Zur Abschätzung der Erodierbarkeit verdichteter
feinkörniger tropischer Böden
am Beispiel Westafrikas
dem Fachbereich Bauingenieur- und Vermessungswesen
der Universität Hannover
vorgelegt
zur Erlangung des akademischen Grades
Doktor Ingenieur_...~~--=-""- . -~. \\
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Dipl.-Ing. Enyonam Deo Eklu-Natey
Hannover, im März 1992

---

I
Inhaltsverzeichnis
1
Einleitung
1
2
Stand der Wissenschaft
3
2.1
Allgemeines
3
2.2
Platz der Erodierbarkeit im Fragenkompies der Erosion
3
2.3
Forschungsarbeiten zur Erodierbarkeit
7
2.3.1
Allgemeines
7
2.3.2
Korrelative Bestimmungen der Erodierbarkeit
7
2.3.3
Bodenfestigkeit und Erodierbarkeit
10
2.3.3.1
Allgemeines
10
2.3.3.2
Berücksichtigung der Scherspannung
10
2.3.3.3
Berücksichtigung der Zugspannungen im Boden
12
2.3.4
Dispersivität und Zerfall
17
2.3.5
Einfluß der Feuchtigkeit des Bodens auf die Erodierbarkeit
19
2.3.6
Probleme und Schwachpunkte der Erosionsforschung
21
3
Eigenes Programm
3.1
Grundüberlegungen
23
3.2
Programmbeschreibung
23
3.3
Untersuchte Bodenproben
25
3.3.1
Herkunft der Bodenproben
25
3.3.2
Umfang der Versuche
26
3.3.3
Bodenmechanische Kennwerte
26
3.3.3.1
Kornverteilung
26
3.3.3.2
Bodenmechanische Klassifizierung der Böden
28
4
Spezielle Versuche und ihre Ergebnisse
29
4.1
Vorbereitende Versuche
29
4.1.1
Bodenaufbereitung
29
4.1.2
Stabilisierung der Böden
29
4.1.3
Kalibrierung der Böden durch den
Moisture Condition Test (MCT)
29
4.1.4
Herstellung und Lagerung der Probekörper
31
4.1.4.1
Allgemeines
31
4.1.4.2
Angaben zu den Probekörpern
4.1.4.3
Klimasimulierte Lagerungsbedingungen
32
4.1.4.4
Darstellung der Untersuchungsergebnisse
33
4.2
Kennwerte liefernde Versuche
33
4.2.1
Der Zerfallsversuch
33
4.2.1.1
Erläuterung
33
4.2.1.2
Versuchsdurchführung
34
4.2.1.3
Auswertungskriterien
35
4.2.1.4
Versuchsergebnisse
35
4.2.2
Erosionsversuche
37
4.2.2.1
Allgemeines
37
4.2.2.2
Gerätschaften und Versuchsdurchführung
37
1. Versuche in Togo
37
2. Versuche im IGBE
39
4.2.2.3
Auswertungskri terien
41
4.2.2.4
Ergebnisse der Erosionsversuche
41
4.2.3
Dauerbeständigkeitsversuche
4.2.3.1
Allgemeines
43
4.2.3.2
Versuchsd urch führung
45
4.2.3.3
Ergebnisse
4.2.4
Adhäsionsversuche
46
4.2.4.1
Theoretische Grundlagen
46
4.2.4.2
Versuchsautbau und Herstellung der Prüfkörper
47

---

II
4.2.4.3
Versuchdurchführung
49
4.2.4.4
Auswertung
49
4.2.4.5
Ergebnisse der Adhäsionsversuche
49
5
Bewertung der Versuche
52
5.1
Beurteilung der Zerfalls- und Erosionsversuche
52
5.1.1
Ergebnisse der im IGBE durchgeführte Versuche
52
5.1.1.1
Analyse der aufgenommenen Zerfallskurven
52
5.1.1.2
Analyse der Zerfallsgeschwindigkeiten
53
5.1.2
Ergebnisse der in Togo durchgeführten Versuche
55
5.1.2.1
Allgemeines
55
5.1.2.2
Erfolgsrate der erzielten Korrelationen
55
5.2
Diskussion der Ergebnisse der Dauerbeständigkeits-
und der Adhäsionsversuche
57
6
In terpretation und Klassifizierungsvorschläge
61
6.1
Allgemeines
61
6.2
Infiltration in verdichtetem Boden
61
6.3
Zustandsänderungen im Boden infolge
von Wasserzutritt
63
6.3.1
Tonmineralogie und Srukturwandel in
tropischen Böden
63
6.3.2
Spannungszustände in verdichtetem Boden bei
zyklischem Wechsel von Durchfeuchtung
und Austrocknung
67
6.4
Mathematische Modelle zur Berechnung
der Erosionsrate
70
6.4.1
Allgemeines
70
6.4.2
Infiltration in der primären Erosionsphase
70
6.4.2.1
Theoretische Grundlagen
70
6.4.2.2
Bestimmung der Dicke der Auflockerungsschicht
in der primären Erosionsphase
73
6.4.3
Erosionsvorgang in der sekundären Erosionsphase
75
6.4.3.1
Allgemeines
75
6.4.3.2
Erosionsstabilität bindiger Böden mit eingebetteten
groben Teilchen
76
6.4.3.3
Grundlagen zur Bestimmung der erosiven Ablußkraft
bei feinen Teilchen
77
6.5
Vorschlag zu neuen boden mechanischen
Klassifizierungskriterien
78
6.5.1
Klassifizierung nach den Ergebnisssen der Zerfalls-
und Erosionsversuche
78
6.5.1.1
Klassifizierung für Böden immerfeuchter tropischer Gebiete
78
6.5.1.2
Klassifizierung für Böden wechselfeuchter
und arider tropischer Gebiete
80
6.5.2
Klassifizierung nach der Dauerbeständigkeit und Adhäsion
81
6.5.2.1
Berücksichtigung der Dauerbeständigkeit
81
6.5.2.2
Berücksichtigung der Haftspannungen
82
6.6
Nomogramm zur Bestimmung der allgemeinen Gefährdung
verdichteter Böden durch hasenänderung
82
6.6.1
Allgemeines
82
6.6.2
Ponderale Gesetzmäßigkeiten
83
6.6.3
Beziehung zwischen Konsistenzzahl, Dichte und Quellung
87
6.6.3.1
Abhängigkeit der Konsistenz von der Dichte
87
6.6.3.2
Berücksichtigung der Quellung
88
6.6.3.3
Berücksichtigung der Zeitabhängigkeit der Quellung
bei Plastizitätsänderungen
89

---

III
6.6.3.4
Maximale Konsistenz max Je tropischer Böden
92
6.6.3.5
Nomogramm zur Bestimmung der allgemeinen Gefährdung
der Böden durch Plastizitätsänderungen
92
7
Stellungnahme zu den bisherigen Theorien zur Erodierbarkeit
94
7.1
Wischmeier'sche und ähnliche Korrelationen
94
7.2
Zur Frage der hochgradigen Verdichtung der Böden in
trockenem Zustand
95
8
Zusammenfassung
96
8.1
Struktur der Arbeit
96
8.2
Ergebnisse
96
8.2.1
Zerfalls- und Erosionsversuche
96
8.2.2
Dauerbeständigkeits- und Adhäsionsversuche
97
8.2.3
Stabilisierung mit hydraulischen Bindemitteln
97
9
Zukünftige Forschungen zur Bodenerodierbarkeit
in der Bodenmechanik
10
Li teraturverzeichnis
11
Anlagen

---

IV
Zusaminenstellung der verwendeten Formelzeichen und Fachausdrucke
Formelzeichen
Dimension
Fachaudruck
A
Abflußmenge
Ae
Aktivität nach SKEMPTON
a;b;e;k;m;n
Konstanten
Ak
Halbfläche der Messingkugel beim Adhäsionsversuch
C
Bodenbedeckungsfaktor (nach WISCHMEIER)
c.p
Erosionsschutzabhängigen Faktor
D
Dispersion ratio
d
L
Eindringtiefe
d
L
Komfraktion, Komgröße
DSO
L
Komdurcbmesser bei 50 % Siebdurchgang
dh
L
Differential der axialen Quellung
tUe
Bewegungsbereich der Konsistenz (DIe = max Ic - min Ic)
Dpr
Verdichtungsgrad
t:.t
Zeitraum
t:.v
Volumenelement
E
Bodenverlust bezogen auf Flächeneinheit und Zeiteinheit (nach
WISCHMEIER)
Ekin
Kinetische Energie
ESP
Exchangeable Sodium Percentage
FAdh
F
Zugkraft oder Adhäsionskraft
FEp
F
Erddruckkraft
~
F
Fließkraft des Wassers
F
Gewicht
r
Erosionsstabilitätsfaktor
h
L
Schichtdicke
he
L
Endhöhe der Probe
h o
L
Anfangshöhe der Probe
J
F
Impulsstrom eines Abflusses
J
L3
Infiltrationsmenge
J.K
Bodenabhängiger Faktor
Je
Konsistenzzahl
max Je
Größter Wert der Konsistenzzahl
min Je
Kleinster Wert der Konsistenzzahl
ikrit
Ausreißfähiger kritischer hydraulischer Gradient
l
Plastizi tätszahl
LIT
DurcWässigkeit
K
Erodierbarkeitskoeffizient (nach WISCHMEIER)
KAK
Kationenaustauschkapazität des Bodens
L
Hanglängenfaktor (nach WISCHMEIER)
I
L
Zeitabhängige Länge atomarer Bindungen
L.S
Geländeabhängiger Faktor
m
M
Masse eines Moleküls
m
MIT
Massenstrom eines Abflusses
M
M
Molmasse
Me
Relative Masse des Bodens am Ende eines Versuches
MF(Adh)
K·L
Moment der Adhäsionskraft
MF(Ep)
K·L
Moment der Erddruckkraft
MF(Fl)
K·L
Moment der Fließkraft
MG
K·L
Moment der Gewichtskraft
mo
F
An fangstrockengewich t
Mr
Relative Restmasse
N
LOSCHMIDTscher Zahl
N
Niederschlagsmenge
Na
Austauschbarer Natriurnkompfex
P
Bodenschutzfaktor (nach WISCHMEIER)

---

v
PN
F/12
Normale Komponente des Drucktensors
PT
F/12
Tangentiale Komponente des Drucktensors
q
Quell maß
Q
L3fT
Volumenstrom eines Abflusses
R
Erosivität des Regens (nach WISCHMEIER)
R.F
Regenabhängigen Faktor
S
Geländeneigungsfaktor (nach WISCHMEIER)
S
Quell potential
SAR
Sodium Absorption Ratio
Sr
Sättigungsgrad
T
T
Verlust- bzw. Zerfallszeit
to, t 00
T
Zeitpunkte
T90
T
Zeit, die der Boden benötigt, um 90% der Endquellung zu
erreichen
T
Dauer des primären Zerfalls
ifr
Ungleichförmigkei t
v
LfT
Geschwindigkeit
Ve
L3
Endvolumen
Vo
L3
Anfangsvolumen
Vz
1fT
Zerfallsgeschwindigkeit
min wn
kleinster Wert des natürlichen Wassergehaltes
wn
Natürlicher Wassergehalt
wpr
Optimaler Wassergehalt
Ws
Sättigungswassergehalt
WS]
-
Sättigungswassergehalt ohne Quellung
wS2
Sättigungswassergehalt nach Quellung
wverd
Verdichtungswassergehalt
0C1
FIL2
Residualspannung
J.I.
Stofffrequenz der extrahierten Molekülteile
min C1Adh
F/L2
Minimaler Wert der Adhäsion
C1
FIL2
Grenzflächenspannung
C1Adh
F/L2
Adhäsion oder Haftspannung
C1D
FIL2
Porenwasserdruck
Pd
MIL3
natürliche Trockenrohdichte
Pde
M/L3
Trockenrohdichte am Ende der Quellung
pde(t)
M/L3
Endwert der Trockenrohdichte nach der Zeit t
Pdo
M/L3
Anfangstrockenrohdichte
Pe
M/O
Endquellung
Ps
M/L3
Dichte des Bodens (nach MUCKENTHALER)
Ps
M/L3
spezifisches Gewicht
Ps,A
M/L3
Änderung der Dichte des Bodens infolge Durchfeuchtung und
Adhäsion
Poo
Endquellmaß
C1q
F/L2
Quellspannung
C1Z
F/L2
Erddruck
<P
Zeitfaktor im Quellversuch
TLA
F/L2
Durch Entweichen der Luft entstandene Scherspannung
TW7
F/L2
Scherspann ung

---

1
Einleitung
Bodenerosion, durch Regenwasser verursacht, ist eine der haufigsten Gefahren für die
BOdeo in allen Klimazooen. Besonders in den tropischen Uindem Westafrikas, wo die
Auftretensforrnen des Niederschlages von einer extremen Heftigkeit gekennzeichnet sind,
ist die
Oberfiachenerosion
auch
aufgrund
der sozialôkonomischen
Gegebenheiten
folgenreich bei der Gründung von Ingenieurbauwerken. In Togo sind besonders StraBen-
und Kleinstaudamme betroffen (Bild 1.1).
Bild 1.1:
ErosioTLSzerst6rung an einer StrafJe in Lomé (Togo)
Die Erforschung der Bodenerosion ist viele Jahre zweckgebunden nur in der Landwirtschaft
durchgeführt worden. lm Bauingenieurwesen gilt die Bodenerosionsforschung als cine
relativ junge Wissenschaft (seit ca. Anfang der 70er Jahre) , Sie ist das Ergebnis
wachsender Anforderungen der heutigen Bauindustrie. Die mathematische Formulierung
des physikalischen Vorganges "Erosion" und seine Vorhersage lehnte 5ich hier bisher im
wesentlichen an die Erforschungsmodelle aus der Landwirtschaft (WlSCHMEŒR, 1959).
Laut einiger Autoren (WESCHE, 1981; HENENSAL, 1988 li.a.) scheint dieser Weg 50
lange unumganglich zu sein, bis für die Bodenmechanik geeignete Modelle erarbeitet
worden
sind.
Aufgrund
der
spezifischen
Randbedingungen
der
Booen
irn
Bauingenieurwesen sind, z.B. bei der Bestimmung der Erodierbarkeit, groBe Probleme bei
dieser Übemahme entstanden.
Es war z.B. bisher nicht mëglich, alle bodenmechanischen Parameter (Temperaturwechsel,
chemische Einwirkungen, Dichte, Porositat, WassergehaH, Wasseraufnahme) gleichzeitig
durch ein Prüfschema zu erfassen (WESCHE, 1981). In den vergangenen Jahren konnte
aber Einigkeit darüber erreicht werden, dafi Untersuchungen im wesentlichen abhangig vom
Ausgangszustand des Badens, ct.h. von den zeitlîchen Variationen des Wassergehaltes und
der Dichte vorgenommen werden sollen. Da ein Forschungsprogramm, das systematisch
die Variationen beider Parameter berücksichtigt, sehr aufwendig ist (OVERBECK, 1977;
HENENSAL, 1986), blieb die Erodierbarkeit der Boden bisher nur sehr wenig untersucht

---

2
und es fehlt überhaupt an eindeutigen Kennwerten hierfür in der Bodenmechanik.
Die
vorliegende
Arbeit
nimmt
eine
systematische
Analyse
des
Einflusses
der
Wasseraufnahme bei festgelegten Verdichtungsgraden auf fünf Parameter des hydrischen
Verhaltens von drei tropischen bindigen Böden aus Togo vor:
- Zerfallsempfindlichkeit des Bodens, d.h. die Bodenverlustrate
bei einfachem Kontakt mit Wasser
- Bodenverlustrate unter einer Wasserströmung mit konstanter
Geschwindigkeit,
- Bodenverlustrate bei Einwirkung von aufeianderfolgenden Zyklen
von Benetzung und Austrocknug (klimasimulierte Versuche),
Haftkräfte (Adhäsion), die durch' die feinen Partikel des Bodens
gegenseitig mechanisch ausgeübt werden
- Quellfähigkeit
Die Einflüsse einer in Togo üblichen Stabilisierungsmaßnahme (Zementstabilisierung) und
einer 'mechanischen Stabilisierung durch hochgradige Verdichtung (MCT = Moisture
Condition Test) auf die Erodierbarkeit des Bodens werden berücksichtigt.
Die ausgewählten Versuchsmethoden sind relativ unkompliziert und ermöglichen eine große
Anzahl umfassender schneller und reproduzierbarer Ergebnisse. Die Notwendigkeit der
Wahl unkomplizierter Versuche und Beurteilungskriterien ist durch die ökonomischen
Verhältnisse und den technologischen Stand der Wissenschaft in den Entwicklungsländern
gegeben.
Die Forschungsarbeit wird wie folgt gegliedert:
1.
In einer ersten Phase wird die Erodierbarkeit mit ihrem Platz innerhalb des
Gesamtfragekomplexes "Erosion" kurz beschrieben
und die wichtigsten
wissenschaftlichen Erkenntnisse über die Erodierbarkeit dargestellt.
2.
Nach Analyse der bisherigen Theorien
werden
die Grundsätze der
boden mechanischen Ansätze des Verfassers festgelegt.
3.
Die eigenen Versuche und ihre Durchführung werden beschrieben und die
Ergebnisse dargestellt.
4.
Anhand der Ergebnisse der Laboruntersuchungen wird ein physikalisch-
mathematisches Modell erarbeitet, das eine Überprüfung des allgemeinen
(zeitlichen sowie räumlichen) Erosionsverhaltens von Erdbauwerken mit
existierenden theoretischen Ansätzen ermöglicht. Schließlich wird den in den
tropischen Ländern tätigen Bauingenieuren eine praxisbezogene Empfehlung
zur Beurteilung der Erosionsgefährdung bereitgestellt.
Eine in Masse-%Imin dimensionierte relative Zerfalls- bzw. Erosionsgeschwindigkeit
ermöglicht eine einheitliche Darstellung der Ergebnisse.
Die Laboruntersuchungen wurden teils in Lerne, Togo (Ecole Nationale Superieure
d'Ingenieurs, Universite du Benin) teils in Hannover, Deutschland (Institut für Grundbau,
Bodenmechanik und Energiewasserbau, Universität Hannover) durchgeführt.

---

3
2
Stand der Wissenschaft
2.1
Allgemeines
LÖLL definierte bereits 1878 die Erosion auf landwirtschaftlichen Flächen als Funktion von
drei Faktoren:
1. Erosive Kraft des Regens
2. Innere Resistenz des Bodens gegen die Einwirkung von Wasser
3. Gestaltung der Geländeoberfläche
Im Jahre 1959 gelang es WISCHMEIER, eine allgemeine mathematische Formel für die
Erosion, die "Universal SoU Lass Equation" (USLE) aufzustellen und somit an den
Gedanken von LÖLL (1878) wissenschaftlich anzuknüpfen. Die USLE prägte sehr
wesentlich spätere Forschungsarbeiten, obwohl der Korrelationsweg der einzelnen
Parameter dieser Formel viele Wissenschaftler letztlich nicht überzeugen konnte.
2.2
Platz der Erodierbarkeit im Fragenkomplex der Erosion
Der Begriff "Erosion" verbirgt eine Menge von Unterbegriffen, die bei einzelner
Betrachtung fachspezifisch unterschiedlich behandelt werden müssen. Tabelle 2.1 zeigt eine
vereinfachte Zusammenstellung der Terminologie verschiedener Erosionstypen; dabei wird
der Platz der Oberflächenerosion hervorgehoben.
Die vorliegende Arbeit bestimmt innerhalb des Fragenkomplexes "Oberflächenerosion" die
Erodierbarkeit von Böden (Tabelle 2.2). Die Erodierbarkeit K des Bodens ist einer der
sechs von WISCHMEIER (1959) in der USLE (GI. 2-1) festgelegten ·Parameter:
E = R (K-P)'(L oS C)
(GI. 2-1)
Erosivität
Erodierbarkeit
Modulation
des Regens
des Bodens
des Geländes
E
Bodenverlust, bezogen auf Flächeneinheit und Zeiteinheit
R
Erosivität, das Erosionspotential des Regens
K
Erodierbarkeit des Bodens (Maßeinheit wie "E
L
Hanglängenfaktor, Verhältnis vom Bodenverlust auf dem
zu untersuchenden Gelände und dem auf einer 22m langen
Versuchsstrecke auftretenden Bodenverlust
S
Geländeneigungsfaktor, Verhältnis vom Bodenverlust auf dem zu
untersuchenden Gelände und bei einer fiktiven Geländeneigung von 9%
C
Bodenbedeckungsfaktor, Verhältnis vom Verlust auf dem zu
untersuchenden Gelände und dem bei völliger Unbedecktheit
P
Bodenschutzfaktor, bezogen auf die Art der vorgenommenen
Bodenschutzmethode gegen Erosion.
Die Erosivität R des Regens kann der Mensch kaum beeinflussen. Die Erodierbarkeit Kund
die Geländemodulation L oS können sowohl natürlich sein als auch künstlich durch
entsprechende Maßnahmen beeinflußt werden. Die Parameter P und C werden deshalb zu
K bzw. zu LoS zusammengefaßt, um den quasinatürlichen Charakter der Erodierbarkeit und
der Geländemodulation zu zeigen.
Zur Ermittlung der Parameter der USLE erarbeitete WISCHMEIER eine Reihe von
Nomogrammen. Bild 2.1 zeigt den Weg zur Bestimmung des Erodierbarkeitsfaktors K.

