Druckes im GWL 3 erfolgte. Die Höhe des Anstiegs bleibt spekulativ.

Die beträchtliche Erhöhung des Porenwasserdruckes im GWL 3 wird zunächst zu einer Herabsetzung der Scherfestigkeit geführt haben. Die Stabilität der Böschung während des Niederschlags-Maximums im Februar 1982 weist aber darauf hin, daß zu dieser Zeit die Ent-festigung der späteren Gleitfläche nicht weit genug fortgeschritten war. Es ist sehr wohl wahrscheinlich, daß dieses Ereignis eine Schwächung des Scherwiderstands bewirkte. Als auslösendes Moment des Böschungsbruches ist ein erneuter Anstieg des hydrostatischen Druckes auf der Basis der „Niederschlagsbilanz“ unmittelbar vor dem Ereignis anzunehmen. Bereits die Niederschläge vom April führen zu einem Anstieg der hydrostatischen Druckhöhe von 0,2 m innerhalb von sechs Wochen, so daß die Niederschläge im August 1983 dann die Beschleunigung der Bewegung verursachten und zum Böschungsbruch führten.

Von Interesse ist neben dem oben vorgestellten Aspekten der Einfluß des Restsees und dessen Wasserspiegelschwankungen. In verschiedenen Arbeiten von R<%È (1977), TIKHIVINSKI &

SHESHENYA (1977), BAUMMANN (1987, 1990) wurden Rutschungen dieses Typs beschrieben, die von Wasserspiegelschwankungen beeinflußt wurden.

Eine Einbindung des Restsees in diese Analyse gestaltet sich schwierig. Obwohl der GWL 3 und der GWL 2.3 in den Restsee entwässern, kann der Wasserstand nur zu einer tendenziellen Einschätzung der Verhältnisse herangezogen werden. Durch die Nutzung des Restsees als Wasserhaltungsbrunnen kommt es zur Ausbildung eines Absenkungstrichters. Außerdem sind aufgrund der Wasserförderung wechselnde Wasserstände im Restsee wahrscheinlich. Aus-wirkungen hinsichtlich der Standsicherheit sind nicht auszuschließen. Ein Abfall des Restsee-spiegels könnte eine Destabilisierung bewirken, indem das Wasser als Auflast und somit als „Widerlager“ verloren geht. Ein Ansteigen verursacht möglicherweise einen Rückstau im GWL 3 mit der Konsequenz steigender Porenwasserdrucke bei gleichzeitiger Erhöhung der Auflast.

In Abb. 5.7 wird für den Zeitraum 1979 bis 1984 die Entwicklung des Wasserstandes im Restsee dargestellt. Es zeichnet sich ein Anstieg des Wasserstandes im Restsee ab. Dieser steigt im April 1983 um mehr als 1 m an. Es liegt nahe, daß infolge der veränderten Verhält-nisse des GWL 3 eine zeitverzögerte Reaktion bei der Wasserstandsentwicklung eintritt. Aus der Darstellung wird weiter deutlich, daß im Vorfeld des Rutschereignisses zunächst ein steti-ger Abfall zu verzeichnen ist. Dieser muß im Zusammenhang mit den Sicherungsmaßnahmen der Westausfahrt des Tagebaus Zwenkau stehen. Das wird vor allem daraus ersichtlich, daß der Abfall mit dem Maximum der „Niederschlagsbilanz“ zusammenfällt. Zwischen Oktober 1982 und April 1983 erfolgte dann ein Anstieg um 1,25 m auf 100,23 m ü. NN.


Abb. 5.7: Hydrologische Situation im Absetzerrestloch 13. Oben: Gegenüberstellung des langjährigen Mittels (1969-1996) und der tatsächlichen Niederschläge von 1979-1984. Mitte: Die Bildung der Summenkurve aus der Differenz beider Werte - Niederschlagsbilanz. Unten: Die Entwicklung der hydraulischen Verhältnisse an der Böschung im Zeitraum 1979 – 1984 (Restsee und Grundwasserleiter 3 in der Grundwassermeßstelle P 1700 im nördlichen Bereich der Böschung).

5.3 Modellierung des Böschungsbruches

Welche Bedingungen im Moment der Rutschung 1983 tatsächlich vorgelegen haben, läßt sich nur schwer nachvollziehen, da eine exakte Rekonstruktion der natürlichen Voraussetzungen sowie der auslösenden Faktoren nicht oder kaum möglich ist, unabhängig vom Model-lierungsverfahren. Benötigt werden die Geometrie der ursprünglichen Böschung, Daten zu den am Bruch beteiligten Lithologien hinsichtlich bodenphysikalischer Eigenschaften und Informationen zu den hydraulischen Verhältnissen. Ziel der im folgenden beschriebenen Mo-

01/31/79 03/06/80 04/10/81 05/15/82 06/19/83 07/23/84-50

0

50

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01/31/79 03/06/80 04/10/81 05/15/82 06/19/83 07/23/84Zeit

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01/31/79 03/06/80 04/10/81 05/15/82 06/19/83 07/23/840

20

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Böschungsbruch vom 02.09.1983


dellierung des Initialbruches ist die Prüfung des Untergrundmodells mit seinen Eingangsda-ten. Letztere werden auf ihre Plausibilität untersucht. Erreicht werden soll ein Modell, welches den tatsächlichen Bedingungen am nächsten kommt. Von besonderer Bedeutung sind dabei nachfolgende Aspekte (LANG & HUDER 1994), da diese Einfluß auf das Berechnungs-ergebnis haben:

• Annahme des Bruchmechanismus,

der für den hier untersuchten Fall Gültigkeit hat. Der bereits in Kap. 5.1 beschriebene Mecha-nismus ist als horizontales Gleiten auf einer Gleitfläche zu verstehen. Für die Modellierung des Initialbruches wird jene Gleitfläche angenommen, welche über Inklinometermessungen (Kap. 6.6.2) nachgewiesen werden konnte. Die Gleitfläche befindet sich demnach an der Schichtgrenze vom Böhlener Oberflöz und Zwischenmittel. Desweiteren geben die Abriß-strukturen Aufschluß über die Neigung der initialen Abrißfläche, so daß aus beiden Angaben die Bruchfläche annähernd festgelegt werden kann.

• Hydrologische Verhältnisse,

die anhand vorliegender Niederschlagsdaten, Restseespiegel- und Standrohrspiegelmessungen abgeschätzt werden müssen. Es ist nicht möglich, aus den vorliegenden Daten auf die Poren-wasserdruck-Verhältnisse Anfang September 1983 zu schließen. Die hydrostatische Druck-höhe des GWL 3 (P1700) in Abb. 5.7 läßt jedoch die Annahme zu, daß ein Überdruck von mindestens 172 hPa vorlag. Ebenfalls nur theoretisch festgelegt werden kann der Wasserstand im Restsee. Die letzte Messung vor dem Böschungsbruch stammt vom 10.07.1983 und ergab einen Stand von 99,84 m ü. NN. Am 17.10.1983 lag der Wasserspiegel bei 100 m ü. NN. Ein Stand > 100 m ü. NN zum Zeitpunkt des Böschungsversagens wäre denkbar, bleibt aber spekulativ, so daß ein Wert zwischen den beiden vorliegenden Messungen angenommen wird.

• Einschätzung der bodenphysikalischen und bodenmechanischen Kennwerte,

da über Untersuchungen große Lithovarianzen nachgewiesen wurden. Zudem ist damit zu rechnen, daß das Material in situ seit 1983 weiteren Veränderungen unterlag.

5.3.1 Rekonstruktion der tatsächlichen Bedingungen

Die Rekonstruktion der ehemaligen Böschungsmorphologie basiert auf Karten und Profilen des VEB BKW Borna vor dem Böschungsbruch. Die Modellierung erfolgte anhand des Pro-files 2, welches den zentralen Bereich der Großrutschung von 1983 erfaßt (Abb. 5.1). Eine Abschätzung des Volumendefizits im oberen Hangbereich mit dem Zuwachs in der Auf-pressungszone zeigt, daß Zuwachs und Defizit nicht identisch sind. Die Differenz entsteht durch Auflockerung der Gesteinspakete während des Bruchvorganges, woraus eine Volu-menvergrößerung resultiert.

Im Böhlener Oberflöz (Flöz IV) und Bornaer Hauptflöz (Flöz II) angelegte Entwässerungs-stollen müssen bei der Rückrechnung Beachtung finden, da diese im Rutschungsareal nicht vollständig verfüllt waren. Möglicherweise mechanisch wirksame Stollenabschnitte befinden sich vor allem im Bereich des Profils 2 (Abb. 5.3). Durch Variation der Lage der Bruchfläche kann ermittelt werden, inwieweit sich Hohlräume im Untergrund auf die Stabilität des Bö-schungsabschnittes auswirken. Die genaue Dimensionierung und die Position solcher Hohl-räume ist allerdings unbekannt. JOLAS (mündl. Mitt.) hält aus seiner eigenen Erfahrung bei


der Herstellung der Entwässerungsbohrungen Einbrüche bis 10 m Höhe über mehrere Meter Stollenlänge für möglich. Für die Untersuchungen wird sich jedoch auf die Annahme be-schränkt, daß der Stollen in seiner ursprünglichen Dimensionierung als Hohlraum gewirkt hat. Andere Annahmen können nicht belegt werden und bleiben spekulativ.

Ein weiterer wichtiger Parameter bei der Modellierung ist die Position der Sickerlinie. Die Sickerlinie konnte aus Messungen der Grundwasserspiegelhöhen, die im unbeschädigten Hinterland und am Fuß der Rutschung erfolgten, rekonstruiert werden (Kap. 5.2). Der Rest-see, als Teil der Wasserhaltung des aktiven Tagebaues Zwenkau, hat einen Wasserspiegel von + 100 m ü. NN, mit Schwankungen zwischen 99,5 und 100,5 m ü. NN. Da für den Zeitraum der Großrutschung keine genaue Messung vorliegt, dient der Wert von +100 m ü. NN als Be-rechnungsgrundlage. Die hydrostatische Druckhöhe im bedeutsamen GWL 3 unterhalb der Gleitfläche konnte anhand von Messungen bei 102,4 m ü. NN festgestellt werden (P1700), was einem Überdruck von 17 m Wassersäule entspricht.

Für die Modellierung wird zunächst ein vereinfachtes Schichtmodell der Böschung angewendet. Zu unterscheiden ist zwischen den Schichten im Hangenden der Gleitfläche und dem Gleitflächenmaterial. Erstere beinhalten die Böhlener Schichten sowie das Flöz IV, wäh-rend letzteres der tonigen bis schluffig-tonigen Ausbildung des Zwischenmittels entspricht. Um Kennwerte zu erhalten, muß geklärt sein, wie das Porenwasserdruckregime vorliegt (drainiert, undrainiert). Im zu untersuchenden Fall liegt die Böschungsgestaltung mehrere Jahrzehnte zurück, so daß von einem neueingestellten Porenwasserdruckregime zum Zeit-punkt des Rutschereignisses ausgegangen werden muß. Deshalb sind hier die effektiven Scherparameter c’ und ϕ‘ unter Einbeziehung des Porenwasserdruckspiegels anwendbar und es ist ein dränierter Fall zu betrachten. Auswirkungen durch eventuelle Rückstaueffekte wer-den bei der Auswertung diskutiert.

Der anisotrope Aufbau des Untergrundes sowie Qualitätsverluste bei Probenahme und Ver-suchsdurchführung führten zur einer Variation der aus den Versuchen gewonnenen Kenn-werte für die Böhlener Schichten. In der Tab. 5.2 sind deshalb die ungünstigsten Kennwerte aus den Untersuchungsergebnissen für die Standsicherheit zusammengestellt.

Tab. 5.2: Eingangswerte für die Hangendschichten über dem Zwischenmittel zur Berechnung des Initialbruches vom 02.09.1983 im Absetzerrestloch 13 (Datengrundlage: Kennwertermittlung im Labor, Kap. 4).

Schicht Reibungswinkel φ’ [°] Kohäsion c' [kN/m2] Wichte γ [kN/m3] Geschiebelehm 35° 20 17 Formsand 35 31 16 Muschelschluff 22 19 17 Brauner Schluff 26 25 17 Weißer Sand 30 10 17 Kohle (MIBRAG mbH)

40 25 12

Für den Zwischenmittelton, in dem die Scherfläche der Großrutschung positioniert ist, ge-staltete sich die Bestimmung der zutreffenden Festigkeitsparameter besonders schwierig. Aus früheren und eigenen Arbeiten standen Daten zu den an der Rutschung 1983 beteiligten Ge-steinen zur Verfügung. Die Variabilität der Zahlen (Abb. 4.13), auch der an der TU Braunschweig durchgeführten Versuche, macht die Schwierigkeit deutlich, aus Laborversuchen einen zutreffenden „wahren“ Wert zu ermitteln. Diese große Varianz der aus unterschiedlichen Laborversuchen ermittelten Scherparameter des Zwischenmittels zeigte, daß tatsächlich für den Moment der Rutschung zutreffende Werte nicht nur im Labor be-


stimmt werden können. Vielmehr müssen aus allen vorliegenden Informationen Werte abge-schätzt werden.

Tab. 5.3: Eingangswerte für das Zwischenmittel zur Berechnung des Initialbruches vom 02.09.1983 im Absetzerrestloch 13 (Datengrundlage: Kennwertermittlung im Labor, Kap. 4).

ZM-Probe Reibungswinkel φ' [°] Kohäsion c' [kN/m2] Wichte γ [kN/m3] 23,2-23,6 19,0 BP 16,0 43,4 242 17,3 10,9 279 16,0 27,36 19 150 23,1 32,8 19 159 16,7 16,8 18 164 21,8 28,4 18 673 16,9 24,3 17

Die Untersuchungen an Zwischenmittel-Proben ergaben (Kap 4.2.1.), daß es sich um einen ausgeprägt plastischen Ton handelt, dessen Konsistenz steif bis halbfest ist. In der Literatur variieren die Angaben für derartige Tone. Die in Tab. 5.3 aufgeführten Eingangswerte liegen innerhalb des von v. SOOS (1996) angegebenen Bereiches für effektive Reibungswinkel (Tab. 4.9). Obwohl von einer erstmaligen Scherung auszugehen ist, scheint der kritische Reibungs-winkel nach ATKINSON (1993) von φkrit.‘ = 25° (1993) zu hoch.

Als Eingangswerte für die nachfolgenden Berechnungen werden die kritischen Scherparame-ter zugrunde gelegt. Überkonsolidierte Tone wie jener des Zwischenmittels im ARL 13 errei-chen den kritischen Zustand durch Schwellen und Wasseraufnahme während der beginnenden Scherung. Die Bewegung läuft im Scherband durch turbulentes Fließen ab, unter gleichblei-bendem Volumen und Wassergehalt (POHL 1997). Deshalb wird der Scherwiderstand im we-sentlichen durch Reibung gewährleistet, die Kohäsion ist im kritischen Zustand vernachlässigbar gering.

Für den kritischen Reibungswinkel wird der von v. SOOS (1996, Tab 3.6.8) angegebene Ma-ximalwert herangezogen, so daß folgende Scherfestigkeiten in die Berechnung einfließen:

φkrit‘ = 22 ° ; ckrit‘ = 0 kN m-2 (5.5)

5.3.2 Nachrechnung des Initialbruches

Für Stabilitätsberechnungen in der Geotechnik steht eine Vielzahl verschiedener Methoden zur Verfügung. Die von FELLENIUS (1947) aufgestellte Standsicherheitsdefinition bildet die Grundlage aller Berechnungsmethoden. Darin ist die Sicherheit η das Verhältnis der tatsäch-lich vorhandenen (tan φvorh.) zu den für die Standsicherheit erforderlichen Reibungsbeiwerten (tan φerf.).

Üblicherweise werden bei den vielen Berechnungsmethoden hauptsächlich die sogenannten Lamellen-Verfahren angewendet. Die treibenden und rückhaltenden Kräfte gleich breiter La-mellen im entsprechend ausgewählten Schnitt werden einzeln bestimmt und anschließend summiert. Berechnungsgrundlage ist folgender Gleichungsansatz (DIN 4084):


(5.6)

mit

(5.7)

Ti – für die einzelne Lamelle i zulässige tangentiale Scherkraft des Bodens in der Gleitfläche Gi – Eigenlast der Lamelle i H – Momente der in Gi nicht enthaltenen Lasten und Kräfte um den Mittelpunkt des Gleitkreises (falls vor-

handen) Hs – Momente um den Mittelpunkt des Gleitkreises, jedoch aus Schnittkräften, die in Ti nicht berücksichtigt

sind ϑi – Tangentenwinkel der betreffenden Lamelle i zur Waagerechten bi – Breite der Lamelle φi – der für die einzelne Lamelle i maßgebende Winkel der inneren Reibung ci – die für die einzelne Lamelle i maßgebende Kohäsion ui – der für die einzelne Lamelle i maßgebende Porenwasserdruck ∆ui – der für die einzelne Lamelle i maßgebende Porenwasserüberdruck infolge Konsolidierung des Bodens.

Das meist verwendete Berechnungsverfahren nach BISHOP (1955) basiert auf der Annahme, daß die Kräfte horizontal wirken, während andere Autoren geneigte Interaktionskräfte mit unterschiedlichem Ansatzpunkt annehmen (JANBU 1955, MORGENSTERN & PRICE 1967, SPENCER 1967, JANBU 1989, MORGENSTERN 1995). Die Unterschiede liegen vor allem in der Anpassung an vorgegebene Geometrien oder Eigenschaften der instabilen Körper. Mit der Methode nach JANBU (DIN 4084 1990, JANBU 1955) ist es möglich, Berechnungen mit unre-gelmäßgen, gestreckten Gleitflächen durchzuführen (LANG & HUDER 1994). Zudem besteht die Möglichkeit bei bekannter Gleitfläche, diese an vorgegebene geologische Strukturen an-zupassen, d.h. Bruchflächen beliebiger Form in die Berechnung einzubeziehen (ANDREI 1980). Das resultierende Gleiten ist eine reine Translationsbewegung, da Rotationen ver-nachlässigt werden. Die Berechnung erfolgt auf der Grundlage einer zentralen Schnittfläche durch die Rutschung. Es erfolgt eine Einteilung des Gleitkörpers in einzelne senkrechte La-mellen, um sowohl Lasten als auch Lastschwerpunkte besser ermitteln zu können. Eine näherungsweise Erfassung der Spannungsverteilung in der Gleitfläche wird somit ermöglicht (REUTER et al. 1992, PRINZ 1997). Treibende und rückhaltende Kräfte gleich breiter Lamellen werden nach dem Gleichungsansatz (5.7) einzeln bestimmt und dann summiert (DIN 4084).

5.3.2.1 Berechnungsmethode und Randbedingungen

Erste Nachrechungen der Großrutschung von 1983 erfolgten bereits durch das damalige VEB BKW Borna, Abteilung Bodenmechanik (später MIBRAG mbH, LMBV mbH, heute FCB Espenhain: JOLAS 1985a). Der damals errechnete Sicherheitswert η = 1,32 liegt deutlich über dem des Gleichgewichtszustandes mit η = 1,00. Da es trotz dieser rechnerisch ermittelten hohen Sicherheit zur Rutschung kam, wurden von JOLAS (1985a) Modifikationen der Festig-keitseigenschaften der Bodenschichten eingeführt. Letztlich wurde aber der Schluß gezogen,

∑ ∑∑ ∑

++

=HG

HT

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ϑη

tan

( )[ ]

ϑ⋅φ⋅

η+⋅ϑ

⋅+φ⋅∆+−=

iii2

iiiiiiii

tantan1

1cos

bctanbuuGT


daß ein Verbruch der nicht aufgefüllten Entwässerungsstollen für die große Abminderung der Böschungsstandfestigkeit verantwortlich sein muß.

Für die Nachrechnung im Rahmen dieses Projektes kam das Gleitkörper-Lamellen-Verfahren nach JANBU (1955) mit Hilfe eines rechnergestützten Programmsystems zur Anwendung. Das angewandte Programm "BOESCH 5.0" von der Firma GGU Braunschweig ermöglicht Bö-schungsbruchberechnungen mit Kreisflächen nach BISHOP und mit polygonalen Gleitflächen (JANBU) nach DIN 4084, DIN 4084-100 und EC7.

Die Nachrechnung der Großrutschung vom 02.09.1983 im ARL 13 erfolgt nach der Methode von JANBU unter Verwendung des Gleichungsansatzes (5.7), bei der die beschriebenen Rah-menbedingungen festzulegen waren:

• Geometrie und geologisches Modell der Böschung • Stollensystem bzw. Hohlräume durch Verbrüche • Sickerlinie • Porenwasserdruck • Scherparameter • Position der Gleitfläche

5.3.2.2 Ergebnis der Nachrechnung

Die Nachrechnung von Rutschungen beruht auf der grundsätzlichen Überlegung, daß im Au-genblick des Bruches die bewegungsfördernden Kräfte gleich oder größer sein müssen als die rückhaltenden Kräfte. Das Verhältnis zwischen beiden wird durch den Sicherheitsbeiwert ausgedrückt. Bei Werten nahe 1 ist der Gleichgewichtszustand erfaßt, Werte deutlich η >> 1 sind a priori mechanisch nicht möglich.

Hier wird deshalb der Weg beschritten, die Rückrechnung für jene Situation durchzuführen, bei welcher der Gesamtkörper instabil war. Aufgrund des berechneten Sicherheitsbeiwertes > 1 scheint der zunächst angesetzte φkrit.‘ = 22° zu hoch. Unter der Annahme gleicher Randbedingungen wie in der Ausgangsrechnung erfolgten weitere Berechnungen, bei denen nur der kritische Reibungswinkel von φkrit.‘ variierte. Eine stufenweise Herabsetzung des Wertes im Schritt von 0,5° ergab letztendlich einen Winkel der inneren Reibung von φkrit.‘ = 19°, bei dem der Gleichgewichtszustand erfaßt wird.

Dann resultiert für den überkonsolidierten Zwischenmittelton ein effektiver Winkel der inne-ren Reibung von φkrit‘ = 19° bei ckrit‘ = 0. Dieses Ergebnis der Rückrechnung ist in Abb. 5.8 dargestellt.


Abb. 5.8: Bodenmechanisches Modell der Erstrutschung vom 02.09.1983 im ARL 13

(berechnet nach dem Verfahren von JANBU).

5.4 Sensitivitätsanalyse

Mit einer Vielzahl von Nachrechnungen erfolgte die Validierung der Eingangsparameter, da diese in Abhängigkeit ihrer Varianz großen Einfluß auf die modellierte Standsicherheit haben. Die Ergebnisse der bodenphysikalischen Kennwerte aus den Laborversuchen verdeutlichen, daß vor allem die Scherparameter als äußerst variabel einzuschätzen sind. Untersuchungen von BORCK (1998) ergaben, daß sich der Einfluß unterschiedlicher Winkel der inneren Rei-bung im Vergleich zur Kohäsion um ein Vielfaches stärker auf die Gesamtsicherheit des Systems auswirkt. Daneben müssen die auf der Basis unsicherer Datengrundlage abgeschätzten Parameter Restseespiegelhöhe und hydrostatischer Druck im GWL 3 berück-sichtigt werden. Der Einfluß der nicht versetzten Grubenbaue stellt einen weiteren Aspekt der Sensitivitätsanalyse dar.

5.4.1 Stollenhohlraum

Zunächst wurde überprüft, in welchem Maße sich die Stollenhohlräume im Untergrund auf die Modellierung auswirken. Da die Grubenbaue im Bereich der Rutschung nicht verfüllt wa-ren, ist eine potentielle Einflußnahme auf die Stabilität des Böschungbereiches wahrschein-lich. Inwiefern diese tatsächlich die Standsicherheit beeinträchtigt haben, sollen Sensitivitätsanalysen zeigen. Dazu mußte die Neigung der Abrißfläche vergrößert werden, d.h. eine Versteilung des rückwärtigen Abrisses mit zunehmender Teufe. Bezogen auf die Gesamtlänge der Gleitfläche waren vermutlich über 90% von Stollen oder Verbrüchen unbe-einflußt, da die Stollen nur wenige 10-er Meter im kritischen Bereich liegen. Verschiedene berechnete Böschungsbruchszenarien ergaben bei einer hohlraumquerenden Bruchflanke un-ter der Annahme gleicher hydrologischer Verhältnisse sowie bodenphysikalischer Eingangs-werte, Sicherheitsbeiwerte η << 1. Die Plausibilität dieser Ergebnisse muß hinterfragt werden, da schon beim Durchschreiten von η = 1 ein Böschungsbruch erfolgen mußte. Betrachtet man jedoch die dreidimensionale Situation, kann ein lokales Unterschreiten der Gleichgewichtsbe-dingung durchaus zutreffen, da seitlich von Profil 2 keine festigkeitsmindernden Hohlräume vorliegen und diese Bereiche eine „Pfeilerfunktion“ übernahmen. Dieser wenige 10er Meter schmale, sehr instabile Bereich konnte durch die laterale Entspannung so lange stabil gehalten werden, bis auch in den anliegenden Bereichen ein Abbau der Sicherheit auf nahe 1 erfolgte.

AFB-Kippe Flöz II

Formsand

Muschelschluff Brauner Schluff

140

120

100

80

340 380 420 460 500 [m]


Eine dreidimensionale Berechnung wäre zwar möglich, mangels genauer Daten über Lage und Größe der Hohlräume aber ebenfalls durch Annahmen belastet.

Die Erhöhung der Reibung im Zwischenmittel ergab bei einer Bruchflanke durch die Hohl-räume Sicherheitsbeiwerte von η < 1. Erst bei einem Reibungswert von φkrit‘ = 29° wurde der Gleichgewichtszustand erreicht. Dieser liegt aber deutlich über den Werten aus der Literatur und aus den an ZM-Proben durchgeführten Laborversuchen, scheint deshalb unrealistisch. Daraus resultiert, daß die unversetzten Stollenhohlräume zwar der Standsicherheit der Bö-schung entgegen wirkten, diese letztendlich aber nicht die alleinige Ursache des Böschungs-bruches darstellen.

5.4.2 Veränderungen der Restseespiegelhöhe

Wie bereits festgestellt, beeinflußt der Wasserstand im Restsee die Standsicherheit der Bö-schung deutlich. Sensitivitätsrechnungen der Korrelation von Restseewasserstand und Rei-bungswinkel (Abb. 5.9) zeigen, daß niedrige Wasserstände die Rutschung fördern müssen. Wie Messungen des Restseewasserstandes belegen, wurde im November 1982 ein deutlich niedriger Wasserstand von + 98,98 m ü. NN im Restsee erreicht (Abb. 5.9), bei dem es bereits zum Böschungsbruch hätte kommen können. Daraus muß geschlossen werden, daß 1982 die durchschnittliche Scherfestigkeit an der späteren Gleitfläche noch deutlich höher als φ‘ = 19° lag und sich erst im darauffolgenden Jahr erheblich verminderte. Dies spricht für den Ablauf eines progressiven Bruches, bei dem sich die Gleitfläche durch Ausbildung und Zusammen-wachsen kleinerer Teilscherflächen langsam aufbaut, bis der Scherwiderstand des Gesamtsystems einen Grenzwert erreicht, bei dem Bruch eintritt.