---

~
~
~
~
!'J
.......
Unterscheidung der Erosion
~
nach dem
nach dem
nach der
nach der
nach dem
nach der
nach der
nach der Art
"'"
erodierten
erodierenden
lIasserart
lIi rkungswei se
Ort der
lIirkungsform
Dimension
des gefährdeten
0"
Stoff
Hediun
des lIessers
Einwirkung
der Spuren
Bauwerkes
;::s
I
I
I
J
I
J
I
I
I
I
I
I
1
I
I
J
iS
~
;::s
l::
+
Erosion technischer
+
~
IAbrasionl
lIerk- bzw. Baustoffe
+ ~
+
+
~
lölreibung !
1E:lllnorn.~'n.nl
• +
~
;::s
~
~
2:l
9-
~
~
l::
;::s
~
~
Erosion an
~
StraBen und
~
Däl1l1len
~
~
Erosion an Ufern
Bauwerks-
unterspülungen
Sturzbäche
Die verschiedenen Erosionsarten,
abgestuft nach den wesentlichen Unterscheidungsmerkmalen
.;..

---

~
~
(1:)
.....
.....
(1:)
w
w
t'11
KRITERIUM
EINGANGSFAKTOREN
~
~
"1::::l
l::l
1
i3
Fallgeschwin-
21
(1:)
digkeit und
...
(1:)
......
Dicke der
Zerstörungskraft
Regentropfen
~
......
des Wassers
Intensität,
Menge und Häu-
~
<IAbflußkraftdes I
Oberflächen-
"'"
figkeit des
wassers
5'
;::s
Regens
;;::
\\
IGE,","DE-
I
I
i5.
N
;;::
-I
Einfluß auf die
/
MODULATION
TOPOGRAPHIE
Morphologie der
Längsgefälle
"'"
...
l::l:
Oberfläche des
Böschungsneigung
I AbfluBgeschwin- I
Geländes
Böschungslänge
digkeit
i5.
oc'
(1:)
~
ISchutz durch
g.
Art und Dichte
Pflanzenbewuchs,
BIOLOGISCHE
INGENIEUR-
----....
~
der Berasung
Wurzelaktivität
(1:)
SCHUTZMABNAHMEN
BIOLOGIE
......
I
(1:)
Oberflächen-
~
schutzmaßnahmen
Schutz unterer,
(1:)
stabilisierte
unbeständiger
Schutzschicht an
Böden durch eine
der Oberfläche
dünne Stabili-
sierungsschicht
Hydrischer
widerstand des
Interner Ero-
I~
L
Bodens
Erosionsstabili-
sionswiderstand
tät anstehender
11 ERODIERBARKEIT
11-1 BODENMECHANIC]
bzw. stabili-
sierter Böden
Verbesserte Ero-
sionsresistenz
/
VI

---

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I
b:l
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3· med or coarse granu.lar
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4· blocky. platy. or m~ssive
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-+: SOlL STRUC TURE 11,
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~
gf.40
PERMEABILITY
80 t
I
I
(ERCENT SAND
(0/0 - 2 .Omm)
20
l -
I
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......
15
u
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I
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.........
-
>- .30
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f--'--'--'-'-'--'''-'-c!--'---c-
90 t
I
I
I
I
I-
, 5 ,
~
/
-m
/
~ 6 . very slow
100 l
I
I
I
I
I ---+·~I.._·i-··l .... I....L.+ ....... I.~.:.-
g .20
j _
5 . ,Iow
PROCEDURE:
With aopropriate data, enter seale at left and proceed (0 points,
5
I
4 . .,IOIN to mod
..J
J. moderate
represcnting the soil's % sand (0.10·2.0 mm). % organic malter. strucwre, and
permeability. ~tH'at sCQuence.
Interpolate between ploned curves.
The dotted
~ .10
2· mod. 10 rap;d
1
rapid
line illusrrates procedure far a soil hav,ng:
S\\1 vis 65%. sand 5%, üt,,1 2.8%. structul e 2,
permeabi1ity 4,
Solution:
K '" 0.31.
o
I
0\\

---

7
Die Bestimmung erfolgt eindeutig auf einem indirekten Wege. Der Einsatz dieses
Nomogramms erzielte für verschiedene Böden, die bei gleicher Körnungsstruktur dennoch
unterschiedliche mineralogische Zusammensetzungen hatten, verwirrende Ergebnisse.
In späteren (1970 bis heute) rezenteren Forschungsarbeiten sind viele Parameter entweder
einzeln oder in Kombination miteinander untersucht worden. Die bedeutsamsten der
untersuchten
Einflußparameter sind in Tabelle 2.3
unter den drei
Hauptgruppen
zusammengestellt und verdeutlichen sehr anschaulich die Komplexität eines eindeutigen
Lösungsweges .
REGEN
BODEN
MODULATION
*Regenmenge
*Bodenstruktur
*Hangneigung
*Regenintensität
*Kornverteilung
*Hanglänge
*Tropfengräße
*Porenziffer
*Art der Berasung
*Tropfenenergie
*Plastizität
*Stabilisierung
*AbfluBmenge
*Aktivität
*Abflußgeschwindig-
*Or9an. Beimengung
keit des Wassers
*Ke~mzahl
*Tiefe des abflies-
*Lagerungsdichte
senden Wassers
*Wassergehalt
*Schleppspannung
*sättigungsgrad
*Wassertemperatur
*Wasserdurclilässigkeit
*Chemische
*Wasseraufnahme
Aggressivität des
*Retentionsvermägen
Regenwassers
*Infiltrationskapazität
*Art des Porenwassers
*Bodentemperatur
*Dispersivität
*Zerrallsneigun9
*Aggregatstabil~tät
*Erosionswiderstand
*Mineralogie
*PH-Wert
* SAR ( Sodium
Adsorption Ratio)
*EXP (Exchangeable
Sodium Percentage)
*Bodeninhomogenität
*Bodenschichtung
Tabelle 2.3:
Zusammenstellung der Einflußparameter
2.3
Forschungsarbeiten zur Erodierbarkeit
2.3.1
Allgemeines
Erodierbarkeit beschreibt die Bereitschaft eines Bodens, pro Zeiteinheit und durch eine
konstante
Wassermenge
und
Abflußgeschwindigkeit einen
bestimmten Teil
seines
Anfangsgewichtes zu verlieren. Ein Boden ist zweimal mehr erodierbar als ein anderer,
wenn er unter Konstanthaltung aller bodenfremden Beanspruchungen zweimal mehr
Materialmenge verliert (HENENSAL, 1988).
Um den Grad der Erodierbarkeit zu formulieren, wurden in der Vergangenheit die
Betrachtungsweisen in drei Hauptgruppen vorgenommen:
1. Ableitung der Erodierbarkeit aus bekannten bodenmechanichen Kennwerten
2. Direkte Bestimmung der Zerfallsbereitschaft des Bodens in ruhigem Wasser
3. Direkte Bestimmung der Erodierbarkeit unter Einfluß von fließendem Wasser
2.3.2
Korrelative Bestimmungen der Erodierbarkeit
Der indirekte Weg durch das Nomogramm von WISCHMEIER (Bild 2.1) zur Ermittlung
des Bodenerodierbarkeitsfaktors K schließt in der Bodenmechanik Fehleinschätzungen nicht
aus. Die Kombination von Kornverteilung mit dem Betrag der organischen Beimengungen

---

8
sowie mit der Wasserdurchlässigkeit z.B. reicht nicht aus, um eine Prognose über die
Erodierbarkeit eines Bodens abzugeben.
Die Bedeutung des Bodengefüges bei boden mechanischen Aufgaben hat viele Autoren
veraniaßt, sie auch in ihre Klassifizierungssysteme für Erosionsprobleme einzubeziehen.
Ein markantes Beispiel des Einflusses der Ergebnisse von WISCHMEIER zeigt der sehr
rezente
Versuch
von
MARTIN
(1988),
ein
Nomogramm
(Bild
2.2)
für
die
-Bodenerodierbarkeit bayerischer Klima- und Bodenverhältnisse vorzuschlagen, wobei er den
Einfluß der Ionenbelegung der Tonteilchen mit in die Bewertung einbezieht.
Sand %
o
10
10
Jo
.0
)0
100
10
10
tO
100
!
I
Schluff %
Ton %
:/
/
Ir;o'
..
f--I ..~_'I/ /
/
V
/I~
1--
IV
/
I",
/
1--;;;0
//1//
/
V
i
I<l\\~,\\~[\\~ .
:I~
+
Nomogra.m.m rür an
bayerische KlIma- und Boden-
0.10
verhAltnls.e
angepaßte
K-
0,20
P'aktoren
O,JO
Eingetragen Ist das
Vorgehen
0.40·
beim Ablesen rür einen Boden
,--+r
/V;;'>VC" -- .... ...
0.50
-l.--V //1>""//'.
,!L..
0.60
mIt
40'110 Sand,
20'110
Ton,
40'1
I /V· . _.
Schluff.
3'11
organl.cher
Sub-
1.0
,
L.
' - - L . _
0.70
V /
r - - - -
stanz,
7.5~
einwertiger
Katlo-
,
.
:
O.aO
0.90
nen
am
Austauscher
und
5~
1.0
_. V
Steinbedeckung % ~..
1.00
Steinbedeckung rar den .Ich ein
C'
..
K-faktor von 0.49 ergibt.
Bild 2.2:
Nomogramm von MARTIN (1988) für an bayerische Klima- und.
Bodenverhältnisse angepaßte Erodierbarkeitsfaktoren
Einige weitere Korrelationen beruhen auf bekannten Eigenschaften oder Kennwerten der
Bodenmechanik (Kornverteilung, Plastizität, mineralogische Zusammensetzung, etc.).
Bereits im Jahre 1953 schlug z.B. SHERARD zur Beurteilung folgende Wertespannen der
Plastizitätszahl Ip vor (Tabelle 2.4):

---

9
Plastizitätszahl
Erosionswiderstand
Ip > 15%
gut
6% < Ip < 15%
mittel
Ip < 6%
schwach
Tabelle 2.4:
Definition von Erosionswidersländen nach SHERARD (1953)
Nach dem Centre National du Machinisme Agricole, du Genie Rural, des Eaux et des
Forets (CEMAGREF, 1983) sind Böden mit mehr als 50% Anteilen der Korngröße
zwischen 0,05 mm und 0,1 mm (Feinsand) und mit weniger als 15 % kolloidalen Anteilen
besonders anfällig für den Abtransport durch Wasser.
CESTRE (1985) behauptet, daß die stärksten Erosionssituationen bei Böden mit mehr als
50% Anteilen der Korngröße zwischen 0,07 mm und 0,15 mm auftreten. Ferner schlägt
er eine Klassifizierung vor, in Anlehnung an die Ungleichförmigkeit U der feinen Fraktion
des Bodens (Tabelle 2.5):
Ungleichförmigkeit
Erosionswiderstand
U<5
niedrig
5<U< 15
mittel
U > 15
hoch
Tabelle 2.5:
Grenzen der Erosionsanfälligkeit nach CESTRE (1985)
Für VAN DER BECKEN (von CESTRE zitiert) ist die Erodierbarkeit am größten für
Böden mit mittlerem Korndurchmesser Dso bei der Korngröße von 0,06 mm bis 0,12 mm.
POESEN (1985) fand an den von ihm untersuchten Materialien, daß die Erosionsresistenz
von 1500 J/kg auf 300 J/kg abnimmt, wenn der Wert von Dso von 0,1 mm bis 0,7 mm
zunimmt.
Im Laboratoire Central des Ponts et Chaussees (LCPC) wurden gemeinsam mit dem
Service d'Etudes Techniques des Routes et Autoroutes (SETRA) im Jahre 1986 ebenfalls
eine Klassifizierung der Böden vorgenommen, bei der die Erosionsempfindlichkeit der
Böden mit dem Wert von I berücksichtigt wird:
p
Klassen
Erosionsempfindlichkeit
AI' BI, B2, D1
hoch
A4 < (A3, B3, B6, CI) < (A2, B4, Bs)
mittel
C2, C3, D2, D3, D4
gering
Tabelle 2.6:
Klassen der Erodierbarkeil nach dem LCPC und dem SETRA (/986)
GIORDANO (1986) schlägt die Verwendung eines Dreieckdiagramms vor, um die
Erodierbarkeit aus einer auf der Textur der Böden basierenden Klassifizierung der Böden
zu bestimmen (Bild 2.3).

---

10
H1ih rrodlbllity
ehr
Hcdl\\JJU orodlb1l1 ty
TeXturdl
cl~sses tor sOll
erOQ1Dl j l~Y
~r~c~c(:on
\\
L
/
\\
I
r-
\\
/
SlL
SL
I
~-_/
I
I
I
SI
S."d
= = - - - - - - ' - - - - - L - - - - - - - ' S l ! t
Bild 2.3:
Strukturelle Klassen zur Voraussage der Erodierbarkeit der Böden
(GIORDANO, 1986)
2.3.3
Bodenfestigkeit und Erodierbarkeit
2.3.3.1
Allgemeines
Die Erodierbarkeit beschreibt den Widerstand der Böden gegen die erosive Aktion des
Wassers (Tropfenschlag und Schleppwirkung fließenden Wassers).
In der Vergangenheit wurden Versuche in hydraulischen Kanälen (SMERDON, 1961;
ALIZADEH, 1974; OVERBECK, 1977 u.a.), in hydraulischen Röhren (REKTORIK und
SMERDON,
1964;
KANDIAH,
1974; SARGUNAM,
1973 u.a.),
auf geneigten
Flachblecheh (BENDER, 1984 u.a.) und in Beregnungsanlagen verschiedener Formen und
Abmessungen durchgeführt (WISCHMEIER, 1959; DIN 19683/57; BORK, 1983 u.a.), um
gleichzeitig Erosivität des Niederschlages und Erodierbarkeit des Bodens zu ermitteln. In
einigen Fällen bestand .die M~~~~c~keit, den Boden im Wa~ser~~AP~~~~~DIN. 19683/~6
u.a.) .. Im .~ahmen wlssenso~~ftli~her Unters~chungen ~1d~BOd~~my~~an~k ~nd In
~atenal~ruf~stal~en des ~auIng~meurwesens sI~d Sonde~e7~5~e ~It W~s~~.feInwirkung
In KombInatIon mit dem EInsatz außerer mechanIscher Bbspruehungen gemacht worden
(KEZDI, 197~; CHRISTORY, 1976)..
. \\~,~ '/:3
.
Bel allen gewählten Meßpnnzipien legten dIe Autoren IhremI]1(!.tliem'!t1.sGhen Modellen dIe
Überlegung zugrunde, daß die Erosion eines Bodens dan~~~sg~lZ;('wird, wenn die
Fließkräfte des Wassers die inneren Bindungskräfte (Kohäsion und Adhäsion), d.h. den
mechanischen Widerstand des Bodens übersteigen.
2.3.3.2
Berücksichtigung der Scherspannung
Zielsetzung einiger Forschungsarbeiten ist es, den Nachweis der' Überwindung der
Scherfestigkeit des Bodens durch die Schleppspannung des fließenden Wassers als
notwendige Bedingung der Erosion zu erbringen.
CHRISTENSEN
und
DAS
(1973)
ermittelten
unterschiedliche
Erosionsraten
In

---

11
Abhängigkeit von verschiedenen Schleppspannungen (Bild 2.4).
60,---------r----,---------,------,--------,
WOLDIHG WOISTURE COHn.HT:
3~.Z·4
TEST T[lIIPERATUR[;
I]" C
Erosion versus time at constant temperature and moisture
content tor kaolinite.
Bild 2.4:
Erosionskurven abhängig von der Schleppspannung nach CHRISTENSEN
und DAS (1973)
AKKY und eHEN (1973) schlugen eine Reihe von Formeln vor, um die Zusammenhänge
zwischen der aus der MANNING'schen Formel ermittelten kritischen Fließgeschwindigkeit
und der Scherspannung zu bestimmen.
Hierbei ist anzumerken, daß die kalkulierten Schleppspannungen im allgemeinen weit
kleiner sind als die tatsächlichen Scherspannungen der Böden, die somit nur schwer
überwunden werden könnten.
HEINZEN und ARULANANDAN (1976) stellten Beziehungen fest zwischen Erosion,
Scherfestigkeit
und
NaCI-Konzentration
des
erodierenden
Wassers
bzw.
der
Sodium-Adsorption-Ratio SAR (Bild 2.5).
1I
$.AR::: S
"
1
11
!.- lt
~
~ II
~
~
~
10
Relalionship belween crilical shear slress and dieleclric dispersion as a /unclion
8
0/ SAR al pore fluid conceniralion 0/0.050 N
- -
SAR,.30
SAR"g
..
10
•
APf'ARUT DIU.ECTRIC DUPUSKli
Bild 2.5:
Ergebnisse von HEINZEN und ARULANANDAN (1976)

---

12
ZANKE (1982) betrachtet die Benutzung der Scherfestigkeit des Bodens als einzigen
Parameter der Erosion als nicht ausreichend. Der Wassergehalt des Bodens ist von
entscheidender Bedeutung, da die Änderung der Elastizität der Bodenoberfläche bei
steigendem Wassergehalt dämpfend auf den Kraftangriff aus der Strömung wirkt. Daher
schlägt er vor, die Erosion bindiger Böden sinnvoller fallweise getrennt zu betrachten und
durch Verknüpfung der jeweils gültigen Abhängigkeiten allgemeine Funktionen zu erstellen:
1. fester Boden mit geringem Wassergehalt
2. weicher Boden mit hohem Wassergehalt
Bis heute ist keine dieser allgemeinen Funktionen in die Literatur aufgenommen worden.
BENDER (1984) definierte einige Grenzen der Erosionsstabilität (Bild 2.6) und stellte nach
Versuchen
mit dem Gerät von INDERBITZEN eine Ähnlichkeit im Verlauf der
Erosionsstabilitäts- und der Scherfestigkeitskurven (Penetratiol1swiderstand) fest (Bild 2.7).
grass
1.0 .----------------------.~
0 %
6sp. 2 : X/2 % erodiert in .45 fIIin.
0.9 f-------------~""--""------1--
X/2 %
0.6
x %
0.7
....,
<lI
""....,
....,
0.6
~
C
.~
<lI
.0
0.5
Bsp. 1 : X % erodiert in 20 fIIin •
"'u
<lI
0
U
CD
'"....,
'"
V>
0.4
' "
C
<lI
c
0
c u
.~
C
V>
<lI
0.3
C
- "
0
o <lI
'-
....,
.~
w
0.2
'"
o '"
'-
'-
0
w
>
0.1
0
gering
0
10
15
20
30
45
ErOSlOnszeit [Min. ]
' ; - - Massstab
Bild 2.6:
Definition der Erosionsstabilität nach BENDER (1984)
2.3.3.3
Berücksichtigung der Zugspannungen im Boden
'Bei Erosionsproblemen werden in letzter Zeit immer wieder die Adhäsionskräfte zwischen
den Teilchen bindiger Böden erwähnt. Zum Überwinden der Kräfte, die die Bodenteilchen
im Bodenreich festhalten, muß die-Strömung des Regenwassers eine höhere Kraft bzw.
Spannung ausüben. Im Kräftespiel, das während des Erosionsvorganges stattfindet, hat die
Haftkraft große Bedeutung. In der Literatur wird sie mit Zugkraft (ISTOMINA, 1957;
DERCOURT, 1983), molekulare Anziehungskraft oder Abreißkohäsion (ISTOMINA,
1957), Zugfestigkeit bzw. Zerreißfestigkeit (DAVIDENKOFF, 1964; LEUS SINK et al.,
1964;
REHFELD,
1967;
REHFELD,
1969;
BUSCH
und
LUCKNER,
1974;
DAVIDENKOFF,
1976),
Zug-Schub-Kraft
(BENDER,
1984)
und
Adhäsion
(MUCKENTHALER, 1989; CHAIRULLAH MUHAMMAD, 1990) bezeichnet.
Eine konventionelle Berücksichtigung der Haftspannungen des Bodens ist jedoch sehr
selten. Selbst in Fachbereichen wie der Polymerentechnik, wo die Behandlung der
Adhäsion homogener Materialien üblich ist, gibt es keine einheitliche Meinung über deren

---

13
Bestimmungswege. Dort wird seit Jahren versucht, die zwischen unterschiedlichen
zusammengeklebten Materialien vorhandenen Zugkräfte rechnerisch und versuchstechnisch
zu ermitteln.
1.0 . - - - - - - - , - - - - - - - - - - ,
I'laterial I B
Q
•
1.4 t/min.
~~ 0.51----j--+-----1-----J
c
o
so
'00
Sättigung Src [%]
4.4 , - - - - . . - - - - - - - - : . - - _ - ,
fI1aterial : B
-g
~
Sten-peleindr il"'9Jl"9 : 2.5 lml
~
~
.,
. "
.~
3.4 j--------j-+---+---1
c
o
+
Vergleich Erosionsstabi'lität - Scherfestigkelt'
13) Erosionsstabilität in Funktion des Anfangssättigungsgrades Sr
I
o
+ - - - +
b) Penetratlonswide'~stand unter Wasser in Funktion des
Anfangssättigungsgrades Sr o
.
2.4 ' - -
- L -
---!
Dle ähnliche Form der beiden Diagramme bestätlgt. dass zwischen der
Erosionsstabilität und der 5cherfestigJ.l;!it ein Zusammenhang besteht.
o
so
100
Sättigung Src [%]
Bild 2.7:
Vergleich von Erosionsstabilität und Schelj'estigkeit nach BENDER (1984)
BISCHOF und
POSSART
(1983)
haben die verschiedenen
analytischen
Modelle
(mechanische,
chemische,
thermodynamische
und
molekularphysikalische
Adhäsionsmodelle) zur Bestimmung der Adhäsionskräfte bei homogenen Werkstoffen
ausführlich beschrieben. Mit den Grundlagen der Thermodynamik wird z.B. die zur
Deformation bzw. zum Bruchzustand erforderlichen Arbeit oW berechnet und daraus die
Grenzflächenspannung a (Adhäsion) ermittelt:
öW = - JJJ dV [PNö; - (PN-PT)(Öen-öey)]
(Gl. 2-2)
v
öw = - PN öV + JJJ dV [PN-PT][öen-öey)
(Gl. 2-3)
v
d
o = !dZ(PN-P
(Gi. 2-4)
T)
o
PN und PT sind die bezüglich der Grenzflächenschicht normalen bzw. tangentialen
Komponenten des Drucktensors, e die Komponenten des Deformationstensors und d die
ik
Grenzschichtdicke.
Die Diffusionstheorie (BISCHOF und POSSART, 1983) ergibt die Adhäsionskraft F
:
Adh

---

14
(GI. 2-5)
Hierin sind Stoffdichte p, Molmasse M, LOSCHMIDT'scher zahl N, Masse eines
Molekülteils m, Trenngeschwindigkeit v, Stofffrequenz Il der extrahierten Molekülteile,
und zeitabhängige Länge I der atomaren Bindung.
Eine andere Darstellung für die Adhäsionsspannung erhält man nach der Theorie der
elektrischen Doppelschicht (BISCHOF und POSSART (1983)):
d
o = Jp(x)dx
(GI. 2-6)
o
mit p die Raumladung und d die Eindringtiefe.
BISCHOF und POSSART (1983) haben zusätzlich einige mit vorhandenen Rechenansätzen
kalkulierte
Werte
mit
den
Ergebnissen
von
festkörperphysikalischen
und
werkstoffwissenschaftlischen Untersuchungen verglichen,
um den stark qualitativen
Charakter der angebotenen theoretischen Rechenformeln hervorzuheben (Tabelle 2.7).
Ermittlungstheorie
Haftspannung [N/mm2]
Molekulare Dipolbindung
200
.
Wasserstoffbrückenbindung
500
Bindung durch chemische Reaktion
5000
Experimentell gemessene
Festigkeiten bei Klebeverbindung
15 bis 25
Tabelle 2.7:
Vergleich der theoretisch berechneten Adhäsionskräfte und der experimentell
ermittelten Festigkeiten (nach BISCHOF und POSSART, 1983)
BISCHOF und POSSART empfehlen daher, die Reißfestigkeit der Festkörper auf der
Grundlage der Schwachstellenhypothese von SMEKAL besser labortechnisch zu bestimmen
als die Kräfte nach theoretischen Formeln zu berechnen. Ihrer Meinung nach sind die
mechanischen
Adhäsionversuche
den
chemischen,
thermodynamischen
und
den
molekularphysikalischen Berechnungen vorzuziehen; die direkte Bestimmung erscheint als
die beste Lösung.
In der Bodenmechanik wurde bisher mehr die Kohäsion als die Adhäsion behandelt.
Abgesehen von einigen isolierten Versuchen (ISTOMINA, 1957; DAVIDENKOFF, 1964;
REHFELD, 1967) zur direkten Bestimmung der Zugfestigkeit der Böden, wird allgemein
davon ausgegangen, daß die Adhäsionsspannung im Boden proportional der Scherfestigkeit
ist (ISTOMINA, 1957; LEUSSINK et al., 1974; BENDER, 1986). Es bestehen aber bis
heute keine eindeutige Kenntnis und gesicherten Angaben dieser Proportionalität, da
systematische und normierte Untersuchungen noch nicht durchgeführt wurden.
Bei den inhomogenen Erdstoffen in der Bodenmechanik entsprechen die auf der
Schwachstellenhypothese
beruhenden
Versuchseinrichtungen
zur
Bestimmung
der

---

15
Haftfestigkeit der Böden, wie z.B. diejenigen von ISTOMINA (1957) DAVIDENKOFF
(1964) und REHFELD (1967), besser den Einsatzmöglichkeiten in der Bautechnik.
Erwähnenswert ist der Rahmen vonREHFELD (1967) (Bild 2.8) zur Ermittlung der
Zugspannung bindiger Böden im Modell zur inneren Erosion von DAVIDENKOFF (1964).
I
Fi/ler Oder 5tülzkorpef
+- ~-----I-----,
~
Io'"t-o'"+-
Filter
~
+- L.....------r----'
)I ,: 11..
h~
f=3S=!f
..'f-
g
/
b
Zugmhmen zur Bestimmung der Zugfestigkeit
/
' .
/
..,..
:\\lodelliJil<l
lIHd
Kl'iift.t'HlHWVI,
:I.\\l111
:\\ncll\\\\'(·i.'"
(kr
I':rnsi orls~i(:I\\(~ l'll(~ i t· IlH l:h J ),\\ \\' id('11 ), I dI
Bild 2.8:
Modell von REHFELD zur Ermittlung des Widerstandes der Böden gegen
innere Erosion
ZANKE (1982) veröffentlichte eine Formel zur Berücksichtigung der Adhäsion in einigen
Erosionsfcillen. Danach würde sich als Folge der Durchfeuchtung eine Erhöhung der Dichte
eines nichtbindigen Bodens ergeben:
6
9'10-
[....L]
(GI. 2-7)
Ps,a = Ps +
2
d
em 3
Hierin sind d die berücksichtigte Korngröße, Ps die Dichte des Bodens und Ps,A
die
Änderung der Dichte des Bodens, die durch Auftreten der Adhäsion infolge der
Durchfeuchtung hervorgerufen ist.
MUCKENTHALER (1989) benutzt diese Formel zur Ermittlung des ausreißfähigen
kritischen hydraulischen Gradienten im/"
[ 24v
+
5,6
+ 0,25].1
2
d (
J
i'fo
Pw V RJerit -
;ß Ps - P tan...
v~. ~ v~.
°
(GI. 2-8)
4
Mit Ps,A (aus GI. 2.7) wird
[24V
+
5,6
+ 0,25}1
v~.
~ V~ji.
°
4
(GI. 2-9)

---

16
Die Formel ermöglicht, ähnlich wie bei dem von HJULSTRÖM 1935 veröffentlichten
bekannten Diagramm, die Bestimmung der Erosionsschwellen verschiedener Partikelgrößen
eines Bodens, jedoch mit und ohne Berücksichtigung der Adhäsion. Bild 2.9 zeigt den
Verlauf eines der zahlreichen, mit diesen Gleichungen berechneten kritischen hydraulischen
Gradienten ikril•
IkD = 10-< (m/s) I
I
• +m1lkD 10-'(m/s)I
I
Ilmit Adhäsionl
IkD = 10- 1 (m/s) I
-= V.
IkD = 10' (m/s)1
I
~
/
1
1/
I,
/
r'
10-2
10-1
10°
10'
Partikelgröße d in (mm)
Bild 2.9:
Kritischer hydraulischer Gradient i
für den Partikeltransport
kril
in Abhängigkeit von der Partikelgröße und der Duchlässigkeit des
Grobskeleues eines Bodens mit <jl=45° (MUCKENTHALER , 1989)
BENDER (1984) berücksichtigt die Wirkung einer sogenannten Zug-Schub-Festigkeit im
Erosionsprozeß (Bild 2.10).
Eros ionsmode 11 :
Scherfesti~keits-
~Q:c[e}E--
----
T
lug - 5chulJ-
Bereich
G
='
GewichL
W
= WasserkrafL
lS = Zug - Schubkraft
R
= resultierende Druckkraft
Erosionsmodell
Das Modell zeigt, dass die erforderliche Zug-Schubkraft ZS
für Erosionsstabilität in der Grössenordnung des Gewichtes G
des Bodenteilchens liegt, wenn man voraussetzt, dass die
Wasserkraft W infolge abfliessendem Niederschlagswasser in
derselben Grössenordnung liegt.
Bild 2.10:
Kräftespiel im Erosionsmodell von BENDER (1984)

---

17
Der Zug-Schub-Bereich im Diagramm der Scherfestigkeit von Böden entspricht dem von
vielen Autoren erwähnten Bereich der Zugspannungen im Boden (KEZDI, 1964; SIMMER,
1987, u.a.).
Die Mehrzahl dieser Formeln und Diagramme beruhen lediglich auf Vermutungen. Die
Realität der Haftfestigkeit und Erodierbarkeit bindiger Erdstoffe muß anders beschrieben
werden als mit einer einfachen Dichtebeziehung.
Im Rahmen dieser Arbeit wurde ein neues physikalisches Modell zur realitätsnahen
Bestimmung der Adhäsion erarbeitet (Kapitel 6.4.2.2 und 6.4.3).
2.3.4
Dispersivität und Zerfall
Dispersivität und Zerfall treten dann auf, wenn sich ein Boden bei bewegungslosem
Kontakt mit Wasser zersetzt, wobei die Dispersivität (Crumb) von der mineralogischen
Beschaffenheit und der Zerfall (Slaking) vom Wassergehalt abhängen. Ihr Auftreten im
Boden ist eine Bedingung für den späteren Abtransport durch abfließendes Wasser. Es ist
jedoch schwierig, aufgrund der in der Literatur abgehandelten Versuchsbedingungen eine
klare Abgrenzung zwischen den beiden Begriffen zu finden. Definitionen zum Begriff sind
zahlreich zu finden.
SMERDON definierte 1961
seine
nDispersive Ratio Dr" als das Verhältnis des
Gesamtgewichts der Ton- und Schluffaggregate einer Bodenprobe zum Gesamtgewicht der
Ton- und Schlufffraktion. Er ermittelte in seinen Versuchen Dr-Werte von 5% bis 80%.
Die Norm D 422l-83a der ASTM bestimmt die dispersiven Eigenschaften der Böden mit
Hilfe der Methode des Doppelhydrometers. Hierbei wird das Verhältnis zwischen der
Proportion der aus einer Schlämmanalyse ohne Dispergierungsmittel erhaltenen Fraktion
kleiner als 0,005 mm und der aus einem Versuch mit Dispergierungsmittel bestimmten
Fraktion gebildet. Ist dieses Verhältnis größer als 35, so liegt ein dispersiver Boden vor.
Die Methode ist nur gültig für Böden mit einer Plastizitätszahl größer als 4 und einer
Tonfraktion «
0,005 mm) höher als
12 %. In dieser Norm wird jedoch darauf
hingewiesen, daß mit diesem Test nicht alle dispersiven Böden identifiziert werden können.
EMERSON (1967) legte aufgrund seines Testes 5 Klassen des dispersiven Verhaltens der
Böden fest. Der Test besteht darin, einen kleinen Bodenklumpen in einem mit Wasser
gefüllten Krug sinken zu lassen und zu beobachten, ob das Erdstück nicht bekannter Dichte
und Wassergehaltes mit oder ohne Entwicklung einer kolloidalen Wolke zerfällt oder nicht.
ZERFALL beobachtet mit
KEIN ZERFALL aber
KRITERIEN
starker
schwacher
keiner
Quellung
Quellung
Wolke
Wolke
Wolke
> 5%
< 5%
KATEGORIE
Fall 1
Fall 2
Fall 3
Fall 4
Fall 5
Tabelle 2.8: Die 5 Klassen nach EMERSON (1967)
Später versuchen HOLMGREN und FLANAGAN (1977) mit dem Crumb-Test oder
MORIWAKl und MITCHELL (1977) mit dem Slaking Test, denselben Test unter
spezifischen Bodenzustandsbedingungen durchzuführen. Der Nachteil ihrer Ergebnisse liegt
darin, daß die Bandbreite der untersuchten Parameter sehr eng gewählt sind, und daß sie
keine systematischen Zahlenwerte liefern, die die Dichte und den Wassergehalt des Bodens
während des Testes mit Genauigkeit berücksichtigen.

---

18
Auch wird der Pinhole Test nach den Empfehlungen vom American Society of Civil
Engineers (ASCE) zur Bestimmung der Dispersivität von Böden verwendet (SHERARD
.. e
et al.,
1976).
Das
Versuchsprinzip
besteht darin,
Wasser
mit einer bekannten
Geschwindigkeit durch ein in der Längsachse eines zylindrischen verdichteten Probekörpers
gestanztes Loch zu schießen und den Zerfall des Bodens zu beobachten. In Tabelle 2.9 sind
die Auswertungskriterien eines solchen Versuches zusammengestellt. 'Es ist ersichtlich, daß
es sich um einen qualitativen Versuch handelt.
Summary of Criteria for Evaluating Results
-
Visual
final
f10w
Test
through
Color
time
specimen,
of flow', /
Hole
for
in
at end
size
'.
given
milli-
of test
after
Classi-
Head,
head,
liters
(c1oudy
test
fication
in
in
per
or
(needle
(Table 1l
inches
minutes
second
color)
diameter)
<1 )
(2)
(3)
(4)
(5)
(6)
DI
2
5
>1.5
Very distincl
2x
D2
2
10
>1.0
Distinct to slight
2x
ND4
2
10
<0.8
Slight but easily visible
ISx
ND3
7-15
5
>2.5
Slight but easily visible
2x
Nm
40
5
>3.5
Clear or barely visible
2x
NDI
40
5
<5.0
Crystal clear
No
erosion
Note: 1 in. = 25.4 mm.
Tabelle 2.9:
Auswertungskriterien des Pinhoie- Tests (SHERARD, 1976)
Durch Vergleich der Ergebnisse der Crumb-Tests, der SCS- Versuc,he und des Pinhole-Tests
zeigten HOLMGREN und FLANAGAN (1976) sowie KHALAR et al. (1985), daß in der
Vergangenheit viele Fehleinschätzungen bei der Kennzeichnung der dispersiven Böden
gemacht wurden. So wurden z.B. nichtdispersive Böden als dispersive Böden klassifiziert
und umgekehrt. Diese Ergebnisse dürfen daher nur sehr sorgfältig und unter bestimmten
Vorbehalten in terpretiert werden.'
Andere
Autoren
versuchte.Q.~:-,.die dispersiven Eigenschaften durch die chemische
Zusammensetzung
und durchraie Tonmineralogie der Böden (z.B.
Methode des
amerikanischen
"Soil Classification System") zu erklären.
Die Ionenbelegung der
Bodenteilchen bewirke das Verhalten des Bodens unter Einfluß äußerer Parameter. So
können,
insbesondere bei Anwesenheit von Wasser,
die vorhandenen
Ionen ein
Zusammenballen der Teilchen unterstützen oder sie auch erschweren. Tritt z.B. eine
Störung des Gleichgewichtes im Ionenausgleich der Porenlösung zugunsten der Na-Ionen
auf, dann folgt daraus unter bestimmten Gegebenheiten eine 'auffällige Neigung zur
Dispersion.
SHERARD schlägt das Verhältnis D vor, auf das sich ein Nomogramm stützt, um die
dispersiven Böden nachzuweisen:
D =
Na
[%]
(Gi. 2-10)
Ca + Mg + Na + K
Kennwerte wie die Sodium Absorption Ratio (SAR) oder der Exchangeabie Sodium

---

19
Percentage (ESP) sind aus der chemischen Untersuchung der Boden hergeleitet worden.
Die
SAR
ist
in
der
deutschen
Literatur
(OVERBECK,
1977)
als
Natriumadsorptionsverhältnis erklärt und lautet:
SAR =
(GI. 2-11)
([Ca 2+] +[Mg 2+])
2
COUMOLOS (1976) beschreibt den ESP wie folgt:
ESP =
lOONa
(GI. 2-12)
KAK
Hierbei
bedeuten
Na
den
austauschbaren
Natriumkomplex
und
KAK
die
Kationenaustauschkapazität des Bodens, beide in meq pro 100 g trockenen Bodens.
ARULANANDAN et al. (1973), ALIZADEH (1974), HEINZEN et al. (1976), u.a. haben
quasilineare Zusammenhänge zwischen der SAR und der Dispersivität bzw. Erosionsrate
gezeigt.
In
einem
Klassifizierungsdiagramm,
das
auf der
SAR
basiert,
konnten
BOURDEAUX und IMAZUMI (1976) einige recht umständliche Korrelationen zu den
dispersiven und nicht dispersiven Böden zeigen (Bild 2.11).
100
\\\\
90
o
o
\\f\\
1e
b.
~o
)(
80
OISPERSIVE
0
p-
~l~ 70
le
F -
I-
60
~\\
("\\
I
•
x·
0
::Ii
50
UESTIONABLE
:J
..
x
Ne
8
8 40
x
: (
Ul
~
I-
30
z
w
x~x ~ P
~
20
NONOISPERSIV E
~
10
I~
11
1I1I
o
0.1
1,0
10
100
TOTAL DISSOLVED $ALTS IN SATURATION EXTRACT
IN
WILLIEQUIVALENTS
PER
L1TRE (TDS-Ca+Wg+Na+K)
o ALLUVIUM FROM BORROW AREA A.c,AND DAM FOUNDATION ON LEFT BANI<
• DIKE C (DERIVED FROM
BORROW AREA
C )
X COLlUVIUM FRO". BORROW AREA
A,M,Z, AND LOCK FOUNDATION
AREA
A
WEATHERED GNAISSIC
GRANITE AT LOCK
FOUNDATION
A WEATHERED SHIST FRO". DA". FOUNDATION ON lEFT
BANK
ResuilS 01 pore waler salinily leslS on various specimens Irom the projecl area.
Bild 2.11:
DispersionskIassen (BOURDEAUX et aI., 1976)
2.3.5
Einfluß der Feuchtigkeit des Bodens auf die Erodierbarkeit
Nach Meinung vieler Autoren (BENDER, 1984; HENENSAL, 1986; WANG, 1989;
BALDUZZI, 1990) sind die nicht geordneten Ergebnisse darauf zurückzuführen, daß
Wassergehalt und Dichte, die sich ebenso wie die Erosionsbereitschaft des Bodens
dynamisch während eines Niederschlages ändern, vor den Versuchen nicht berücksichtigt
worden sind.