Abb. 5.9: Korrelation von Winkel der inneren Reibung φ‘ im Zwischenmittel und Restsee-wasserstand für den Eintritt der Rutschung (Sicherheitsbeiwert η = 1).

18.0 18.4 18.8 19.2 19.6 20.0 20.4 20.8Winkel der inneren Reibung φ ' [°]

99.0

99.2

99.4

99.6

99.8

100.0

100.2

100.4

100.6

100.8

101.0

Res

tsee

was

sers

tand

ü. N

N [m

]

6 Monitoring

97

6 Monitoring

Untersuchungen von Hang- bzw. Böschungsinstabilitäten beinhalten die Erfassung der geolo-gischen und hydrogeologischen Situation. Das Monitoring stellt ein Hilfsmittel (Kontrolle, Überwachung), für eine kontinuierliche Erfassung der wichtigsten Elemente der Rutschungs-untersuchungen (KOVARI 1988) dar. Zwischen den geologischen und hydrologischen Para-metern bestehen kausale Zusammenhänge, die losgelöst voneinander keine oder nur unzureichende Interpretationen zulassen. Durch die Zunahme katastrophaler Rutschungen, Schlammströme und Bergstürze in den letzten Jahren in zahlreichen Regionen der Welt, ge-winnt das Monitoring vor allem für die Früherkennung von Hang- oder Böschungsinstabilitä-ten immer mehr an Bedeutung. Mit entsprechenden Frühwarnsystemen soll die Möglichkeit geschaffen werden, gefährdete Bereiche durch entsprechende Maßnahmen im Vorfeld zu si-chern. Die Entwicklung von Frühwarnsystemen wird global erheblich forciert, wobei die Schwierigkeit vor allem darin besteht, Grenzwerte für die Frühwarnung zu finden.

Im Rahmen des dieser Arbeit zugrunde liegenden BMBF-Verbundprojektes wurde seitens der Arbeitsgruppe aus Freiberg ein Meßsystem (LINDNER et al. 1999) zur Überwachung rutschungsindikativer Parameter entwickelt und am Beispiel der untersuchten Rutschung einer Testphase unterzogen. Dabei stand die Überprüfung der Anwendbarkeit der Sonde als Frühwarnsystem im Vordergrund. Um eine Vergleichbarkeit zwischen den einzelnen verwen-deten Verfahren zu haben, erfolgt eine Beschreibung aller intergrierten Meßverfahren (Tab. 6.1, Tab. 6.2) sowie anschließend eine komplexe Interpretation der Meßergebnisse. Abschlie-ßend werden Aussagen zur Anwendbarkeit des Meßsystems (Kap. 6.4) sowie zum Informa-tionsgehalt und zur Abbildgenauigkeit bezüglich des Kriechens der Rutschmasse seit dem Initialbruch (Kap. 7) abgeleitet.

Tab. 6.1: Übersicht zu den verwendeten Überwachungssystemen. Meßsystem Dauer Abfragerate Auflösung Geodäsie 1983-1999 vierteljährlich mm Inklinometer 1983; 1989-1999 vierteljährlich mm Pegel 1979-1999 vierteljährlich cm Seismoakustik 1998-1999 stündlich 1/h Temperatur im Bohrloch

1998-1999 stündlich 0,01°K

Hydrost. Druck 1998-1999 stündlich 0,001 bar Neigung 1998-1999 stündlich mGrad

Tab. 6.2: Angaben zu hydrologischen Parametern. Meßsystem Dauer Abfragerate Auflösung Niederschlag 1979-1996 täglich 0,1 mm 1996-1999 10 minütig 0,1 mm Luftdruck 1996-1999 10 minütig hPa Lufttemperatur 1996-1999 10 minütig 0,1°K

6 Monitoring

98

6.1 Konventionelle Methoden zur Überwachung von Hängen und Böschungen

Die Überwachung instabiler Hang- und Böschungsbereiche auf der Basis unterschiedlichster Meßmethoden kann unter den Aspekten Hangstabilität, Kinematik, Dynamik aber auch Ge-fahrenpotential und Stabilisierung bestimmter Bereiche erfolgen (DUNNICLIFF 1988). DUNNICLIFF (1995) unterscheidet folgende Monitoring-Methoden:

• Monitoring der oberflächennahen Deformation • Monitoring teufenabhängiger Deformation • Monitoring des Grundwassers • Monitoring der Umgebung.

Anwendung und Ergebnisse der verschiedenen Meßverfahren sind in zahlreichen Aufsätzen veröffentlicht, wie z.B. in RYBÁ 1968, KOSTAK et al. (1978), PAHL 1984, SIMEONOVA 1984, WITTKE 1984, KOVARI 1988, BAUMANN 1990.

6.1.1 Monitoring der oberflächennahen Deformation

Unter diesen Methoden sind all jene zu verstehen, mit denen die relative Rotation und/oder die Translationsbewegung an der Oberfläche gemessen werden kann. Das Monitoring von Oberflächendeformationen beinhaltet neben geodätischen Methoden, die Anwendung von Dilatometern, Drahtextensometern und Tiltmetern.

Anhand fester Bezugspunkte, die möglichst außerhalb der Rutschmasse liegen, werden Punkte innerhalb der Rutschmasse wiederholt geodätisch (oder markscheiderisch) eingemes-sen. Die räumliche und zeitliche Absolutbewegung (Richtung und Betrag) von Festpunkten auf der Oberfläche des Rutschkörpers kann auf diese Weise meßtechnisch erfaßt werden. Da der zeitlichen Aufwand dieser Messungen meist sehr groß ist, liegen Daten nur in weiten zeit-lichen Abständen vor, so daß deren Ergebnisse nur ein Integral der entsprechenden Zeitab-schnitte wiedergeben (PRINZ 1997).

Spannungsrisse auf der Böschungskrone sind erste Anzeichen von Instabilität. Werden diese erkannt, müssen Kluft- und Spaltweite sowie vertikale Verstellung mittels Dilatometer über-wacht werden.

Mittels Extensometer (Drahtextensometer) werden permanente Messungen an der Oberfläche oder in Bohrlöchern (KRAUTER 1988, PRINZ 1997, BAUMANN 1990) durchgeführt, um die relativen Bewegungen zwischen einem Festpunkt und einem beweglichen Punkt zu bestim-men. Gekoppelt mit Warnsystemen finden Extensometer häufig Anwendung zur Früherken-nung instabiler Bereiche (KRAUTER 1988).

Tiltmeter sind Meßgeräte zur Bestimmung der Verkippung von zwei Punkten (Rotation). Aus-führlich beschrieben sind Tiltmeter in COOKE & PRICE (1974).

6.1.2 Monitoring teufenabhängiger Deformation

Messungen von Deformationen unter der Oberfläche sind erforderlich, wenn ein Gleiten oder Kriechen vorkommt und dieses offenbar nicht von der Oberfläche meßtechnisch erfaßt wer-den kann.

Die Methoden zur Erfassung teufenabhängiger Deformation schließt verschiedene Bohrloch-sonden ein, mit denen sowohl parallel als auch senkrecht zur Bohrlochachse Deformationen gemessen werden. Nach KRAUTER (1988) handelt es sich um folgende Meßverfahren:

6 Monitoring

99

• Inklinometer (IK), • Extensometer.

Eines der am häufigsten verwendeten Verfahren zur Überwachung von Rutschungen sind Inklinometermessungen. Inklinometer (Neigungsmesser) dienen zur Erfassung der Gleitflä-chenposition bzw. –zone (BLÜMEL & BUCHMANN 1982, BRÄUTIGAM et al. 1989), von Betrag und Richtung der Bewegungen in verschiedenen Teufen sowie der Bewegungsgeschwindigkeit. Es handelt sich um sehr präzise Geräte, so daß die in Bohrlöchern eingesetzten Inklinometer besonders bei kurzen Translationen geeignet sind. Die Genauigkeit der Geräte hängt unmittelbar von der Handhabung, Installation und Nutzung ab. Inklinometermessungen geben allgemein lokale Verformungen wieder. Für die Interpretation von Meßdaten nicht unerheblich, da Verformungen in größerer Entfernung sich nur gering in den Daten widerspiegeln, während diese im direkten Umfeld des entsprechenden Punktes die Ergebnisse unmittelbar beeinflussen.

Extensometer werden ebenfalls in Bohrlöchern eingesetzt, meist als Mehrpunkt-Bohrlochex-tensometer. Überwacht wird mit diesen Geräten die Deformation parallel zur Bohrlochachse, in welche die Instrumente verbracht wurden.

Eine andere Möglichkeit besteht in der Anwendung der Geoakustik (Seismoakustik). Bei Spannungsumlagerungen entstehen Risse, die als Quellen elastischer Wellen anzusehen sind. Ebenso treten diese akustischen Signale bei Bewegungen von instabilen Hängen auf, so daß dies beim Monitoring genutzt werden kann (Kap. 6.4).

6.1.3 Monitoring des Porenwasserdruckes

Hierzu gehört die Überwachung mit Grundwassermeßstellen und Piezometern. Porenwasser-druckmessungen gehören zu den Langzeitmessungen. Kausale Zusammenhänge zwischen Porenwasserdruck (PWD), Niederschlägen und Rutschungsaktivität lassen sich auf diese Weise qualitativ und quantitativ erfassen (SKOPEK et al. 1972, R<%È 1994, KRAUTER 1996, TILCH 1999, CARSTENSEN & POHL 2000).

6.1.4 Monitoring der Umgebung

Zu diesen Methoden sind folgende Verfahren zu zählen:

• geophysikalische Verfahren, • Monitoring von Niederschlag, Temperatur und Luftdruck

Die geophysikalischen Verfahren sollen dazu dienen, wichtige Information über die Struktur von den Hangbewegungen und deren Aktivität zu erhalten.

In der Literatur beschreiben BRÜCKL (1977), MÜLLER (1977), FIGDOR et al. (1990), MILLS (1990), CARIS & VAN ASCH (1991), CAMPAGNOLI & SANTARATO (1995) und GOROSABEL & PONSATI (1995) die Anwendung geophysikalischer Methoden zur Untersuchung von Rut-schungen. In den Publikationen wird vor allem auf die Anwendbarkeit geophysikalischer Methoden hinsichtlich der Erfassung von Mächtigkeit, Relief und Materialzusammensetzung der Rutschmasse eingegangen. Physikalische Grundlage der Untersuchung von Festigkeits- und Deformationsverhalten sind gemeinsame Einflußgrößen wie Boden- und Gesteinsart, Porosität bzw. Dichte und Wassergehalt (MILITZER et al. 1977).

6 Monitoring

100

Neben der Anwendung seismischer Verfahren wie Hammerschlagseismik zur Bestimmung elastischer Eigenschaften werden auch zunehmend geoelektrische Methoden verwendet. Dazu zählen das Radar sowie die geoelektrische Widerstandssondierung bzw. –kartierung , womit die elektrischen Eigenschaften des Untergrundes bestimmt werden. Die gute Anwendbarkeit vor allem von geoelektrischer Widerstandssondierung und –kartierung hat MÜLLER (1977) hervorgehoben. Dies zeigen auch die Untersuchungsergebnisse von GÄRTNER (1996) an einem aktiven Rutschungshang in Niedersachsen sowie Arbeiten von BÄKER & BARTSCH und

RÜHACK (1997; in: TILCH 1999). MAURITSCH et al. (2000) verwendeten bei der Erkundung einer Rutschung in Österreich ebenfalls geoelektrische und seismische Verfahren.

Letztendlich dienen die Untersuchungen zur Erfassung der Geometrie und des Aufbaus von Rutschkörpern sowie deren Bewegungen. Eine Interpretation der verarbeiteten Meßdaten ist immer nur im Zusammenhang mit anderen Methoden möglich.

Die Überwachung meteorologischer Parameter dient der Erfassung von Witterungsverhältnis-sen, da diese hydrologische Prozesse wie Porenwasserdruckschwankungen zeitlich und örtlich beeinflussen. In Form von Wetterstationen besteht daher die Möglichkeit einer kontinuierli-chen Erfassung dieser Parameter.

6.2 Datengrundlage des Monitoring im Absetzerrestloch 13

Nach den in der Geotechnik gängigen Beobachtungsmethoden (PECK 1969, JOLAS 1985b, ICE 1996) wurden in der westlichen Standböschung nach dem Initialbruch 1983 durch das Braun-kohlenkombinat (BKW) Borna zahlreiche konventionelle Meßgeräte und Warnsysteme in-stalliert. Diese sollten der meßtechnischen Erfassung der Aktivität und Dynamik des instabilen Böschungsbereiches dienen (JOLAS 1985b). Aber auch in ungestörten lateralen Bö-schungsbereichen und im Böschungskopf erfolgte eine Überwachung, um einen progressiven Rückgriff der Rutschung rechtzeitig zu erkennen. Die Positionen der einzelnen Meßinstalla-tionen gehen aus der Abb. 6.1 hervor.

In Tab. 6.3 ist eine Zusammenstellung aller installierten konventionellen Meßeinrichtungen mit Angaben zu Funktion (Art), Einbaudatum und Einsatzdauer gegeben. Die Meßreihen wurden freundlicherweise von der MIBRAG mbH bzw. der LMBV mbH zur Verfügung gestellt.

Im folgenden werden die Installationen der konventionellen Meßinstrumente vorgestellt sowie deren Ergebnisse ausgewertet und diskutiert.

6 Monitoring

101

Tab. 6.3: Übersicht zu den im Absetzerrestloch 13 installierten Meßeinrichtungen zur Überwachung des Böschungsbruchs von 1983 mit dem Ziel der Lokalisierung der Gleitfläche (a), Verformungsmessung über die Zeit (b), Verformungsmessung an der Oberfläche (c), Überwachung (d) und als Warnsignalanlage (e).

Bezeichnung R-Wert H-Wert Position Zielsetzung Einsatzdauer IK 101∗ 5674715,40 4524370,90 seit 1983 bis ? IK 102∗ 5674837,40 4524363,90

stabiles Gebirge seit 1983 bis ?

IK 103◊ 5674936,40 4524426,40 Nähe Abrißkante IK 104◊ 5675053,90 4524434,90 IK 105◊ 5675183,40 4524436,70

Stabiles Gebirge

IK 106◊ 5674640,40 4524436,40 Nähe Abrißkante

seit 1992

IK 107◊ 5674792,40 4524466,90 1989-1996 IK 108◊ 5674756,40 4524462,90

Böschungsfuß 1989-1990

IK 109◊ - - Stabiles Gebirge

(a) (b) (c) (d)

seit 1992 IK 110◊ 5674788,03 4524468,92 Böschungsfuß (a), (b), (d) seit 1996 IK 111◊ - - Grabenzone (a), (b), (d) seit 1998 IK 49◊ 5674745,45 4524461,50 IK 50∗ 5674804,54 4524462,90

Böschungsfuß (a), (d)

1983 wenige Tage

MP 10◊ 5674829,40 4524480,90 seit 1983 MP 28◊ 5674674,40 4524479,40

Untere Bruchsohle Böschungsfuß seit 1995

MP 41◊ 5674804,40 4524406,90 Obere Bruchsohle seit 1983 MP 51◊ 5674787,40 4524497,90 Insel seit 1984 MP 52◊ 5674782,90 4524433,90 Scholle

(c), (d) seit 1995

12 RWS∗ auf ca. 600 m Böschungslänge alle 50 m

vor Gleisanlage, Rasensohle

(e) seit 1983

6.2.1 Markscheiderische Sicherheitskontrolle

Zur flächendeckenden meßtechnischen Erfassung oberflächennaher Bewegungen wurden seitens der MIBRAG mbH markscheiderische Meßpunkte (MP) im Rutschareal und den an-grenzenden Böschunsgbereichen eingerichtet (Abb. 6.1). Zusätzlich standen für das Monito-ring oberflächennaher Bewegungen Inklinometerrohre (IK) zur Verfügung. Durch diese Meßeinrichtungen der MIBRAG mbH sind die oberflächenahen Bewegungen bereits seit 1983 erfaßt worden.

6.2.2 Inklinometermessungen

Wie aus Tab. 6.3 hervorgeht, sind dazu zahlreiche Meßstellen im Projektgebiet eingerichtet worden. Um quantitative Informationen zu teufenabhängigen und spezifischen Bewegungen im Untergrund zu erhalten, wurden Inklinometer sowohl innerhalb als auch außerhalb des instabilen Böschungsbereiches in den Untergrund verbracht. Seitens der MIBRAG mbH wur-den die Inklinometer installiert, um zu folgenden Aspekten Informationen zu erhalten:

• Tiefenlage der Gleitbasis • Zeitlich variable Bewegungsrate • Stabilität/ Instabilität benachbarter Böschungsbereiche

∗ Informationen aus Gutachten von JOLAS (1983, 1985a), kein Datenmaterial zur Auswertung vorliegend. ◊ Datenmaterial zur Auswertung vorliegend.

6 Monitoring

102

Abb. 6.1: Position und Typ der Meßeinrichtung zur Böschungsüberwachung im Absetzerrestloch 13. Kartengrundlage: Sonderauswertung Restloch 13, VEB BKW Borna, GT Zwenkau, (1988).

Bereich der Großrutschung

Inklinometer

Markscheiderischer Meßpunkt

Gleitwegregistriersonde

GW-Meßstelle

Rutschungswarnsonde

Überwachungsbohrung Einbau Meßsonde Profillinie

Böschungslinien

Böschung

Graben, Spalten

Bodenerosion

P1701

IK105

IK105

IK49

IK101

P2755

P2586

MP10

IK50

MP51

IK110IK108

MP52

IK107

IK103

GWRS

IK104

GWRS1

IK102

P2594

P2665

MP28

IK106

U3428

GWRS

0

P1700

2/87

3/87

1/87

50 50 50 100 m50 m

U3428

PL0

PL1

PL2

PL3

PL4

MP41

6 Monitoring

103

Im Rutschungsfuß erfolgte die Installation der Inklinometer IK 49 und IK 50 (Abb. 6.1) be-reits kurz nach dem Böschungsbruch. Im ungestörten Böschungsbereich kamen die Inklino-meter IK 101 und IK 102 zum Einsatz (JOLAS 1983, 1985a). In den Jahren nach 1985 wurde das Überwachungsnetz durch das damalige Braunkohlenkombinat und später durch die LMBV mbH bzw. MIBRAG mbH erheblich ausgebaut. Grundlage im Rahmen des Projektes waren Messungen und Ergebnisse folgender Inklinometer (Tab. 6.4):

Tab. 6.4: Genutzte Inklinometer zur Rutschungsdeutung.

In der Rutschmasse Im stabilen Gebirge IK 49 IK 103 IK 107 IK 105 IK 110 IK 106

6.2.2.1 Meßprinzip

Die Verrohrung einer Inklinometerbohrung ist mit Längsnuten versehen, die der Führung des Meßgerätes dienen. Um eine Auswertung der Daten zu ermöglichen, wird die Verrohrung orientiert eingebaut. Im bearbeiteten Fall ist zur Messung von Horizontalverformungen eine Führung Nord-Süd (parallel zur Böschung) und Ost-West (senkrecht zur Böschung) vorgege-ben. Für den Meßvorgang wird die Sonde mittels Führungsschlitten in das Bohrloch eingefah-ren und im Abstand von 0,5 m bis 1,0 m in den zwei zueinander senkrechten Nut-Richtungen der Neigungswinkel bestimmt. Das schematische Einbauprinzip zeigt die Abb. 6.2.

I II W E

Abb. 6.2: Schematisches Einbauprinzip eines Inklinometerrohres an der Böschung im Absetzerrestloch 13. I - Vertikale Bohrung in der Böschung und Führungsschlitten der Sonde (nach GLÖTZL). II - Querschnitt eines Inklinometerrohres mit Richtungsbezeichnungen.

A+

B+

B-

6 Monitoring

104

6.2.2.2 Auswertung

Die Auswertung erfolgt in den meistens Fällen relativ (PRINZ 1997), so auch im ARL 13. Der tiefste Teil der Bohrung muß dazu bis in das undeformierte Gebirge reichen. Im Projektgebiet wurden die Bohrungen unter die vermutete Gleitfläche in das tiefere Kohleflöz (Flöz II) ab-geteuft. Ausmaß und Richtung der Bewegung werden gegen diesen Festpunkt berechnet. Zur grafischen Darstellung der horizontalen Bewegungsvektoren wird der resultierende Vektor R' aus den Deformationszahlen in N-S-Richtung (-B/+B) bzw. E-W-Richtung (+A/-A) bestimmt.

6.2.2.3 Meßungenauigkeiten

Der Meßfehler für die Ergebnisse mit der GLÖTZL-Meßsonde wird für jede Meßrichtung mit 1/10 mm/m angegeben.

Inklinometer sind präzise Meßgeräte, trotzdem können verschiedene Ursachen zu fehlerhaften Meßergebnissen führen. Nachteil der o.g. Inklinometer ist der relativ hohe technische und zeitliche Aufwand und die nicht kontinuierliche Durchführung der Messungen. Um eine möglichst große Genauigkeit bei sehr kleinen Bewegungen zu erhalten, bedarf es jedoch zahl-reicher Messungen, die statistisch auszuwerten sind (CORNFORTH 1974).

Die Problematik der Korrosion bei Aluminium-Verrohrung beschreibt WILKES (1974). Außer bei IK 110, IK 111 und U3428 wurden keine PVC-Inklinometerrohre verwendet, sondern Aluminium-Rohre, so daß Korrosionen nicht auszuschließen sind.

Durch Verdrehen der Verrohrung können ebenfalls fehlerhafte Meßergebnisse entstehen, vor allem in sehr tiefen Bohrlöchern (PETERS & LONG 1981). Folge der Verdrillung ist eine inkor-rekte Orientierung der Führungsnuten bei zunehmender Tiefe.

6.2.3 Grundwassermeßstellen

Ergänzend zu den bisher aufgeführten Verfahren der Böschungsüberwachung wurden Grundwassermeßstellen zur Erfassung der hydrologischen Situation installiert (Abb. 6.1). Die Messungen ermöglichen so eine indirekte Überwachung des instabilen Böschungsbereiches bzw. des angrenzenden „ungestörten“ Gebirges. Wie in Kap. 5.4 bereits beschrieben, erfolgte der Ausbau als Mehrfach- oder Doppelpegel. Aus Abb. 6.1 wird ersichtlich, daß innerhalb des Rutschkörpers keine Messungen vorliegen. Lediglich der unmittelbare Abrißbereich kann über den verfilterten GWL 3 in der Bohrung U3428 erfaßt werden. Alle anderen Grundwassermeßstellen sind ausschließlich im stabilen Böschungsbereich positioniert, was die Auswertung hinsichtlich des Kriechens der Rutschmasse erschwert. Des weiteren war auch hier der Abfragezyklus nicht kontinuierlich, worin ein weiterer wesentlicher Nachteil für die Auswertung besteht.

6.3 Neue Methoden zur Überwachung instabiler Hänge oder Böschungen

Massenbewegungen haben in den letzten Jahren weltweit zugenommen. Daher ist es von be-sonderem Interesse Hang- und Böschungsinstabilitäten durch Präventivmaßnahmen zu be-gegnen. Geowissenschaftliche Vorstudien sollen dazu wichtige Beiträge liefern.

Die kontinuierliche Meßwerterfassung ist die Basis neuer Überwachungssysteme. Datener-fassung mittels Datalogger ermöglichen nicht nur eine detailliertere Datenerfassung, sondern auch eine schnellere Auswertung durch Datenfernübertragung in Realzeit. Verschiedenste

6 Monitoring

105

Meßverfahren wurden schon früher in Bohrungen eingesetzt, wie z.B. Seismoakustik (BLAHA 1996) oder Neigungsmessungen (CORNFORTH & MIKKELSEN 1996, Rheinbraun: GUDEHUS & PIERSCHKE 1996). Zum großen Teil werden in jüngster Zeit Inklinometer- oder Piezometer-messungen durchgeführt (CLARK et al. 2000). Geophysikalische Verfahren wie z.B. Seismoa-kustik gewinnen auch im Bereich der Überwachung rutschungsgefährdeter Hänge oder Böschungen hinsichtlich der Früherkennung zunehmend an Bedeutung, da durch den techno-logischen Fortschritt eine schnelle Datengewinnung und Auswertung geschaffen wurde.

Angewendete Überwachungssysteme sollen folgende Informationen liefern:

• Geometrie, Beschaffenheit und Position von Gleitflächen, • Verformungen über die Zeit hinsichtlich der Gefahrenabschätzung, • zeitlicher Gang von Porenwasserdruck-/Kluftwasserdruckspiegel und • zeitliche Entwicklung des Wasserstandes im Vorfluter.

Anhand der gewonnenen Daten müssen Aussagen zum Zustand des Untersuchungsgebietes getroffen werden, um eventuelle Gegenmaßnahmen zur Sicherung von Mensch und Gütern ergreifen zu können. Von Interesse sind dabei:

• Labilität bzw. Stabilität eines überwachten Bereiches, • zeitliche Prognose eventuell bevorstehender Ereignisse.

Die Komplexität der Rutschungsprozesse und deren zeitliche Variabilität erschweren aller-dings die Definition entsprechender Schwellwerte, anhand derer eine Beurteilung kritischer Zustände möglich ist (BRABB 1991, KOŠTÁK & R<%È 1993). Aus diesem Grund handelt es sich bei den Aussagen um Wahrscheinlichkeitsangaben. Das Ziel besteht letztendlich darin, möglichst frühzeitig und sicher Bewegungsvorgänge zu erkennen und quantitativ zu erfassen. Nur so ist es möglich, Schäden und/oder katastrophale Auswirkungen rechtzeitig zu erkennen und mit geeigneten Maßnahmen zu verringern bzw. zu verhindern.

6.3.1 Geophysikalische Überwachungssonde

Gegenstand des Teilprojektes 1 im Verbundprojekt war die Konzipierung und der Bau einer Sonde zur Überwachung rutschungsindikativer Parameter wie Mikroseismik, Neigung, Druck und Temperatur. Folgende Anforderungen bestanden an die Konstruktion aufgrund des Ein-satzes zur Überwachung (LINDNER et al. 1999):

• Einsatz der Sonde in verrohrten Flachbohrungen bis max. 200 m Teufe, • Einbau sowohl als Einzelsonde als auch als Sondengalerie in vertikaler Anordnung, • mechanisch getrennter Aufbau zwischen Sensor- und Elektronikteil, • gute Ankopplung der Sonde an der Bohrlochwand, um Bohrlochbewegungen und

seismische Energie mit den Sensoren in der Sonde erfassen zu können, • geringe Baulänge, um auch in gekrümmt verlaufenden Bohrungen bewegt werden zu

können, • langzeitstabile Druckmessungen, da elektronische Drift bei allen langzeitlichen

Messungen ein Problem darstellen, • Aufbau aus korrosionsfestem Material für Langzeiteinsatz.