---

20
RICHTER (1965) erwähnte, daß die Feuchtigkeit des Bodens vor dem Beginn des
Niederschlags Einfluß auf die Erosion haben kann. Er zeigte jedoch nur eine qualitative
Bewertung dieses Einflusses, indem er vier Stufen des Feuchtigkeitszustandes festgelegt
hat, um folgende Erosionswerte aus Messungen in situ zu erhalten (Tabelle 2.10).
Boden-
Regen-
Regen-! Abfrß
Boden-
Abspü-
Datum
zustand
menge
dichte
abtrag
lungsin-
I
rom
rom/Hin
%
rom
kg/ha
tensität
12.06.51 feucht
32,0
0,08
4,3 1,4
237,2
0,112
16.06.51 feucht
7,0
0,02
4,7 0,3
59,2
0,006
19.06.51 feucht
11,0
0,37
22,2 2,4
2250,0
0,888
24.07.51 feucht
16,3
0,54
24,0 3,9
3062,5
2,106
25.07.51 stark feucht
17,0
0,85
27,6 4,6
3457,5
3,910
04.08.51 trocken
19,0
0,16
18,1 3,4
4031,3
0,544
04.08.51 stark feucht
9,0
0,30
54,2 4,9
4222,5
1,470
08.08.51 stark feucht
7,0
0,58
13,4 0,9
1046,2
0,522
10.08.51 stark feucht
11,0
0,02
8,5 0,9
330,0
0,018
25.10.51 trocken
27,0
0,60
33,1 8,9
1750,0
5,340
06.06.52 trocken
8,0
1,30
1,0 0,08
98,8
0,104
18.06.52 trocken
4,0
1,14
1,0 0,04
57,6
0,046
15.08.52 stark feucht
12,2
1,39
19,8 2,4
3526,9
3,336
19.08.52 feucht
1,3
0,65
12,0 0,2
56,0
0,130
19.08.52 stark feucht
0,4
0,80
31,2 0,1
38,1
0,080
04.09.52 mäßi~ feucht
6,1
0,55
2,2 0,1
83,7
0,055
06.09.52 star
feucht
5,2
0,65
9,9 0,5
183,8
0,325
08.09.52 stark feucht
4,0
0,30
3,5 0,1
45,6
0,030
30.05.52 mäßig feucht
10,2
0,09
3,9 0,4
23,2
0,036
04.06.52 mäßig feucht
2,3
0,76
7,5 0,1
44,7
0,076
14.07.52 mäßi~ feucht
8,4
0,80
1,3 0,1
87,0
0,080
13.08.52 star
feucht
10,1
0,40
24,0 2,4
2327,0
0,960
16.07.52 feucht
6,0
0,40
15,6 0,9
315,0
0,360
18.07.52 mäßi~ feucht
13,0
0,03
4,5 0,6
38,1
0,018
26.07.52 star
feucht
16,5
0,05
4,4 0,7
110,0
0,035
18.07.52 feucht
17,8
0,59
23,5 4,2
1281,2
2,478
02.08.52 feucht
9,0
0,18
24,2 2,1
906,0
0,378
03.08.52 stark feucht
3,0
0,15
29,0 0,9
103,0
0,135
09.08.52 feucht
10,0
0,25
30,0 3,0
562,0
0,750
14.08.52 feucht
7,0
0,18
10,7 0.!.-7..~
75,0
0,126
15.08.52 stark feucht
8,7
0,22
33,7 2~91\\ 'f".;H,8,8
0,638
31.08.52 stark feucht
13,5
0,40
65, ~( ~8, 8
8·75.;0~>0
3,520
_
-<.1 '\\.'1,
-.
I\\.-
/'
~ l..'\\
Tabelle 2.10: Bodenabtragsmessungen auf Löß miij13{rücksiChtigung.ä."es
Feuchtegehaltes (RICHTER, 1965)(::1 { C (l, M E '::~) ;;:;.
<-)\\~
•
..~
\\
..~ .
Bodenabtrag [kg/ha]
10000
0
0
0
*
0
~
1000
~
*
Bodenzustand
0*
trocken
*
+
mäßig feucht
*
0
* feucht
100
0
+
+
0
stark feucht
* 0
* +0
+
10
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
1,2
1,4
1,6
Regendichte [mm/mln]
Bild 2.12:
Graphische Darstellung der in Tabelle 2.10 zusammengestellten Werte

---

21
Eine graphische Darstellung dieser Erosionsraten in Abhängigkeit der Feuchtigkeit ergibt
nur eine Punktewolke (Bild 2.12), die kaum eine wissenschaftliche Beurteilung erlaubt. Ein
Ausdruck
der
Feuchtezustände durch
zahlenwerte
des
Wassergehaltes
hätte
die
wissenschaftliche Aussagekraft der Ergebnisse verbessern können.
BENDER (1984) machte auch die Beobachtung, daß ein Boden mit gleichbleibender
Struktur verschiedene Erosionsstabilitäten aufweist, wenn der Wassergehalt sich ändert.
Ferner betonte er, wie deutlich sich bei Änderung der Feuchtigkeit des Bodens die
Erodierbarkeit ändert.
Ähnliche Aussagen konnten auch bei HENENSAL (1986) gefunden werden, leider ohne
Angabe von zahlenwerten.
SHAIKH (1986) hat die Relation von Erosionsrate und Wa~sergehalt an Montmorilloniten
und Kaoliniten untersucht. Wegen der geringfügigen Änderungen des Wassergehaltes
konnten keine bemerkenswerten Änderu'ngend~r Erosionsraten nachgewiesen werden.
Die vorliegende Arbeit nimmt eine system'a'~sch'e Untersuchung des sehr breiten Spektrums
der Schwankungen des Wassergehaltes in den Trppen und. ihres Einflusses auf die
Erosionsresistenz vor. Vor der Behandlung der eigenen Ansätze und Versuche soll dennoch
eine kurze Zusammenfassung der Kontroversen der bi~herigen Erosionsforschung erstellt
werden.
2.3.6
Probleme und Schwachpunkte der Erosionsforschung
Im
Laufe
der
letzten
fünf
Jahrzehnte
wurden
viele
Studien
im
Bereich
der
Erosionsforschung durchgeführt. Allein in der vorliegenden Arbeit wurden über 3000
Veröffentlichungstitel erlaßt, bei denen die bodenmechanische Forschung zu rund 5 %
vertreten ist. Aus dieser großen Anzahl ergab sich die Schwierigkeit, eine allgemeine
Tendenz zu fokussieren.
Die Bodenerosion und somit auch deren Erforschung hat einen p1uridisziplinären Charakter
(Geologie,
Geomorphologie,
Geographie,
Bodenkunde,
Ökologie,
Landwirtschaft,
Geotechnik im Bauingenieurwesen, Maschinenbau usw.). So unterschiedlich wie die
fachspezifischen Interessen an der Problematik der Bodenerosion, so verschieden sind auch
die Lösungsansätze und die Versuchsmodelle.
Die Vielzahl der untersuchten Parameter (s. Tabelle 2.3) kompliziert beträchtlich die
quantitative Erfassung. Das Fehlen eindeutiger Kennwerte zur Quantifizierung der Erosion
ist ein weiterer Mangel. Die Betrachtungsweisen führten zwangsläufig zu unterschiedlichen
Maßeinheiten'
(t·ha·1J·.I.
g·kg'l.
mm3 ·kg·1.
g·S·I.
%.
mm·m·2]·.I.
N·min· l •
l·min'l.
.
,
,
' "
,
,
,
usw.). Trotz der umfangreichen vorhandenen Literatur muß heute konstatiert werden, daß
sich weder Agronome noch Bauingenieure auf einen bestimmten Laborversuch und/oder
auf genaue Kennwerte für die Erosionsempfindlichkeit geeinigt haben.
Ebenfalls sehr unterschiedlich waren die Versuchs methoden zur Erfassung der einzelnen
Parameter.
Es
wurden
Versuche
im
Strömungskanal,
im
Strömungsrohr,
in
Rotationszylindern, in Beregnungsanjagen, in-situ, in ruhigem Wasser, an durchlochten
Probekörpern, an Prüfkörpern unterschiedlicher geometrischer Verhältnisse und bei
gleichzeitigem Einwirken hydrischer und mechanischer Beanspruchungen durchgeführt.
Diese Vielzahl erschwert zusätzlich die Einführung einheitlicher und vergleichbarer
Parameter.

---

22
Die Mehrzahl der bislang verwendeten Versuchsanlagen war sowohl finanziell, materiell
als auch räumlich und zeitlich sehr aufwendig. WISCHMEIER z.B. benutzte einen 22m
langen Versuchsstand mit großer Beregnungsanlage, KEZDI (1973) eine kostspielige
Durchlaufmaschine . Als Folge daraus kann nur eine geringe Anzahl von Einzelversuchen
und Ergebnissen in angemessener Zeit mit den existierenden Prüfständen erzielt werden.
Für Versuchsanstalten in Entwicklungsländern sind diese Anlagen zu kostspielig.
Die chronologische Konsultation der vorhandenen Studien von 1965 bis heute legt offen,
daß die Wirkungen der Erosion zwar gut bekannt sind, sich aber keine einheitliche
Meinung über deren quantitative Bewertung hat durchsetzen können. RICHTER (1965 und
1976), OVERBECK (1977), WESCHE (1981), HENENSAL (1986 und 1988) und WANG
(1988) wiesen nacheinander auf diese Tatsache hin.

---

23
3
Eigenes Programm
3.1
Grundüberlegungen
Das Programm der eigenen Untersuchungen beruht auf folgenden Überlegungen:
1.
In der Landwirtschaft werden die Böden durch die Arbeit mit dem Pflug
zugunsten der Pflanzenwurzeln aufgelockert. Die Dichten sind somit vor dem
Beginn der Erosion sehr niedrig (ca 1,1 g/cm3 bis 1,3 g/cm3). Die sich immer
ändernden Wassergehalte sind in der Regel nicht bekannt.
2.
Im Erd- und Grundbau werden die Böden, ausgenommen bei Einschnitten,
ausschließlich nur in verdichtetem Zustand für den normalen Betrieb freigegeben.
Daher bedarf in der Bodenmechanik anderer Modelle als in der Agrarforschung.
Im Betriebszustand ist der eingebaute Erdbaukörper unvermeidbaren Wasserge-
haltsschwankungen ausgesetzt. Die Kenntnis der Wassergehaltsschwankungen ist
wichtig für die Ermittlung der Stand- und Erosionssicherheit und die Reak-tionen
des Bodens sind vielfaltig:
- Sättigung ohne Änderung der Dichte
- Zerfall mit völligem Abbau der inneren Bindungskräfte
- Quellung ohne Plastifizierung oder Zerfall
- Quellung mit PIastifizierung
- Plastifizierung ohne Quellung oder Zerfall
Je nach Bodenart verhalten sich in diesen Fällen Adhäsion und Kohäsion sehr
unterschiedlich. Es ist daher interessant, sie genau zu bestimmen.
Die eigenen Untersuchungen (sowohl in Togo als auch in Hannover) konzentrierten sich
auf die vom Sättigungsgrad und Verdichtungsgrad abhängigen Reaktionen der eingebauten
bzw. verarbeiteten Erdstoffe beim Kontakt mit ruhigem oder mit fließendem Wasser.
Schließlich wird die Berücksichtigung der Plastizitätszahl, des Quellmaßes und dessen
zeitlichen Verlaufes einbezogen und damit ein allgemeines Maß der Gefährdung von
Erdbauwerken im Bauingenieurwesen festgelegt.
Unter Berücksichtigung der o.g. Beschränkungen wurden zuerst insgesamt 34 verschiedene
Böden aus Togo und aus Benin an der Ecole Nationale Superieure d 'Ingenieurs der
Universite du Benin (UB) in Togo untersucht. Danach wurden drei ausgewählte Böden im
Institut für Grundbau, Bodenmechanik und Energiewasserbau (IGBE) der Universität
Hannover in einem speziellen, sehr gründlichen Programm an Probekörpern untersucht
(Zerfallsversuch, Erosionsversuch in einem hydraulischen Strömungsrohr, Dauerbestän-
digkeitsversuch und Adhäsionsversuch), die vor Beginn der Versuche durch Stabilisierung
mit Zement und dann durch mechanische Stabilisierung (MeT) hergestellt worden waren.
3.2
Programmbeschreibung
Da
die
vorhandenen
PfÜfmethoden
bei
den
notwendigen
Veränderungen
aller
Eingangswerte und Einflußfaktoren und deren Kombinationen ein zu kompliziertes
Laborprogramm verlangen würden (die bekannten Anlagen sind zu groß und zu
kompliziert), wurden die Randbedingungen der Versuche für diese Arbeit idealisiert. Die
Versuche
wurden
an
zylindrischen
Probekörpem
mit
kleinen
Abmessungen
(Höhe = Durchmesser = 50 mm) durchgeführt. Die Durchflußmenge des angreifenden

---

24
Wassers wurde während der Versuche im Bereich von Mittelwerten konstant gehalten. Es
wurden jeweils mindestens drei Variationen und Kombinationen der Eingangsparameter
(Verdichtungswassergealt wverd' Verdichtungsgrad Dpr' Lagerung, Stabilisierungsgrade)
ausgewählt.
Aufgrund dieser Vereinbarungen wurde im IGBE eine Gerätschaft entwickelt, die die
direkte zahlenmäßige Aufnahme der Einflüsse ermöglichte. Auch die gegebenfalls schnelle
Wiederholbarkeit der Versuche bei garantiert gleichen Eingangsvoraussetzungen war
gewährleistet. Das Untersuchungsprogramm wurde unterteilt in Vorbereitungsverfahren
und Kennwerte liefernde Versuche.
1.
Vorbereitungsverfahren
Vorbereitungsverfahren sind alle labortechnischen Tätigkei ten und Laborversuche
zur Bereitstellung der in den Kennwerte liefernden Versuchen zu bestimmenden
Parameter:
a) Aufbereitung der Böden
b) Stabilisierung der Böden
c) Änderungen der Wassergehalte
d) Kalibrierung der Böden durch die MeT-Verdichtung
e) Herstellung der Probekörper
f) klimasimulierende Lagerung der Probekörper.
2.
Kennwerte liefernde Versuche
Hier sind Versuche gemeint, die die durch diese Arbeit erzielten Kennwerte der
Erodierbarkeit liefern. Es sind nämlich:
a) Zerfallsversuch
b) Erosionsversuch im Strömungsrohr
c) Dauerbeständigkeitsversuch
d) Adhäsionsversuch (mechanischer Widerstand)
e) Quellversuch
zu a)
Durch den Zerfallsversuch wird die hydrische Festigkeit bei normalem
Durchnässen des Bodens ermittelt
zu b)
Der Erosionsversuch dient zur Bestimmung der Kennwerte der hydrischen
Festigkeit in fließendem Wasser
zu c)
Durch den Dauerbeständigkeitsversuch (Naß-Trocken-Prüfung) wird hier der
Widerstand
der
Böden
gegen
die
zyklischen
Einwirkungen
des
Klimawechsels über längere Zeit definiert
zu d)
Im Adhäsionsversuch werden die Haft- oder Zugfestigkeit zwischen den
groben Körnern und der bindigen Matrix der Böden ermittelt
zu e)
Die Quellfähigkeit des Bodens und die dadurch bedingte Wassergehalts- und
Dichteänderung haben einen nachweisbaren Einfluß auf die Verminderung
der Adhäsion und folglich auch auf die Erodierbarkeit
In der vorliegenden Arbeit werden die Zusammenhänge zwischen diesen fünf Kennwerten,
deren Gesetzmäßigkeiten und der Erodierbarkeit erarbeitet.

---

25
3.3
Untersuchte Bodenproben
3.3.1
Herkunft der Bodenproben
Die Herkunft der drei im IGBE untersuchten Bodenproben ist aus der Landkarte von Togo
(Bild 3.1) zu ersehen.
0°
11 °
11~
•Dapaang
B
10°
100N
E
G
gO
gON
H
N
Bodenprobe ~ °
TOWU ,r ~
Lame
6 ° 1---+-----/-:.....-----+---1 6 oN
r
Ozean
Bild 3.1:
Lokalisierung der untersuchten Bodenproben auf der strukturellen
Landkane von Togo
Der Boden TOWU stammt aus dem Stadtviertel Tokoin-Wuiti, im Norden der Hauptstadt
Lome gelegen. Wegen der sehr großen Ausdehnung der geologischen Formation nördlich
der Lagunengebiete Westafrikas, wird dieser Boden im allgemeinen als rohes oder

---

26
stabilisiertes Material für Straßentragschichten in südlichen Gebieten Westafrikas und auch
in Togo verwendet. Der Boden wird der Hauptgruppe der zänozoischen "Terre de Barre"
zugeordnet.
Das Material TSITO wurde für den Bau des im Jahre 1987 zerstörten Staudammes von
Tsito-Kplaba verwendet. Es ist durch Verwitterung der biotitisohen Migmatiten der
Dahomeyiden Gebirge entstanden.
Die Bodenprobe ,WUTE wurde als Kernmaterial für den sich zur Zeit ihrer Entnahme im
Bau befindenden' Staudamm von WUTEGBLE verwendet. Sie ist ein durch Verwitterung
von biotithaltigem Gneis der Dahomeyiden Gebirge entstandener, leicht lateritisierter
Boden.
3.3.2
Unlfang der Versuche
Der Umf~g der durchgeführten Versuche ist in Tabelle 3.1 detailliert zusammengestellt.
Durch die klimasimulierten Versuchen wurde ausschließlich die Bodenprobe WUTE
behandelt.
BODENPROBE
VERSUCHE
TOKOlN
WUTEGBLE
TSlTO
WUlTl
Sandanteil
x
x
x
Schluffanteil
x
x
x
Tonanteil
x
x
x
or~an. Beimengungen
x
x
x
Ba enstruktur
x
x
x
Fließ~renze
x
x
x
Ausro 19renze
x
x
x
Plastiz~tätszahl
x
x
x
Proctordichte
x
x
x
nato
Zustandsgrenzen
x
x
x
MCT-Versuch
ohne Stabilisierung
x
x
x
nach Zementstab.
x
x
x
Adhäsionsversuch
ohne Stabilisierung
x
x
x
nach Zementstab.
x*
x
x
Zerfallsversuch
ohne Stabilisierung
x
x
x
nach Zementstab.
x*
x
x
Erosionsversuch
ohne Stabilisierung
x**
x
x
nach Zementstab.
x**
x
x
Dauerbeständigkeit
ohne Stabilisierung
x
x
x
nach Zementstab •
~_ -'-. . x
x
x
zusätzliche klimasi~ulierte Versuche
*=l nur klimasimulierte Versuche
Tabelle 3.1:
Im IGBE durchgejühne Versuche
3.3.3
Bodenmechanische Kennwerte
3.3.3.1
Kornverteilung
Es wurden zwei Gruppen von Korngrößenverteilungen bestimmt. Die erste Gruppe umfaßt
die
Böden
in
ihrem
natürlichen
Zustand.
Bild
3.2
zeigt
die
natürlichen
Kornverteilungslinien (als durchgezogenen Linien). Nach Trennen der Kornfraktion mit
d > 2 mrn wurde die zweite Gruppe von Kornverteilungskurven aus der Fraktion mit
d < 2 mm ermittelt und als gestrichelte Linien in Bild 3.2 dargestellt. Alle untersuchten
Bodenproben sind tonige Schluffsande. Sämtliche Untersuchungen des Versuchsprogramms
wurden an der Kornfraktion der zweiten Gruppe durchgeführt.

---

tö
§:
Schlaemmkorn
Siebkorn
v",
QJ
Cl
Schluffkorn
Sandkorn
Kieskorn
N
C
Feinstes
Fein-
Mittel-
Grob-
Fein-
Mittel-
GrOb-
Fein-
Mittel-
GrOb-
~ 100
....,
JJ
c
E
ro
co
~.
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1Il
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~
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40
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Y:
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WUTE
90 10
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d=
O. 002
O. 006
0, 02
O. 06
O. 2
O. 6
2. 0
6, 0
20
mm
~
~
Probe
Bohrung
Tiefe [m]
Bodenart
w [%]
w[%]
wJ%]
I
Zustands form V [%] V [%]
~
I---l -
L
c
ca
G1
~
m
TOWU
Sand-Schluf f-Gemisch (I .plast.)
26.8
12.8
~
~
;::
WUTE
Sand-Schluf f-Gemisch (I .plast.)
27.5
12
TSITO
mittelplast. Sand-Ton-Gemisch
44.7
17.2
l'J
-.J

---

28
3.3.3.2
Bodenmechanische Klassifizierung der Böden
Alle weiteren bodenmechanischen Versuche und die nach den erhaltenen Werten
vorgenommene Klassifizierung der Bodenproben gehen aus der Tabelle 3.2 hervor. Die
Klassifizierung der Böden wurde unter Verwendung der Deutschen Norm "DIN 18196"
Ausgabe Oktober 88 und der amerikanischen Vorschrift "United<' Soils Classification
System (USCS)" durchgeführt.
~
KENNWERT
DICHTEN
PLASTIZITÄT
KLASSIFIZIERUNG
Proctor
Ps
Pp,
i;'
w
w
L
p
Ip
nach DIN
nach USCS
BODEN
g/cm3
g/cm3
%
%
%
leicht
Schluff bis
plastisches
toniger Sand
2,67
1,93
13,0
26,8
12,8
14,0
Sand-Schluff-
mit geringer
TOWU
Gemisch
Plastizität
Symbol:
Symbol:
SV bis UL
ML bis SC
leicht
Schluff bis
plastisches
toniger Sand
WUTE
2,66
1,93
13,0
27,5
12,0
15,5
Sand-Schluff-
mit geringer
Gemisch
Plastizität
Symbol:
Symbol:
SV bis UL
MH bis SC
mittel
Ton bis toniger
plastischer
Sand mit
TSITO
2,65
1,75
16,5
44,7
17,2
27,5
Sand-Ton-
mittlerer bis
Gemisch
hoher Plastizität
Symbol:
Symbol:
St bis TM
CL bis SC
Tabelle 3.2:
Bodenmechanische Kennwerte und Klassifizierung der Bodenproben
nach den Nonnen DIN 18196 und USCS

---

29
4
Spezielle Versuche und ihre Ergebnisse
4.1
Vorbereitende Versuche
4.1.1
Bodenaufbereitung
Bevor die eigentlichen Untersuchungen vorgenommen wurden, mußten die Bodenproben
durch Vorbereitungsversuche entsprechend den Zielsetzungen der Arbeit aufbereitet bzw.
kalibriert werden.
Die Kornverteilung der untersuchten Bodenproben weist tonige Sande und Kiessande aus.
Die Böden haben in situ im allgemeinen eine inhomogene Struktur. Da das vorgesehene
Programm sich auf die Untersuchung der Zusammenhänge zwischen den hydrischen und
mechanischen Wirkungsweisen der feinen Kornjraktion beschränkt, wurde vor der
Bearbeitung und dem Einbau die Kornfraktion kleiner als 2 mm durch Absieben getrennt.
Nach manuellem Durchmischen und Homogenisieren waren in allen Vorratsbehältern die
gleichen Anfangswassergehalte für die jeweiligen Böden vorhanden. Bei späterer Zugabe
bestimmter Wassermengen waren die Versuchswassergehalte für jeden Versuch immer
bekannt. Die Kennwerte liefernden Versuche wurden nach der Stabilisierung, den
Kalibrierungen und der Herstellung der Probekörper mit den so vorbereiteten Böden
durchgeführt. Dieses Vorgehen ermöglichte es, zwischen den einzelnen Versuchen einer
Versuchsreihe bzw. zwischen den einzelnen Versuchsreihen vergleichbare Ergebnisse zu
erlangen.
4.1.2
Stabilisierung der Böden
Die Stabilisierung der Böden mit hydraulischen Bindemitteln (Zement, Kalk) hat neben der
mechanischen Stabilisierung eine große Bedeutung im Bauwesen. Zur Verbesserung der
Eigenschaften tropischer Böden nach alternativen Stabilisierungsmaßnahmen, wie z.B. der
Beimischung von Flugasche, liegen ebenfalls Interessante Forschungsergebnisse vor
(RIZKALLAH, 1989).
Ziel der Bodenstabilisierung war bis heute fast ausschließlich die Verbesserung der
mechanischen Eigenschaften der Erdstoffe. Die Mehrzahl bindiger Böden besitzen jedoch
in
nichtstabilisiertem
Zustand
einen
relativ guten
mechanischen
Widerstand
(z.B
Druckfestigkeit, Spaltzugfestigkeit). Bodenstabilisierungen sollten deshalb in den tropischen
Regionen in erster Linie auf die Verbesserung des hydrischen Widerstandes zielen. Mit
den Kenntnissen aus der Erforschung der Zerfallsneigung der Böden (Voruntersuchungen
in Togo) empfiehlt es sich, Bodenstabilisierungsmaßnahmen für jeden Erdstoff so
auszuführen, daß Zerfall, Quellung und Erosion völlig ausgeschlossen werden. Die
Baupraxis muß fallweise über die Wirtschaftlichkeit des Einsatzes hochprozentiger Zugabe
von Stabilisierungsmittel oder die Wahl passender Bodenaustauschsverfahren entscheiden.
Die untersuchten Böden wurden mit 2, 4, 6 und 8% Zement stabilisiert und die Ergebnisse
mit denen des nichtstabilisierten Zustandes verglichen.
4.1.3
Kalibrierung der Böden durch den Moisture Condition
Test (MCT)
Tropische Böden und die in tropischen Regionen vorherrschenden klimatischen und
ökonomischen Verhältnisse gaben Anlaß zu neuzeitlichen Studien, in denen modifiziertes,

---

30
behutsames Vorgehen bei der Übertragung klassischer Theorien und Methoden der
Bodenmechanik auf die typischen Sachlagen in den tropischen Ländern empfohlen wird
(TERZAGHI, 1958; DE MEDINA, 1963; NASCIMENTO, 1964; DE CASTRO, 1969;
GIDIGASU, 1972; ATLAN, 1974; HORN und SCHWEIZER, 1978; EKLU-NATEY,
1980; ARNOLD, 1986).
Sehr aktuell sind in dieser Hinsicht die Begriffe der Verdichtung in trockenem Zustand in
den Wüstengebieten, der Verdichtung in nassem Zustand in den immerfeuchten Gebieten
und
der
mechanischen
Stabilisierung der
Böden
durch
hochgradige
Verdichtung
überarbeitet worden, um Einsparungen des Verbrauches an Verdichtungsenergie oder
Anmachwasser zu optimieren (ARQUIE, 1971, 1972; PARSONS, 1976, 1979; CISSE,
1980, 1982; KYULULE, 1983; HONOLD, 1985).
Der Begriff des MCT (Moisture Conditon Test) wurde diesbezüglich 1976 durch
PARSONS in die Bodenmechanik eingeführt. Die dort getroffenen Maßnahmen führen
dennoch zur Besorgnis des in der Erosionsforschung tätigen Bauingenieurs; ihm ist ja
bekannt, daß neben der Lagerungsdichte der Böden die mineralogische Zusammensetzung,
der Wassergehalt bei der Verdichtung und ihre Veränderungen im Betriebszustand von
entscheidender Bedeutung vor und während des Erosionsvorganges sind.
Der MCT ist ein der Proctorverdichtung ähnlicher Versuch und wurde in dieser Arbeit
gewählt, um die natürlichen Zustände im Boden zu simulieren. Im Gegensatz zum
Proctorversuch
besteht
hier
der
Vorteil,
die
Bandbreite
aller
erreichbaren
Trockenrohdichten darzustellen, die ein Boden während der Verdichtung und bei
gegebenen Wassergehalten und Verdichtungsarbeiten erhalten kann. Das Ergebnis zeigt
eine Kurvenschar (isodynamische Linien oder Isodynen), die das gesamte Spektrum aller
erhaltbaren und vom Wassergehalt abhängigen Werte der Dichte des Bodens angibt
(Bild 4.1). Die Isodynen der drei untersuchten Böden sind in Anlage A zusammengestellt.
KALIBRIERUNG DER BODENPROBE "WUTE"
mit dem MeV-Versuch
(mit 2% Zement stabilisiert)
Trockenrohdlchle [g/cm3]
2 . 4 , - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - ,
2.2
.
Schlaozebl N
4
Schläge
-+- 12 SchläQ6
-l!+-
24
Schläge
-e- 48 SchläQe
- -
96
SchläQe
~
W2 Schläge
-e- 384 Schläge
-B-
768 Schläge
1,2
.
1'-------1------'--------'-------l.-_...l...-_.l....----l_---'-_---l-_-l
o
2.5
5
7,5
10
12,5
15
17,5
20
22,5
25
Wessergehell [%]
Bild 4.1:
Muster der Ergebnisse aller MCT- Versuches
Die optimale Proctordichte wurde beim MCT generell mit 24 Schlägen erreicht, bei einer
Verdichtungsenergie von ca. 6,0 kgcm/cm 3 ±2,0 kg/cm3

---

31
Durch den MCT werden in diesem Programm sowohl die höchsten erreichbaren Dichten
bei allen Wassergehalten erhalten, als auch alle möglichen Zustände der Böden in-situ
simuliert. Da dieser Versuch
zur Ermittlung der für die Erosionsuntersuchungen
bestimmenden
Verdichtungseigenschaften,
nach
denen
die
eigentlichen
hydrischen
Versuche durchgeführt werden, dient, wird er als ein Kalibrierungsversuch betrachtet.
Jeder Erdstoff wurde zuerst durch den MCT-Versuch kalibriert, d.h. bei festgelegtem
Verdichtungswassergehalt w
bis zur Grenze der Verdichtbarkeit verdichtet. Dabei
verd
wurde bei jedem Verdichtungsschlag die zugehörige Zusarnmendrückung gemessen und
registriert, um die Verdichtungsenergie und die zugehörige erreichte Dichte für alle
Einzelschritte berechnen zu können.
Im IGBE wurde für diese Zwecke ein automatisches Proctorgerät zu einem MCT-Gerät
umgerüstet.
4.1.4
Herstellung und Lagerung der Probekörper
4.1.4.1
Allgemeines
Nach der Kalibrierung durch den MCT können bei jedem erreichbaren Wert seiner
Trockenrohdichte die physikalischen Eigenschaften und späteren Verhaltensweisen eines
Bodens überprüft werden. Mit diesen Werten der Dichte und des Wassergehaltes erfolgte
eine serienmäßige Herstellung der prüfkörper. Mit Hilfe einer hydraulischen Presse
konnten je Stunde bis zu achtmal mehr Prüfkörper als mit einer Rammverdichtung
produziert werden. Hierbei wurde die erforderliche Dichte jedes Probekörpers den
Kurvenscharen des MCT entnommen, um Prüfkörper bestimmter Dimensionen und
Dichten herzustellen.
Zur Unterscheidung der dynamischen Verdichtung (Rammverdichtung) und der statischen
bzw. ödometrischen Verdichtung (Konsolidierung des Bodens unter konstanter Last) wird
die hier ausgeführte Art von Verdichtung unter aufsteigender Last rheostatische
Verdichtung genannt.
Verdichtungsgrad Dpr [9S]
1 30 .---....,.------,---=----=---.---,.---~-~------------~
exp~rlme~telle i
.
.
:Sätti;gung~lini~
.
.
~ ~~ ~~:~~~~~~:X:.r;:r~;t~1:':e.:1:::.::·Z:::::::::::I:::::::::::::C::::::::::r::::::::::::I:::::::::::::C::::::::::
erre~chbar,e Wer,te)
i
i
1
e~perln?entetie Zo~e 3 i
1 15
110
105
100
95
90
85
80
75
'
70
,,1 ··········~·"""····"~9.0.~"·~""""·"·~····",,,,,,·i··.,,,,,,.,,. ~
~:::::::::::::r:::::::::::
:
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(hormal8, mit RarTlmarbl:lll:
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....
L
o
2.5
5
7.5
10
12.5
15
17.5
20
22.5
25
27,5
30
Wassergehai t [9S)
Bild 4.2:
Programm der Probekörperherstellung durch rheoslatische Verdichtung

---

32
Auf der trockenen Seite der Verdichtungskurven wurde jedoch eine spezielle Prozedur
aufgegriffen. Die Böden wurden nicht nur entsprechend den mit Hilfe des MCT bei
niedrigeren Wassergehalten höchst erreichbaren Werten der Dichte verdichtet, sondern
experimentell bis zum höchst erreichten Wert bei wpr (bis zu D
= 110%) rheostatisch
pr
zusammengedrückt.
Bild 4.2 zeigt das Prinzip des Programms zur rheostatischen
Herstellung der Probekörper und die Punkte, die allgemein untersucht wurden. Die
schraffierten Bereiche stellen die experimentellen Zonen der Verdichtung auf der trockenen
Seite
der
Verdichtungskurven
dar.
Diese
Dichten
sind
mit
den
heutigen
Baustellen-Verdichtungsmaschinen nicht ohne Schwierigkeit erreichbar (HONOLD, 1985).
Sie wurden aber aus wissenschaftlichen Erwägungen verwendet, zumal die im IGBE
vorhandene hydraulische Presse diese rheostatische, hochgradige Verdichtung auf der
trockenen Seite ermöglichte.
4.1.4.2
Angaben zu den Probekörpern
Die hergestellten Probekörper hatten einen Durchmesser von 5,0 cm und eine Höhe von
5,0 cm, die einzelnen Gewichte waren Funktion der beim MCT erreichten Dichten.
Es wurden die den Verdichtungsgraden D
von 75 bis 110% entsprechenden Dichten bei
pr
Inkrementen von 5% rechnerisch bestimmt. Für jeden Verdichtungsgrad wurden 6
Probekörper mit festgelegtem Wassergehalt (2,5; 5,0; ... 27,5 %) hergestellt (s. Bild 4.3).
Wird der Boden bei hohen Wassergehalten breiig und schwer zu verdichten, werden
weitere Prüfkörper nicht hergestellt. Die obere Grenze des Verdichtungswassergehaltes ist
für jeden Boden anders und ist von der Mineralogie jedes Bodens abhängig. Die Böden
TOWU und WUTE konnten z.B. nur bis w"erd = 17,5% verdichtet werden. Beim Boden
TSITO war dagegen die Verdichtung bis w"erd = 27,5% möglich. Dieser Vorgang wurde
frei gewählt, um absolut vergleichbare Werte nach jeder Untersuchung zu erhalten.
Die Probekörper wurden vorerst durch Zugabe von
0, 2, 4, 6, und 8 % Zement
stabilisiert. Für jede Messung wurden zwei Probekörper hergestellt.
4.1.4.3
Klimasimulierte Lagerungsbedingungen
In-situ können in tropischen Ländern die Erdstoffe vor Erosionsbeginn trocken, naturfeucht
oder völlig wassergesättigt sein. Während der Phase einer Witterungsänderung ändert sich
der Wassergehalt des Bodens mit einer bestimmten Geschwindigkeit, die je nach
Regenintensität besonders schnell oder auch sehr langsam sein kann. Alle mechanischen als
auch
hydrischen
Versuche
wurden
unter
Einbeziehung
dieser
Randbedingungen
durchgeführt. Nach der Herstellung wurden die Prüfkörper unter besonderen Bedingungen
gelagert. Die Verhältnisse wurden so ausgewählt, daß sie die entscheidenden Zustände und
Grenzen
der Phasenänderungen
simulieren,
die sich
im
Boden
unter tropischen
Klimaverhältnissen ereignen.
Um den Einfluß der klimatischen Schwankungen in den Tropen auf die Parameter der
Erodierbarkeit zu erkennen,
wurde die Untersuchung der Auswirkung von
drei
verschiedenen
Lagerungsbedingungen
(Trockenlagerung,
Feuchtlagerung,
langsame
Durchfeuchtung bis zur Sättigung) und drei Verdichtungsgraden (D
= 105%, 100% und
pr
85 %) auf Probekörpern aus der Bodenprobe WUTE beschränkt.
Die erste Serie von Prüfkörpern wurde nach der Herstellung 6 Tage lang im Feuchtraum
gelagert, anschließend 24 Stunden im Trockenschrank bei einer Temperatur von 71°C

---

33
getrocknet und am 8. Tag den Versuchen unterzogen.
Die zweite Serie wurde 7 Tage lang im Feuchtraum gelagert und im Anschluß ohne
Trocknung untersucht.
Die Prüfkörper der dritten Serie wurden nach 7 Tagen Feuchtlagerung allmählich
durchfeuchtet, indem die zur Vollsättigung notwendige Wassermenge tropfenweise so
vorsichtig zugegeben wurde, daß ein Zerfall während der Durchfeuchtung ausgeschlossen
war. Dann wurden die Proben untersucht.
Die Lagerung unter Wasser war besonders ausschlaggebend für die Ergebnisse der
Adhäsions- und Dauerbeständigkeitsversuche und galt hauptsächlich für Böden, die bei den
Zerfallsversuchen nicht zerbröckelt waren. Einige trocken gelagerte Prüfkörper wurden vor
den Versuchen langsam wieder auf die volle Sättigung durch tropfenweise Zugabe einer
entsprechenden Wassermenge gebracht.
Der Einfluß der Lagerungsdauer nach der Stabilisierung wurde in dieser Arbeit nicht
explizit untersucht.
Mit zunehmender Lagerungsdauer werden
nach Meinung des
Verfassers alle untersuchten Parameter verbessert.
4.1.4
Darstellung der Untersuchungsergebnisse
Zum qualitativen Vergleich der Ergebnisse untereinander werden alle aus den Versuchen
erhaltenen Werte (Y-Achse) in Graphen als Funktion des Wassergehaltes (X-Achse) und
des Verdichtungsgrades (Scharen bzw. Isolinien) dargestellt.
Uniform ist für alle
Versuchsarten ein gleiches Koordinatensystem mit gleichen Intervallen gewählt worden.
Die Werte der dargestellten Diagramme für die jeweiligen Versuche sind zusammengestellt
worden und als -Anlage beigefügt.
4.2
Kennwerte liefernde Versuche
4.2.1
Der Zerfallsversuch
4.2.1.1
Erläuterung
Die tropischen Gebiete sind gekennzeichnet durch den Wechsel von Regenperioden und
sehr heißen und trockenen Zeiten. Vor jedem starken Regen wird eine extreme
Temperaturerhöhung registriert, die zu einer starken Austrocknung der Geländeoberfläche
führt. Die Tiefe der Austrocknung kann dabei bis 50 cm betragen.
Im trockenen Zustand herrscht in dem Boden ein hoher Unterdruck, der die Saugfähigkeit
ebenfalls sehr hoch hält; der Boden ist äußerst "durstig" nach Feuchtigkeit. Die Folge von
Hurrikanen sind sehr hohe Wassermengen zu Beginn und gleichzeitig sehr große
Heftigkeit. Sehr schnell wird ein beträchtlicher Teil dieser Wassermengen vom Boden
aufgesaugt. Abhängig von der Geschwindigkeit des Wassereintritts in die Poren des
Bodens werden die inneren Kräfte zerstört, die die Bodenteilchen zusammenhielten. Der
Boden zerfallt, bevor der Erosionsvorgang durch das abfließende Wasser eingeleitet wird.
Diese Bereitschaft des Bodens, bei einfachem Kontakt mit Wasser zu zerbröckeln, wurde
im IGBE mit speziell angefertigten Laborgeräten untersucht. Die boden mechanische
Einflußparameter Verdichtungsgrad und Wassergehalt wurden dabei intensiv untersucht.
Der Probekörper wurde völlig ins Wasser (23 oe ± 2°C) eingetaucht und der Zerfall unter

---

34
turbu1enzlosem Kontakt mit Wasser beobachtet und gemessen. Wegen des oben erwahnten
Einsatzes des MeT sind im Gegensat2 zu den Versuchen von EMERSON u.a., Masse,
Volumen, Dichte, Wassergehalt bzw. Siittigungsgrad var dem Eintauchen bekannt. Der
natürliche Zustand der im Bauwesen eingebauten Erdstoffe wird dabei gut simuliert.
4.2.1.2
Versuchsdurchfüh ru ng
Das Prinzip der Me13einrichtung wird in Bild 4.3 dargestellt. Dureh Anhàngen der Probe
an den Me.Bbalken wird der DMS auf Zug beansprucht. Diese Beanspruchung wird mit
HUfe eines MeBverstârkers aufgenommen und weiter zu einem Linearschreiber geleitet.
Wenn der Korb mit dem Probek6rper ins Wasser eingetaucht wird, zerfallt die Bodenprobe
und der Schreiber registriert laufend die zeitabhângige Gewichtsabnahme.
Dehnme13s t rel f en
Metallstab
\\
/
----
Prüfkôrper
Tlseh
Bild 4.3:
Versuchssland und Prinzip des Zerfallsversuches