6 Monitoring

106

6.3.1.1 Sondenaufbau

Die Sonde setzt sich aus fünf Einzelsegmenten mit einer Gesamtlänge der Einzelsonde von 1,682 m zusammen (Abb. 6.3):

• Oberer Kabelkopf, • Elektroniksegment, • Arretierungsegment, • Sensorsegment, • Abschlußkappe bei Einzelsonde.

Abb. 6.3: Sondenaufbau sowie Hauptabmessungen in mm. Obere Ansicht: Sonde im Kabelstrang der Sondengalerie; Untere Ansicht: Sonde am Ende eines Kabelstranges; 1 – Oberer Kabelkopf, 2 – Elektroniksegment, 3 – Arretierungssegment, 4 – Sensorsegment, 5 – Abschlußkappe bei Einzelsonde.

Durch den prinzipiell gleichen Aufbau können die Einzelsonden beliebig untereinander aus-getauscht werden. Weiterhin besteht die Möglichkeit, hinsichtlich Anzahl der Sonden und des Abstandes den Aufbau der Sondengalerie zu variieren (LINDNER et al. 1999).

Entsprechend der Anwendung zum Monitoring enthält die Sonde rutschungsindikative Senso-ren. Diese werden über einen sondeninternen Rechner betrieben (LINDNER et al. 1999). Folgende Sensoren umfaßt die Sonde:

• Seismoakustische Sensoren, um lokale Gleitgeräusche bzw. Rißbildung festzustellen, • Neigungssensoren, zur Registrierung der Verformung, • Drucksensor, zur Erfassung der Wassersäule im Bohrloch (hydrostatischer Druck), • Temperatursensor, zur Messung der im Bohrloch befindlichen Flüssigkeit, • Magnetfeldsensor, zur Orientierung der Sonde.

In Tab. 6.5 sind die meßbaren Größen sowie deren Mindestauflösungen aufgelistet. Die Fehlergrenzen der Sensoren geben die Daten in Tab. 6.6 wieder.

6 Monitoring

107

Tab. 6.5: Meßgrößen und deren Mindestauflösungen (LINDNER et al. 1999). Meßgröße Meßbereich Geforderte Auflösung Digitale Auflösung

(Bitbreite) Neigung –x -20...+20 Grad 1,2 mGrad 15 Neigung –y -20...+20 Grad 1,2 mGrad 15 Akustische Ereignisse x/h 0...65536/h 1/h 16 Akustische Ereignisse y/h 0...65536/h 1/h 16 Akustische Ereignisse z/h 0...65536/h 1/h 16 Druck 0...10 bar 0,001 bar ...14 Temperatur -5...+30 °C 0,01 °C 12 Azimut 0...360 Grad 1 Grad 9

Tab. 6.6: Garantierte Fehler und Reproduzierbarkeit der verwendeten Sensoren unter

Bohrlochbedingungen (LINDNER et al. 1999). Meßgröße Absolute Fehler Temperaturfehler Reproduzierbarkeit Neigung ± 0,5 Grad ± 0,005 Grad/K ± 0,002 Grad Temperatur ± 0,2 K ± 0,0002 °C/K ± 0,03 K Druck ± 0,08 bar ± 0,003 bar/K ± 0,003 bar Azimutwinkel ± 2 Grad - ± 0,5 Grad

6.3.1.2 Parametermessungen

• Seismoakustik

Seismoakustik ist eine noch relativ junge geophysikalische Untersuchungsmethode bei der Überwachung von Böschungen. Die vor allem im bergmännischen Tiefbau verwendete Me-thode zur Überwachung belasteter Tragelemente in Bergwerken (STOLL 1982, WEIDERMANN 1980, GAY & WAINBRIGHT 1984) basiert auf der Überwachung des natürlichen Feldes elasti-scher Wellen (BLÁHA 1996). Spannungsumlagerungen im Gebirge werden meist durch ent-stehende Risse/Klüfte begleitet, die als Quellen elastischer Wellen anzusehen sind. Ebenso treten diese akustischen Signale bei Bewegungen von instabilen Hängen auf, so daß dies beim Monitoring genutzt werden kann (LINDNER et al. 1991, BLÁHA 1996, MAURITSCH & SEIBERL 1998).

Ein Anwendungsfeld besteht auf dem Gebiet der Ingenieurgeologie, insbesondere beim Mo-nitoring von Hangdeformationsprozessen im Lockersediment. Meßtechnik und Interpreta-tionsmethodik ermöglichen das Feststellen von Bewegungsvorgängen sowie Veränderungen im Gebirge, bevor diese an der Oberfläche nachweisbar sind. Häufig ist die Seismoakustik die empfindlichste Methode zum Nachweis von Bewegungen.

In zahlreichen Publikationen wurden Anwendungsbeispiele vorgestellt, so auch in NOVOSAD et al. (1977) zum Gleitflächennachweis in Rutschungszonen. MILITZER et al. (1977) bringt ebenfalls ein Beispiel seismoakustischer Registrierung für die Untersuchung einer fossilen Rutschung. Ein von der Firma NIPPON KOEI CO., LTD (Tokoy, Japan) entwickeltes Meßgerät zur Beobachtung akustischer Emissionen (AE) beruht auf der Registrierung von akustischen Signalen, die bei Deformationen eines in Metallstangen gegossenen Kunstharzes entstehen. Im Rahmen eines Projektes der Österreichischen Akademie der Wissenschaften fand das System Anwendung (MAURITSCH & SEIBERL 1998). Die Untersuchungen machen deutlich, daß die Anwendung einer zweiten unabhängigen Überwachungsmethode unabdingbar ist, da nicht immer hinreichende Kriterien für eine Interpretation der seismoakustischen Aktivität mit Bewegungsvorgängen vorhanden sind.

6 Monitoring

108

Die wichtigsten Aspekte bei der Untersuchung von Böschungs- und Hanginstabilitäten sind die Verifizierung der Bewegungen und die Positionsbestimmung der Gleitfläche oder -zone. Nur wenn diese Parameter bekannt sind, kann eine Standfestigkeitsberechnung erfolgen und ein effizientes Meßnetz zur Kontrolle der Rutschung aufgebaut werden. Besonders eignet sich die Seismoakustik für Rutschungen, die durch sehr langsame, tiefgreifende Bewegungen cha-rakterisiert sind (engl.: depth-creep-type, NOVOSAD et al. 1977, BLÁHA 1996).

Allgemeine Erkenntnisse aus Analysen seismoakustischer Registrierungen beschreibt MILITZER et al. (1977):

• Seismoakustische Registrierungen ermöglichen einen Einblick in den Mechanismus von Zerstörungsprozessen.

• Eine Erhöhung seismoakustischer Aktivität vor dem Bruch, wobei die Zeit zwischen Maximum der akustischen Emissionen und dem Bruch variieren kann, infolge der Ab-hängigkeit von den geologisch-petrophysikalischen Eigenschaften, den Belastungs-bedingungen sowie der Belastungsgeschwindigkeit. Bei langsamer Belastung beschreibt GOODMAN (1971, in MILITZER et al. ) ein Impulsmaximum bei 60 – 80 % der Bruchlast. Liegen höhere Geschwindigkeiten vor, erfolgt eine Verschiebung des Maximum auf 80 – 100 % der Bruchlast.

• Zwischen Bruchbeginn und Seismoakustik besteht ein direkter Zusammenhang, da be-reits die Ausbildung von Mikrorissen akustische Emissionen freisetzt. Gleichzeitig er-folgt dadurch eine Herabsetzung des Widerstandes gegen Verformungen.

NOVOSAD et al. (1977) führt an, daß prinzipiell bei der „Zerstörung“ des Hanges oder der Bö-schung das Maximum akustischer Emissionen zu erwarten ist, sobald die Scherfestigkeit mo-bilisiert und überschritten ist.

Lockergesteine haben gegenüber kristallinen Gesteinen ein verändertes seismisches Verhal-ten. Im wesentlichen zeigen diese Gesteine verminderte Schallgeschwindigkeiten aufgrund der deutlich höheren Porosität. Ferner führen wechselnde Porenraumgrößen durch unter-schiedliche Kompaktion der Sedimente sowie variierende Porenfüllung zu Varianzen im petrophysikalischen Verhalten (BORNSCHEIN & LINDNER 1990).

Die im Untersuchungsgebiet anstehenden Sedimente sind infolge der Vereisung stark ver-dichtet, wodurch sich größere Schallgeschwindigkeiten als in weniger verdichtetem Material ergeben. Für den Zwischenmittelton liegen diese bei 1379 m s-1 (Mitt. H. LINDNER). Die Varianzen der Porenraumgrößen müssen allerdings als recht groß angesehen werden, da durch die unterschiedliche fazielle Ausbildung schon innerhalb der einzelnen Schichten die Porosi-tät sehr stark variiert. Für die untersuchten Proben aus dem Zwischenmittel wurden z. B. Po-renanteile von n = 0,334 - 0,750 bestimmt (Kap. 4.2).

Die Rutschmasse ist in zahlreiche Schollen gegliedert und weist Spalten und Klüfte auf. Auf-grund dessen werden die Schallgeschwindigkeiten verändert und erschweren somit die Unter-suchungen. Die Absorption seismischer Energie wird erhöht, so daß akustische Signale daher nur im näheren Umkreis der Sonde registriert werden können.

Die Deformation von Lockergesteinen erfolgt bruchhaft oder plastisch. Im ersteren Falle sind zu Beginn elastische Komponenten beteiligt, welche beim Bruch zur Abstrahlung von seis-moakustischen Wellen führen. Diese können mit geeigneten Aufnehmern registriert werden. Auch Kriechbewegungen erzeugen eine große Zahl von Mikrobrüchen mit Abstrahlung seis-moakustischer Signale, welche jedoch infolge der großen Dämpfung nur eine geringe Reich-weite (Zentimeter- bis Dezimeterbereich) haben.

6 Monitoring

109

Zur Registrierung akustischer Emissionen in der neuen Sonde dienen drei senkrecht zueinan-der orientierte piezoelektrische Beschleunigungssensoren (x, y, z). Gezählt werden die akusti-schen Signale, die innerhalb einer Stunde den eingestellten Schwellwert (Triggerpegel) überschreiten. Die Richtung (+/-), aus der die Signale kommen, deren Form sowie Dauer können anhand der Ergebnisse nicht festgestellt werden.

Die Verarbeitung der Signale sowie die dazu verwendeten Hilfsmittel (Filter etc.) sind in LINDNER et al. (1999) beschrieben.

• Neigung

Die Neigungsmessung (Inklination) erfolgt in zwei senkrecht zueinander horizontal stehenden Ebenen. Verwendet werden dafür Beschleunigungssensoren QA-700. Das Funktionsprinzip der Neigungsmessungen basiert darauf, daß die seismische Masse mit Hilfe einer Kompensa-tionskraft an einer definierten Position gehalten wird. Bei Änderung der Beschleunigung und daraus resultierend auch der Lage der seismischen Masse, wird durch eine entsprechende Korrekturkraft (elektrischer Strom) die seismische Masse in die ursprüngliche Position zu-rückgebracht (Kompensationsmethode).

Abb. 6.4 zeigt den Inklinationswinkel α [°] sowie die Festlegung des Vorzeichens. Für weitere Aussagen zur Kinematik einer Rutschung kann bei sehr kleinen Winkeln in vereinfachter Form die Inklination nach Umstellung der Gleichung 6.1 in den zurückgelegten Weg r [mm] umgerechnet werden, da die Sondenlänge l [mm] und die resultierende Höhe h [mm] gleich sind.

l

r=αsin (6.1)

Nullwert einer Meßreihe ist der jeweils erste ermittelte Inklinationswinkel. Die Differenz zu diesem Wert (Erstmessung), jeweils für beide Ebenen bestimmt, ist die veränderte Position, in welche die Sonde sich neigt. Der resultierende Weg r wird über die Wurzel aus der Summe des Quadrats von r ermittelt. Das Vorzeichen gibt die Richtung an, in die sich der Sondenkopf geneigt hat.

Abb. 6.4: Messung der Neigung in zwei Ebenen. Links: Geometrie der Umrechnung. Rechts: Inklinationswinkel und Vorzeichen.

r Inklination x Inklination y

α

l

α - Inklinationswinkel l - Sondenlänge (=1,68 m) r - zurückgelegter Weg h – resultierende Höhe

z

- +

y

z

h

6 Monitoring

110

Ist die Neigungsänderung und damit die Inklinationswinkel sehr groß, muß die resultierende Höhe h berücksichtigt werden, da diese sich infolge der Neigung im Azimut verändert (Abb. 6.5). Der resultierende Neigungswinkel δ [°] kann nach der Gleichung

h

rarctg=δ (6.2)

bestimmt werden.

Der Abstand bzw. zurückgelegte Weg r des Sondenkopfes von der Bohrlochachse kann wie folgt ermittelt werden:

γ+β⋅= 22 tgtghr (6.3)

Die resultierende Höhe h wird mit folgender Gleichung bestimmt:

(6.4)

Die Größen in den Gleichungen stehen für:

α – Winkel in der x-y-Ebene β – Winkel in der z-x-Ebene γ – Winkel in der z-y-Ebene δ – Winkel Azimut-Ebene z-r, resultierender Neigungswinkel r – Abstand des Sondenkopfes zur Bohrlochachse, wenn Sondenfuß in Bohrlochachse h – resultierende Höhe

a) b) c) d)

Abb. 6.5: Darstellung der verschiedenen Ebenen mit den Größen für die Berechnung bei größeren Neigungswinkeln. a) Sicht auf die xy-Ebene; b) Sicht auf die zx-Ebene; c) Sicht auf die zy-Ebene; d) Sicht auf Azimut-Ebene

1tgtg

lh

22

2

+γ+β=

l h

r

δ

δ

z

r

r ry

rx α

y

x

lx

rx

β

z

x

h

β

ly

ry

z

y

h

γ

γ

6 Monitoring

111

• Temperatur

Die Temperaturmessung erfolgt mit einem Platinwiderstand mit einem Nennwiderstand von 1000 Ω bei 0 °C. Eine Verfälschung der Ergebnisse infolge Erwärmung durch elektronische Baugruppen ist unwesentlich, da der Sensor sich unterhalb der Elektronik befindet.

• Druck

Der hydrostatische Wasserdruck am Sondenort liefert eine Aussage über die Veränderung des Flüssigkeitspegels im Bohrloch und erfolgt mit dem Drucksensor PR-10. Der aus Edelstahl bestehende Sensor ist bis in eine Teufe von 100 m verwendbar. Die Druckeinwirkung ruft eine Verbiegung einer dünnen Siliziummembran hervor, die durch die Nutzung des piezoresi-stiven Effekts in ein elektrisches Signal umgeformt wird. Gemessen wird absolut zum Luft-druck, da eine Verbindung zwischen Luft und Sensor in der Sonde nicht realisierbar war. Eine Korrektur um den Luftdruck muß daher nachträglich erfolgen. Aufgrund der im Bohrloch eingebauten Filterstrecke, werden unmittelbar die vorherrschenden Verhältnisse im GWL 3 wiedergeben. Somit stellt die Bohrung praktisch ein CASAGRANDE - Piezometer (POHL & GÄRTNER 1999) dar.

• Azimut

Zur Erfassung der Lage der Sensoren sowie Bewegungsrichtung dient der Magnetfeldsensor (Förstersonde), mit dem der Azimutwinkel α0 bestimmt wird. Dieser Richtungswinkel gibt den Winkel zwischen Nord und der x-Achse der Sonde an (Abb. 6.6). Dadurch ist es möglich, die Meßwerte zu orientieren und in das Untersuchungsgebiet einzupassen.

Abb. 6.6: Bestimmung der Lage bezüglich der Nordrichtung. Links: Definition der Sondenachsen; Rechts: Azimutwinkel α0.

6.3.1.3 Testphase

Für die Erprobung der Überwachungssonde war es wichtig, ein Gebiet zu finden, das durch andauernde mäßige Bewegungen gekennzeichnet ist. Äußere Störfaktoren, wie Erschütterun-gen durch Verkehr, sollten möglichst ausgeschlossen sein. Das ARL 13 mit der Rutschung am westlichen Standböschungssystem stellte in dieser Hinsicht ein ideales Objekt dar. Aufgrund der Lage abseits der Bundesstraße und außerhalb des aktiven Tagebaues können Erschütte-

6 Monitoring

112

rungen durch Verkehr ausgeschlossen werden. Desweiteren stand aus Untersuchungen ver-gangener Jahre umfangreiches Datenmaterial zur Verfügung, um die Meßergebnisse vergleichend und kritisch beurteilen zu können. Bei der Auswahl einer geeigneten Position der Überwachungsbohrung mußten folgende Anforderungen erfüllt sein:

• Position möglichst innerhalb der Bewegungszone • Erfassen der Gleitfläche bzw. -zone • Bohrlochtiefe nicht zu gering, da Einsatz einer Sondengalerie (max. 5 Einzelsonden in

Kette)

6.3.1.3.1 Überwachungsbohrung

Ursprünglich sollte die Sonde in der Bohrung IK 110 im Bereich der Rutschungsstirn erprobt werden, also im Bereich mit den größten Bewegungsraten (Abb. 6.7). Da diese Bohrung schneller als erwartet abscherte und daher für die Sonde nicht mehr durchgängig war, mußte eine neue Bohrung hergestellt werden. Ein idealer Ansatzpunkt wäre der als kompakter Block bewegte Mittelteil der Rutschung gewesen. Aus sicherheitstechnischen Gründen (Genehmi-gung durch einen Gutachter) mußte diese Variante jedoch verworfen werden. Schließlich wurde der Aufschlagpunkt für die neue Überwachungsbohrung (U3428) im südlichen Bereich des Rutschungsgrabens auf 116,48 m ü. NN gesucht. Auch dort mußte aufgrund bergrechtli-cher Sicherheitsbestimmungen möglichst nah an die westliche Grabenseite gerückt werden, so daß diese Bohrung letztlich für den Einsatzzweck prima facie ungünstig gelegen ist. Die hori-zontale Gleitfläche wurde nicht durchteuft, sondern nur die bergwärtige Abrißfläche der Rut-schung.

Die neue Überwachungsbohrung wurde im Juni 1998 im Trockenbohrverfahren von der MIBRAG mbH hergestellt. Die ersten 4,5 m wurden rotierend gebohrt. Bei 4,5 m Teufe be-gann der Einsatz einer Schappe, die in den Boden eingerammt wurde. Zur Stabilisierung der Bohrlochwand erfolgte das Einbringen einer Verrohrung. Die Endteufe liegt 30 m unter Bohr-ansatzpunkt. Der Ausbau der Bohrung erfolgte mit einem 3“ PVC Inklinometerrohr. Im Be-reich des GWL 3 (24,6 m bis 24,0 m unter GOK) wurde eine Filterstrecke eingebaut und mit Filterkies (fein) verfüllt. Zum Liegenden und Hangenden erfolgte eine Abdichtung mit Ton-granulat. Bis 1 m unter GOK wurde Filterkies aufgefüllt, darüber bis zur GOK mit Tongra-nulat.

Begleitend zu den Bohrmaßnahmen erfolgte die Aufnahme der geologischen Schichten nach DIN 4022. Gestörte Proben wurden alle 0,5 m sowie bei offensichtlichem Materialwechsel entnommen. Die Gewinnung ungestörter Proben erfolgte mittels Liner.

Die Abfolge ist gegenüber dem Normalprofil (Abb. 3.1) verändert, mit einem Teufenversatz einzelner Schichten infolge der Grabenbildung durch die Rutschung 1983. Das geologische Bohrprofil wurde aus den gestörten und ungestörten Proben ermittelt und mit bohrlochgeo-physikalischen Messungen (LINDNER/Freiberg) ergänzt (Anhang B). In der API-normierten Gamma-Kurve sind die hohen Tongehalte des Zwischenmittels sehr gut markiert, bedingt durch die Illitführung. Im gleichen Bereich (22 - 25 m) zeigt die Dichtekurve einen fast iden-tischen Verlauf wie die Gamma-Kurve und belegt damit die Tongehalte. Gering erhöhte Dichten im obersten Oberflöz (bei 20 m) könnte entweder auf rein kaolinitische tonige oder auf schluffige Kohle zurückzuführen sein. Die Porositätskurve zeigt im Bereich des Zwi-schenmittels Ausschläge zu geringen Werten, am ehesten wohl durch dichte Schluffbänder erklärbar. Die Leitfähigkeit ist im untersten Weißen Sand gering, im Zwischenmittel kräftig erhöht, in beiden Fällen bedingt durch die Elektrolytführung des Porenwassers. Das Bohrpro-fil sowie der Ausbau ist in Anlage A dargestellt.

6 Monitoring

113

Die Überwachungsbohrung am westlichen Rand der Grabenzone des Rutschungsgebietes erreicht nach wenigen Metern unter Querung der Abrißfläche das quasi ungestörte Gebirge (Abb. 6.8). Die eigentlich Gleitzone an der Grenze Böhlener Oberflöz/Zwischenmittel inner-halb des Rutschkörpers ist damit nicht erfaßt. Verformungen und Spannungsumlagerungen sind dennoch zu erwarten, wenn auch nicht in dem Maße wie in der Rutschmasse. Die Gra-benzone kann vereinfacht als Blockwerk von den ehemals die Kohle überlagernden Schichten aufgefaßt werden, das Oberflöz fehlt wahrscheinlich. Die Bewegungen im Graben sind von Senkung und Dehnung nach Osten dominiert. Das Zwischenmittel unmittelbar unter dem Graben kann sich gegen die Oberfläche entspannen, während im ungestörten Gebirge westlich der Abrißfläche die Entspannung in östlicher Richtung erfolgt.

Der Ausbau mit einem Inklinometerrohr ermöglicht konventionelle IK-Messungen. Ein di-rekter Vergleich der verwendeten Meßverfahren ist dadurch gegeben. Die Inklinometer-Nullmessung erfolgte am 02.07.1998, weitere Nachmessungen am 16.11.1998 und am 17.07.1999, durchgeführt vom FCB Espenhain.

6.3.1.3.2 Einbau der Überwachungssonde

Der Einbau der Überwachungssonde in das Bohrloch erfolgte am 02.07.1998. Arretiert wurde diese im Gleitflächenbereich (Sondenmitte), im Grenzbereich Kohle/Ton (Abb. 6.7).

Abb. 6.7: Schematische Darstellung des Überwachungssystems mit Position der Überwachungsbohrung und der Sonde in Bezug zu Rutschungsteilkörpern, der Gleitfläche und Abrißfläche (nicht maßstäblich).

Die Sondenposition wurde während der fast einjährigen Testphase mehrfach verändert, um Unterschiede hinsichtlich der Entfernung zur Gleitfläche festzustellen und Vergleichsmes-sungen zu Inklinometermessungen zu ermöglichen. Dies wurde notwendig, da keine kom-plette Sondengalerie, bestehend aus mehreren Einzelsonden, für die Testphase bereitstand.

Stromversorgung

Nutzer

Abrißfläche

kompakter Block

Überwachungsbohrung Sonde

6 Monitoring

114

Somit sollte die Möglichkeit zur Erfassung des teufenabhängigen kinematischen Zustandes der Sondenumgebung gegeben sein, um daraus quantitativ begründete Voraussagen zur weiteren Entwicklung der Böschungsdeformation abzuleiten.

Die verschiedenen Positionen und deren Randbedingungen sind in Tab. 6.7 zusammengestellt.

Tab. 6.7: Position (Pos.) der Überwachungssonde innerhalb der Testphase und die entsprechenden Randbedingungen.

Datum Teufe10 [m u. GOK] Geologie Ausrichtung (Azimut) Pos. 1 02.07.1998 (Einbau) 24,0 Basis toniges ZM 149° Pos. 2 16.11.1998 24,0 Basis toniges ZM 110° Pos. 3 16.12.1998 22,5 Toniges ZM 125° Pos. 4 08.04.1999 21,5 140° Pos. 5 16.04.1999 – 08.07.1999 21,5

Basis Flöz IV, Übergang in ZM 20°

Die Überwachungsbohrung setzt in der Grabenzone des Rutschungsgebietes an. Ab ca. 12,5 m Tiefe tritt diese aus der Rutschung in das stabile Anstehende unter bzw. westlich der Abrißstörung ein. Die Meßergebnisse aus den Sondenpositionen ließen Hinweise auf die Ausbildung bzw. Ausbreitung der Gleitfläche ins Hinterland erwarten.

6.4 Meßergebnisse und Interpretation

6.4.1 Meßergebnisse und Interpretation konventioneller Überwachung

Zwischen den verschiedenen Meßparametern des Monitoring bestehen kausale Zusammen-hänge. Die separate Betrachtung der Ergebnisse aus den einzelnen Verfahren ist zwar generell möglich, für die zu betrachtende Situation aber wenig sinnvoll. Die Auswertung erfolgt des-halb anhand aller ermittelten Parameter des Monitoring.

In der Abb. 6.8 sind die IK-Daten, d.h. die Verformungen in Abhängigkeit von der Teufe auf-getragen. Dargestellt sind zum einen die Ergebnisse aus den Messungen innerhalb der Rutschmasse, zum anderen jene, die im Abrißbereich und im stabilen Böschungsbereich er-mittelt wurden.

Durch die teufenbezogene Aufzeichnung der Verformungsrate konnte die Position der Gleit-fläche bestimmt werden. Festgelegt wird die Position am sprunghaften Anstieg der Verfor-mung (Abb. 6.8). Ob es sich dabei um eine Gleitfläche oder eine Scherzone handelt, kann aus dem Anstieg der Meßkurve abgeleitet werden. Der Sprung in den Verformungskurven in Abb. 6.8 (IK 49, IK 107 und IK 110) verläuft nicht horizontal, so daß von einer Scherzone auszu-gehen ist, die in der Mächtigkeit zwischen 1 m und 2 m variiert.

IK 49 (Abb. 6.8) und IK 50 (nicht dargestellt) waren bereits kurze Zeit nach dem Böschungs-bruch in einer Teufe von 14,0 m (90,9 m ü. NN) nicht mehr für die Meßsonde durchgängig. Nach JOLAS (1983) belegt dies die Position der Scherzone zwischen den Flözen II und IV im Zwischenmittel (Anhang A). Die Ausbildung einer Scherzone zeigt sich auch in den IK 107 und IK 110 (Abb. 6.8), deren Daten mehrere Jahre nach dem Initialbruch eine anhaltende Ak-tivität der Rutschung aufzeigen. Die Teufe der Scherzone von 14,0 m für IK 110 und 12,5 m für IK 107 korreliert auch hier mit der Position des anstehenden tonigen Zwischenmittel (An-hang A). 10 bezogen auf Sondenmitte

6 Monitoring

115

Im stabilen Bereich sind keine eindeutigen Anzeichen für einen Rückgriff des Böschungs-bruches in das Hinterland erkennbar. Die Meßkurven zeigen ungleichmäßige Deformationen ohne eine ausgebildete Scherzone (Abb. 6.8). Die größten Deformationen werden nahe der Oberfläche registriert. Lediglich die Meßkurve des IK 103 weist auf eine Scherzone hin, deren Position bei 35 m unter GOK mit dem in der Bohrung P2594 durchteuften Zwischen-mittel korrespondiert. Das Bewegungsmaß ist außerhalb des Rutschkörpers deutlich geringer.