---

35
Nach zahlreichen Versuchen wurde die Dauer des einzelnen Versuches auf 30 Minuten
fixiert. Nach ungefähr 30 Minuten verliefen im allgemeinen die Kurven relativ linear.
4.2.1.3
Auswertungskriterien
Die aufgenommenen Zerfallskurven stellen den Gewichtsverlust des Bodens als Funktion
der Zeit dar. Sie sind normalerweise geschwungene Linien (s. GI. 5-1). Trotz der
Nichtlinearität wurde bei der Auswertung der Versuche der Bodenverlust als linear
angenommen. Aus der Kenntnis der Trocken und Feuchtgewichte sowie Dichte und
Abmessungen des Prüfkörpers am Anfang und am Ende jedes Versuches wurde eine
virtuelle Zerfallsgeschwindigkeit Vz (in %min- 1) definiert und errechnet. Nach ihr werden
alle Versuchsergebnisse dargestellt.
Ungeachtet der starken
Idealisierung
bei der
Linearitätsannahme
haben
sich
jedoch
ganz
eindeutig
unterschiedliche
Zerfallsgeschwindigkeiten für jede Bodenprobe ergeben. Dieses Auswertungskriterium hat
sich als einziges verläßliches bewährt. Sie hat ferner eine einheitliche Darstellung der
Ergebnisse ermöglicht.
4.2.1.4
Versuchsergebnisse
Bild 4.4 zeigt ein Muster des allgemeinen Verlaufes der Zerfallsgeschwindigkeiten Vz
abhängig vom Verdichtungswassergehalt w
und Verdichtungsgrad D
Yerd
pr '
Anlage
BI
enthält
sämtliche
Kurven.
Die
zugehörigen
Ergebniswerte
der
Zerfallsgeschwindigkeiten Vz sind in Anlage B2 zusammengestellt. Im vorliegenden Text
werden ausschließlich die Tendenzen des Einflusses der Klimasimulierung auf die
Zerfallsgeschwindigkeiten vorgestellt.
ZERFALLSVERSUCH AN
BODEN 'WUTE-2Z'
Zerfallsgeschwindigkeit Vz [%/min]
100
90
Verdichtungsgrad Dp
80
75 %
70
-+- 80 %
60
-+- 85 %
50
-S-
90 %
40
-*"" 95 %
30
~
100 %
20
~
105 %
10
O+--..,...----r----ljIio--i:~--II!I---IfI------liIl-.......j
.....-*--_,_-....,
o
2,5
5
7,5
10
12,5
15
17,5
20
22,5
25
27,5
Wassergehai t Wverd ['.tl
Bild 4.4:
Muster
einer
der
in
Anlage
B
zusammengestellten
Kurven
der
Zeljallsgeschwindigkeiten

---

36
Die klimasimulierten Zerfallsversuche wurden nur an Boden WUTE durchgeführt, weil er
in seinem Verhalten Mittelwerte der extremen Daten von TOWU und TSITO gezeigt hat.
Die Ergebnisse sind in Bild 4.5 bis Bild 4.7 zusammengestellt.
ZERFALLSVERSUCH AN
BODEN ·WUTE-OO·
Zer fallsgeschwindigkel t Ve [%/min]
100
90
Lagerungsar I
80
85%+ Trockenlagerung
70
-+- 100%+Trockenlagerung
60
-+- 105%+Trockenlagerung
50
85%+Feuchtlagerung
40
--f- 100%+Feuchtlagerung
30
-+- 105%+Feuchllagerung
20
--Es-
85%+langsame Durchf.
10
--K--
100%+langs. Durchf.
o +-------.--~~~~~i=:1----,
o 2,5
5
7,5
10
12,5
15
17.5 20
Wassergehall Wverd [%]
Bild 4.5:
Änderung der Zerjalisgeschwindigkeiten des Bodens WUTE ohne
Stabilisierungsmittel (klimasimuliene Vorbehandlung)
ZERFALLSVERSUCH AN
BODEN ·WUTE-2Z·
Zer fallsgeschwindigkei I VZ [%/min]
100
90
lagerunqsart
80
85%+ Trockenlagerung
70
-+- 100%+Trockenlagerung
60
-+- 105%+Trockenlagerung
50
85%+Feuchllagerung
40
--f- 100%+Feuchllagerung
30
-+- 105%+Feuchllagerung
20
--Es-
85%+langsame Durch f.
10
--K--
100%+langs. Durchf.
O+----r--p~IIto.j.....-lPiIDIIg~:;i----,
o
2.5
5
7,5
10
12,5
15
17.5 20
Wassergehall Wverd [%]
Bild 4.6:
Änderung der Zeifalisgeschwindigkeiten des Bodens WUTE nach
Beimengung von 2 % Zement (klimasimuliene Vorbehandlung)

---

37
ZERFALLSVERSUCH AN
BODEN 'WUTE-4Z'
Zerfallsgeschwindigkeit Vz [%/min]
100
90
lagerungsart
80
85%+ Trockenlagerung
70
-+- 100%+Trockenlagerung
60
""'*"" 105%+Trockenlagerung
50
85%+Feuchtlagerung
40
-+- 100%+Feuchtlagerung
30
~
105%+Feuchtlagerung
20
--&-
85%+langsame Durchf.
10
--K--
100%+langs. Durch f.
0+------.r---l;fi'.................i--...."""""llR--&---,
o 2,5
5
7,5
10
12,5
15
17,5 20
Wassergehai t Wverd [%]
Bild 4.7:
Anderung der Zerjallsgeschwindigkeiten des Bodens WUTE nach
Beimengung von 4 % Zement (klimasimulierte Vorbehandlung)
4.2.2
Erosionsversuche
4.2.2.1
Allgemeines
Die bei einem mit nur geringer Neigung von 6 bis 10 % in Straßengraben während eines
starken Regens höchste erreichbare Abflußgeschwindigkeit des Oberflächenwassers wurde
zuerst rechnerisch ermittelt und ein Mittelwert von ungefähr 0,6 m/s bestimmt. Dieser
Wert konnte in Togo mit der Hochleistungspumpe der ENSI (10 m3/h) erreicht werden.
Die Versuche im IGBE wurden aufgrund der geringeren Leistung der vorhandenen Pumpe
(2,3 m3/h) bei einer mittleren Abflußgeschwindigkeit von 32 cm/s durchgeführt.
Für die Untersuchung der Erodierbarkeit unter Wasserströmung wurden zwei der sechs mit
rheostatischer Verdichtung, gemäß Bild 4.2, hergestellten Probekörper verwendet.
Mit speziell angefertigten Laborgeräten wurde die Bereitschaft des Bodens, unter
Wasserströmung zu erodieren, im sog. Erosionsversuch untersucht.
In den Abschnitten
4.2.2.2. bis 4.2.2.4. werden jeweils die Gerätschaften, die Versuchsdurchführung, die
Auswertungskriterien und dann die Ergebnisse zu den Erosionsversuchen vorgestellt.
4.2.2.2
Gerätschaften und Versuchsdurchführung
1.
Versuchseinrichtung in Togo
Die Versuchseinrichtung bestand aus einem hydraulischen Strömungskanal (Bild 4.8 und
4.9). Der zu untersuchende Probekörper wurde völlig eingetaucht und mit Hilfe eines
Halterungsgestells
im
fließenden
Wasser
festgehalten
(Bild
4.10).
Mit
einer
Hochleistungspumpe (Fördermenge bis 10 m3/h) wurde eine Wasserströmung erzeugt. Es
war möglich, die Strömungsmengen je Zeiteinheit zu variieren, aber eine konstante

---

38
Geschwindigkeit von 0,6 mis wurde festgelegt.
Halterung
Prüfk6rper
des Prüfkorpers
S ed/men tab!enger
~
----
/
Kan8/ mIt
Pumpe
Plexiglaswandung
'"
Wasserbehal ter
Bild 4.8:
Schematische Darsrel/ung des Erosionskanals
Bild 4.9:
StOmungskanal der ENS/-UB (Togo) wt1hrend ânes Versuches
Das mit erodiertem Matena! beladene ausfliefiende Wasser wurde in einem bodenlosen,
jedoch mit Schaumgummi versehene HolzbehaJter aufgefangen und sedimentiert. Das im
Kreislauf befïndliche Wasser wurde dadurch wahrend des Versuches Frei von gelôstem
Matenal und kJar gehalten.
Der verwendete Str6mungskanal war 5 m lang und 30 cm breit. Die Eigenschaften der zu

---

39
untersuchenden BOdeo wurden nach dem oben beschriebenen festge1egten Programm
geândert. Die Hôhe des Wasserabf1usses wurde auf 10 cm eingerichtet und bedeckte samit
vollstândig die 5 cm hohen Prüfkôrper (Bîld 4.10).
Bild 4.10:
PTÜjkiJrper unter dem jliefienden Wasser (Seitensicht)
Bei Versuchen in der hydraulischen Rinne der ENSI wurden die ersten me13baren
Quantifizierungen der Erosion durch den Gewichtsverlust des Probekôrpers erzielt
(pERFETTI, 1988). Die Ergebnisse entsprechen in allen Punkten denen der spateren
Versuchen im lOBE. In dieser Arbeit werden die letzteren grundlich er1autert, dargestellt
und durch die qualitativen Beobachtungen von Togo erganzL
2.
Versuchseinrichtung im lOBE
Das Prinzip der Versuchsanordnung ist auf Bild 4.11 schematisch dargestellt. Der zur
Durch[ührung der Erosionsversuche im IGBE gebaute Versuchsstand bestand aus einer
Pumpe mit einer Fôrderleistung von 2300 l/h, einem Plexiglasrohr von 2 m Lange und
einem Innendurchmesser von
80 mm
(Bild 4.12), einem
zylindrischen Gittergerust
(Bild 4.13) und einem mit Filzmaterial versehenen Auffangbehalter.
Dureh die Verbindung der drei Hauptteile der Apparatur (pumpe, Erosionsrohr und
WasserbehaIter) miteinander durch Schlâuche, wurde ein geschlossenes Kreislaufsystem
erreicht.
Das Str6mungsrohr wurde aus drei Teilen zusammengesetzt, wobei der mittlere Teil 20 cm
Lange zur Ausnahme des Gitterkorbes samt Probek6rper war. Durch die Wahl der langen
An- und Ausstrômungswege konnte eine Jaminare Str6mung erreicht werden.
lm
Betriebszustand befand sich der Probek6rper nicht im Bereich von eventuellen Turbulenzen
des eintretenden Wasserstrahls oder des Rückstof3bereiches des ausflief3enden Wassers.

---

40
Pumpe
$Chl8uch
FlieOrlchtung
\\
/
/,--------{
\\
1 - - - - - - - - - - - - - - - - - - \\
1
Zaf/a des
\\
Probek6rpers
Eroslonsrohr
\\
/
Gltt8rkorb
---
SMnder
PrOlk(Jrpar _
........_
/
W833arbahiJ./ tar
Abr8ngS8ck
eus Fllzm8t8rle/
Bild 4.11:
Prinzip des Erosionsversuchs im IGBE
Bild 4.12:
Erosionsrohr
Die
durch
die
Strëmung
abgelësten
Bodenteilchen
wurden
vom
Filzbelag
des
Auffangbehalters dem Versuchswasser entzogen.
Die WasserdurchlluBmenge wurde wahrend des ganzen Versuches mit 2300 lIh konstant
gehalten. Die Stromungsgeschwindigkeit ânderte sich wahrend der Versuche mit dem
Querschnitt des PfÜfkërpers vom Hôchstwert von 32 cm/s zu Beginn eines Yersuches bis

---

41
zu 10 cm/s bei v6llig erodiertem Probenquerschnitt.
BUd 4.13:
Zelle des ProbekOrpers mit dem Gitterkorb
4.2.2.3
Auswertungskriterien
Da mit einem geschlossenem System gearbeitet wurde, konnte die Ânderung des
Gewichtes des Priifkëirpers wâhrend des laufenden Versuches nicht gemessen sondem nur
visuell beurteilt werden. Die Versuchsdauer wurde wie beim zerfallsversuch auf 30
Minuten festgelegt.
AIs Auswertungskriterium wurde festgeLegt, die Zeit bis zur vollswdigen Erosion zu
messen, falls kleiner als 30 Minuten, bzw. das Trockengewicht am Ende der 30 Minuten,
falls der Priifkërper ganz oder tei1weise erhalten blieb.
Die Endberechnungen erfolgten auf gleicher Art und Weise wie beim Zerfallsversuch.
Zusatzlich wurden die Erosionsraten ebenfalls ais lineare Funktion der Erosionszeit
angenommen
und
die
Erosionsgeschwindigkeit
VE in Massenprozent pro Minute
dargestellt.
4.2.2.4
Ergebnisse der Erosionsversuche
Die Erosionsversuche wurden an den BOden TOWU und TSlTO vollstiindig durchgeführt.
Mit dem Bodeo WUTE sind Yersuche bei drei zementstabilisierungen (0,2 und 4%) und
drei
Yerdichtungsgraden
(85 %,
100% und
105 %)
(s.
Bild 4.14
bis 4.16)
zur
Berucksichtigung des Einflusses des Klimas durchgeführt worden. Anlage C zeigt die
ZusammensteIlung der erhaltenen Kurven und der entsprechenden Ergebniswerte.

---

42
EROSIONSVERSUCH AN
BODEN ·WUTE-OO·
Eroslonsgeschwlndlgkel t Ve [%/mlnJ
100
90
Lagerunqsart
80
85%+ Trockenlagerung
70
-+- 100%+Trocken/agerung
60
~ 105%+Trockenlagerung
50
85%+Feuchtlagerung
40
-+-- 100%+Feuchtlagerung
30
--*- 105%+Feuchtlagerung
20
--8--
85%+langsame Durch f.
10
--E--
100%+langs.durchL
o L.--~~~44-~
o 2,5
5
7,5
10
12,5
15
17,5 20
Wassergehai t Wverd [%]
Bild 4.14:
Anderung der Erosionsgeschwindigkeiten des Bodens WUTE
ohne Stabilisierungsmittel in Abhängigkeit von der
klimasimulienen Vorbehandlung
EROSIONSVERSUCH AN
BODEN ·WUTE-2Z·
Erosionsgeschwindigkeit Ve [%/min]
100
90
Lagerungsar t
80
85%+ Trockenlagerung
70
-+- 100%+Trockenlagerung
60
~ 105%+Trockenlagerung
50
85%+Feuchtlagerung
40
-+-- 100%+Feuchtlagerung
30
--*- 105%+Feuch tlagerung
20
--6--
85%+langsame DurchL
10
--E--
100%+/angs. Durch!.
o +----,-----,--~~-+:::;;=:~--,
o 2,5
5
7,5
10
12,5
15
17,5 20
Wassergehai t Wverd [%]
Bild 4.15:
Anderung der Erosionsgeschwindigkeilen des Bodens WUTE
nach Bezmengung von 2 % Zement in Abhängigkeit von der
klimasimulienen Vorbehandlung

---

43
EROSIONSVERSUCH AN
BODEN ·WUTE-4Z·
Eroslonsgeschwlndlgkeft Ve [%/mlnJ
100
M
90
Laqeruoqsart
80
85%+ Trockenlagerung
70
-+- 100%+Trockenlagerung
60
-*- 105%+ Trockeolageruog
50
85%+Feuch tlageruog
40
-+- 100%+Feuchtlagerung
30
--*- 105%+Feuchtlagerung
20
--&--
85%+langsame Durchf.
--E--
100%+langs.Durchf.
2,5
5
7,5
10
12,5
15
17,5 20
Wassergehai t Wverd [%]
Bild 4.16:
Anderung der Erosionsgeschwindigkeiten des Bodens WUTE
nach Beimengung von 4 % Zement in Abhängigkeit von der
klimasimulienen Vorbehandlung
4.2.3
Dauerbeständigkeitsversuche
4.2.3.1
Allgemeines
In der USLE wird der Erodierbarkeitskoeffizient K konstant angenommen. Damit muß
auch der Gewichtsverlust eines Bodenprofils pro Zeiteinheit bei einem anhaltenden,
konstanten Regen und unabhängig von allen anderen Faktoren konstant sein. Das gilt
jedoch nicht uneingeschränkt. Wie die Zerfalls- und Erosionsversuche zeigen, wird die
höchste Erosionsrate des Bodens in trockenem Zustand erhalten. Sobald der Boden
gesättigt ist und sich die inneren thermodynamischen Kräfte ausgeglichen haben, tritt die
permanente Erosion ein.
Je nach ihrer Intensität und Dauer, erodiert jede Regensequenz eine variable Bodenmenge
vom Beginn an bis zum Ende des Niederschlags abhängig von der Erodierbarkeit in
trockenem bzw. in nassem Zustand sowie von der infolge der Variation des Wassergehalts
durch Infiltration resultierenden Variationen in der Erosionsresistenz. Mit der Erhöhung
des Wassergehaltes im Verlauf des Regens findet eine gleichzeitige Erhöhung der
Erosionsfestigkeit statt und nach einer gewissen Zeit fließt das Wasser ab, ohne eine weder
zahlenmäßig noch visuell meßbare Menge an Bodenmaterial mitzureißen. Ein Profil wird
somit schrittweise im Laufe vieler Jahre verändert. Die Größe der Veränderungen ist
abhängig von der mineralogischen Zusammensetzung des Bodens.
Die Bilder 4.17 bis 4.20 verdeutlichen diesen Prozeß anhand der Zerstörung der Gründung
der lateritischen Tragschicht einer Straße in Lerne, der Hauptstadt Togos. Bild 4.20
schematisiert den Verlauf dieser Zerstörung in Abhängigkeit von vielen Regensequenzen.

---

44
Die Kenntnis der Alternanz von Regenphasen und regenfreien _Phasen innerhalb einer
Regenperiode und infolge von aufeinanderfolgenden Regenperioden auf die Lebensdauer
eines Erdbauk6rpers i5t erforderlich ZUT Feststellung von bauphysikalischen Faktoren bei
Baumafinahmen.
Der Dauerbestândigkeitsversuch ermoglicht die Bestimmung eines
Parameters für die Lebensdauer und eignet sich besonders fUr stabilisierte BOden. Auch die
nicht stabilisierten
Bodenproben
wurden
für die Versuche vorbereitet.
um ihre
Dauerbestandigkeit zu untersuchen, und um die Qualitat der Ergebnisvergleiche zu
verbessem. Sie sind erwartungsgemaB nach der ersten, spâtestens nach der dritten
Trocknung vollstândig zerfallen.
BUd 4.17:
Mti-aJulerbildung lm Seitengraben der Straj3e zu
Beginn der Erosion
Bild 4.18:
Fonschreiten der Mttanderbildung bis hin zur Tragschicht und
Unterspûlung der Deckschicht

---

45
Bild 4.19:
Broch des Randes der Deckschichl infolge Unterspülung
Ausgangsprofll
Deckschicht
Endprofll 1 nach
Regensequenz Ri
/
~~~~~~S
StraBengründung
Bild 4.20:
Schematische Darsrellung der Erosion eines StrajJenktJrpers
4.2.3.2
Versuchsdurchführung
Vor jedem Versuch wurden die Profkorper 7 Tage in einem Feuchtraum gelagert. Am
achten Tag wird der Dauerbestandigkeitsversuch durchgeführt.
Der
Versuch
besteht
aus
14
Zyklen
von
NaJ3-:rrocken-Lagerungen.
Die
NaB-Trocken-Prufung wurde entsprechen den Normen yom ASTM D 559-82 und der
TGL 25 907 Blatt 3 von Dez. 1970 durchgeführt. Ausgelassen wurde der Einsatz der
Bûrste zum Abreiben der OberŒiche der Probe (nach ASTM D 559-82) und die
Bestimmung der Druckfesligkeit am Ende der 14 Zyklen (nach TGL 25 907). Es wurde
also nur der Gewichtsverlust infolge der Wirkung der Trocken-NaJ3-Prufung berücksichtigt.

---

46
-Jeder
Zyklus
hat
eine Dauer
von
24
Stunden
und
besteht
1m
einzelnen
aus
unterschiedlichen Lagerungsbedingungen :
Lagerung im Trockenschrank bei einer
Temperatur von 71°C ± 3°C:
17 Stunden
Lagerung an der Luft:
0,5 Stunde
Lagerung im Wasser mit voll
eingetauchtem Prüfkörper:
6 Stunden
Lagerung an der Luft:
0,5 Stunde
Das Gewicht des Probekörpers wird stets vor und nach jeder einzelnen Lagerung
bestimmt.
4.2.3.3 Ergebnisse
Am Ende der 14 Tage wurde eine generelle Auswertung der Dauerbeständigkeitsversuche
vorgenommen. Die nach jedem Zyklus gemessenen relativen Restgewichte M
sind in
r
Anlage D2, dje Kurven in Anlage D 1 dargestellt. Die Photographien der Anlage D3 zeigen
den Zustand der Prüfkörper nach 14 Tagen.
4.2.4
Adhäsionsversuche
4.2.4.1 Theoretische Grundlagen
Das vielfach in der Literatur erwähnte Diagramm von HJULSTRÖM (1935) scheint
lediglich für kohäsionslose Böden bzw. Bodenteilchen zuzutreffen (OVERBECK, 1977;
DERCOURT, 1983; HENENSAL, 1986). In bindigen Böden sind verschiedene Kräfte
vorhanden, die zusammen mit der Abflußkraft des Wassers ein Gleichgewicht bilden. Das
in der vorliegenden Arbeit ausgewählte Berechnungsmodell zur Berücksichtigung der
Adhäsionskräfte ist in Bild 4.21 dargestellt.
Wassersäule
Abfließendes Wasser
W - Wasserauflast
G
- Gewicht des
Boden teilchens
F FI - Schleppkraft
F
- Erddruckkraft
ED
I
F
- Adhäsionskraft
Mh
bindige Matrix
der Boden tel lehen
Bild 4.21:
Kräftespiel im Boden während des Erosionsvorgangs
Im Rahmen dieser Arbeit wird die Zugkraft mit Adhäsionskraft F
und die sich daraus
Adh
ergebende Spannung mit Adhäsion oder auch Haftspannung (JAdh bezeichnet.

---

47
Ein erosionsstabiler Zustand herrscht, solange das Moment aller um den Punkt 0
wirkenden Kräfte kleiner ist als das Moment aller widerstehenden Kräfte, bzw wenn die
Summe aller angreifenden Kräfte kleiner als die Summe aller widerstehenden Kräfte ist.
M
(Gi. 4-1)
F(FT)
< M w + MF(Ep) + MG + MFf,AdJa)
oder
(Gi. 4-2)
FFZ < W + FEp + G + F
= R
AdJa
Für FFl größer R besteht Gefahr der Erosion.
Die in
der
obigen
Formel enthaltenen
Komponenten
sind,
mit
Ausnahme
der
Adhäsionskraft,
entweder bekannt oder berechenbar.
Adhäsionskräfte sind in der
Bodenmechanik bisher sehr wenig berücksichtigt worden. Direkte Bestimmungen im Labor
sind zwar ausgeführt worden, ihre Ergebnisse wurden jedoch nicht offen und häufig
verwendet.
Es ist jedoch zu vermuten, daß auch die Adhäsion,
wie schon die
Zerfallsfestigkeit und die Dauerbeständigkeit,
im
wesentlichen abhängig
ist vom
Verdichtungsgrad und vom Sättigungsgrad. Im IGBE ist ein Versuchsstand entwickelt
worden, der die serienmäßige Bestimmung der Haftspannung zwischen der bindigen
Bodenmatrix und den gröberen Körnern existierenden ermöglicht. Da diese Kraft
vermutlich abhängig vom Wassergehalt und von der Dichte ist, wurden die Prüfkörper in
der gleichen Weise vorbereitet wie für die Zerfall- und Erosionsversuche.
In
den
Abschnitten
4.2.4.2
bis
4.2.4.5
werden jeweils die
Gerätschaften,
die
Versuchsdurchführung ,
die
Auswertungskriterien
und
die
Ergebnisse
zu
den
Adhäsionsversuchen vorgestellt.
4.2.4.2 Versuchsaufbau und Herstellung der Probekörper
Das Prinzip des Versuchsaufbaus ist in Bild 4.22 abgebildet. Beim Versuch wird eine
während
des
Verdichtungsvorganges in der oberen
waagerechten
Oberfläche des
Probekörpers eingebette Messingkugel herausgezogen und die Reißkraft mit einem
Kraftaufnehmer laufend registriert (Bild 4.23).
Wegen der während der Verdichtung auftretenden hohen Druckspannungen ist eine
metallische Kugel anstelle einer Quarzkugel gewählt worden.
Die Herstellung der Prüfkörper wurde mit Hilfe einer hydraulischen Presse durchgeführt.
Die erzielten Dichten und Wassergehalte werden, wie bei den anderen Versuchen, aus den
Ergebnissen der MCT-Verdichtungskurven entnommen. Die Probenvorbereitung erfolgt
nach der im Abschnitt 4.1.4.1. beschriebenen Vorgehensweise. Die für den Versuch
erforderlichen Instrumentierung ist in Bild 4.22 bis 4.24 dargestellt.
Im Druckstempel befindet sich eine halbkugelförmige Aussparung, in die die obere Hälfte
der Messingkugel maßgenau eingeführt wird. Ein Nylonfaden dient als Einbauhilfe für den
Stempel in den Drucktopf und hält sie zusätzlich zu Beginn des Preßvorgangs.
Die vorher berechnete und abgewogene Probemenge wird in den Drucktopf eingebracht
und an der Oberfläche geglättet, bevor der Druckstempel mit der Kugel aufgelegt wird.
Der Preßvorgang wird bis zum Anschlag des Stempels durchgeführt. Das Volumen der
Bodenprobe entspricht dann dem zum Erreichen der errechneten Dichte bekannten
konstanten Volumen.

---

48
Der Sternpel wird schlieJllich so vorsichtig entfernt, daB die genaue Hâlfte der Kugel
erschütterungsfrei im Boden eingebettet bleibt. Danach wird die Bodenprobe samt Kugel
aus
dem
Drucktopf
ausgeprefit
und
entsprechend
den
vorgeschriebenen
Lagerungsbedingungen gelagert.
Induktlve
KraftmeGdose
Induktlvar
Kraf tau fnehmer
Hal terung
1
- - Prüfkërper
Zugvorrlchtung
Zugmaschlne
Bild 4.22:
Primip der Messung der Adhasionskrafte
BUd 4.23:
ProbektJrper mit den eingebetteten Kugeln vor den Zugversuclzen

---

49
Bild 4.24:
Einrichtung ZUT Messung der Adhllsionskrtifte in den BtJden
4.2.4.3 Versuchsdurchführung
Nach Ablauf der Lageruogsfrist wird eio MetaUdraht an der Kugel befestigt und mit Hilfe
einer Zugrnaschine so lange mit konstanter Zuggeschwindigkeit von 1 mm/min gezogen,
bis die Kugel aus dem Bodeo herausgerissen wird. Die zurn AusreiBen der Kugel
notwendige Zuglcraft wird kontinuierlich aufgenommen.
Zur Bestimmung der Adhasionskraft wurden analoge MeBgeriite des lOBE venvendet. Der
induktive Kraftaufnehmer setzt die mechanischen Mefigr6Ben in proportionale Spannungen
um. Durch Tragerfrequenz-Mefiverstârker werden diese elektrischen Spannungen verstarkt
uod auf einem X-Y-S chrei ber registriert.
4.2.4.4 Auswertung
Die Auswertung der Adhasionsversuche erfolgt durch Berechnung der Haftfestigkeit des
Bodens aus dem Quotienten der aufgenommenen Adhasionskraft F
und der eingebetteten
Adh
Halbflâche der Messingkugel A.t (At = 9,74 cm2) berechnet.
4.2.4.5 Ergebnisse der Adhasionsversuche
Die erfaJ3ten Zusammenhange stellen grundsàtzlich den Yerlauf der Haftspannung jedes
Bodens (stabilisiert oder nichtstabilisiert) als Funktion des Wassergehaltes und des
Yerdichtungsgrades dar. ln Anlage E sind die aus den Yersuchen bestimmten Diagramme
und Werte der Adhasion zusammengestellt.
Die Kurven der Adhâsion (Haftfestigkeit) verlaufen im allgemeinen in Abhangigkeit von
der zeitabhangigen Wasseraufnahme w, wie in Bild 4.25 gezeigt. Durch mathematische
Auswertung konnte eine alfgemeine Formel gefunden werden:

---

50
oAdh(W) ::: a . w!i . C W - log(w) + d
(GI. 4-3)
Die Konstanten a, b, c und d sind für jeden Boden gesondert zu ermitteln.
Durch die Festlegung der witterungssimulierten Lagerungsbedingungen sind in der
Haftfestigkeit der Böden bestimmte Tendenzen festgestellt worden, die in Bild 4.26 bis
Bild 4.28 dargestellt sind (mit T=Trocken-, F=Feucht- und N=Naßlagerung)
Haftfestigkeit [kNlm2]
max
a aa"
normales Ver haI fen
Bodentyp A
Bodentyp B
Bodentyp C
quefl- bzw.
zerfa/lsfählger Boden
(mi f sicherer Abnahme
der Trockenrohdlchfe)
o
Wkrl t
Ws
Ws2
Wassergehai t [%]
Bild 4.25:
Genereller Verlauf der Haftspannungen im Boden als Funktion
der Wasseraufnahme bei konstanter Dichte
ADHÄSIONSSPANNUNGEN
IM BODEN ·TOWU·
(Versuche bel Dpr-100% und Wpr)
Adhäsion [kN/m2]
200
: : : : : : : : :
:d~ 2~,jn~~t:
~ j !1 ~ l ~ ~ 1
T
F
N
T
F
N
T
F
N
T
F
N
T
F
N
Bild 4.26:
Einfluß der Lagerung auf die Haftfestigkeit des Bodens TOWU

---

51
ADHÄSIONSSPANNUNGEN
IM BODEN ·WUTE"
(Versuche bel Dpr.,100% und Wpr)
Adhäsion [~N/m2]
200 ,....,......,.......,....,....,.......,.....,..-,:....,..."T""""'....,......--r-,--,,....,.....-r-r--..-,.....,......,..,....,....~.,....,,-,,.....,....,
':',',::-,,,-,.,.-,....." '.,.-,-",--n
·
.
~ ; ! f ~ ~ ~ ~ 1 ~~ iemend
l~~~~l~~l
[6:~ l$rt'1$rj t!
i ! ! [ j [ ! ! j
:
:
:
:
: :
:
: :
150
T
F
N
T
F
N
T
F
N
T
F
N
T
F
N
Bild 4.27:
Einfluß der Lagerung auf die Haftfestigkeit des Bodens WUTE
ADHÄSJONSSPANNUNGEN
IM BODEN ·TSITO·
(Versuche bel Dpr-100% und Wpr)
Adhäsion [kN/m2]
200
" " , : , :
d%
·
Zkrhkrid .
·
.
! j 111 ~ !I!
: :
: :
150
100
50
o
T
F
N
T
F
N
T
F
N
T
F
N
T
F
N
Bild 4.28:
Einfluß der Lagerung auf die Haftfestigkeit des Bodens TSITO

---

52
5
Bewertung der Versuche
5.1
Beurteilung der Zerfalls- und Erosionsversuche
5.1.1
Ergebnisse der im IGBE durchgeführten Versuche
5.1.1.1 Analyse der aufgenommenen Zerfallskurven
Die Versuchsergebnisse zeigen, daß beim Zerfall eines Bodens eigentlich kein lineares
Phänomen
vorliegt,
wie
es
zur
Vereinfachung
bei
der
Berechnung
der
Zerfallsgeschwindigkeit angenommen wurde. Die Zerfallsgeschwindigkeiten können vor
und nach den festgelegten 30 Minuten unterschiedlich sein. Bild 5.1 zeigt die diesbezüglich
möglichen Verläufe des relativen Bodenverlustes abhängig von der Zerfallszeit.
Relatives Restgewicht [%]
120
1 10
1 00.~"""'111::::~~~*""",*--:l+-,,,*,~~,\\
90 -
80
70
60
Verhalten
50
......... Fall 1
40
elngeset z er
-+- Fall 2.1
vIrtueller
30
Zerfallsverlauf
...... Fall 2.2
20
für Fälle 2 und 3
-e- Fall 2.3
10
000+-
Fall 3
0'---'-------'----'----------'---L.---l-----l.-.l..---l9------'---'------L-----;~---'--------'
o
5
10
15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75
Versuchsdauer [mln]
Bild 5.1: Mögliche Zeifallsverhaltensweisen abhängig von der Zeit
Für die drei Fälle liefert die Auswertung folgende mathematische Funktionen für den
zeitabhängigen relativen Bodenverlust Mr(F) :
Fall 1 und Fall 2:
M (1) == (M
-
M) . [1 - (ZYT + M
(GI. 5-1)
r
a
e
T
I!
e
T ist die betrachtete Zerfallszeit, M die bezogene Anfangsmasse, Me die Restmasse des
a
Prüfkörpers am Ende des Versuches und mund n sind reelle Zahlen.
Fall 3:
Für den Fall 3 gilt noch, mit geeigneter Parameteranalyse von mund n die Gleichung
GI. 5-1. Jedoch kann die Kurve auch durch folgende Formel beschrieben werden:
M (1) == a . Tb + c
(GI. 5-2)
r
M ist die relative Restmasse, T die Verlustzeit, und a, bund c sind Konstanten.
r
Für die Konstanten a, b, c, mund n sind die entsprechenden positiven reellen Werte für
jeden Boden spezifisch zu ermitteln.

---

53
Die
Annahme
einer
konstanten
Zerfallsgeschwindigkeit
ermöglichte
außer
einer
Differenzierung
der
Böden
untereinander
die
Feststellung
der
Abhängigkeit der
Erosionsempfindlichkeit vom Wassergehalt und von der Dichte.
5.1.1.2 Analyse der errechneten Zerfallsgeschwindigkeiten
Im
allgemeinen
sind
die
Böden
bei
gleicher
Dichte
und
sogar
bei
hohen
Stabilisierungsgraden sehr wasserempfindlich, wenn der Wassergehalt gering ist. Beim
optimalen Wassergehalt w
sind sie weniger oder überhaupt nicht wasserempfindlich. Bei
pr
Wassergehalten größer als w
nimmt die Zerfallsgeschwindigkeit wieder zu, erzielt jedoch
pr
nicht die Werte wie auf der trockenen Seite der Proctorkurve. Einige Böden bleiben auch
weiter unempfindlich, wenn w
größer als w
ist. Drei in dieser Hinsicht markante,
Yerd
pr
ausschließlich von der mineralogischen Zusammensetzung des Bodens stark abhängige
Tendenzen sind in Bild 5.2 dargestellt:
Zerfallsgeschwindigkeit [%/min]
150
100
Fall 1
50
~ Fall 2
-*- Fal13a
-*- Fal13b
Wpr-I
Wpr
Wpr+1
Wassergehai t [%)
Bild 5.2: Mögliche Tendenzen des Verlaufs der Zelj'allsgeschwindigkeiten
zu Fall 1)
Der Boden besitzt eine hohe Zerfallsgeschwindigkeit unabhängig vom
Wassergehalt und Verdichtungsgrad. Der Fall gilt für die wahrhaft dispersiven Böden l •
zu Fall 2)
Der Boden besitzt auf der trockenen und auf der nassen Seite der
Verdichtungskurve eine hohe Zerfallsgeschwindigkeit. In der Umgebung des optimalen
Wassergehaltes ist jedoch Yz niedrig, kann sogar gleich Null sein. Bei Wassergehalten
höher als w
wird die Zerfallsgeschwindigkeit wieder höher als bei w
jedoch nicht so
pr
pr
hoch wie auf der trockenen Seite.
Fall 3 beschreibt das allgemeine Zerfallsverhalten normaler Böden. Der Boden besitzt auf
der trockenen Seite der Verdichtungskurve eine hohe Yz. In der Umgebung von wpr und
auf der nassen Seite ist Yz jedoch niedrig (Fall 3a) bis hin zu Null (fall 3b).
lDispersive Böden sollten grundsätzlich mit der Entwicklung einer kolloidalen Wolke bei
allen Wassergehalten zerfallen (s. EMERSON, 1967). Dieser Fall wurde bei der gesamten
Versuchsreihe kaum beobachtet.

---

54
In der Realität ist, wie bereits erwähnt, der zeitabhängige Zerfall nicht linear. Eine höhere
Verlustrate wird generell im trockenen Zustand registriert. Bei weiterer Wasseraufnahme
findet eine Verzögerung und sogar ein völliges Ausbleiben des Zerfalls statt. Somit sind
zwei Phasen während des Bodenverlustes zu unterscheiden. Die primäre Phase, auch
Übergangsregime genannt, ist gekennzeichnet durch einen rapiden Zerfall und hohe
Verlustmengen.
Die
sekundäre
Phase,
auch
permanentes
Regime
genannt,
ist
charakterisiert durch konstante aber generell niedrige Zerfallsraten. Diese beiden Phasen
werden im Berechnungsansatz des Kapitels 6.4 besonders berücksichtigt.
Stabilisierungsmaßnahmen
bewirken
im allgemeinen
dann
eine
Verbesserung
des
Erosionswiderstandes des Bodens,
wenn w
ausreichend für das Abbinden des
Yerd
Bindemittels war. Stabilisierte oder auch nicht stabilisierte Böden sind aber sämtlich in
hohem Grad zerfallsempfindlich, wenn der Wassergehalt bei der Herstellung der
Prüfkörper niedrig war, und je dichter der Boden war, desto stabiler wurde er.
Aus
den
klimasimulierten
Untersuchungen
geht
hervor,
daß
mehr
als
der
Versuchswassergehalt der Verdichtungswassergehalt das spätere Zerfallsverhalten der
Böden bestimmt. Bei optimalem Wassergehalt verdichteten Böden wurden im allgemeinen
die höchsten Zerfallswidersilinde aufgewiesen. Böden gleicher Ausgangsdichte, die bei
unterschiedlichen Wassergehalten verdichtet und später auf einen gleichen Wassergehalt
gebracht wurden, hatten unterschiedliche Zerfallsraten.
Eine Austrocknung der bei w
verdichteten Böden bewirkt eine Abnahme der Zerfalls- und
pr
der Erosionsresistenz. Eine langsame, allmähliche Durchfeuchtung bis zu wpr oder bis zur
völligen Wassersättigung gibt dem Boden wieder eine größere Stabilität gegen den Zerfall.
Die
Zusammenhaltekräfte
der
Teilchen
werden
bei
langsamer
Durchfeuchtung
harmonischer rekonstituiert als bei raschem Eintritt von Wasser in die Porenräume.