Abb. 6.8: Meßdiagramme der Inklinometer im Untersuchungsgebiet. Oben: Inklinometer im stabilen Böschungsbereich. Unten: Inklinometer innerhalb der Rutschmasse. Aufgetragen ist die Verformung gegen die Teufe. Meßzeitraum: 02.11.92-16.09.1999; Inklinometer 49 (Datenquelle: FCB Espenhain)

Zur Übersicht sind in Abb. 6.9 die Bewegungsrichtungen dargestellt. Diese beruhen auf markscheiderische Vermessungen und auf IK-Messungen.

-2 -1 0 1 240

35

30

25

20

15

10

5

0

Teu

fe [

m]

-A/+A-B/+B

IK 103

-A/-B W/N

+A+B E/S

-2 -1 0 1 265605550454035302520151050

IK 105

-A/-B W/N

+A+B E/S

-10 -5 0 5 10

Verformung [cm]

20

15

10

5

0

IK 107

0 5 10 15 2020

15

10

5

0

Teu

fe [

m]

IK 49

-10 -5 0 5 1020

15

10

5

0

IK 110

-2 -1 0 1 245

40

35

30

25

20

15

10

5

0

IK 106

-A/-B W/N

+A+B E/S

6 Monitoring

116

Die Deformationen sollten aufgrund der Rutschungsbewegung gegen den Restsee in Richtung Osten orientiert sein. Tendenziell ist dieser Trend der Bewegungsrichtung nach Nordosten durch die Auswertung aller Messungen bestätigt (Tab. 6.8, Abb. 6.9).

Tab. 6.8: Bewegungsrichtungen innerhalb der Rutschmasse und im stabilen Böschungs-bereich.

Meßpunkt Richtung der oberflächennahen

Bewegungen Richtung der Bewegungen an der Gleitbasis

IK 103 Südosten Nordwesten IK 105 Südosten Nordwesten IK 106 — Nordosten IK 107 Nordosten Südosten IK 108 Nordosten — IK 110 — Nordosten MP 10 Osten — MP 28 Osten — MP 41 Osten — MP 51 Osten — MP 52 Südosten —

Über MP 52 wurde eine südöstliche Richtung der Bewegungen zum Restsee festgestellt. Wie in Abb. 6.9 zu sehen, ist der Graben westlich der Scholle mit MP 52 im Norden breiter als im Süden. Daraus resultiert eine Rotation der Scholle nach Südosten, was die gemessenen Bewe-gungen an der Oberfläche erklärt. In IK 106 sind Bewegungen gegen den seitlichen Abriß der Rutschung gerichtet und können als Entspannungsreaktionen gegen den Graben erklärt wer-den. Widersprüchliche Bewegungsrichtungen resultieren aus den Daten des IK 103. Die De-formationen verlaufen in Nordwest-Richtung, gegen den Böschungshang (Abb. 6.9).

Dem entgegen ergaben markscheiderische Vermessungen des IK-Kopfes an der Oberfläche Bewegungen gegen den seitlichen Abriß (SE). Diese Unterschiede können auf geotechnisch nicht signifikante interne Deformationen im Boden zurückzuführen sein. Deformationen nahe der GOK unterstützen dies, da hier die größten Verformungsbeträge registriert wurden. Die exponierte Lage im nahen Abrißbereich der Rutschung läßt erwarten, daß sich Witterungsein-flüsse im besonderem Maße bei Verformungen im oberflächennahen Bereich auswirkten.

Die Messungen in IK 105 zeigen ähnliche Ergebnisse. Diese Widersprüche können auch in fehlerhaften Daten begründet liegen, die aus der Verdrillung der Verrohrung resultieren. Wie bereits beschrieben, verändert sich dadurch die Orientierung der Führungsnuten in der Tiefe, was letztendlich fehlerhafte Meßergebnisse zur Folge hat.

Ebenfalls widersprüchliche Ergebnisse hinsichtlich der Bewegungsrichtung liegen für das IK 107 vor. Während die markscheiderische Vermessung Bewegungen nach Nordosten er-gibt, resultieren aus den IK-Messungen Südost-gerichtete Bewegungen. Letztere stimmen nicht mit anderen kinematischen Daten der Rutschung überein. Aus den unterschiedlichen Verformungssrichtungen ist anzunehmen, daß die Bewegungen unterhalb der Oberfläche we-sentlich differenzierter ablaufen. Der Rutschkörper scheint offenbar in mehrere Schollen zer-legt (Kap. 5.1). Möglicherweise bewegen sich einzelne Bruchschollen unabhängig von der Bewegungsrichtung des „Gesamtrutschkörpers“.

6 Monitoring

117

Da das Bewegungsmaß im Vergleich zu den Messungen in IK 103 oder IK 105 groß ist, sind Meßfehler unwahrscheinlich, aber nicht auszuschließen. Eine Torsion der Verrohrung ist auf-grund der großen Differenz zwischen MP- und IK-Messungen in der Bewegungsrichtung unwahrscheinlich. Es kann aber kein eindeutiger Beleg gefunden werden, so daß die Ursache der Varianz in den Bewegungsrichtungen letztendlich offen bleibt.

6 Monitoring

118

Abb. 6.9: Bewegungen innerhalb des Rutschkörpers sowie im angrenzenden Gebirge. Aufgetragen sind aus markscheiderischen Messungen sowie Inklino-metermessungen resultierende Bewegungsvektoren des Gesamtmeßzeitraumes. Unberücksichtigt bleiben die Beträge, so daß die Vektoren nur die Richtung der Bewegungen an den einzelnen Meßstellen wiedergeben. Vertikale Bewegungen sind in der Karte mit +/- gekennzeichnet; für eine Anhebung der Punkte (+), eine Absenkung (-). Generell ist die erwartete Tendenz einer Senkung im Grabenbereich der Rutschmasse (MP 41 und 52) sowie einer Hebung im Stirnbereich (MP 28 und 51) erkennbar.

Bereich der Großrutschung

Inklinometer

Markscheiderischer Meßpunkt

Bewegungsvektor IK (1992-1999)

Bewegungsvektor MP (1992-1999)

Bewegung dh

Profillinie

Böschungslinie

Böschung

Graben, Spalten

Bodenerosion

IK 103

MP 28

IK 106

0 50 100 m

IK 105

MP 41

MP 52

MP 10

IK 107

MP 51

PL 4

PL 3

PL 2

PL 1

PL 0

IK 108

IK 110

IK 103

MP 51

PL 2

6 Monitoring

119

Ähnlich wie bei den Inklinometerdaten von IK 103 und 105 wurden im IK 106 nahe der Ge-ländeoberfläche die größten Verformungen gemessen (Abb. 6.10). Hervorzuheben ist, daß die Daten vom IK 106 einen periodisch undulierenden Verformungsgang widerspiegeln (Abb. 6.10). Diese Verformungen sind daher nicht a priori mit jenen des aktiven Böschungs-bereiches zu korrelieren (Abb. 6.11). Zu Beginn der Aufzeichnung liegt eine progressive Entwicklung der Verformung in einer Teufe von 4 m vor. Im Fortgang der Meßkurve zeigt sich, daß die darauffolgenden Minima immer mit Phasen geringer Niederschlagsverteilung zusammenfallen bzw. Maxima mit Niederschlagsspitzen korrelieren. Die in dieser Tiefe an-stehenden sandigen Lithologien (Formsand, Muschelsand) begünstigen aufgrund ihrer hy-draulischen Leitfähigkeit schnellere Reaktionszeiten, so daß sich Niederschläge unmittelbar auf die Verformungen auswirken, wie der oszillierende Kurvenverlauf dokumentiert. Daraus resultiert nur ein seitliches Schwellen und Schrumpfen des Bodens mit Schwerpunkt an der GOK, was nicht zwangsläufig mit der Rutschung im Zusammenhang steht. Begünstigt werden die Verformungen sicherlich durch die Auflockerung des Gebirges infolge des Bö-schungsbruches sowie durch die ca. 2 m hohe seitliche Abrißkante.

Abb. 6.10: Verformungsdiagramm von IK 106 in 4 m Tiefe in Abhängigkeit von der Zeit zwischen 02.11.1992 und 17.02.1997. Dargestellt sind die Verformungen der beiden Meßrichtungen +A/-A und +B/-B sowie die Resultierende R (kumulativ). Monatliche Niederschlagsverteilung: Daten der Station Rötha des Deutschen Wetterdienstes (DWD) (Zeitraum 01.01.92 – 31.12.96), ab dem 01.01.97 Daten der Station Tagebau Zwenkau (TU Braunschweig, Institut für Geowissenschaften, Abteilung Angewandte Geologie).

Über die Inklinometer im Stirnbereich des Rutschkörpers (IK 110, IK 107) wurden die größten Bewegungen und eine progressive und unstete Entwicklung der Verformung festgestellt (Abb. 6.11). Anhand der Meßdaten von IK 110 ist deutlich zu erkennen, daß

10/31/92 06/03/94 01/04/96 08/06/97 03/09/99Zeit

0

5

10

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20

25

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]

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10/31/92 06/03/94 01/04/96 08/06/97 03/09/99Zeit

020406080

100120140160180

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monatl. Niederschlaglangj. Mittel

6 Monitoring

120

einzelne Phasen großer Verformung von Phasen geringer Verformung unterbrochen werden. Dies weist auf schubartigen Spannungsauf- und –abbau im Gebirge hin. Ein zunächst kontinuierlicher Anstieg der Verformungen versteilt sich im weiteren Verlauf bis zu einem Maximum. Danach weist die Kurve wieder einen flacheren Verformungsgang auf. Das Maximum kann quasi als „Ende“ eines Bewegungsschubes betrachtet werden.

Abb.6.11: Vergleich der Inklinometermessungen in der Rutschmasse. Oben: kumulative Verformung des Inklinometer IK 107 in 12,5 m Tiefe. Unten: kumulative Verformung des Inklinometers IK 110 in 14 m Tiefe.

Ob und in welchem Maße Abhängigkeiten von hydrologischen Parametern vorliegen, soll ein entsprechender Vergleich zeigen (Abb.6.12). Um Aussagen zu ermöglichen, wird wegen der zu geringen Datendichte eine monatliche Auflösung gewählt. Seit 1993 übersteigen die mo-natlichen Niederschläge im allgemeinen das langjährige Monatsmittel, so daß sich langfristig eine positive Niederschlagsbilanz (kumulative Addition der Differenz aus langjährigem Mit-tel und realen monatlichen Niederschlägen) abzeichnet. Für September 1995 ist ein deutliches Maximum festzustellen. Der Verformungsgang von IK 107 zeigt in diesem Zeitraum eben-falls eine erhöhte Verformungsrate. Die größten Verformungen sowohl von IK 107 als auch von IK 110 wurden innerhalb des breiten „Maximum“ der Niederschlagsbilanz registriert, was die Kausalität zwischen den Verformungen der Rutschmasse und langfristig vorangegangenen Niederschlägen widerspiegelt.

In Abb. 6.12 sind kumulative Verformungsgeschwindigkeiten v [mm/0,5 a] der Rutschmasse (Daten der Inklinometer IK 107 und IK 110) sowie aus Daten markscheiderischer Vermessung (IK 107, MP 10, MP 51, MP 52) dargestellt. Beim Vergleich mit den halbjähr-lichen Niederschlagssummen zeigt sich, daß die maximale Verformungsrate und Niederschlagsmaxima zeitlich zusammenfallen. Dies wird durch die Daten vom August 1995 aller Inklinometer (außer IK 110) besonders deutlich. So ist für August 1995 an der Ober-

01/31/92 01/30/94 01/31/96 01/31/98

Zeit

0

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01/31/92 01/30/94 01/31/96 01/31/98Zeit

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]

Verformung +A/-A, kumulativVerformung +B/-B, kumulativresultierende Verformung R, kumulativ

IK 110

6 Monitoring

121

fläche und in 12,5 m Tiefe (entspricht der Gleitfläche im Zwischenmittel bei IK 107) eine durchschnittliche Verformungsrate von v = 33,2 mm/ 0,5 a, abweichend davon bei IK 107 von v = 48 mm/ 0,5 a festzustellen. Eine weitere maximale Verformungsrate aller Meßpunkte wird im August 1997 erreicht. An der Oberfläche beträgt die Verformungsrate durch-schnittlich 40 mm/ 0,5 a, in 14 m Tiefe 17,5 mm/ 0,5 a. Die maximale Verformungsrate fällt mit einem weiteren Niederschlagsmaximum zeitlich zusammen.

Werden die monatlichen Niederschläge in die Betrachtungen einbezogen, so zeigt sich, daß sowohl 1995 als auch 1997 in den Vormonaten Juni und Juli intensive Niederschläge fielen. Dies unterstützt die in Kap 5.4 beschriebene Annahme, daß eine Verzögerung zwischen Niederschlagsereignissen und Verformung vorliegt. Mit der vorliegenden Datenauflösung kann eine Reaktionszeit bzw. -verzögerung von mindestens vier Wochen abgeschätzt werden, wie diese auch für den Initialbruch anzunehmen ist (Kap. 5.4).

Saisonale Unterschiede hinsichtlich des Verformungsverhalten lassen sich aus den Ver-gleichen nur schlecht ableiten, da die halbjährige Datenauflösung nicht ausreicht. Die Analyse der Datenreihen zeigt aber, daß eine Beschleunigung der Bewegungen vor allem nach inten-siven Sommerniederschlägen erfolgt. Letztendlich ist aber der Zeitraum zwischen zwei auf-einanderfolgende Messungen zu groß, um Verformungen Niederschlagsereignissen eindeutig zu zuordnen.

6 Monitoring

122

Abb. 6.12: Halbjährige Verformungsraten. Dargestellt sind Werte aus Daten der Inklinometer IK 107 (Teufe 12,5 m) und IK 110 (Teufe 14,0 m) am Böschungsfuß sowie die Werte aus den markscheiderischen Vermessungen der Punkte MP 52, MP 51 und MP IK107. Außerdem aufgetragen, die monatliche Niederschlagsverteilung, die langjährige monatliche Niederschlagsverteilung (grau hinterlegt) sowie die Niederschlagsbilanz. Die Markierung (*) an den Meßkurven zeigt den Meßbeginn an.

6.4.2 Meßergebnisse der geophysikalischen Überwachungssonde und Interpretation

In Abb. 6.13 ist ein Ausschnitt zu den in der Gesamtmeßzeit zwischen dem 02.07.1998 und 08.07.1999 gewonnenen Daten gegeben. Daraus geht hervor, daß die Sensoren der Sonde

06/30/92 06/30/94 06/30/96 06/30/98Zeit

020406080

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06/30/92 06/30/94 06/30/96 06/30/98Zeit

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06/30/92 06/30/94 06/30/96 06/30/98Zeit

05

101520253035404550

Ver

form

un

gsr

ate

v [m

m/0

.5a]

MP 107

6 Monitoring

123

(Neigung, Akustik, Temperatur, Druck, Azimut) korrelieren und Änderungen der aufgenom-menen Parameter seit Meßbeginn nachweisen.

Die hier genutzten seismoakustischen Messungen erfolgten mit folgender Parameterauswahl:

• Frequenzbereich: 65 Hz ...1 kHz • Genutzter Filter: Chebyshev (aufgrund der hohen Flankensteilheit) • Triggerschwelle: 1 V

Die Meßkurven (außer Akustik) stellen die gleitenden Mittel über 24 h dar. Aus dem Temperaturgraf geht ein Anstieg von 0,3 K hervor, Ende Juli flacht die Kurve ab. Einen gegenläufigen Verlauf zeigt die Meßkurve des Azimut. Dieses zeigt ebenfalls zu Beginn Veränderungen, hier durch eine Vergrößerung des Winkels gegen Nord, der aber kurz darauf wieder geringer wird. Ein erneuter Anstieg fällt mit dem Abflachen der Temperaturkurve zu-sammen. Danach ist der Kurvenverlauf für beide Parameter relativ konstant.

LEROUEIL et al. (1996) haben ausgeführt, daß die Kriechgeschwindigkeit von Rutschmassen in der Regel exponentiell vom Wasserdruck abhängt. Deshalb ist es von Interesse, den Was-serdruck gleichzeitig mit der Neigung zu messen, womit die Möglichkeit realisiert wird, diese Abhängigkeit experimentell nachzuweisen. Im vorliegenden Fall betrifft dies den GWL 3, von dem eine solche direkte Einwirkung auf die Gleitfläche anzunehmen ist. Der gemessene hy-drostatische Wasserdruck p im Bohrloch muß vom Einfluß des herrschenden Luftdruckes befreit werden. Diese Notwendigkeit der Korrektur ist nicht zu vernachlässigen, da sich der Einfluß vom Luftdruck deutlich in den Meßkurven in Abb. 6.14 zeigt. Die in Abb. 6.13 auf-getragenen Meßwerte geben die korrigierten Wasserstandsschwankungen im Bohrloch wieder, die zunächst durch einen Abfall der hydostatischen Druckhöhe ph von 110,45 m ü. NN auf 109,9 m ü. NN gekennzeichnet sind. Im weiteren Verlauf oszilliert der Druck p mit maximal 1,47 hPa (0,15 mWS). Ein korrelativer Zusammenhang zwischen hydrostatischem Wasserdruck p im GWL 3 und der Niederschlagsverteilung kann aus den Meßwerten in Abb. 6.15 abgeleitet werden.

Die Abweichung des Sondenkopfes von der Bohrlochachse (Abb. 6.13) der beiden Meß-kurven x und y zeigen, daß Neigungsänderungen im Bohrloch ablaufen.

Die in eben diesem Meßzeitraum aufgenommenen akustischen Ereignisse in allen drei Richtungen (x, y, z) deuten auf Spannungsumlagerungen in diesem Bereich hin. Die Häufig-keit der Signale variiert stark, woraus ein unterschiedliches dynamisches Verhalten des Gebirges resultiert. Die Signale in Abb. 6.13 wurden in der z-Richtung registriert. Es zeigt sich, daß vorherrschend zu Beginn der Meßreihe akustische Emissionen auftraten, gleichzeitig mit den größten Änderungen des hydrostatischen Druckes.

6 Monitoring

124

Abb. 6.13: Ausschnitt (Position 1) der im Gesamtmeßzeitraum vom 02.07.1998 bis 08.07.1999 gewonnenen Daten. Oben: akustische Ereignisse (z-Komponente), hydrostatische Druckhöhe, Temperatur des Grundwassers (Bohrlochflüssigkeit), Azimut. Unten: Zuordnung der x-, y- Richtungen zur Nordrichtung.

Im weiteren Verlauf der Meßdaten des Gesamtmeßzeitraumes zeigt der hydrostatische Druck einen positiven Trend. Mit großer Wahrscheinlichkeit wurde der jahreszeitliche Gang erfaßt. Im korrigierten Kurvenverlauf des Gesamtmeßzeitraumes (Abb. 6.14) ist während der ersten zwei Monate ein rasches Abfallen der Druckspiegelhöhe von 110,35 m ü. NN auf 109,95 m ü. NN zu beobachten, bis Dezember wird ein Oszillieren auf niedrigem Niveau mit einigen Maxima deutlich. Bereits Mitte Dezember 1998 steigt der hydrostatische Druck im Bohrloch bis zu einem Maximum um den 20.1.1999. Ein erneuter kräftiger Anstieg von 109,95 m ü. NN auf 110,4 m ü. NN (44 hPa) setzt Anfang Februar 1999 ein und erreicht ein Maximum Mitte Mai 1999. Danach fällt die Druckspiegelhöhe auf ca. 110,3 m ü. NN ab, wobei sich am Ende der Meßzeit ein erneutes Ansteigen des hydrostatischen Wasserdruckes andeutet.

07/01/98 07/31/98 08/30/98 09/29/98 10/29/98 11/28/98145

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°C]

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07/01/98 07/31/98 08/30/98 09/29/98 10/29/98 11/28/98Zeit

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]

x-Richtung

y-Richtung

6 Monitoring

125

Abb. 6.14: Gegenüberstellung von hydrostatischem Druck in GWL 3 und Luftdruck. Am Verlauf der Meßkurven wird die Beeinflussung des hydrostatischen Druckes durch den Luftdruck deutlich.

Abb. 6.15: Hydrostatische Druckhöhe p [m ü. NN] im Bohrloch und Niederschlag N [mm d-1] (Tagebau Zwenkau) über den Gesamtmeßzeitraum. Die gestrichelten senkrechten Linien kennzeichen die Meßzeiträume der verschiedenen Sondenpositionen.

Zwischen dem 16.11.1998 und 08.04.1999 (Pos. 2 - Pos. 4) war eine extrem hohe Impuls-häufigkeit akustischer Signale zu verzeichnen, deren Ursache nicht eindeutig geklärt werden konnte. Schwierigkeiten wie die fragwürdiger Akustikimpulse, die während der Testphase auftraten, werden Gegenstand der abschließenden Diskussion sein (Kap. 8).

Für eine komplexe Betrachtung gewonnener Meßdaten wird die Position 5 explizit vorge-stellt.

1.74

1.75

1.76

1.77

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07/02/98 08/31/98 10/30/98 12/29/98 02/27/99 04/28/99 06/27/99Zeit

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07/02/98 08/31/98 10/30/98 12/29/98 02/27/99 04/28/99 06/27/99Zeit

6 Monitoring

126

Abb. 6.16: Meßdaten der Sondenparameter für den Meßzeitraum vom 16.04.1999 bis 04.06.1999. Die Sonde war zu dieser Zeit in einer Teufe von 21,5 m u GOK arretiert. Oben: akustische Ereignisse (z-Komponente), hydrostatische Druckhöhe, Temperatur des Grundwassers (Bohrlochflüssigkeit), Azimut. Unten: Abweichung von der Bohrlochachse.

Die über 24 h gemittelten Meßdaten (außer Akustik) weisen Unterschiede zu den eingangs vorgestellten Daten aus der Meßreihe der Pos.1 auf. Die Temperaturkurve des GW zeigt in der Abb. 6.16 einen annähernd geradlinigen bzw. leicht sinkenden Verlauf. Temperatur-änderungen betragen maximal 0,03 K in der Zeit vom 16.04.1999-05.07.1999. Aus dem Kurvenverlauf der hydrostatischen Druckhöhe zeichnet sich zunächst ein allmählicher Anstieg von 110,4 m ü. NN auf 110,5 m ü. NN, dem ein schnellerer Abfall auf ca. 110,3 m ü. NN folgt. Am Ende der Registrierung schließt sich ein erneuter Anstieg an.

Ein wesentliches Ziel der Neigungsmessungen ist die Ermittlung der Bohrlochdeformation, um den Nachweis geomechanischer Beanspruchung zu erbringen. Die Parameter werden in einer x- und y-Richtung registriert (Abb. 6.16). In letzterer sind die Deformationen fast immer etwas größer. In y-Richtung beträgt die maximal erreichte Abweichung von der Bohr-lochachse 0,25 mm, in x-Richtung 0,2 mm.

04/16/99 05/02/99 05/18/99 06/03/99 06/19/99 07/05/99

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x-Richtung

y-Richtung

6 Monitoring

127

Bemerkenswerte Veränderungen des Azimuts im betrachteten Zeitraum zeigt der ent-sprechende Kurvenverlauf in Abb. 6.16. Die Meßwertkurve oszilliert deutlich mit Perioden von unterschiedlichen Tagen Dauer, die sich überlagern. Extremwerte schwanken zwischen 1,0 Grad und 5,5 Grad.

Akustikmessungen haben im Unterschied zu den eingangs vorgestellten Daten, mehrere Pha-sen seismoakustischer Aktivität, die durch Ruhephasen deutlich voneinander abgegrenzt werden. Zu Beginn der Meßzeit wird die höchste Anzahl der Ereignisse registriert, am Ende sinkt die Anzahl der Signale.

6.4.2.1 Korrelative Betrachtung rutschungsindikativer Parameter

Mit der nachfolgenden Interpretation der Meßdaten und einem korrelativen Vergleich mehrerer Meßparameter sollen Zusammenhänge und Abhängigkeiten aufgezeigt werden.

Die in Abb. 6.13 aufgetragene Temperaturkurve spiegelt zu Beginn der Meßreihe den An-gleich der Sensorik an des Temperaturregime im Bohrloch wider. Reale Meßwertänderungen liegen erst ab Ende Juli 1998 vor.

Anhand der Meßkurve der hydrostatischen Druckhöhe im GWL 3 (Abb. 6.13) zeigt sich, daß dieser in den Sommermonaten abnimmt, trotz z.T. hoher Niederschläge, im Winter stagniert und am Ende des Winters bzw. zu Beginn des Frühjahrs wieder ansteigt. Aufgrund der war-men Witterung ist der Anteil der Verdunstung im Sommer sehr hoch, so daß der größte Anteil des Niederschlages der Evapotranspiration unterliegt bzw. oberflächig abfließt. Erst Ende Februar kommt die am Ende des Winterhalbjahres einsetzende Grundwasserneubildung zum Tragen. Die Niederschläge im Oktober und November bedingen den Anstieg des hydrosta-tischen Wasserdruckes. Wird der Einsatz der Niederschläge mit dem Beginn des Druckan-stieges im GWL 3 verglichen, kann eine Reaktionszeit von ca. 8 Wochen ermittelt werden. Generell zeigt sich, daß die verschiedenen Niederschlagsereignisse Schwankungen der Druckspiegelhöhe im cm WS-Bereich bewirken.

Die Variationen der Standrohrspieglhöhen der anderen Grundwassermeßstellen im ARL 13 (P) können aus unterschiedlichen Grundwasser-Neubildungsraten im Einzugsgebiet im GWL 3 resultieren. Lange Fließwege sowie die linsenartige Verteilung des GWL 3 infolge der Lithovarianz bedingen die Unterschiede. Temporäre Varianzen des hydrostatischen Druckes liegen in den Witterungsverhältnissen begründet, wodurch die GW-Neubildungsraten erheblich beeinflußt werden. Für die nachfolgenden Betrachtungen zum Kriechen der Rutschmasse muß mit einer Sensitivitätsanalyse der Einfluß des GWL 3 weiter konkretisiert werden. Vor allem interessiert, welcher Schwankungsbereich für eine Einflußnahme hinsicht-lich der Stabilität zutreffend ist. TILCH (1999) stellte bei Untersuchungen die Abhängigkeit des Porenwasserdruckanstieges von der Niederschlagsrate und -dauer in den Vordergrund. Ähnlich wie im hier untersuchten Fall, wurde das Kriechen der Rutschmasse von fluk-tuierenden Porenwasserdrücken gesteuert. Es zeigte sich an den dortigen Meßergebnissen, daß für einen Anstieg der Porenwasserdrucke eben auch eine bestimmte Grundwasserneu-bildungsrate notwendig ist. Diese wird durch entsprechende Niederschlagsdauer und – inten-sität erzielt.

Die Änderungen des hydrostatischen Druckes korrelieren mit Änderungen der Wasser-temperatur, Neigung und Azimut. Ein kausaler Zusammenhang scheint daher wahrscheinlich. Der Druckabfall läßt auf einen Grundwasser-Abstrom schließen, was mit einem Zustrom aus dem GWL 3 einhergeht. Die Verringerung der Wassertemperatur und der sich anschließende Druckanstieg deuten auf zufließende Wässer aus dem Gebirge hin. Aufgrund anzunehmenden Strömungsdruckes, der wohl durch zwei wesentliche Faktoren bestimmt wird, erfolgt eine

6 Monitoring

128

Beanspruchung des Bohrloches und seiner Umgebung, woraus die Neigungs- und Azimut-änderungen resultieren. Bei den beeinflussenden Faktoren handelt es sich um:

• gespannter GWL und • schwankende Mächtigkeit und Lithovarianz des GWL 3.

Die Neigungsänderungen (Abb. 6.13) fallen mit dem Abfall der hydrostatischen Druckhöhe zusammen. Wie bei den bereits besprochenen Parameterkurven liegt auch hier eine zunächst konstant fortschreitende Veränderung der Neigungen in beiden Richtungen vor. Ein Sprung im Kurvenverlauf der y-Richtung fällt in den Anstieg des hydrostatischen Druckes. Dies kann jedoch für die Meßkurve in der x-Richtung nicht bestätigt werden. Deren Verlauf gleicht sich vielmehr den anderen Parameterkurven (Temperatur, Azimut) an.

Bemerkenswerte Veränderungen des Azimut im betrachteten Zeitraum zeigt die Meßkurve in Abb. 6.16. Eine Vielzahl an Faktoren kommen in Frage, die nicht zu quantifizieren sind und daher nur qualitativ beschrieben werden können. Der Fehlerbereich für den Sensor wird mit +/- 2° angegeben. Die Änderungen übersteigen diesen Fehlerbereich, so daß andere Ursachen vorliegen müssen. Eine Temperaturdrift ist aufgrund der relativ konstanten Werte auszu-schließen. Anthropogen verursachte Störungen, z.B. Krafteinwirkung an der GOK auf das IK-Rohr, sind aufgrund der Tiefe und vorliegenden Grundperioden unwahrscheinlich. Ein Zusammenhang mit den Deformations- bzw. Kriechvorgängen im Gebirge ist daher als Ur-sache dieser Diskrepanz wahrscheinlicher. Durch Spannungsumlagerungen im Gebirge wäre eine starke Deformation der PVC-Verrohrung denkbar. Die Verformungsenergie müßte in diesem Fall deutlich schwanken. Wie an der Auflistung der Ursachemöglichkeiten zu er-kennen ist, kann eine exakte Erklärung für die intensiven Schwankungen der Azimutwerte nicht gefunden werden, da die Größe der einzelnen Effekte nicht aufgelöst werden.

Zur Überprüfung der Bohrlochmessungen erfolgte am 16.11.1998 eine erste Inklinometer-nachmessung. Da die Bewegungen innerhalb des Grabens von Senkung und Dehnung domi-niert werden, entsteht für das ZM die Möglichkeit der Quellung (Entspannung) zur Oberfläche. Das ungestörte Gebirge bzw. der Abrißbereich muß sich in östliche Richtung entspannen. Anhand der aufgetragenen Meßkurve (Abb. 6.17) der ersten IK-Folgemessung deuten sich bereits Veränderungen an, die als Kriechdeformationen in Richtung ARL 13 ver-standen werden können. Durch die geringen Ausmaße der Deformationen (max. 0,2 mm) kann auch eine Entspannung des Materials die Ursache sein. Die Geschwindigkeit der Verformung liegt jedoch deutlich unter der Kriechrate der Rutschmasse.

6 Monitoring

129

Abb. 6.17: Erste IK-Folgemessung vom 16.11.1998 (FCB Espenhain). Die Deformationen sind sehr gering und betragen maximal 0,2 mm. An der Oberfläche verformt sich das Material stärker infolge der unmittelbaren Auswirkungen der Witterungsverhältnisse (Temperatur, Niederschlag). Aus dem nebenstehendem lithologischen Bohrprofil zeigt sich, daß die Verformung zwischen 23,5 und 22,5 m u. ROK mit der Schichtgrenze von Oberen Flöz und Zwischenmittel zusammenfällt.

Aus Abb. 6.18 geht hervor, daß die in der Position 5 registrierten Deformationen in die Richtung des Restsees (E) orientiert sind, was der allgemein zu erwartenden Tendenz ent-spricht. Untermauert werden diese Angaben durch die IK-Messung mit der GLÖTZL-Sonde, die Bewegungen in östliche Richtung belegen mit einem maximalen Ausmaß von fast 2 mm bei einer Meßzeit von ca. 1 Jahr.

Die Differenz im Ausmaß der Verformungen liegt in den unterschiedlichen Meßzeiträumen von ca. 3 Monaten und 1 Jahr begründet. Eine Hochrechnung der Verformung von 0,3 mm in 3 Monaten auf ein Jahr läßt eine Verformungsrate von ca. 1,2 mm a-1 erwarten. Über die IK-Messung wurde bei einer Teufe von 21,5 m u. GOK eine Verformungsrate von 1,68 mm a-1 ermittelt. Die Differenz von 0,48 mm liegt mit großer Wahrscheinlichkeit an zu erwartenden ungleichmäßigen Bewegungsraten, die je nach den Randbedingungen entsprechend unter-schiedlich groß sein können.

Diese Bewegungsrichtung gilt allerdings nicht für alle Sondenpositionen. In den ersten beiden Meßphasen waren die Deformationen tendenziell nach W gerichtet, d.h. gegen die Böschung. Da dies für zwei Meßperioden der Sonde bei ein Meßdauer von fast neun Monaten gilt, han-delt es sich also nicht um ein zufälliges Artefakt. Die geringen absoluten Deformationsbeträge erschweren die Deutung, ähnlich wie auch bei Inklinometermessungen. Auch stellt sich bei diesen geringen Werten die Frage hinsichtlich deren Plausibilität. Das Verformungen in diesem Bereich existent sind, wird durch die konventionelle IK-Messung belegt, so daß die Frage hinsichtlich korrekter Datenerhebung durch die neue Überwachungssonde nicht rele-

-A/-B (W/N) +A/+B (E/S) 20,94

25,94

0

5

10

15

20

25

30

35-0,5 -0,3 -0,1 0,1 0,3 0,5

B-Achse A-Achse

Teu

fe [

m u

. RO

K]

6 Monitoring

130

vant ist. Lediglich die Deutung solch geringer Deformationswerte bleibt problematisch, sowohl bei konventionellen Meßergebnisse als auch bei denen der Überwachungssonde.

Abb.6.18: Bewegungspfad des Sondenkopfes während der Meßzeit vom 15.04.1999 bis 8.07.1999. Der Meßbeginn ist durch kleinere Symbole gekennzeichnet, das Ende anhand der großen. Durch die Verteilung wird deutlich, daß die Bewegungsrichtung gegen SE, also gegen den Restsee gerichtet ist. Diese korreliert mit den Angaben aus der konventionellen IK-Messung.

Abb. 6.19: Sondenposition 1...5 in Bezug zur geotechnischen Situation in diesem Bereich. Links: Gesamtübersicht der IK-Messung vom 17.07.1999. Rechts: IK-Messung, Auszug der Ergebnisse in einer Teufe von 20-25 m u. ROK sowie die Positionsangabe der Sonde (grau).

N

-2.0 -1.0 0.0 1.0 2.0Verformung [mm]

25

24

23

22

21

20

Teu

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]

A-AchseB-Achse

-2.0 -1.0 0.0 1.0 2.0Verformung [mm]

35

30

25

20

15

10

5

0

Teu

fe [m

]

A-AchseB-Achse

-A/-B (W/N) +A/+B (E/S)

-0,2

-0,1

-0,3

0,2

0,4

0,1

-0,5

Neigung y-Ebene [mm]

Neigung x-Ebene [mm]

6 Monitoring

131

Die Meßergebnisse machen deutlich, daß eine Interpretation der Neigungsmessungen bei sehr geringen Deformationen äußerst schwierig ist. Es muß aber auch darauf hingewiesen werden, daß die gewonnenen Sondendaten den Pfad des Sondenkopfes bezogen auf den Sondenfuß wiedergeben. Daraus resultiert, daß dieselbe Neigung sowohl durch Bewegungen des Kopfes als auch durch gegenläufige Bewegungen des Sondenfußes hervorgerufen werden kann (Abb. 6.20).

Um dennoch eine Erklärung für die variablen Bewegungsrichtungen zu finden, erfolgte die Gegenüberstellung der Ergebnisse aus den konventionellen IK-Messungen mit den jeweiligen Sondenpositionen (Abb. 6.19). Daraus geht hervor, daß die erste und zweite Position voll-ständig, die dritte Position überwiegend den stabilen Bereich erfaßt. In diesen Teufen wurden mit den konventionellen IK-Messungen differenzierte Bewegungen im Bereich der stabilen Basis erfaßt. Diese sind sehr gering, reflektieren aber auch hier Kriechdeformationen gegen die Böschung und könnten durch Quellen und Schrumpfen des tonigen Zwischenmittels ver-ursacht werden. Risse und Spalten als Folge der Rutschung begünstigen diesen Prozeß, wo-durch neue Fließwege für infiltrierende Niederschläge geschaffen wurden.

Abb. 6.20: Schema unterschiedlicher Bewegungen der Sonde. Es zeigt sich, daß sowohl bei Neigung des Kopfes als auch des Fußes der Sonde die Neigung der Sonde insgesamt identisch sein kann. Die Ursache liegt in einem fehlenden Bezugspunkt der Sonde, wodurch eine eindeutige Aussage vor allem bei Deformationen geringen Ausmaßes erschwert wird.

In einem Vergleich zwischen dem Weg der Lageänderung des Sondenkopfes („Kriechrate“; mm/d) und hydrostatischer Druckhöhe im GWL 3 (Abb. 6.21) ist eine Korrelation angedeutet. Die undeutliche Korrelation kann mit den sehr geringen Veränderungen der hydrostatischen Druckhöhe zusammenhängen, so daß andere Faktoren (z.B. die Wassersättigung der Massen in der Grabenzone) dominieren. Daraus müßte der Schluß gezogen werden, daß bei deutlichen Druckspiegeländerungen auch eine deutlichere Abhängigkeit der „Kriechrate“ erkennbar würde. Wie in Abb. 6.21 kann ein Zusammenhang zwar identifiziert werden, es zeigt sich aber aufgrund der bisherigen Untersuchungen nur eine schwache Abhängigkeit der beiden Parameter. Eine sehr überzeugende positive Korrelation zeigen „Kriechrate“ und akustische Signale (Abb. 6.21). Interessant ist die zeitliche Verschiebung von einigen Tagen zwischen den Maxima.

6 Monitoring

132

Abb. 6.21: Vergleich des hydrostatischen Wasserdruckes mit der „Kriechrate“. Letztere ist gekennzeichnet von einer variablen Geschwindigkeit der Deformationen im Bereich der Überwachungssonde. Eine Abhängigkeit der hier betrachteten Meßreihen wird angedeutet. Zu Beginn des hier aufgetragenene Meßzeitraumes steigen die Werte des Wasserdruckes allmählich und erreichen zur Halbzeit der Meßdauer ein Maximum. Die Meßkurve für die “Kriecherate” zeigt während dieser Zeit markante Deformationspitzen. Mit Beginn des deutlichen Druckabfalles in der zweiten Hälfte der Meßphase vermindert sich auch die “Kriechrate”. Der Vergleich von seismoakustischen Ereignissen (hier aus z-Richtung; Vertikale) mit der „Kriechrate“ zeigt eine Korrelation, wobei ein zeitlicher Versatz erkennbar ist. Die akustischen Signale wurden jeweils ca. 3 Tage vor den Deformationsspitzen registriert. Die Akustik ist gekennzeichnet durch einzelne Emmissionsschübe, die Deformationen im Nahbereich der Bohrung belegen. Die Signaldichte ist sehr variabel, woraus sich ein in der Zeit unterschiedliches dynamisches Verhalten ableiten läßt.

Die hohen Sommerniederschläge werden fast vollständig durch die Evapotranspiration auf-gebraucht, so daß erst in Herbst und Winter wieder eine schwach positive Wasserbilanz ein-tritt. Kräftige Grundwasserneubildung und damit Erhöhung der Wasserdrucke in der Tiefe gibt es in der Regel nur im Spätwinter und Frühjahr, wie auch die Meßkurve des hydrosta-tischen Wasserdruckes im GWL 3 (Abb. 6.15) veranschaulicht. Dies ist gewöhnlich die Jahreszeit der Beschleunigung von Massenbewegungen oder des Eintritts von Rutschungen.

04/16/99 05/10/99 06/03/99 06/27/99110.10

110.15

110.20

110.25

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110.35

110.40

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tisc

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Dru

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N [

m]

0.00

0.01

0.02

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0.04

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"Kri

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ate"

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mm

d-1

]

"Kriechrate"

hydrostatische Druckhöhe

04/16/99 05/10/99 06/03/99 06/27/99Zeit

0

5000

10000

15000

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25000

30000

akus

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he E

reig

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z-R

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ung

[ d-1

]

6 Monitoring

133

Wie aus der Abb. 6.21 hervorgeht, bestätigt sich das auch im untersuchten Fall der Kriech-deformationen im nahen Abrißbereich der Rutschung.

Um die abgeleitete Kausalität zwischen Porenwasserdruck (hier hydrostatischer Druck) und Kriechrate zu untermauern (Abb. 6.21), erfolgte auf der Grundlage der explizit beschriebenen Daten aus Position 5 der Sonde eine Qualifizierung. Die Steuerung der progressiven Kriech-deformationen über den PWD in GWL 3 ist wahrscheinlich. Auf der Basis der in Abb. 6.21 aufgetragenen Daten werden im folgenden die Änderung der hydrostatischen Druckhöhe und die „Kriechrate“ v verglichen, um Informationen über die Zeitdifferenz zwischen einer positi-ven hydrostatischen Druckänderung im GWL 3 und dem Einsetzten der Kriechdeformationen zu erhalten.

Um die Beziehung zwischen den Eingangsimpulsen (Druck) und den Ausgangsimpulsen (Kriechen) halbquantitativ erfassen zu können, erfolgte zunächst eine Separierung jener Druckimpulse, deren Änderungen eine Änderung der Kriechrate bewirkten. So konnten für den betrachteten Meßzeitraum vom 06.05.1999 bis 05.07.1999 ca. 50 % aller Kriechra-tenänderungen bestimmten Änderungen der hydrostatischen Druckhöhe zugeordnet werden (Abb. 6.22).

Abb. 6.22: Vergleich der Druckänderungen mit denen der Kriechrate im Zeitraum vom 20. Tag (06.05.1999) bis 80.Tag (05.07.1999). Markiert ist eine Auswahl von Druckimpulsen, denen bestimmte Änderungen der Kriechrate zugeordnet werden konnten. Über die Zeitachse (Tage) kann die Differenz des Einsatzes abgetragen werden.

20 40 60 80-0.03

-0.02

-0.01

0.00

0.01

0.02

Änd

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WS]

20 40 60 80Tage-0.01

0.00

0.01

0.02

0.03

Kri

echr

ate

v [m

m d

-1]

∆d

6 Monitoring

134

Das Einsetzen des Ausgangsimpulses erfolgte in der Regel 8 bis 9 Tagen nach der Druck-änderung, wobei ein früheres Einsetzen (5-7 Tage) ebenso festzustellen war, wie das Eintreten der Beschleunigung des Kriechen nach erst 10-11 Tagen.

Der Zeitraum zwischen dem Beginn der Druckänderung und dem Einsetzen der Beschleu-nigung der Bewegungen von 1 bis 2 Wochen stellt einen ersten Anhaltswert dar, basierend auf Messungen in Realzeit. Die schwankende Mächtigkeit des GWL 3 und dessen variable litho-logische Ausbildung führen dazu, daß generell nur eine Zeitspanne zwischen dem Einsetzen der Änderungen des Druckes und der Kriechrate möglich ist. Hinzugefügt werden muß außer-dem, daß die Druckänderungen auf eine entsprechende Niederschlagverteilung im Vorfeld basiert, so daß letztendlich eine eindeutige Angabe von Zahlen erst dann Sinn macht, wenn auch die quantitative Abhängigkeit von Niederschlag und Druckänderungen bekannt ist (Abb. 6.14).

Der in der Literatur angegebene Zusammenhang zwischen Druckänderung und Kriechrate (LEROUEIL et al. 1996) kann dennoch eindeutig hergestellt werden (Abb. 6.23).

Abb. 6.23: Korrelation zwischen Änderung der hydrostatischen Druckhöhe und Änderung der Kriechrate.

Wie die bisherigen Untersuchungen zeigen, sind infolge der zeitlichen Verzögerungen Ab-hängigkeiten zu beobachten. Wahrscheinlich nehmen diese an Deutlichkeit zu, wenn ein grö-ßerer Meßzeitraum betrachtet wird und/oder höhere Intensitäten vorliegen.

Der kurze Meßzeitraum im Verhältnis zur Größenordnung der Veränderungen läßt jedoch sicher belegte Aussagen nicht zu. Solche Beobachtungsmessungen müssen über Jahre ausge-führt werden, bis das Verhalten einer labilen Masse mit großer Konfidenz beurteilt werden kann (MOSER 1997).

Abschließend soll festgehalten werden, daß trotz der kurzen Meßzeit gute Ergebnisse aus den Daten der Überwachungssonde resultieren. So wurde eindeutig festgestellt, daß die unter-suchte Böschung auch außerhalb der eigentlichen Rutschung mechanisch aktiv ist. Zusam-menhänge der einzelnen Parameter (Akustik, Bewegung, hydrostatischer Druck im GWL 3) untereinander und mit Niederschlägen sind erkennbar. Die Beobachtungsdauer reicht jedoch nicht aus, um Gesetzmäßigkeiten zu formulieren und diese Beziehungen zu quantifizieren.

-0.60

-0.40

-0.20

0.00

0.20

0.40

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v [

mm

]

-0.03 -0.02 -0.01 0.00 0.01 0.02 0.03

Änderung der hydrostatischen Druckhöhe ∆p ü. NN [mWS ]

7 Modellierung des Kriechens

135


Nach dem Böschungsbruch am 02.09.1983 wurden im bindigen Material kritische Bedingungen erreicht, aus diesen resultieren nach langem Scherweg Restscherfestigkeiten in der Gleitfläche (Kap. 4). Diese sind für das anhaltende Kriechen der Rutschmasse maß-gebend.

Die Rutschmasse im ARL 13 bewegt sich mit einer durchschnittlichen Rate von 2 - 3 cm a-1 nach Osten gegen den Restsee (Abb. 6.4). Die Messungen aus dem Monitoring (Kap. 6) bele-gen, daß sich die ganze Rutschmasse bewegt, wenn auch nicht überall gleichförmig. Ferner ist nachgewiesen, daß die Bewegungen an einer nahezu horizontalen Gleitfläche ablaufen, die mit großer Wahrscheinlichkeit der Kontaktfläche Böhlener Oberflöz/Zwischenmittelton ent-spricht. Hinweise auf eine Variation der Teufenlage der Scherfläche im Zwischenmittel in Teilbereichen geben IK-Messungen. Gleichzeitig stützen diese die Annahme, daß eine Scher-zone mit zahlreichen einzelnen Teilflächen vorliegt. Im weiteren wird der Begriff einer „idea-lisierten Gleitfläche“ verwendet.

7.1 Mechanisches Modell

Die Bewegungen können auf das mechanische Modell des Gleitens „starrer“ Körper zurück-geführt werden. Im weiteren wird aufgrund des strukturellen Aufbaus und der Kinematik der Kriechbewegungen von einem Starrkörper-Bruchmechanismus (zusammengesetzter 3-Körper–Bruchmechanismus) ohne Rotation ausgegangen. Innerhalb der Struktur laufen Ver-änderungen ab. Anhaltende Bewegungen führen zu einer fortschreitenden Auflockerung infolge von Entspannung. Des weiteren bewirken Schwellen und Wasseraufnahme sowie Riß- und Spaltenbildung eine zunehmende Strukturzerstörung und Entfestigung der Rutschkörper, so daß starre Körper ebenfalls kein völlig getreues Modell der Rutschmasse darstellen, aber für eine realitätsnahe Berechnung ausreichen. Zur qualitativen und quantitativen Erfassung der Vorgänge wäre eine umfangreiche Instrumentierung der Rutschmasse mit Extensometern etc. notwendig, die weder vom Pächter (MIBRAG mbH) in Betracht gezogen wurde, noch im Rahmen des Forschungsvorhabens durchgeführt werden konnte.

Die Rutschmasse besteht im wesentlichen aus drei Teilen, die als starre Blöcke („Gleitkörper“ = GK) aufgefaßt werden. Dies sind GK1 – ein Grabenkeil, der der westlichen Grabenzone entspricht, GK2 – ein kompakter Block, der den Gleitkörper im Zentralbereich der Böschung einschließt, und GK3 – der Stirnteil, welcher das Seeufer der Masse und die neu gebildeten Inseln umfaßt (Abb. 7.1).

Die einzelnen Gleitkörper unterscheiden sich nicht nur im strukturellen Aufbau, sondern auch hinsichtlich des unterschiedlichen Entfestigungsgrades. Der Grabenkeil ist gekennzeichnet durch zahlreiche Risse und Spalten variabler Länge, Breite und Tiefe. Diese während des Erstbruches erfolgte Strukturzerstörung ist für die Beurteilung der anhaltenden Kriechbe-wegungen wesentlich, da sich vor allem hydrologisch gesehen, deutlich Einflüsse geltend machen können. Hingegen stellt der GK2 im Zentralbereich einen „stabilen“ kompakten Block dar. Jedoch werden auch hier die Bewegungen eine zunehmende Entfestigung herbei-führen, die bereits an den Randbereichen des Gleitkörpers erkennbar ist. Dort sind vermehrt Spalten und Risse zu beobachten und kleinere, in den oberen Metern abgerissene Schollen. Der Stirnbereich ist an der Oberfläche wenig zerstört. Die noch anhaltende Hebung der Insel zeugt allerdings von einer Zerstörung der Struktur unterhalb der Wasseroberfläche. Aufgrund des Sprödbruchverhaltens der Kohle bei mechanischer Beanspruchung, wird von einer inten-


136

siven Verschuppung des Flözes ausgegangen, mit der die Entfestigung des Materiales einher-geht (Kap. 4).

Die in der Abb. 7.1 dargestellten inneren und äußeren Bruchflächen sind beim Initialbruch entstanden und beim Kriechen der Rutschkörper als idealisierte Gleitflächen wirksam.

Abb. 7.1: Starrkörperbruchmechanismus für das Kriechen - Verlauf der Teilkörper und Bruchflächen sowie ein Verschiebungsplan (Maßstab der Verschiebung V: 1 cm = 0,1945 m).

Zur Zeit des Bruches oder kurz davor, besteht ein Gleichgewicht zwischen den rückhaltenden Kräften (Scherfestigkeit) und den treibenden Kräften. Beide Kräfte sind mit der Böschungs-geometrie assoziiert. Die Böschungsgeometrie definiert durch die relative Höhe h zur Gleit-fläche die potentielle Energie Wpot (Lageenergie):

hgmWpot ⋅⋅= [J] (7.1)

m - Masse des Körpers [kg], h - Höhe; Abstand zwischen GOK (Gleitkörper) und Gleitfläche [m]. g - Erdbeschleunigung [m s-2]

Sobald die Bewegungen einsetzten, erfolgt eine progressive Aufteilung der Änderung potentieller Energie ∆Wpot in andere Energieformen. In Abb. 7.2 sind die einzelnen Kompo-nenten schematisch dargestellt.

Ein Teil der potentiellen Energie wird für die Überwindung der Reibung zur Bewegung der Rutschmasse über der Gleitfläche (Reibungsarbeit) in Wärmeenergie (Reibungswärme) um-gewandelt. Diese Energie kann mit der Amplitude der Bewegung variieren (Abb. 7.2).

äußere Bruchfläche innere Bruchflächen

GK2 kompakter Block (Berme) GK3

Stirn

GK1 Grabenkeil V1

V12

V23

V2

V3

V1

V2

V3

V12

V23


137

Ein weiterer Teil der potentiellen Energie wird für die Arbeit benötigt, wodurch der Gleitkör-per eine strukturelle Veränderung (Auflockerung) erfährt. LEROUEIL et al. (1996) bezeichnen diese Form der Energie als disaggregation energy ED.

Um die Rutschmasse aus der Ruhe auf eine Geschwindigkeit zu bringen muß Beschleu-nigungsarbeit Wa verrichtet werden, die gleich der kinetischen Energie Wkin ist:

[J] (7.2)

m – Masse [kg] v – Geschwindigkeit [m s-2]

Weiterführende Beschreibungen von Bewegungen nach dem Bruch aus energetischer Sicht sind in Publikationen von VAUNAT et al. (1994) und D’ELIA (1996 in: LEROUEIL et al.) zu finden.

Abb. 7.2: Energieaufteilung nach dem Bruch (verändert nach D’ELIA 1996 in: LEROUEIL et al.).

Das Kriechen der Masse im ARL 13 (Verschiebungsarbeit oder Translationsenergie) bedingt eine beträchtliche Energiemenge, die sowohl die Überwindung der Reibung an der Gleitsohle wie auch die innere Deformation der Einzelkörper bewirkt. Aus kinematischen Gründen kann die hierzu benötigte Energie nur aus dem anhaltenden Absinken der Grabenzone (GK1) auf-gebracht werden. Dadurch erfolgt eine Umwandlung potentieller Energie in andere Energie-formen. Da das Absinken der Grabenzone sehr gering ist, bleibt der größte Anteil der potentiellen Energie erhalten, und nur ein geringer Teil geht in Reibungswärme und kineti-sche Energie über. Dies jedoch ist ausreichend für das anhaltende Kriechen der Rutschmasse.

Im Falle der Ausbildung einer Gleitfläche in steifplastischen Tonen wie im ARL 13, ist, wie bereits angeführt, nach dem Initialbruch und einem zurückgelegten Scherweg von ca. 10 m

2kin v

2

mW =

Verschiebung

Sche

rspa

nnun

g od

er E

nerg

ie

Scherfestigkeit

kinetische Energie Wkin

Energie zur Überwindung des Reibungswiderstandes

potentielle Energie Wpot


138

mit einem Abfall der Scherfestigkeit auf die niedrige Restscherfestigkeit zu rechnen. Glatte Harnischflächen lassen vermuten, daß keine Kohäsion mehr vorliegt. Daraus resultiert für den Scherwiderstand die folgende Form der Bruchbedingung:

’tan)u( rNfr φστ ⋅−= (7.3)

τfr - Scherwiderstand, welche durch Reibung bedingt ist [kN m-2], σN - totale Normalspannung auf der Scherfläche [kN m-2], u - Porenwasserdruck [kN m-2] ϕr‘ - für die Restscherfestigkeit zutreffender effektiver Winkel der inneren Reibung [°].

Die Scherspannung τ an der Basis der Rutschmasse wird durch die Gewichtskraft auf die Gleitfläche erzeugt. In erster Näherung müssen sowohl die Scherspannung τ als auch der Scherwiderstand τfr langfristig gleich groß bleiben, da die absoluten Bewegungen gering sind. Wie die Auswertung von Daten der verschiedenen Überwachungsmethoden (Kap. 6) zeigt, ist das Kriechen der Rutschmasse und damit der einzelnen Teilkörper gekennzeichnet durch Pha-sen der Bewegungen und der Ruhe. Letztere sind zwar durch die wenig zeitauflösenden Messungen nicht eindeutig belegt, die Meßkurven mit den wechselnden Bewegungsraten stützen aber diese Annahme. So kann letztlich für das Kriechen ein stick-slip-Modell starrer Bruchkörper angenommen werden, d.h. ein durch Stillstandsphasen unterbrochenes Gleiten starrer Körper auf einer steifen Basis.

7.2 Beeinflussende Faktoren

Die Variation der Kriechraten v kann abgesehen von einer Verminderung der Scherfestig-keit τ über sehr lange Zeiträume auch durch eine niederschlagsbedingte Variation der Scher-festigkeit bedingt sein. Infolge der Wassersättigung der Lockergesteine in der Grabenzone erhöht sich die Masse m und somit die Gewichtskraft. Dementsprechend unterliegen die unterschiedlichen Bewegungsraten v einer Abhängigkeit vom Wasserdargebot. Ebenfalls be-deutend ist der Einfluß des Porenwasserdruckes u, dessen Ansteigen die effektive Normalspannung σN‘ reduziert. Sensitivitätsanalysen haben gezeigt, daß Porenwasserdrucke einen großen Einfluß auf die Standsicherheit eines Hanges bzw. einer Böschung haben und sich negativ auf die Scherfestigkeit auswirken (GRAINGER & HARRIS 1986, FAVARETTI et al. 1996), so daß der Porenwasserdruck u als eine das Kriechen kontrollierende Größe anzuneh-men ist.

Daraus folgt für die Rutschmasse im ARL 13, daß die Kriechbewegung direkt und indirekt durch Niederschläge gesteuert wird. Dies äußert sich zum einen durch die Gewichtserhöhung der Massen in der Grabenzone, zum anderen durch einen Anstieg des hydrostatischen Druckes im GWL 3. Die Zunahme der Masse bzw. die Erhöhung der Gewichtskraft muß eine Beschleunigung des Kriechens in kurzem Abstand zu höheren Niederschlägen bewirken. Der Anstieg der hydrostatischen Druckhöhe verursacht hingegen erst nach längerer Zeit eine Zu-nahme der Kriechrate v. Vertikale und horizontale Lithovarianzen konnten über das gesamte Schichtenprofil festgestellt werden, so daß unterschiedliche hydraulische Eigenschaften den Untergrund kennzeichnen (Kap. 4). Die zeitliche Auflösung der bisher an der Böschung in-stallierten Meßsysteme unterstützt die These einer Reaktionszeit bzw. –verzögerung von eini-gen Wochen, in Abhängigkeit von wechselnden Porenwasserdrucken.

Die Kriechrate v (Bewegungsgeschwindigkeit) ist deshalb sowohl von Veränderungen der Scherspannung τ infolge Gewichtskraftänderung von GK1, wie auch der Reduzierung der


139

effektiven Normalspannung σN‘ durch Porenwasserdruck-Erhöhung im GWL 3 (GK 2) ab-hängig:

( )n

’rN

)tanu

(Avφσ

τ⋅−

⋅= [m d-1] (7.4)

A - materialabhängiger Parameter beim Kriechen [m d-1] τ - Scherspannung [kN m-2] φr‘ - für die Restscherfestigkeit zutreffender effektiver Winkel der inneren Reibung [°] n - Exponent [m d-1] σΝ - totale Normalspannung [kN m-2] (LEROUEIL et al. 1996).

7.3 Modellierung

Die Modellierung des Nachkriechens der Rutschmasse setzt neben einem zutreffenden me-chanischen Modell eine möglichst exakte Erfassung der Oberflächenmorphologie, der hydro-geologischen Bedingungen und der bodenmechanischen Gesteinsparameter voraus. Ziel der Modellierung ist zum einen die Validierung des Modells, zum anderen die Verifizierung der entsprechenden Parameter.

7.3.1 Berechnungsmethode und Randbedingungen

Die Berechnung des Kriechens erfolgte mit dem Programm "BOESCH 5.0" von der Firma GGU Braunschweig unter Anwendung des Verfahrens der Starrkörperbruchmechanismen. Ausführlich erläutert wird diese Methode in der DIN 4084. Für die Standsicherheits-berechnungen konstruiert das Programm Kraftecke, an denen die Berechnung durchgeführt wird. Gegenüber dem Verfahren von JANBU werden die Scherkräfte in den Zwischengleit-flächen berücksichtigt. Das bedeutet, daß gegenüber einer Berechnung nach JANBU höhere Sicherheiten erhalten werden. Die Berechnung erfolgte in einem zentralen Schnitt durch die Rutschmasse (Abb. 5.3).

Für die Berechnung müssen folgende Randbedingungen festgelegt werden:

• Geometrie der Böschung • Geologisches Modell der Böschung • Festlegung der Gleitfläche (idealisiert) • Sickerlinie • Porenwasserdruck

Grundlage der Berechnung ist die infolge der Rutschung vom 02.09.1983 geometrisch verän-derte Böschungsoberfläche und das neu erstellte geologische Modell. Die morphologische Darstellung beruht auf der durch das BKW Borna erstellten topografischen Übersichtskarte des Absetzerrestloches 13, ergänzt durch eigene Aufnahmen.

Der vorliegende Mechanismus der Kriechbewegungen ist ein Kriechen starrer Körper auf einer horizontalen, steifen Basis. Die idealisierte Gleitfläche ist an der Grenze Böh-


140

lener Oberflöz/Zwischenmittel positioniert. Im Stirnbereich der Rutschmasse liegt diese bei 95 m ü NN. Für den Grabenbereich konnte anhand der Daten aus der Überwachungsbohrung U3428 die Gleitfläche bei einer Teufe von 21,5 bis 22,0 m unter GOK identifiziert werden. Abrißstrukturen nach dem Initialbruch und eine deutliche Strukturierung der Rutschmasse in drei Teilkörper ermöglichen eine realitätsnahe Festlegung der Bruch- und Gleitflächen. Die Basis der Teilkörper wurde an die Daten angepaßt.

Im Rahmen der Rutschungsüberwachung erfolgte die Installation von Grundwassermeßstellen im stabilen Böschungsbereich hinter dem Rutschungsausbiß. Messungen zum hydrogeolo-gischen Regime innerhalb der Rutschmasse liegen jedoch nicht vor, da in diesem Bereich keine Grundwassermeßstellen eingerichtet wurden. Die Messungen der Grundwasserstände unmittelbar im Hinterland der Rutschung zeigen nach der Rutschung keine wesentlichen Veränderungen. Die GWL 1, 2.1 und 2.2 blieben weiterhin wasserfrei.

Einzig der GWL 2.3 muß infolge des Rutschereignisses als verändert betrachtet werden, da dieser im Vergleich zu den Verhältnissen nördlich der Rutschung keinen Überdruck mehr aufweist. Es ist anzunehmen, daß eine verstärkte Entwässerung in den Restsee erfolgt, infolge einer erhöhten Wasserwegsamkeit der Rutschmasse. In den Inklinometerrohren am Rutschungsfuß hat sich ein Wasserstand im GWL 2.3 eingestellt, der mit 100 m ü. NN unge-fähr dem Stand des Restseespiegels entspricht. Aus den Grundwasserspiegelhöhen westlich der Böschung und dem Spiegel des Restsees bei ca. 100 m ü. NN wurde eine Sickerlinie des GWL 2.3 konstruiert.

Der gespannte GWL 3 weist weiterhin einen Überdruck von ca. 1270 - 1471 hPa außerhalb der Rutschung auf, ist also nach der Rutschung 1983 in diesen Bereichen wenig verändert. Dieser wird in der Berechnung an der Scherfläche angesetzt, da Messungen innerhalb der Rutschmasse nicht vorliegen. Messungen mit der Überwachungssonde im nahen Abrißbereich der Rutschung ergaben einen Überdruck von 1670 - 1768 hPa. Dieser Wert liegt deutlich über denen aus dem stabilen Böschungsbereich. Dies kann aus der differenzierten Material-beschaffenheit des Zwischenmittels resultieren, die sowohl lateral als auch vertikal stark variiert. Eine Erhöhung kann des weiteren durch die mechanische Beanspruchung infolge des Böschungsbruches und des anhaltenden Kriechens hervorgerufen worden sein. Da PWD-Er-höhungen die Scherspannungen erniedrigen und somit den Sicherheitsbeiwert η verringern, erfolgt eine Verifizierung anhand der variablen Eingangsdaten.

Die bodenmechanischen Gesteinsparameter müssen für das Kriechen gegenüber der Erst-rutschung neu bewertet werden, insbesondere für das tonige Zwischenmittel. In Tab. 7.1 sind die in das Rechenmodell für das Nachkriechen zu implizierenden Parameter des ZM aufge-listet.

Die Scherparameter der sandig-schluffigen Hangendschichten können unverändert übernommen werden, weil hier weiterhin ein Gleiten im kritischen Zustand anzunehmen ist. Es liegen Scherparameter zugrunde, die denen der Rückrechnung des Initialbruches entsprechen. Lediglich die Kohäsion an den Abrißstrukturen ist mit cr‘ = 0 kN m-2 anzusetzen. Der komplizierte Innenbau des GK1 erlaubt keine Gliederung in Einzelschichten; hier erfolgt deshalb eine Wichtung der Parameter. In Tab. 7.2 sind die Eingangswerte für die Hangendschichten zusammengefaßt.


141

Tab. 7.1: Eingangswerte für das tonige Zwischenmittel zur Modellierung des Kriechens im Absetzerrestloch 13 (Datengrundlage: Kennwertermittlung im Labor, Kap. 4).

Gebiet Probe φr’ [°] Wichte γ [kN m-3]

23,2-23,6 9,0 Abrißbereich 22,5 10,3 242 9,2 235 7,0 270 9,2 146 7,2 272 8,7 16

„ungestörtes“ Gebirge

276 8,7 15 1551u 8,1 1551o 5,8 49 7,4 5088u 7,2

Rutschungsbereich

110 10,5 Böhlener Ober-flöz/Zwischenmittel

Flöz/ZM 7,6

Tab. 7.2: Eingangswerte für die Hangendschichten sowie der angrenzenden Schichten zur Modellierung des Kriechens im Absetzerrestloch 13 (Datengrundlage: Kennwertermittlung im Labor, Kap. 4).

Schicht Reibungswinkel φ’ [°] Kohäsion c' [kN m-2] Wichte γ [kN m-3] Geschiebelehm 35 20 17 Formsand 37 31 16 Muschelschluff/-sand 23/27 19 17 Brauner Schluff 26 25 17 Weißer Sand 33 10 17 Kohle11 40 25 12 Schichten im Graben12 27 15 17 AFB-Kippe 0 0 17 sandiges Zwischenmittel 23 0 17 Sedimente im Restsee 0 0 15

7.3.2 Berechnung des Kriechens

Aufgrund der Kinematik können die Gleichgewichtsbedingungen im Halbraum durch Kraftecke konstruiert werden. Abb. 7.1 veranschaulicht die einzelnen Teilkörper, die durch Gleitflächen voneinander getrennt sind und eine kinematische Kette bilden (KUNTSCHE 1991). Daraus resultiert, daß durch jeden Knickpunkt einer äußeren Gleitfläche eine innere verlaufen muß. Abb. 7.3 zeigt den jeweiligen Lageplan und das zugehörige Krafteck der Teilkörper. Die Bewegungsrichtung der Teilkörper gegeneinander geht aus dem in Abb. 7.1 dargestellten Verschiebungsplan hervor.

Die große Länge der Rutschung im Vergleich zur Breite gestattet die Berechnung in einem zentralen Schnitt (Profil 2).

11 Quelle: MIBRAG mbH 12 anteilig gewichtet


142

Die Rückrechnung des Kriechens muß darin resultieren, daß sich die Rutschmasse als Ganzes in einem labilen Gleichgewicht befindet. Das bedeutet, daß die mobilisierte Scherkraft gleich dem Scherwiderstand sein muß. Nach FELLENIUS (1947) ist dann der Sicherheitsbeiwert η

Fs = η = τfs/τ = 1 [-] (7.5) Fs = η - Sicherheitsbeiwert τfs - vorhandene Scherfestigkeit [kN m-2] τ - erforderliche Scherfestigkeit [kN m-2]

Um einen Sicherheitsbeiwert η = 1 zu erreichen, werden bei der Rückrechnung die Parameter Winkel der inneren Reibung φr‘, Wichte γ und Porenwasserdruck u so lange variiert, bis die geotechnisch wahrscheinlichste Lösung erreicht ist.

7.3.3 Ergebnis

Bei der Annahme der Kohäsion cr‘ = 0 kN m-2 erfolgte eine schrittweise Herabsetzung des Reibungswinkel für das Zwischenmittel. Die im Labor ermittelten Werte für die Restscher-festigkeit zutreffende Winkel der inneren Reibung ergaben Sicherheitsbeiwerte um den Wert 1.

Bei φr‘ = 8,6° wurde ein Sicherheitsbeiwert von η = 1 erreicht, womit ein labiles Gleich-gewicht für das System beschrieben ist (Abb. 7.4). Der Porenwasserüberdruck im GWL 3 ist im stabilen Bereich der Böschung mit 1432 hPa angesetzt (P2755), im Graben mit 1765 hPa (U3428) und am Böschungsfuß auf den Wasserstand im Restsee angepaßt.

Die Sicherheitsbeiwerte werden in der Böschung aufgrund der herrschenden Verhältnisse hinsichtlich des strukturellen Aufbaus (Böschungsgeometrie, Geometrie Abrißbereiche) und der daraus resultierenden Eigenschaften des Untergrundes (hydraulische Parameter, Winkel der inneren Reibung) variabel sein. Geringe Variationen können ausreichen, um die bereits sehr niedrigen Sicherheitsbeiwerte weiter zu verringern. Daher werden im folgenden Sensiti-vitätsanalysen durchgeführt, um die Auswirkungen der Varianz einzelner Parameter abzu-schätzen.


143

Abb. 7.4: Mechanische Modell des Nachkriechens der Rutschmasse im Absetzerrestloch

13. Darin stehen die Zahlen für: 1 – Gleisschotter, 2 – Geschiebelehm, 3 – Formsand, 4 – Muschelschluff/- sand, 5 – Brauner Schluff, 6 – Weißer Sand, 7 Flöz IV, 8 – toniges Zwischenmittel, 9 – sandiges Zwischenmittel, 10 – Flöz II, 11 - Abraumförderbrückenkippe, 12 – Sedimente im Graben, 13 – Sedimente im Restsee.

7.3.4 Sensitivitätsanalyse

Diese Analysen wurden durchgeführt, um den Einfluß unterschiedlicher Gleitflächenposition und zeitlich variierender Porenwasserdrucke auf die Standsicherheit abzuschätzen.

Anhand zahlreicher Fallstudien und Sensitivitäsanalysen konnten ROGERS & SELBY (1980), aber auch MICHAKOWSKI (1995) feststellen, daß bei Variation der Rechnungseingangswerte der Standsicherheitsbeiwert erheblich beeinflußt wird.

Die Variierung der Gleitflächenposition soll zeigen, welchen Einfluß deren Position auf die Standsicherheit hat. Dies ist deshalb von Interesse, da das Zwischenmittel im Absetzerrestloch 13 in seiner Ausbildung lateral und horizontal variiert (Kap. 4). Unterschiede in der Gleitflä-chenposition können daher existieren. Wie die Ergebnisse aus Standsicherheitsberechnungen zeigen, ergab die Positionsänderung teilweise eine Verschlechterung der Standsicherheit (Tab. 7.4).

140

120

100

80

360 380 400 420 440 460 480 500 520 m

W

E

m ü. NN P2586 1

2

3

4

5

6 7

9 8

4

5

6

10 10

13

12 GK 1

GK 2 GK 3

GK - Gleitkörper Sickerlinie

GW-Stauer


144

Abb. 7.3: Lageplan und Kraftecke der Teilkörper; Oben: Gleitkörper GK 1, Mitte:

Gleitkörper GK 2, Unten: Gleitkörper GK 3. Die Gleitflächen sind hervorgehoben. Die Symbole stehen für: G – Gewichtskraft [kN], R – Reibungskraft [kN] N – Normalkraft [kN], C – Kohäsionskraft [kN], U – Kraft aus dem Porenwasserdruck [kN].

Gleitkörper 1 G1

N1

R1

R12

N12

N1

R12 G1

N1 R1

Gleitkörper 2 G2

N2 R2

R12

N12 R12

G2

N2

R2

R23

N23

Gleitkörper 3

G3

N3 R2 C3 U3 N3

R23 G3

N23

R3

R23

N23

U3

C3

U2

C2

C2

N23

N12

U2

R23


145

Tab. 7.4: Vergleich der Ergebnisse mit variabler Gleitflächenposition bei φr‘ = 8,5° und cr‘ = 0 kN m-2. Bezugshöhe für die Veränderung ist die Gleitflächenposition an der Grenze Böhlener Oberflöz/Zwischenmittel.

Veränderung der Position der Gleitfläche [m]

Sicherheitsbeiwert η [-]

+ 0,5 2,00 - 0,5 0,94 - 1,0 0,89 - 1,5 0,91 - 2,0 1,18

Der niedrigste Sicherheitsbeiwert wird an der Grenze zum GWL 3 errechnet, was nachvoll-ziehbar ist. Aufgrund des hydrostatischen Überdruckes bis max. 1765 hPa sollte das tonige ZM gerade im Kontaktbereich zum GWL 3 eine Herabsetzung der Scherfestigkeit erfahren. Da jedoch die Verteilung des GWL 3 hinsichtlich Zusammensetzung, Mächtigkeit und Posi-tion sehr stark variieren kann, sind lokal in der Böschung Unterschiede zu erwarten. Für eine genaue Aussage zur Ausbreitung des GWL 3 im ARL 13 fehlen flächendeckende Daten. Die Analyse untermauert dennoch die Annahme, daß tiefere Positionen des Gleitfläche möglich sind. Außerdem wird deutlich, daß in situ-Messungen für eine Validierung von Modell-rechnungen unabdingbar sind.

Aus den bisherigen Ergebnissen des Monitoring geht hervor, daß die hydrostatische Druck-höhe des GWL 3 die kontrollierende Größe der Kriechbewegungen ist.

Es ist zu erwarten, daß in den niederschlagsreicheren Perioden eine zeitverzögerte Erhöhung der Druckfläche eintritt und einen höheren Porenwasserdruck zur Folge hat. Die Messungen in den verschiedenen Grundwassermeßstellen um das Rutschungsgebiet weisen Unterschiede in der hydrostatischen Druckhöhe des GWL 3 auf. Diese stehen mit der sehr variablen Aus-bildung des GWL im Zusammenhang hinsichtlich Mächtigkeit und Korngrößenverteilung. Daher sind auch Unterschiede in den Reaktionszeiten nach niederschlagsreichen Phasen zu erwarten.

Als Reaktion auf „Trockenperioden“ muß der Sicherheitsbeiwert η ≥ 1, d.h. nahe dem Kräftegleichgewicht liegen. Nach niederschlagsreichen Perioden ist ein Anstieg des PWD zu erwarten. Das Ansteigen des Porenwasserdruckes reduziert die totale Normalspannung σΝ und erzielt somit eine Verschiebung des Verhältnisses der treibenden und rückhaltenden Kräfte. Der Wechsel von Sicherheitsbeiwerten η < 1 und η > 1 würde dem bereits ange-sprochenen stick-slip-Modell entsprechen und das allgemein gewonnene Bild des Be-wegungsablaufes aus den IK-Messungen bestätigen.

Basierend auf den Meßergebnissen des Monitoring (Kap. 6) wird bei den Sensitivitäts-untersuchungen des Porenwasserdruckes von Änderungen zwischen 9,8 hPa und 49 hPa ausgegangen. Die Berechnungen ergaben eine Abminderung des Sicherheitsbeiwertes auf η < 1 erst bei einem Anstieg des Druckes um 49 hPa. Die Diskrepanz zwischen den aus in situ-Messungen abgeleiteten Porenwasserdruck-Änderungen, bei denen Kriechdefor-mationen registriert wurden, und den Berechnungen zeigt auf, daß die meisten Model-lierungsprogramme aufgrund der Vereinfachung derart geringe Veränderungen nicht erfassen können. Daraus resultiert wiederum die Bedeutung von Messungen mittels Monitoring, um genaue Aussagen zu belegen.

8 Diskussion und Ausblick 146

8 Diskussion und Ausblick

In der Geo- und Bautechnik ist die Frage der Standsicherheit von Böschungen bzw. Hängen durch zunehmende Besiedlungsdichte von Bedeutung und daraus resultierend eine Intensi-vierung des Bauens auf geotechnisch kritischem Untergrund. Entscheidend ist dabei die Be-urteilung des Untergrundes hinsichtlich seines Verhaltens bei mechanischer Beanspruchung und Belastung sowie witterungsbedingter Einflüsse. Überwachungssysteme stellen zu-nehmend ein Hilfsmittel dar, Meßdaten für prognostische Aussagen zur Standsicherheit zu gewinnen.

In den voranstehenden Kapiteln wurde das Kriechen der Böschungsbruchmasse in dem Absetzerrestloch 13 des ehemaligen Braunkohlentagebaues Zwenkau, die dort angewandten Überwachungssysteme, und resultierende geotechnische Modelle beschrieben. Im folgenden sollen die Ergebnisse zusammenfassend diskutiert werden.

Am 02.09.1983 ereignete sich im ARL 13 eine große Böschungsrutschung, die das westliche Standböschungssystem auf einer Länge von 350 m zerstörte. Erste Messungen zur weiteren Beobachtung der Rutschung wurden mittels folgender Meßsysteme durchgeführt:

• markscheiderische Vermessung der Horizontalverschiebung, • geotechnische Messungen zur Erfassung vertikaler Bewegungen, • Inklinometermessungen zur Lokalisierung der Gleitfläche.

Dabei wurde festgestellt, daß die Rutschung nicht völlig zum Stillstand gekommen war, son-dern, daß sich die Massen langsam kriechend weiterbewegen. Deshalb wurde das Beob-achtungsnetz für eine langjährige Nutzung ausgebaut. Dieses umfaßt im wesentlichen markscheiderische Messungen, Inklinometermessungen und Messungen von Grundwasserspiegelhöhen zur Grundwasserbeobachtung.

Das dieser Arbeit zu Grunde liegende Forschungsvorhaben zur Entwicklung und Erprobung eines neuen Meßsystems (Bohrlochsonde) zur Überwachung von gefährdeten Böschungen oder Hängen im Lockergestein konnte somit ein bereits vorhandenes Monitoringsystem in die Untersuchungen einbinden. Lokale Niederschläge, Luftdruck und Lufttemperatur wurden in einer eigenen Klimastation gemessen.

Für den Einbau der Sonde wurde in diesem Projekt eine neue Bohrung bereitgestellt. Obwohl der Bohransatzpunkt einen Kompromiß zwischen Anforderungen der Sicherheit für die Belegschaft und jenen der Projektziele darstellte, lassen sich aus den gewonnenen Daten kausale Zusammenhänge zwischen den Parametern untereinander und mit hydrologischen Parametern ableiten. Der Einbau der Sonde erfolgte am 2. Juli 1998 (Position 1). Die Sonde wurde mehrfach gezogen und wieder eingebaut, und zwar am 16.11.1998 (Position 2), am 16.12.1998 (Position 3), am 08.04.1999 (Position 4) sowie am 16.04.1999 (Position 5). Das hat den Vorteil, daß unterschiedliche Tiefenbereiche der Bohrung erkundet wurden. Nachteilig ist jedoch die dadurch stark eingeschränkte Korrelationsmöglichkeit der Meßdaten, aufgrund kurzer Meßzeiträume.


Die Überwachung von Kriechbewegungen an Hängen und Böschungen dient im allgemeinen der Klärung folgender Fragen:

1. Bestimmung der Raumlage, Zahl und Ausbildung der Gleitflächen, 2. Art der Bewegungen des Körpers, 3. Richtung und Ausmaß der Bewegungen, 4. Bestimmung der Geschwindigkeit und deren Änderung, 5. Erfassung der hydraulischen und hydrologischen Situation.

Das Rutschungsgebiet im Absetzerrestloch 13 ist auch 17 Jahre nach dem Initialbruch weiter-hin durch Kriechen nach Osten gegen den Restsee charakterisiert. Der geologische Aufbau stellt in den meisten Fällen den primären Faktor für ein Böschungversagen dar.

Die Böschung im Absetzerrestloch 13 wird von einer tertiären Wechselfolge sandiger, schluf-figer und toniger Lockersedimente mit Kohleflözen aufgebaut. Die Rutschanfälligkeit solcher Schichten ist in zahlreichen Publikationen beschrieben, besonders auch Braunkohlen-bergbaugebiete betreffend (NEUMANN 1960, DÜRO 1967, DÜRO 1977).

Die Rutschmasse besteht im wesentlichen aus drei Teilen, die als starre Blöcke („Gleitkörper„ = GK) aufgefaßt werden können. Dies sind GK1 - die westliche Grabenzone, GK2 - der Gleitkörper in der Mitte, und GK3 - der Stirnteil, welcher das Seeufer der Masse und die neugebildeten Inseln umfaßt. Diese Blöcke sind jedoch nur eine vereinfachte Modellannahme. In der Realität liegt auch eine interne Zerlegung der Rutschkörpers in einzelne Schollen vor, die nicht immer der Bewegungsrichtung der Gesamtmasse entsprechend driften. Die intensivsten Deformationen liegen im Zentrum des Rutschkörpers im Graben und am Rutschungsfuß. Infolge der Dehnung entstanden im Graben zahlreiche Risse und Spalten, die auch heute aufgrund der anhaltenden Bewegungen z.T. offen sind. Am Böschungsfuß kommt es zur Aufpressung von Rutschungsmaterial.

Zur Abgrenzung der kriechenden Masse zur stabilen Umgebung und für die Umgrenzung der Teilkörper standen Inklinometerbohrungen und geodätische Vermessungspunkte innerhalb des Rutschkörpers sowie im stabilen Gebirge zur Verfügung. Die vorhandenen Datensätze waren sowohl in Dauer, Auflösung und Abfragezyklus ausreichend, um die Gleitfläche zu lokalisieren. Außerdem konnten Richtung und Ausmaß der Bewegungen sowie Teilkörper abgegrenzt werden. Aus diesen Beobachtungen ist abzuleiten, welchen Veränderungen die Rutschmasse unterliegt. Aufgrund der zum Teil großen zeitlichen Beobachtungslücken kann jedoch der zeitliche Verlauf der Bewegungen, also kontinuierlich oder phasenweise (stick-slip-Modus), aus diesen Daten nicht eindeutig festgestellt werden.

Die Bewegungen betragen nach Auswertung der zuletzt vorliegenden Messungen (1999) im Stirnbereich der Rutschmasse durchschnittlich 2,0 – 3,0 cm a-1. Aus dem anhaltenden Ab-sinken der Grabenzone resultiert die dafür benötigte Energie. Die Absenkungsrate des Gra-bens variiert zwischen 1,5 cm a-1 und 3,0 cm a-1 (MP 41), mit geringeren Raten in den Randbereichen. Untersuchungen der Hauptabteilung Bodenmechanik des VEB BKW Borna (JOLAS 1985a) ergaben, daß die basale Gleitfläche der Rutschung im Kontaktbereich Böhlener Oberflöz/Zwischenmittel positioniert ist. Eine etwas tiefere Lage der Scherfläche im tonig-schluffigen Zwischenmittel mag in Teilbereichen vorliegen.

Die Kriechrate ist von Veränderungen der Scherspannung infolge Gewichtskraftveränderung von GK1, wie auch der effektiven Normalspannung durch Druckschwankungen im GWL 3 abhängig. Die Analyse der Datenreihen aus IK-Messungen deutet an, daß nach intensiven Niederschlägen eine Beschleunigung der Bewegungen einsetzt. Aufgrund der geringen zeit-lichen Auflösung (halbjährliche Messungen) können jedoch eindeutige Aussagen nicht getrof-


fen werden. Erst der Einsatz von Meßgeräten zur Dauerregistrierung schafft die Möglichkeit, diese Zusammenhänge zu quantifizieren.

Die Ergebnisse der Neigungsmessungen mit der neuen Überwachungssonde belegen Be-wegungen innerhalb des „stabilen“ Gebirges unmittelbar hinter der Rutschung. Die Meßwerte sind sehr gering, 0,3 mm in drei Monaten. Die „Kriechrate“ v variiert zwischen 0 mm d-1 und maximal 0,025 mm d-1. Die Orientierung der Bewegungen in südöstliche Richtung gegen den Restsee zeigt, daß eine progressive Weiterentwicklung der Bewegungen in das „stabile“ Hinterland eingesetzt hat. Dies bestätigen auch IK-Messungen in derselben Bohrung (GLÖTZL-Sonde) mit einem Betrag von 2 mm a-1. Basierend auf dem Vergleich beider Meß-verfahren in Zwenkau können die Ergebnisse der Neigungsmessungen mit der Über-wachungssonde als reale Bewegungen aufgefaßt werden.

Als Ursache für das Weiterausgreifen der Deformationen ins Hinterland können mehrere Faktoren eine Rolle spielen. Das Verformungsverhalten der Lockergesteine ist in hohem Maße von der früheren geologischen Entwicklung abhängig. Während die überkonsolidierten, sandig-schluffigen Hangendschichten typische Entspannungsreaktion von (Halb-) Festgesteinen bei Entlastung durch Freilegung in Form engständiger Klüftung parallel zur freigelegten Oberfläche (Böschung) zeigen, reagieren bindige überkonsolidierte Materialien, wie das tonige Zwischenmittel, mit Quellung und Wasseraufnahme. Dies hat eine Abminderung der Scherparameter zur Folge. Nach wie vor entspannt sich das Gebirge als Folge der anhaltenden Bewegungen der Rutschmasse. Zudem entstehen durch die Bruchstrukturen neue Fließwege, so daß die erhöhte Wasserwegsamkeit Quell- und Schrumpfungsvorgänge im überkonsolidierten tonigen Zwischenmittel fördert.

Akustische Emissionen in den x-, y-, und z- Achsen der neuen Bohrlochsonde konnten in der Zeit vom 02.07. bis 16.11.1998 und vom 16.04. bis 04.06.1999 registriert werden, wodurch Deformationen im Nahbereich der Überwachungsbohrung U3428 und damit eine andauernde Aktivität der Böschung belegt sind. Die Signaldichte ist sehr unterschiedlich, woraus sich ein in der Zeit veränderliches dynamisches Verhalten ableiten läßt. Die Häufigkeit der Signale variiert auch in den Raumrichtungen. Die verschiedenen Sondenpositionen können daher für variable Signalhäufigkeiten verantwortlich sein. Eine kinematische Deutung dieser Meßdaten ist deshalb sehr schwierig. Es ist möglich, daß die große Aktivität in der x-Achse in Position 1 Ausgleichsbewegungen innerhalb des Zwischenmittels gegen Osten und ins Hangende, also gegen die Grabenbasis andeutet. Die Dominanz der seismischen Signale aus y in Position 5 spricht für eine Herkunft aus der Grenzfläche zwischen Oberflöz und Zwischenmittel.

Zweifelsfrei ist die Beobachtung, daß kurze Zeit nach dem Maximum akustischer Signal-häufigkeit Bewegungen registriert werden. Dieser zeitliche Vorlauf erlangt als Warnfrist Be-deutung.

Die Beobachtung der Porenwasserdruckentwicklung im Grundwasserleiter (GWL) 3, welcher unmittelbar unter der Gleitfläche liegt, kann über Grundwassermeßstellen indirekt erfolgen. Die konventionelle Datenerfassung im ARL 13 reicht jedoch aufgrund des Abfragezyklusses nicht aus, um jede Veränderung in der Druckspiegelhöhe des gespannten GWL 3 zu erkennen und mit Niederschlagsereignissen zu korrelieren. Festzustellen war nur, daß im Vorfeld des Böschungsbruches 1983 die Druckspiegelhöhe in der Grundwassermeßstelle P 1700 um 4 m anstieg.

So galt es zu untersuchen, wie sich die Druckverhältnisse im GWL 3 in Abhängigkeit von Niederschlägen verändern. Von den Niederschlägen und Druckverhältnissen lagen Meßreihen ab 1979 bis 1984 als Tagessummen [mm] vor und vierteljährliche Messungen aus den GW-Meßstellen, wobei letztere in einem Bohrloch im Norden des Böschungssystems im unge-störten Bereich außerhalb der Rutschmasse erfolgten. Bei den in unregelmäßigem, etwa


vierteljährlichen Abstand durchgeführten Messungen der Grundwassermeßstellen können saisonale Einflüsse nur grob erfaßt werden.

Im Absetzerrestloch 13 ist 1983 kurze Zeit nach dem erreichten Maximum der Niederschlagsbilanz der Anstieg des hydrostatischen Druckspiegels im GWL 3 um 4 m WS festzustellen. Diese enorme Erhöhung des Druckes im GWL 3 muß zur Herabsetzung der Scherfestigkeit geführt haben, wodurch das bestehende Kräftegleichgewicht zwischen rückhaltenden und angreifenden Kräften verändert wurde. Letzteres stellt die mechanische Ursache aller Massenverlagerungen an Hängen und Böschungen dar. Diese Verschiebung aus dem Gleichgewichtszustand kann durch langfristige (permanent) oder wie im betrachteten Fall durch kurzzeitige (episodisch) wirkende Faktoren hervorgerufen werden (REUTER et al. 1992, KRAUTER 1996).

Da alle GW-Meßstellen im stabilen Gebirge positioniert sind, können Aussagen über hydrologische Veränderungen innerhalb der Rutschmasse nur angenommen werden. So zeigt der Druckspiegelgang des GWL 3 in U3428 während des 12-monatigen Meßzeitraumes an-fangs ein rasches Fallen, dann bis Dezember geringe Schwankungen auf niedrigem Niveau. Bis März 1999 gab es kräftige Schwankungen, die einen Anstieg auf maximale Werte in Mai-Juni 1999 einleiteten. Diese Beobachtungen können durch unterschiedliche Grundwasser-neubildung im Einzugsgebiet des GWL 3 und durch die zeitliche Verzögerung auf Grund der langen Fließwege erklärt werden.

Aus den Messungen der Druckspiegelhöhe im GWL 3 im Zeitraum 1998-1999 geht hervor, daß der Gang maximal um 50 cm WS variiert. Das Kriechen der Rutschmasse ist mit größter Wahrscheinlichkeit hydraulisch gesteuert. Wie verschiedene Autoren (BAUM & REID 1995, LEROUEIL et al. 1996) beschrieben haben, besteht ein Zusammenhang zwischen Kriechgeschwindigkeit und Wasserdruck. Auch im Absetzerrestloch 13 ist die Korrelation zwischen Druckänderung und Kriechdeformationen positiv, allerdings nicht zeitgleich. Die zeitliche Verzögerung zwischen der Druckänderung und dem Einsetzen von Kriechen liegt im untersuchten Fall bei 8 bis 9 Tagen. Dies ist ein wesentliches Ergebnis dieser Untersuchungen.

Die Frage nach der das Kriechen auslösenden Druckspiegelhöhe bleibt offen. Wahrscheinlich ist, daß der kritische Schwellwert für den Druckspiegel im GWL 3 bei 15 m WS liegt, d.h. ca. 110 m ü. NN. Sensitivitätsanalysen haben gezeigt, daß bei gleichbleibenden Scherfestigkeiten bereits eine Erhöhung um 50 cm WS die Standsicherheit auf η < 1 abmindert, wenn im Ausgang das Grenzgleichgewicht vorliegt.

Die Untersuchung der Scherfestigkeit des Zwischenmitteltones, der Grenzschicht Böhlener Oberflöz/Zwischenmittel und der Oberflözkohle in Bezug auf den kritischen Zustand wie auch auf Anfangs- und Restscherfestigkeit ergab Resultate, die den durch Rückrechnung be-stimmten Scherparametern sehr nahe liegen. Daraus läßt sich allerdings nicht ableiten, daß die Modellrechnungen die mechanischen Bedingungen des Böschungsbruches bzw. des Kriechens völlig naturgetreu widerspiegeln. Die hier entwickelten Modelle beruhen notwendiger Weise auf Vereinfachungen, bedingt durch die Anwendung deterministischer Verfahren. Die tatsächlichen gebirgsmechanischen und hydraulischen Parameter sind stochastisch verteilte Zufallsgrößen. Deren Streuung ist meist außerordentlich groß, wie die Untersuchungsergebnisse für den ZM-Ton belegen. Mittelwerte sind dann ohne mechanische Relevanz. Oft werden eher die kleinsten bzw. höchsten Werte das Verhalten und die Standsicherheit des Systems bestimmen.

In diesem Forschungsprojekt gab es anfangs nur eine allgemeine Modellvorstellung, die den in der Praxis typischen Kenntnisstand einer Rutschung im Bergbau repräsentierte. Auf Grund dieses allgemeinen Rutschungsmodelles wurde die neue Kombinationssonde geplant und gebaut. Die wichtigsten Kriterien bei der Auswahl der Sensoren waren Empfindlichkeit,


Genauigkeit im Feld, Meßbereich, Verfügbarkeit, Zuverlässigkeit und die Kosten (LINDNER et al. 1999). Für den praktischen Einsatz waren ferner Langzeitstabilität, Servicebedarf, Bedienungsfreundlichkeit und Wiedergewinnbarkeit bedeutsam. Testmessungen mit der neuen Bohrlochsonde ermöglichten es, den kinematischen Zustand der Sondenumgebung zu erfassen und quantitativ begründete Voraussagen zur weiteren Entwicklung der Deformation im ARL 13 abzuleiten.

Ausblick

Zusammenfassend ist festzustellen, daß sich die neue geophysikalische Kombinationssonde im Feldeinsatz über nahezu ein Jahr bewährt hat. Als Teil eines Systems verschiedener geo-technischer Meßgeräte wird sie in vielen Fällen sehr produktiv benutzt werden können. Diese Anwendung wird nicht auf den Braunkohlentagebau beschränkt sein, sondern alle Bereiche der Baugrundüberwachung mit einschließen.

Der Vorteil einer Nutzung der neuen Kombinationssonde besteht vor allem in der Aufnahme von Meßdaten mit beliebig hoher zeitlicher Auflösung und praktisch sofortiger Möglichkeit der Weiterverarbeitung und Interpretation der Daten. Der seismoakustische Teil der Sonde ist technisch viel höher entwickelt, als in diesem Anwendungsfall genutzt. Die Ausrüstung würde es bei allerdings hohem Zeitaufwand für die Interpretation möglich machen, die seismischen Ereignisquellen zu lokalisieren und damit Schwächezonen (z.B. eine Gleitfläche) einzugrenzen. Die zeitliche Verteilung der akustischen Signale erreicht das Maximum Tage vor der Bewegungsspitze, dies könnte sehr gut für eine automatisierte Warnung genutzt werden. Die Ergebnisse aus der Testphase der Sonde belegen, daß bereits bei geringen Kriechraten, deren Beschleunigung, oder Änderungen des hydrostatischen Druckes Kausalitäten erkannt werden können, die es ermöglichen, Schwellwerte für das automatische Auslösen einer Warnfrist festzulegen.

Vorteilhaft für zukünftige Einsatzgebiete ist der Einbau als Sondengalerie. Damit besteht die Möglichkeit, die Variation der Bewegungen und die relative Häufigkeit der akustischen Emissionen in verschiedenen Bohrlochtiefen gleichzeitig aufzunehmen.

Der Feldtest der Sonde hat schließlich gezeigt, daß diese mit sehr großer Präzision sehr kleine Kippungsbewegungen messen kann. Das macht die Überwachungssonde vielleicht weniger für die Beobachtung bekannter Rutschungen, sondern sogar noch mehr für die Überwachung kritischer Böschungen geeignet, deren tatsächliche Deformation mit Berechnungen verglichen werden soll. Ähnlich wie in Zwenkau, ist ein Einsatz der Sonde als Ergänzung zu konventio-nellen Überwachungsmethoden (GW-Meßstellen, Inklinometer, geodätische Vermessung) zu empfehlen, nicht als Ersatz.

Die vorliegende Fallstudie von Kriechbewegungen im ARL 13, deren Überwachung und Interpretation unterstreicht die Bedeutung eines sinnvoll eingesetzten Monitoring. Ein wesentliches Ergebnis dieser Arbeit ist, daß sich bei geeignetem Meßgeräteeinsatz Zusammenhänge aufzeigen lassen, auf deren Grundlage Prognosen der weiteren Bewegung bis zu Quantifizierungen hinsichtlich der Langzeitstandsicherheit möglich werden.

Die Überwachung, unabhängig vom betreffenden Objekt, ist ein Werkzeug für eine gezielte Datenerhebung, in der qualitative und quantitative Informationen für die Frage der Stand-sicherheit gesammelt werden (GILLON et al. 1992). Basis einer jeden Überwachung ist zunächst eine Analyse des verfolgten Ziels. Die Planung eines geotechnischen Meßprogrammes geht im Regelfall von einem Modell der Einsatzlokalität aus, in dem die zu erwartenden Veränderungen nach Art und Größe beschrieben werden. Danach erfolgt die Wahl der geeigneten Meßinstrumente (KOVARI & AMSTAD 1998).


Das Monitoring von Kriechbewegung in Echtzeit ist deshalb von Interesse, da an Hand der zeitlichen Entwicklung der Bewegungen hinsichtlich des Ausmaßes und der Geschwindigkeit bereits eine erste Abschätzung der weiteren Entwicklung erfolgen kann. Qualifizierung und Quantifizierung benötigen zusätzliche Informationen. Der nachstehende Maßnahmenkatalog soll für Fragestellungen, bei welchen das Monitoring eine entscheidende Rolle spielt, als Orientierung dienen, in dem die wichtigsten Punkte eines geeigneten Überwachungssystems für Kriechdeformationen zusammengestellt sind.

Potentiell gefährdeter Hang- oder

Böschungsbereich

Beobachtung

- Bewegung an der Oberfläche (geodätisch) - Verformung in der Tiefe ( Inklinomter, Überwachungs- sonde)

Geologische Aufnahme

- Petrografie - Einfallen - Klüfte - Störungen

Material- eigenschaften

- bodenphysikalische Parameter - bodenmechanische Parameter

Hydrologische Erkundung

-Vorfluter - hydrostatische Druckhöhe - Porenwasserdruck - Niederschlag - Verdunstung - Abfluß

Morphologische Aufnahme

- Hangneigung - Abbrüche, - Risse, Spalten

Meßnetz - Grobes Raster zur Übersicht und Abgrenzung von Bereichen - Verfeinerung des Netzes für detaillierte Informationen

Modellierung Analyse und Bewertung

Sofortige Sicherungs- maßnahmen

Überwachung mit Warnsystem

Erkundung

9 Literaturverzeichnis

152

9 Literaturverzeichnis ADACHI, T., LIU, J. & KOIKE, A. (1996): Finite element analysis of Biots consolidation in slope excavation based

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POHL, W. & GÄRTNER, G. (1999): Erstellung eines geologisch-bodenmechanischen Modelles der Böschung im Absetzerrestloch 13 des Tagebaues Zwenkau-Böhlen bei Leipzig, und geotechnische Interpretation der geophysikalischen Meßergebnisse. — Dritter Zwischenber. Teilprojekt 3 (für 1998): 47 S.;Braunschweig [unveröff.].

POHL, W. & GÄRTNER, G. (1999): Erstellung eines geologisch-bodenmechanischen Modelles der Böschung im Absetzerrestloch 13 des Tagebaues Zwenkau-Böhlen bei Leipzig, und geotechnische Interpretation der geophysikalischen Meßergebnisse. — Schlußbericht. Teilprojekt 3: 69 S.;Braunschweig [unveröff.].

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Karten: VEB BKW Borna (1983): Lageplan Rutschung Restloch Absetzer 13/ 2.9.83 1:500.

VEB BKW Borna (1985): Standböschungssystem Abs. 13 Restloch 1:2000.

VEB BKW Borna (1988): Restloch Abs. 13 1:1000.

Anhang

163

Anhang

Anhang A

164

:

:

:

:

Grundwassermeßstelle P 2594Anlage A-1

Ort d. Bohrung

Auftraggeber

Bohrfirma

Bearbeiter Dr. Bellmann Datum: 14.11.1983

Seite 1/1

Maßstab: 1 : 600

BodenGeschiebelehmFormsandMuschelsand/ -schluffPhsophoriknollenhorizontBrauner SandWeißer SandFlöz IV/ Flöz IIGWL 5Prätertiär

BB Leipzig

BKW Borna

Absetzerrestloch 13

133,10 m

128,10 m

123,10 m

118,10 m

113,10 m

108,10 m

103,10 m

98,10 m

93,10 m

88,10 m

83,10 m

78,10 m

73,10 m

68,10 m

63,10 m

58,10 m

Pegelbohrung 2594

(GOK: 138,10 m NN)

0,30 m

1,10 m

9,30 m

12,30 m

17,50 m

18,50 m

22,70 m

23,70 m

29,00 m

32,70 m

38,70 m

44,00 m

46,80 m

48,00 m

49,00 m

49,80 m

51,00 m

62,80 m

64,40 m

65,20 m

66,50 m

67,00 m

77,40 m

78,60 m

81,50 m

0,30 m / q/U;fS/bo/

0,80 m / t/U;fs; t/Lo/tr

8,20 m / praet/fS;u; t/FS/tr

3,00 m / t/fS;u; t/FS/tr; GWL 21

5,20 m / t/fS;u; t/FSf/tr; GWL 21

1,00 m / t/U;T;fS ;gl ; mo; car/MS/tr

4,20 m / t/U;T;fs; mo; gl; car/MS/ tr

1,00 m / t/Phkn;u; gl;//tr;

5,30 m / t/U;fS;gl/BS/tr

3,70 m / t/U;fS;u;"S"/BS/tr; ss

6,00 m / t/mS;fs; gl/WS/wf3; GWL 23

5,30 m / t/mS;fs/WS/tr; wf3; GWL 23

2,80 m / t/^brk;/Flöz2/

1,20 m / t/U;fs; t; ko/Flöz2/

1,00 m / t/^brk;/Flöz2/

0,80 m / t/T;fS;u; ko/ZM/

1,20 m / t/T;u/ZM/

11,80 m / t/^brk;/Flöz4/

1,60 m / t/U;t//

0,80 m / t/^brk;/Flöz4/

1,30 m / t/U;fS/f/

0,50 m / t/fS;U/f/

10,40 m / t/mS;fS/f/GWL5

1,20 m / t/fS;mS/f/GWL5

2,90 m / praet/U;fs, t; "kaol"//

Ø 50 mm

-1,15 m

-1,01 m

-0,97 m

0,00 m

2,00 m

11,50 m

17,50 m

19,50 m

30,70 m

32,70 m

35,10 m

37,10 m

38,00 m

44,00 m

46,00 m

47,00 m

64,00 m

66,50 m

72,60 m

78,60 m

81,50 m

SEBA Kappe

SEBA Kappe

SEBA Kappe

Quellton

Aufsatzrohr DN 50

Filterkies mittel

Filterrohr DN 50

Ruhewasserstand

Aufsatzrohr DN 50

Quellton

Sumpfrohr DN 50

Bohrgut

Quellton

gespannter GW-Spiegel

Aufsatzrohr DN 50


Filterkies mittel

Filterrohr DN 50

Sumpfrohr DN 50

Quellton

Bohrgut

Quellton

Filterkies mittel

Filterrohr DN 50

Sumpfrohr DN 50

P 2594

Anhang A

165

:

:

:

:


Ort d. Bohrung

Auftraggeber

Bohrfirma

Bearbeiter Dr. Bellmann Datum: 14.11.1983

Seite 1/1

Maßstab: 1 : 500

BodenGeschiebelehmFormsandMuschelsand/ -schluffPhsophoriknollenhorizontBrauner SandWeißer SandFlöz IV/ Flöz IIGWL 5Prätertiär

BKW Borna

BKW Borna

Absetzerrestloch 13

Pegelbohrung 2586

(GOK: 138,90 m NN)

0,40 m

1,50 m

9,80 m

12,00 m

17,00 m

23,50 m

24,00 m

26,20 m

29,50 m

30,90 m

35,50 m

37,70 m

38,90 m

43,90 m

44,10 m

44,60 m

45,10 m

45,30 m

46,00 m

46,50 m

47,00 m

47,10 m

47,20 m

47,80 m

65,30 m

65,50 m

66,00 m

66,10 m

67,00 m

0,40 m / q/U; fS;/bo/

1,10 m / t/fG; mG;fS;u; t/Lg/

8,30 m / t/fS;u, /FS/str; GWL 21

2,20 m / t/fS;u; t/FS/gl; GWL 21

5,00 m / t/fS;u; /FS/gl; GWL 21

6,50 m / t/U;fs; t/MS/gl; mo; car;

0,50 m / t/Phkn;u; fs/Phkn/Sandnester

2,20 m / t/U;fS;t/BS/wl

3,30 m / t/U; fS;t/BS/Sandnester

1,40 m / t/U; fS;t/BS/

4,60 m / t/fS;u/WS/

2,20 m / t/mS;fs; u/WS/ab 36m wf; GWL 23/

1,20 m / t/mS;fS; ko/WS/wf; GWL 23

5,00 m / t/^brk;/Flöz4/

0,20 m / t/T;u; ko/Flöz4/

0,50 m / t/T;u/Flöz4/kohlige Einlagerungen/

0,50 m / t/^brk;s; u/Flöz4/Sand/Schluff

zum Lgd.

0,20 m / t/T;u; ko/ZM/

0,70 m / t/T;u/ZM/

0,50 m / t/U; fS;gl/ZM/

0,50 m / t/U;t; fs/ZM/

0,10 m / t/U;T;ko/ZM/

0,10 m / t/fS;u; ko/ZM/GWL 3

0,60 m / t/fS;u; ko/ZM/

17,50 m / t/^brk;/Flöz2/

0,20 m / t/U;fs; ko/Flöz2/

0,50 m / t/^brk;/Flöz2/

0,10 m / t/U; fS;;t//

0,90 m / t/mS;fS; fg//wf; GWL 5

133,90 m

128,90 m

123,90 m

118,90 m

113,90 m

108,90 m

103,90 m

98,90 m

93,90 m

88,90 m

83,90 m

78,90 m

73,90 m

-1,13 m

11,00 m

17,00 m

21,00 m

32,00 m

33,57 m

38,00 m

44,00 m

SEBA Kappe

SEBA Kappe

Aufsatzrohr DN 50

Filterrohr DN 50

Aufsatzrohr DN 50

Ruhewasserstand

Sumpfrohr DN 50


Filterrohr DN 50

Sumpfrohr DN 50

P2586

Anhang A

166

:

:

:

:


Ort d. Bohrung

Auftraggeber

Bohrfirma

Bearbeiter Scheibe Datum: 22.07.1997

Seite 1/1

Maßstab: 1 : 500

BodenGeschiebelehmFormsandMuschelsand/ -schluffPhosphoritknollenhorizontBrauner SandWeißer SandFlöz IV/ Flöz IIGWL 5Prätertiär

BB Leipzig

BKW Borna

Absetzerrestloch 13

0,20 m0,20 m / q/U;fs/bo/

1,80 m1,60 m / t/U;u; t/Lg/

4,30 m2,50 m / t/fS;u; fG/FS/

7,90 m3,60 m / t/fS;u/FS/GWL 21

13,30 m

5,40 m / t/mG;fG; ms; fs; u/FS/GWL 21

27,70 m

14,40 m / t/fS;u; gl/FS/GWL 21

32,40 m

4,70 m / t/U;fs; mo; gl/MS/

32,80 m0,40 m / t/U;fs;t/MS/ss

33,40 m0,60 m / t/U; fS;gl//GWL 22

33,70 m0,30 m / t/U;t; fs/BS/ss

34,40 m0,70 m / t/U; fS;t; gl/BS/

35,00 m0,60 m / t/U;fs; t/BS/

35,80 m0,80 m / t/fS;u/BS/

36,10 m0,30 m / t/U;fs; gl/BS/

45,00 m8,90 m / t/U; fS;/BS/

45,80 m0,80 m / t/mS; fS;gl/WS/wf; GWL 23

50,80 m5,00 m / t/^brk;/Flöz4/wf; erdig

132,30 m

127,30 m

122,30 m

117,30 m

112,30 m

107,30 m

102,30 m

97,30 m

92,30 m

87,30 m

Ø 50 mm

-1,11 m

-1,09 m

0,00 m

1,00 m

2,00 m

4,00 m

18,00 m

26,87 m

28,00 m

28,30 m

30,00 m

34,00 m

36,00 m

41,50 m

45,50 m

50,60 m

50,80 m

SEBA Kappe

SEBA Kappe

Aufsatzrohr DN 50

Aufsatzrohr DN 50

Bohrgut

Quellton

Aufsatzrohr DN 50

Filterkies mittel

Aufsatzrohr DN 50

Filterrohr DN 50


Ruhewasserstand

Quellton

Aufsatzrohr DN 50

Filterkies mittel

Quellton

Filterkies mittel

Filterrohr DN 50

Aufsatzrohr DN 50

P 1701Pegelbohrung 1701(GOK 137,3 m ü. NN)

Anhang A

167

:

:

:

:


Ort d. Bohrung

Auftraggeber

Bohrfirma

Bearbeiter Espig Datum: 14.11.1983

Seite 1/1

Maßstab: 1 : 500


BB Leipzig

BKW Borna

Absetzerrestloch 13

1,40 m

15,70 m

19,60 m

21,50 m

22,50 m

23,80 m

25,80 m

27,80 m

28,80 m

30,50 m

35,70 m

42,50 m

46,30 m

47,20 m

48,70 m

49,30 m

50,60 m

51,40 m

67,50 m

74,60 m

75,80 m

84,60 m

88,60 m

1,40 m / q/U;fs/Lg/

14,30 m / t/fS;u/FS/GWL 21

3,90 m / praet/fS;u; gl/FS/zum Lgd 30%

u; GWL 21

1,90 m / t/U; fS;gl; mo/MS/

1,00 m / t/U; fS;mo/MS/

1,30 m / t/U;fs; t; gl; mo/MS/

2,00 m / t/U; fS;t; mo/MS/

2,00 m / t/fS; U;/BS/?Forams

1,00 m / t/U;fS; t/BS/ss (Flaser-)

1,70 m / t/fS; mS;u/WS/GWL 23

5,20 m / t/fS; mS;u; gl/WS/GWL 23

6,80 m / t/mS;fS;gl; gl/WS/GWL 23

3,80 m / t/^brk;/Flöz4/

0,90 m / t/fS; mS;u; ko/ZM/GWL 3

1,50 m / t/T;u; ko/ZM/

0,60 m / t/U;fs; t; gl/ZM/

1,30 m / t/T; U;ko/ZM/

0,80 m / t/T;u/ZM/

16,10 m / t/^brk;/Flöz2/

7,10 m / t/mS; fG;u//GWL 5

1,20 m / t/U;fS; t; ko//

8,80 m / t/mS;fG;//GWL 5

4,00 m / praet/fS;u; t; "kaol"//

136,10 m

131,10 m

126,10 m

121,10 m

116,10 m

111,10 m

106,10 m

101,10 m

96,10 m

91,10 m

86,10 m

81,10 m

76,10 m

71,10 m

66,10 m

61,10 m

56,10 m

-1,02 m

12,50 m

21,00 m

22,50 m

32,50 m

33,80 m

40,47 m

42,50 m

45,00 m

72,60 m

84,60 m

86,00 m

SEBA Kappe

SEBA Kappe

SEBA Kappe

Aufsatzrohr DN 50

Aufsatzrohr DN 50

Filterrohr DN 50

Sumpfrohr DN 50

Ruhewasserstand


Aufsatzrohr DN 50

Filterrohr DN 50


Sumpfrohr DN 50

Filterrohr DN 50

Sumpfrohr DN 50

Pegelbohrung 2665(GOK 141,1 m ü. NN)

Anhang A

168

:

:

:

:


Ort d. Bohrung

Auftraggeber

Bohrfirma

Bearbeiter Scheibe Datum: 14.11.1983

Seite 1/1

Maßstab: 1 : 500


BB Leipzig

BKW Borna

Absetzerrestloch 13


0,30 m

1,90 m

4,20 m

7,40 m

9,20 m

12,80 m

27,60 m

29,70 m

29,80 m

30,40 m

30,80 m

33,70 m

34,00 m

34,80 m

38,20 m

39,10 m

41,90 m

44,80 m

49,70 m

51,30 m

52,70 m

52,90 m

55,50 m

70,80 m

73,50 m

0,30 m / q/U;fs/bo/

1,60 m / t/U;fs; t/Lg/

2,30 m / q/U;fs; mG/gl/

3,20 m / q/U;fs; gG/gl/

1,80 m / q/mG;gG; fG; gs; ms/gf/

3,60 m / q/fG; mG;gs; ms; fs/gf/GWL 1

14,80 m / t/fS;gl/FS/GWL 21

2,10 m / t/U;fs; t/MS/

0,10 m / t/^fS; car;/MS/

0,60 m / t/U;fs; t/MS/

0,40 m / t/U;fs; t/BS/ss

2,90 m / t/fS;u; gl/BS/GWL 22

0,30 m / t/U;fs; t/BS/ss

0,80 m / t/U;fs; t; gl/BS/

3,40 m / t/fS;u; gl/BS/

0,90 m / t/U;fs; gl; ko/BS/

2,80 m / t/fS;u; gl//

2,90 m / t/fS;gl/WS/wf; GWL 23

4,90 m / t/^brk;/Flöz4/erdig; kleinstückig; wf/

1,60 m / t/U;fs; t; ko/ZM/

1,40 m / t/U;fs; ko/ZM/

0,20 m / t/fs;u/ZM/

2,60 m / t/fS;u/ZM/wf; GWL 3

15,30 m / t/^brk;/Flöz2/erdig; wf

2,70 m / t/fS;u//wf

132,40 m

127,40 m

122,40 m

117,40 m

112,40 m

107,40 m

102,40 m

97,40 m

92,40 m

87,40 m

82,40 m

77,40 m

72,40 m

67,40 m

Ø 50 mm

-1,07 m

1,00 m

28,00 m

30,00 m

31,00 m

32,00 m

34,00 m

35,17 m

37,00 m

40,00 m

50,00 m

53,00 m

53,50 m

55,50 m

57,50 m

73,50 m

SEBA Kappe

SEBA Kappe

Aufsatzrohr DN 50

Aufsatzrohr DN 50

Bohrgut

Aufsatzrohr DN 50

Aufsatzrohr DN 50

Quellton

Ruhewasserstand

Filterkies mittel

Filterrohr DN 50


Quellton

Aufsatzrohr DN 50

Bohrgut

Quellton

Filterkies mittel

Filterrohr DN 50

Quellton

Aufsatzrohr DN 50

Bohrgut

Anhang A

169

:

:

:

:


Ort d. Bohrung

Auftraggeber

Bohrfirma


Seite 1/1

Maßstab: 1 : 500


BB Leipzig

BKW Borna

Absetzerrestloch 13


1,40 m

15,70 m

19,40 m

25,90 m

30,50 m

35,80 m

42,60 m

46,40 m

46,80 m

47,40 m

47,90 m

48,60 m

49,60 m

50,00 m

50,80 m

51,00 m

51,30 m

51,80 m

52,00 m

1,40 m / q/U;fS;/Lg/

14,30 m / t/fS;u/FS/GWL 21

3,70 m / t/fS; U;gl/FS/GWL 21

6,50 m / t/U;fs; mo/MS/

4,60 m / t/fS;U/BS/

5,30 m / t/fS;U, gl/BS/

6,80 m / t/f-mS;gl/WS/GWL 23

3,80 m / t/^brk;/Flöz4/

0,40 m / t/T, U;ko/ZM/

0,60 m / t/T, U;/ZM/

0,50 m / t/^brk;/ZM/

0,70 m / t/T, U;ko/ZM/

1,00 m / t/fS;U, ko/ZM/fest, GWL 3

0,40 m / t/^brk;u, fs,/ZM/fest, kleinstückig

0,80 m / t/fS;U, gl, ko/ZM/GWL 3, zum

Lgd bis 50% U

0,20 m / t/U;fs, t/ZM/zum Lgd T bis 15%

0,30 m / t/T;u/ZM/

0,50 m / t/T;u, ko/ZM/

0,20 m / t/^brk;/Flöz2/

136,20 m

131,20 m

126,20 m

121,20 m

116,20 m

111,20 m

106,20 m

101,20 m

96,20 m

91,20 m

-1,09 m

-0,91 m

1,00 m

25,80 m

27,80 m

27,90 m

34,29 m

35,00 m

48,80 m

50,80 m

SEBA Kappe

SEBA Kappe

Aufsatzrohr DN 50

Aufsatzrohr DN 50

Aufsatzrohr DN 50

Aufsatzrohr DN 50

Filterrohr DN 50

Ruhewasserstand

Aufsatzrohr DN 50


Filterrohr DN 50

Anhang A

170

:

:

:

:

Kernbohrung 2718

Kernbohrung 2718(GOK 137,6 m ü. NN)

Anlage A-7

Ort d. Bohrung

Auftraggeber

Bohrfirma

Bearbeiter Illig/ Espig Datum: 14.11.1983

Seite 1/2

Maßstab: 1 : 500


SDAG Wismut

BKW Borna

Absetzerrestloch 13

0,40 m

4,20 m

7,80 m

10,00 m

11,00 m

19,70 m

23,60 m

24,00 m

24,30 m

26,00 m

26,80 m

27,80 m

28,20 m

29,00 m

29,80 m

30,70 m

31,30 m

31,80 m

36,50 m

37,00 m

38,50 m

40,60 m

41,20 m

46,60 m

47,20 m

47,70 m

48,00 m

48,90 m

50,00 m

51,00 m

51,40 m

52,00 m

52,50 m

65,00 m

65,10 m

66,60 m

66,70 m

67,60 m

69,00 m

0,40 m / //bo/

3,80 m / q/U, T;fs, ki/Lg/fS-Ki-Lagen

3,60 m / t/fS;U/FS/

2,20 m / t/fS, U;gl/FS/durch Brauneisen verfestigt/

1,00 m / t/fS, U;/FS/Kernaufnahme

8,70 m / t/fS, U;gl, mo/MS/

3,90 m / t/fS, U;gl, mo,Kl /MS/

0,40 m / t/U, fS;gl/MS/

0,30 m / t/fS, U;gl, /MS/

1,70 m / t/U;fs, t, mo/MS/

0,80 m / t/U, fS;gl, mo, Phkn/MS/

1,00 m / t/U,fS;t, gl, ko, mo/BS/

0,40 m / t/U, fS;gl, /BS/Schlieren, bn

0,80 m / t/U, T, fS;gl, /BS/auf ss Flächen gl, ss fein-

mittel, flaserig im Hgd

0,80 m / t/fS, U;gl, /BS/einzelne bis 2cm starke U,fs,

t-Lagen

0,90 m / t/U, fS, T;gl/BS/

0,60 m / t/U, fS;gl/BS/

0,50 m / t/U, T, fS;gl/BS/ss flaserig im Hgd, fein im Lgd/

4,70 m / t/U, fS;gl/BS/

0,50 m / t/U, fS, T;gl/BS/

1,50 m / t/fS, U;gl/WS/

2,10 m / t/fS, mS;gl, ko/WS/GWL 23

0,60 m / t/^brk;s/Flöz4/fS-Linsen, nach

Kernaufnahme 1,5m mächtig

5,40 m / t/^brk;/Flöz4/

0,60 m / t/^brk;u/Flöz4/

0,50 m / t/U, T, fS;ko, /ZM/ko-Schmitzen

0,30 m / t/^brk;/Flöz4/

0,90 m / t/^brk;u/Flöz4/einzelne u/fs/t-Lagen

1,10 m / t/^brk;/Flöz4/in unteren 40cm fs-Lagen

1,00 m / t/S, U;gl/ZM/Kernaufnahme/ GWL 3

0,40 m / t/T;fs/ZM/dito

0,60 m / t/U, ko;fs, gl/ZM/

0,50 m / t/^brk;/Flöz2/

12,50 m / t/^brk;/Flöz2/

0,10 m / t/U, fS, T;ko/Flöz2/

1,50 m / t/^brk;/Flöz2/

0,10 m / t/U, fS;//

0,90 m / t/fS;mS//GWL 5

1,40 m / t/U, fS;//

132,60 m

127,60 m

122,60 m

117,60 m

112,60 m

107,60 m

102,60 m

97,60 m

92,60 m

87,60 m

82,60 m

77,60 m

72,60 m

Anhang A

171

:

:

:

:

Inklinometerbohrung U3428Anlage A-8

Ort d. Bohrung

Auftraggeber

Bohrfirma

Bearbeiter Dipl. Geol. G. Gärtner Datum: 17.07.1998

Seite 1/1

Maßstab: 1 : 200


MIBRAG mbH

MIBRAG mbH

Absetzerrestloch 13

Inklinometerbohrung U 3428(GOK 117,0 m ü. NN)

2,40 m

2,90 m

3,90 m

4,40 m

4,90 m

5,40 m

6,80 m

7,95 m

8,90 m

9,95 m

10,90 m

11,30 m

11,95 m

12,30 m

13,45 m

14,70 m

15,80 m

17,15 m

18,70 m

19,45 m

19,95 m

21,40 m

21,95 m

22,45 m

22,65 m

22,95 m

23,30 m

23,80 m

24,00 m

24,10 m

24,70 m

25,30 m

25,90 m

30,00 m

2,40 m / t/fS;u,kf,e,fl,S-con,sfa/lm/wf2,ld2,bv2,

0,50 m / t/fS;u,k,e,S-slrv,kl/m/wf2,ld2,bv3

1,00 m / t/U;t,fs,k3,Kl,fl,brof/m/wf2,bv3,ld3,kos4,/

0,50 m / t/U;t,fs,k5,Kl,fl,brof/m/wf2,bv3,ld3,kos4,/

0,50 m / t/U;t,fs,k5,Kl,fl,T-slrv,b-^k-dc/m/wf2,ld4,

kos3,bv4

0,50 m / t/U;t,fs,k5,Kl,slrv,brof,/m/wf2,ld3,bv3,

kos4,

1,40 m / t/U;t,fs,k3,Kl,brof,/m/wf2,ld2,bv2,kos3,

1,15 m / t/U;t,fs,k,Kl,brof,con,fl,slr/m/wf2,ld3,

bv4,kos3

0,95 m / t/U;fs,t,fl,k,brof,bn/m/wf2,ld3,bv3,lag

1,05 m / t/U;fs,t,kf,brof,bn,/m/wf2,ld3,bv3,lag,

kos3-kos4

0,95 m / t/U;fs,t,kf,brof-kru,imp/m/wf2,ld3,bv3,

lag,

0,40 m / t/U;fs,t,ms,fl,kf,brof-bn,S-slrv/m/wf2,

ld3,bv3,wl

0,65 m / t/U;fs,t,ms,kf,brof-bn,S-slrv/m/wf2,ld3,

bv3,wl

0,35 m / t/U;fs,t,kf,brof,slrv,ko/m/wf3,ld3,bv3

1,15 m / t/fS;u,ms,kf,kru,ko/m/wf3,ld3,bv3,

1,25 m / t/fS;u,ms,kf,brof-kru,S-slrv/m/wf3,ld3,

bv3,

1,10 m / t/fS;ms,u,kf,S-slrv,^brk/m/wf2-wf3,ld3,

bv3,

1,35 m / t/fS;ms,u,kg,kf,/m/wf3-wf4,ld2,bv3

1,55 m / t/fS;ms,u,kg,rv4,kf,/m/wf4,bre,ld2,bv3

0,75 m / t/mS;fs, kf,ko,/m/wf5,bre,ld2,bv3,

0,50 m / t/^brk;ms,fs/m/wf2,ld3,bv3

1,45 m / t/^brk;hz,lc,brl,kf/m/wf4-wf5,ld3,bv3,wh

0,55 m / t/^brk;t,fs,kf.brl/m/wf4,ld3,bv3,wh

0,50 m / t/^brk;t,T-bro,kf,T-gz/m/wf4,ld3,bv3,

0,20 m / t/T;brof,kf,/f/wf2,ld3,bv3,kos2-kos3

0,30 m / t/^brk;t,fs,ms,kf,brof,/f/wf4,ld3,bv3,wh

0,35 m / t/T;^brk,ms,fs,kf,brof,/f/wf3,ld3,bv3,kos3/

0,50 m / t/T;kf,brof,gz,ko/f/wf2,ld2,bv2,kos3

0,20 m / t/^brk;t,fs,kf,brof,/f/wf2,ld2,bv2,

0,10 m / t/T;^brk,ms,fs,slrv,kf,brof/f/wf2,ld2,bv2,kos4/

0,60 m / t/U;fS,ko,kf,/f/wf5,ld3,bv3,

0,60 m / t/^brk;t,kf,brof,imp/m/wf2,ld4,bv4

0,60 m / t/^brk;kf,brof,imp/m/wf2,ld4,bv4

4,10 m / t/^brk;kf,brof,imp/m/ld4,bv4,tr

PL 7,00-8,00m

PL 9,0 -10,00m - 0

10,00-11,00mPL

-2 0 mPL 2 ,00 23, 0

PL 23,00-24,00m

24 00-25 00mPL , ,

112,00 m

107,00 m

102,00 m

97,00 m

92,00 m

87,00 m

Ø 219 mm

Ø 325 mm

-1,00 m

1,00 m

20,25 m

22,00 m

24,00 m

24,60 m

30,00 m

SEBA Kappe

Quellton

Filterkies fein

Aufsatzrohr DN 80

Filterkies fein

Quellton

Filterkies fein

Filterrohr DN 80

Quellton

Aufsatzrohr DN 80

Bodenkappe

Anhang A

172

:

:

:

:

Kernbohrung 2631


Anlage A-9

Ort d. Bohrung

Auftraggeber

Bohrfirma


Seite 1/1

Maßstab: 1 : 500


BKW Borna

BKW Borna

Absetzerrestloch 13

1,50 m

10,00 m

18,00 m

18,30 m

19,60 m

20,20 m

20,80 m

22,10 m

23,40 m

23,90 m

24,50 m

25,30 m

26,30 m

27,90 m

29,50 m

32,00 m

35,70 m

38,20 m

43,40 m

44,00 m

44,60 m

45,60 m

46,50 m

47,60 m

48,50 m

49,10 m

49,40 m

50,10 m

64,60 m

1,50 m / t/U;fS/Lol/tr

8,50 m / t/fS;U//

8,00 m / t/fS;U//gli

0,30 m / t/Kast;//spvl 6,5m3

1,30 m / t/fS;U//Muschelfragmente, gli

0,60 m / t/fS, U;//

0,60 m / t/U;fS//

1,30 m / t/U;fS, T//

1,30 m / t/U;fS//

0,50 m / t/fS;U//

0,60 m / t/fS;U//

0,80 m / t/U;fS, T//fS-Linsen

1,00 m / t/U;fS//fS-Linsen

1,60 m / t/U;fS, T//Kalkschaler, fS-Linsen

1,60 m / t/U;T, fS//Kalkschaler

2,50 m / t/U;fS//fS-Linsen

3,70 m / t/fS;U//

2,50 m / t/fS;mS, gS//

5,20 m / t/^brk;//

0,60 m / t/U;//

0,60 m / t/U;^brk//

1,00 m / t/^brk;//

0,90 m / t/S;//

1,10 m / t/T;U//

0,90 m / t/T;U, ^brk//

0,60 m / t/U;T//gli

0,30 m / t/fS;//

0,70 m / t/fS;U, ^brk//

14,50 m / t/^brk;//

134,70 m

129,70 m

124,70 m

119,70 m

114,70 m

109,70 m

104,70 m

99,70 m

94,70 m

89,70 m

84,70 m

79,70 m

Anhang A

173

:

:

:

:

Kernbohrung 2632


Anlage A-10

Ort d. Bohrung

Auftraggeber

Bohrfirma

Bearbeiter Röthel/Griehl Datum: 14.11.1983

Seite 1/1

Maßstab: 1 : 500


BKW Borna

BKW Borna

Absetzerrestloch 13

1,40 m

9,50 m

10,50 m

12,00 m

12,20 m

16,40 m

18,00 m

18,20 m

22,80 m

25,00 m

27,30 m

28,50 m

29,20 m

29,80 m

30,00 m

33,40 m

38,60 m

42,20 m

43,60 m

44,20 m

46,20 m

47,20 m

48,10 m

48,70 m

64,20 m

64,40 m

64,80 m

66,00 m

70,00 m

1,40 m / t/SU;t, fS/Lol/

8,10 m / t/fS;U//

1,00 m / t/SU;fS, T//gli

1,50 m / t/fS;SU//gli

0,20 m / t/SU;T//



0,20 m / t/Kast;//kve

4,60 m / t/SU;fS, T//Muschelfragmente

2,20 m / t/fS;SU//

2,30 m / t/SU;fS, T//

1,20 m / t/fS;SU//FS-Linsen

0,70 m / t/U;fS, T//

0,60 m / t/fS;SU//FS-Lagen

0,20 m / t/U;T//

3,40 m / t/fS;SU//

5,20 m / t/mS;//

3,60 m / t/^brk;//

1,40 m / t/^brk;U, T//

0,60 m / t/T;^brk//

2,00 m / t/^brk;U, T//

1,00 m / t/U;//

0,90 m / t/T;fS//

0,60 m / t/T;bn//

15,50 m / t/^brk;//

0,20 m / t/U;T, fS//

0,40 m / t/^brk;U//

1,20 m / t/U;T, fS//

4,00 m / t/fS;mS, U//

134,20 m

129,20 m

124,20 m

119,20 m

114,20 m

109,20 m

104,20 m

99,20 m

94,20 m

89,20 m

84,20 m

79,20 m

74,20 m

69,20 m

Anhang A

174

:

:

:

:

Inklinometerbohrung 100110

Inklinometerbohrung 100110(GOK 104,22 m ü. NN)

Anlage A-11

Ort d. Bohrung

Auftraggeber

Bohrfirma

Bearbeiter Schumann Datum: 14.02.1996

Seite 1/1

Maßstab: 1 : 200


MIBRAG mbH

MIBRAG mbH

Absetzerrestloch 13

1,90 m

4,00 m

8,90 m

12,60 m

14,00 m

14,20 m

14,30 m

19,30 m

1,90 m / t/fS;U//wf2

2,10 m / t/mS;^brk, fS//wf5

4,90 m / t/mS;^brk, fS//wf5

3,70 m / t/^brk;//wf2

1,40 m / t/T;^brk//wf2

0,20 m / t/^brk;T//wf2

0,10 m / t/fS;//wf5

5,00 m / t/^brk;//wf2

99,22 m

94,22 m

89,22 m

Anhang A

175

:

:

:

:

Inklinometerbohrung 49

Inklinometerbohrung 49(GOK 104,9 m ü. NN)

Anlage A-12

Ort d. Bohrung

Auftraggeber

Bohrfirma

Bearbeiter Datum: 14.11.1983

Seite 1/1

Maßstab: 1 : 200


BKW Borna

BKW Borna

Absetzerrestloch 13

3,00 m

4,00 m

7,50 m

9,00 m

11,00 m

11,50 m

13,00 m

13,30 m

14,00 m

14,70 m

15,20 m

16,00 m

3,00 m / t/fS;//

1,00 m / t/fS;//

3,50 m / t/U;fS//Muschelfragmente

1,50 m / t/fS;mS//

2,00 m / t/^brk;//

0,50 m / t/fS;//

1,50 m / t/^brk;//

0,30 m / t/T;//

0,70 m / t/^brk;//

0,70 m / t/T;//

0,50 m / t/fS;//

0,80 m / t/^brk;//

99,90 m

94,90 m

89,90 m

Anhang B 176

: : : :

Inklinometer 100110

Inklinometerbohrung (GOK 104,22 m ü. NN)

Anlage B-1

Ort d. Bohrung Auftraggeber Bohrfirma Bearbeiter

Seite 1/1 Absetzerrestloch 13

9 9 , 2 2 m

9 4 , 2 2 m

8 9 , 2 2 m

Natural Gamma [API] Dichte [GMCC] N-Porosität [ %] TEMP/COND [°C/MSCM]HRD/LSD [CPS]

0 80

45001500

67506000

HRDLSD 1,4 1,9

00

6060

PoryPoro

102,8

12 3

TempCond

Geophysikalische Bohrlochmessung Quelle: TU BA Freiberg Institut f. Geophyik

Anhang B 177

:

: : :

Inklinometer 3428 Anlage B-2

Ort d. Bohrung Auftraggeber Bohrfirma Bearbeiter

Seite 1/1 Absetzerrestloch 13

Geophysikalische Bohrlochmessung Quelle: TU BA Freiberg Institut f. Geophyik

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

0 90 1.91.1 30 70 12 13.50.55 0.7

Natural Gamma DichteNGAM (API) DENS (GMCC) PORO (%) TEMP (°C)

COND (MSCM)

N-Porosität Temperatur

Leitfähigkeit

Quelle: TU BA Freiberg, Institut für Geophysik

Anhang C 178

Anhang C-1: Probenahmepunkte gestörte Proben (PRB).

45245004524300

5675000

5674600

5674800

P3

P4

P2

P1

MP 28

IK 106

0 50 100 m G.Gärtner 1998

MP 10

101,7

MP 41

125,6MP 52

IK 107

MP 51

IK 108

Inklinometer, Markscheiderische Meßpunkte

Probenahme(PRZ, ungestört)

Anhang C 179

Anhang C – 2: Probenahmepunkte ungestörte Proben (PRZ).

45245004524300

5675000

5674600

5674800

P3

P4

P2

P1

MP 28

IK 106

0 50 100 m G.Gärtner.1998

MP 10

101,7

MP 41

125,6MP 52

IK 107

MP 51

IK 108

Inklinometer, Markscheiderische Meßpunkte

Probenahme(PRZ, ungestört)

180

Werdegang Berufspraxis seit 03/2001 GSF-Forschungszentrum für Gesundheit und Umwelt

GmbH, Forschungsbergwerk Asse • Wissenschaftliche Mitarbeiterin

09/1999 – 02/2001 GSF-Forschungszentrum für Gesundheit und Umwelt

GmbH, Forschungsbergwerk Asse • Geotechnikerin

06/1996 – 05/1999 Technische Universität Braunschweig

Institut für Geowissenschaften • Projektbearbeiterin

Studium 04/92 - 05/96 Technische Universität Braunschweig

• Abschluß Diplom Geologie 10/89 - 03/92 Geologisches Institut Moskau

• Abschluß Vordiplom Geologie 07/89 - 09/89 Aufenthalt Sowjetunion/Wolgograd

• Sprachintensivkurs Schulausbildung 09/87 - 06/89 ABF Halle

• Abschluß Abitur 09/77 - 08/87 Dittes Oberschule Zwickau

• Grund- und Oberstufe

Kriechbewegungen und deren Überwachung am Beispiel der ... · Practice, Proceedings of 8th...

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