BALDUZZI (1990) vergleicht den Einfluß der Geschwindigkeit der Durchfeuchtung auf
die
Erodierbarkeit
mit dem
der geologischen
Kristallbildung.
Je
langsamer
die
Durchfeuchtung, desto besser die inneren Kräfte synergetisch und synäretisch gebildet
werden. Schnelle Durchfeuchtung bewirkt einen chaotischen Zustand. Der Boden zerfällt
in der Anfangsphase daher schnell. Der weitere Verlauf der Infiltration ruft in den tieferen
Lagen
des
Bodenprofils
eine
Erhöhung
des
Erosionswiderstandes
hervor.
Die
Adhäsionskräfte im Boden erreichen ihren niedrigsten, und der Zerfall verläuft stationär.
Trotz höherer Verlustraten als beim Zerfallsversuch sind diese Aussagen und markanten
Tendenzen auch gültig für den Erosionsversuch.
Es besteht aber keine direkte,
mathematisch nachvollziehbare,
sondern
nur eine
physikalische Beziehung zwischen den Ergebnissen der Erosionsversuche und denen der
Zerfallsversuche. Die Böden zerfielen im Erosionsversuch generell schneller als im
Zerfallsversuch. Ein Boden, der im Zerfallstest schnell zerfallen ist, erodiert (obwohl
schneller) auch im Erosionsversuch schnell und umgekehrt. Eine Ausnahme bilden die
Böden,
die
im
Zerfallsversuch
keinen
Bodenverlust
gezeigt
haben,
jedoch
im
Erosionsversuch relativ erodierbar waren. Diese Feststellung erschwert es beträchtlich,
jedem Versuch eine mathematische Relation beider Versuche zuzuordnen, zumal der
Bodenverlust stark von der Strömungsgeschwindigkeit abhängig ist.
Die bei den
Laborversuchen eingesetzte Fließgeschwindigkeit hat demzufolge eine ausschließlich
experimentelle Bedeutung.

---

55
5.1.2
Ergebnisse der in Togo durchgeführten Versuche
5.1.2.1 Allgemeines
Um zu erkennen, ob ein direkter Zusammenhang zwischen der Struktur der Böden und
ihrer Erodierbarkeit bzw.
Stabilität gegenüber Wasserangriff besteht,
wurde eine
statistische Studie der Ergebnisse von Zerfallsversuchen durchgeführt, die in Togo aus den
Untersuchungen von 34 Böden gewonnen wurden. Dabei wurden die Zerfallsneigungen
nach einer Verdichtung bei optimaler Dichte und Wassergehalt mit anschließender
Austrocknung der Prüfkörper berücksichtigt.
Diese Ergebnisse wurden zuerst nach eigenen Kriterien ausgewertet (Tabelle 5.1) und im
Anschluß mit den aus dem Nomogramm von WISCHMEIER erhaltenen Werten verglichen
(Tabelle 5.2).
Die Böden
wurden
bei den
eigenen
Kriterien
entsprechend
dem
Endzustandsbild der Probekörper durch eine Zustandsnote klassifiziert.
. ENDBILD DES
BESCHREIBUNG
KOLLOIDALE
ENDZUSTANDSNOTE
PROBEKÖRPERS
DES
WOLKE
Unter-
Zerfalls-
ENDZUSTANDES
keine
leicht
hoch
klasse
Klasse
koeff.
U Probekörperist
*
Al
1,00
ganz; keine
Risse; unbedeu-
*
A2
A
0,93
tende Material-
verluste
*
A3
0,85
..... ~.,.....- '.'~l'I
oberflächlicher Zerfall;
*
BI
0,77
.r-:·"'·~·'·:i
Kern ist ganz; viel
Verlust an der
*
B2
B
0,70
~"'l~,.." '..:~
'* .. --' .I~
Oberfläche
f·Y.~:",;-.....:.-. J;~{-'"
*
B3
0,63
~ Probekörperistmehr *
Cl
0,56
oder weniger ganz;
jedoch Risse; eventuelle
*
C2
C
0,49
Quellung
*
C3
0,42
totaler Zerfall in 2 bis
*
D1
0,35
3 mm dicken Plättchen;
A~'
Endbild ist eine Kegel
*
D2
D
0,28
.y-l'~
~i{:;~-.P"
*
D3
0,21
=
.
völliger Zerfall in
*
EI
0,14
Teilchen kleiner als
.",.<.1~_
2 mm; Endbild des
....
*
E2
E
0,07
/ ' . , '
...
'.~' ~,
Priifkörpers ist eine
.,1.1:',:';
- '
'.;~
Kegel
*
E3
0,00
'- =- ""\\. c''': --.:. :.-:;," I'"
Tabelle 5.1: Beurteilungskriterien
5.1.2.2 Erfolgsrate der erzielten Korrelationen
Auf Bild 5.3 wird zwar eine lineare Regression aus all diesen Werten gezeigt. Es ist aber
unzweifelhaft, daß die mit den WISCHMEIER'schen Kriterien berechneten K-Werte sehr
stark von der wirklichen Wasserstabilität der Böden abweichen.

---

56
Bodenprobe
berechneter K
gemessener K = Dr
lfd. Nr.
(nach WlSCHMEIER)
(eigene Kriterien)
1
TOWU
0,25
0,21
2
KELE
0,55
1,00
3
LILl
0,23
0,77
4
TSITO 1
0,42
0,49
5
TSITO 2
0,44
0,93
6
TSITO 3
0,57
0,35
7
TSITO 4
0,41
0,85
8
WUTE 1
0,50
0,56
9
WUTE 2
0,25
0,28
10
WUfE 3
0,43
0,21
11
WUTE 4
0,38
0,35
12
WUTE 5
0,30
0,21
13
WUTE 6
0,55
0,77
14
ADRA 3
0,50
0,63
15
ATIK 1
0,14
0,70
16
ATIK 4
0,15
0,14
17
ATIK 9
0,13
0,28
18
BLIT 1
0,19
0,07
19
BLIT 4
0,11
0,14
20
BLIT 8
0,08
0,07
21
TABl 4
0,46
0,28
22
KEDI 2
0,52
0,35
23
BROU 3
0,17
0,14
24
BROU 4
0,14
0,07
25
BROU 5
0,44
0,28
26
NASS 1
0,65
1,00
27
GNEM
0,66
0,63
28
SEKO
0,33
0,77
29
KPES 1
0,24
0,70
30
KPES 2
0,58
0,93
31
KPES 3
0,20
0,42
32
BEKE 1
0,42
0,70
33
GOUf
0,57
0,35
34
OUAN
0,63
1,00
Tabelle 5.2: Vergleich der Werte D, aus den eigenen Kriterien urui
der mit Hilfe des Nomosramms von WISCHMEIER
ermirelten Erodierbarkeuswerte K
Wischmeier'sche Erodierbarkeiten K
versus eigene Dispersionsfaktoren Dr
gemessene Dispersionsfak toren Dr [-]
1,2
+
++
+
+
+
0,8
+
+
+
+
+
+
0,6
0,4
+
+
+
++
0,2
+
+
+++
+
+ +
o'----"'----"'-------.J'-------.J----'---------'-_-------'_ _---'-_ _--'-_ _-----J
o
0,1
0.2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
berechnete Wischmeier'sche K-Werte [-]
Bild 5.3: Vergleichende Darstellung der Ergebnisse (eigene
Kriterien versus WISCHMEIER)

---

57
Korrelationssichere Gesetzmäßigkeiten zwischen den traditionellen bodenmechanischen
Kennwerten und der Wasserempfindlichkeit der Böden sind Z.Z. weder feststellbar noch
möglich (Bild 5.3). Dazu sind noch umfangreiche direkte Versuche erforderlich. Eine
eindeutige Tendenz wäre auch bei Einsatz weiterer Kriterien, wie von SHERARD (1953),
GIORDANO (1986) oder von CESTRE (1985), nicht erhalten worden.
Grundsätzlich wurden keine mineralogischen oder chemischen Versuche durchgeführt. Es
konnte daher kein Vergleich der Ergebnisse mit denen u.a. von ARULANANDAN oder
HEINZEN (1976) geführt bzw. dem Nomogramm von MARTIN (1988) erhalten werden.
Die Versuchsergebnisse beweisen schließlich die Wasserempfindlichkeit eines Bodens vor
allem
als
eine
Funktion
des
Verdichtungswassergehaltes,
der
Dichte
und
des
Wassergehaltes vor Erosionsbeginn. Dies erschwerte jegliche Vergleiche mit den bereits
existierenden Kriterien, die diese Bodenzustände offenbar nicht berücksichtigen.
5.2
Diskussion der Ergebnisse der Dauerbeständigkeits- und
Adhäsionsversuche
Nichtstabilisierte
Bodenproben
waren
spätestens
nach
dem
dritten
Zyklus
der
Naß-Trocken-Prüfung völlig zerfallen. Eine Ausnahme bildeten die Böden OUANDO,
KELE und NASSOU die in Togo 14 Zyklen standgehalten hatten bei einer relativen
Restrnasse M, von 100%. Es gibt also Böden, die aufgrund ihrer mineralogischen
Zusammensetzung in nichtstabilisIertem Zustand erosionsstabil sein können.
Bei stabilisierten Prüfkörpern sind Verhaltensweisen registriert worden (s. Fotos in Anlage
D3), deren Auswertung eine qualitative Ähnlichkeit zwischen der Dauerbeständigkeit und
der Haftfestigkeit offen legte (Bild 5.4 und Bild 5.5.).
Der Boden TOWU wurde bereits nach Zugabe von 2 % Zement und bei geeignetem
Wassergehalt relativ unempfindlich gegenüber den durch den Versuch hervorgerufenen
Beanspruchungen. Für WUTE trat diese Schwelle bei 4 % und für TSITO bei 8 % auf. Dies
zeigt, daß für den Stabilisierungsgrad nicht ein pauschaler Wert für jeden Boden angesetzt
werden kann, sondern fallweise spezifische Eignungsversuche zur Bestimmung der
geeigneten Zugabemengen von Bindemitteln durchgeführt werden müssen.
Im allgemeinen sind die Adhäsionskräfte der Böden, wie schon durch obige Versuche
beschrieben, wesentlich von der Dichte, vom Wassergehalt und vom Verdichtungsgrad bei
gleichem Stabilisierungsgrad abhängig. Weiterhin erhöhen sie sich (mit Ausnahme der
Probe TSITO zwischen 0% und 4%) mit steigender Zugabe von Bindemitteln.
Die Adhäsion des Bodens TSITO ist im nichtstabilisierten Zustand höher als bei den Böden
TOWU und WUTE. Aber ebenso wie die Dauerbeständigkeit hat die Haftfestigkeit des
Bodens TSITO haben nach Stabilisierung mit 2 % und 4% Zement abgenommen. Bei
Zugaben zwischen 6% und 8% Zement nahmen die Adhäsion und die Dauerbeständigkeit
wieder zu. Bei den Böden TOWU und WUTE wurden Adhäsion und Dauerbeständigkeit
bei Stabilisierung von 2% bis 8% Zement allmählich größer. In Bild 5.4 und Bild 5.5 sind
die Ergebnisse der Adhäsionsversuche denen des Naß-Trocken-Tests nach 2 Zyklen
gegenübergestellt und veranschaulichen diesen physikalischen Zusammenhang.
Die
hydrische Festigkeit ist dann am größten, wenn auch die Haftfestigkeit ihre höchsten Werte
annimmt.

---

58
GESAMTAUSWERTUNG DER ADHÄSIONSVERSUCHE
(bel Wpr und Dpr-100%)
Haftspannung (kN/m2]
200 ~--------------------,
'50 \\<,~............................. .
.
-+- TOWU
100
\\........ ..
~~::::.Et ..·
·
· ·::::::::::;;;;:··*·····
.
...*.. TSITO
-'
,
ilE' ..
--8--
WUTE
50 .
<:.::~~:::::..=!'~~<..
,,,,,,
'b3-----------iJ
O~-----L..~---'-----'-----'-------'
o
2
4
6
8
10
Zementgehalt (%]
GESAMTAUSWERTUNG DER NAß-TROCKEN-TESTS
nach 2 Tagen
(bel Wpr und Dpr-10004)
Relative Restmasse [%]
120 r----~-------------____,
100
4'----+-----==!b----l1!'
.
.»---------
.
,."",,,,~
".*
.
'80
~;;.(,::~
:::::r·::
..
I
~
-+- TOWU
I
~
I
.'
60
····/~·································:..::···········
.
..*.. TSITO
I!
.
~
I
"
'
--E}-
WUTE
40 :::::,../~
;..::::~
.
'"
"
/
. .
. '1/
: ~~:
.
20
I
I
I
o'm------'-----'----J------'-----'
o
2
4
6
8
10
Zementgehalt [%]
Bild 5.4.: Gegenüberstellung der ähnlichen Verläufe der Adhäsions- und
Dauerbeständigkeitskurven nach 2 Tagen N-T-Prüjung

---

59
GESAMTAUSWERTUNG DER ADHÄSIONSVERSUCHE
(bel Wpr und Dpr-100%)
.
Haftspannung [kN/m2]
2 0 0 , - - - - - - - - - - - - - - - - - - - ,
150<~,...........................................
.
.
-+- TOWU
100
:~.:.:.......... .
~~:;;:~
::::::::::::1..*
. ..*.. TSITO
, . , " ,
~
'"
'-9-
WUTE
/~\\:-r'/
..>\\ .
".'
..
_
-*
'\\
~::
~::::::::::::
:\\
..
,,,,,,
'13------------EJ
O~------'----.J....-------'-----'------'
o
2
4
6
8
10
Zementgehal t [%]
GESAMTAUSWERTUNG DER NAß-TROCKEN-TESTS
nach 14 Tagen
(bel Wpr und Dpr-100%)
Relative Restmasse [%]
120 r - - - - - - - - - - - - - - - - - -
100
.4-----+----::::1It------el-
..
0'---------
I
•.•• .,.*
I
80
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,:
..
,/
*
.
-+- TOWU
I
,
I
"
60
··························1~······················..:··::
.
...*... TSITO
I
"
I
"
I
"
I
.'
--G--
WUTE
I
"
I
"
40
~
,
..
!
.~.
I
.'
I
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/
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.
I
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I
.'
I
"
I . '
,..'
O i D - - - - - - l I I - - - - - ' - - - - - - - - . L - - - - - ' - - - - - - l
o
2
4
6
8
10
Zementgehalt [%]
Bild 5.5.: Gegenüberstellung der ähnlichen Verläufe der Adhäsions- und
Dauerbeständigkeitskurven am Ende der N-T-Prüjung (nach 14 Tagen)

---

60
Der wassergehaltsabhängige Verlauft der Adhäsionskurven ist mit einer Glockenform
ähnlich der Proctorlrurve (s. Bild 4.25 und Bilder, Anlage E). Die Adhäsion hat in der
Umgebung
des
optimalen
Wassergehaltes
ihren
höchsten
Wert.
Bei
steigendem
Wassergehalt in Richtung der Sättigung nimmt die Haftspannung nahezu konstante Werte
an.
Stabilisierungsmaßnahmen bewirken im allgemeinen, besonders bei den Böden TOWU und
WUTE festzustellen, eine Verbesserung der Haftfestigkeit des Bodens.
Die Adhäsionsfestigkeit nimmt mit der Dichte des Bodens zu. Durch Austrocknung gut
verdichteter und bei w
untersuchter Böden wird die Haftfestigkeit vermindert, erst eine
pr
langsame, allmähliche Durchfeuchtung bis zum w
verleiht dem Boden wieder seine
pr
größte Haftfestigkeit. Beim Erreichen völliger Sättigung ws' fallt die Adhäsionsspannung
auf ihren niedrigsten Wert zurück.
Da nach Sättigung der Wassergehalt bei quellfähigen Böden weiter steigen kann, ist zu
vermuten, daß die Adhäsion auch weiter sinkt. Dadurch können quellfähige Böden sehr
erodierbar sein. In den Bereichen der Kleinstwerte der Adhäsion ein Mindestwert zu
vermuten, der als Schwelle zur Erosionsgefährdung (zulässige Adhäsion) festgelegt werden
kann (Kapitel 6.2.2).
Die dynamischen Beziehungen zwischen Durchfeuchtung und Abnahme der Bindungskräfte
werden im Kapitel 6 vorgenommen umfassend erklärt.

---

61
6
Interpretationen und Klassifizierungsvorschläge
6.1
Allgemeines
Die Ergebnisse der Versuche haben die Abhängigkeit der Erodierbarkeit von der Dichte und
dem Wassergehalt der 5 untersuchten Parameter gezeigt. Im folgenden wird die Entwicklung
dieser Parameter in der Natur während eines Niederschlages erklärt, bevor endgültige
Idenfizierungs- und Berechnungskriterien festgelegt werden.
6.2
Infiltration in verdichtetem Boden
Die Variationen der Erodierbarkeit in situ werden in tropischem Klima durch Infiltration
vom
Regenwasser
eindeutig
beeinflußt.
Die
Bedeutung
der
Infiltration
und
der
Durchfeuchtung wurde zwar oft in der Literatur erwähnt (KOSTIANOV, 1932; HORTON,
1933; GARDNER,
1975; GRENNLAND,
1975; FILUAT,
1981; BENDER,
1984;
HENENSAL, 1986), jedoch wurde die Änderung der Erodierbarkeit infolge dieser Phäno-
mene nicht konsequent verfolgt. Die Ergebnisse der Untersuchungen des Verfassers ermögli-
chen bei Betrachtung eines konstanten Regengusses die Unterscheidlmg folgender Varianten.
Wassermenge
EalU: N ( I von to bis te
Nlederschlagsfflenge N • In (/I tratlonSfflenge I
Abflußfflenge A • 0
to
te
NIederschlagsdauer
Bild 6.1:
Zeitlicher Verlauf und Verhalten von Niederschlagsmenge N,
Infiltrationsmenge I und Abflußmenge im Fall N :$: I
a.
Ist die Niederschlagsmenge N vom Zeitpunkt to = 0 bis loe = + 00 kleiner als das
Infiltrationsvermögen I des Bodens, folgt eine totale Infiltration, d.h. der Boden wird
zu einem gewissen Sättigungsgrad (kleiner 100 %) durchfeuchtet und der Abfluß A ist
gleich null (N< I:=} A = 0 und I = N). Die Werte von N und I verhalten sich dann
wie in Bild 6.1 dargestellt.
Ist die Niederschlagsmenge N gleich der Durchlässigkeit k des Bodens, kann es zu
leichtem Oberflächenabfluß kommen.
Reaktion des Bodens auf Erosion: Die zerbröckelten Bodenteilchen bleiben an der
Bodenoberfläche, ohne verschleppt zu werden, und verschlammen im Laufe der Zeit
(Bild 6.4). Die in der ersten Zerfallsphase zerstörten Bindungskräfte der Teilchen
bauen sich wieder langsam bis zum Mindestwert der Adhäsion min a
auf.
Adh

---

62
-b.
Ist die Niederschlagsmenge N zum Anfang des Regens sehr groß, und zwar konstant
und größer als das Infiltrationsvermögen I des Bodens (t = 0 bis t = + 0:> ), so
verhalten sich N, I und A wie in Bild 6.3. - Fall 2 dargestellt.
Wassermenge
EalL2: N ) I von to bl8 te
NIederschlagsmenge N
/
--------------------------------------------_.
/
/
\\
/ / /
/
...
/
Abflußmenge A
, /
',/
,1',
/
"
/
"
/
"
/
\\.
Intll tr8t1onsmenge I
,.
~'.
/
"
I
..
\\
/ ' ,
..
/
I
•••..••••••.•.•••••••..•..••••.•.•..•.••••... __ ..•••........•••.••....••••••••..•••••••••••••..
to
te
NIederschlagsdauer
Bild 6.2:
Zeitlicher Verlauf und Verhalten von Niederschlagsmenge N,
Infiltrationsmenge I und Abflußmenge im Fall N > I
Die
Infiltrationsgeschwindigkeit kann
so
klein
sein,
daß
fast
die
gesamte
Regenwassermenge A abfließt. Ein Teil des Regenwassers sickert in den Boden mit
einer der Durchlässigkeit entsprechenden Geschwindigkeit.
Reaktion des Bodens: Die obere Bodenschicht (Schicht der primären Erosion) zerfällt
und wird sofort abtransportiert. Unterhalb der Zerfallsschicht verschlammt der Boden
über eine gewisse Dicke zwischen der neu aufgedeckten Oberfläche und der
Infiltrationsfront. Durch das langsame Fortschreiten der Infiltration sfron t in die
tieferen Lagen des Profils werden dort die inneren Bindungskräfte zerstört. Die
gelockerten Teilchen können jedoch aufgrund der Auflast der überliegenden
Bodenschicht nicht abgetragen werden. Noch bevor sie durch die Erosion abgedeckt
werden, haben sich die inneren Kräfte regeneriert die Erodierbarkeit des Bodens hat
ihren permanenten Wert erreicht.
c.
Erfolgen der Fall 1 (to = 0 bis t], Dauer Ilt] = trto) und der Fall 2 (tl bis
t z = t
= +0:>, Dauer Ilt
oe
z = t oe - t] ) nacheinander, so wird das in Bild 6.3
dargestellte Verhalten registriert.
Reaktion des Bodens: Die inneren Bindungskräfte haben im Zeitraum von to bis t]
stabilisiert. Der Anfangswert der Erosionsrate entspricht dem konstanten Wert der
Erodierbarkeit. Er kann sehr klein (bis zu Null) werden je nach der Mineralogie oder
der Vorbehandlung des Bodens.
Bei allen Vorgängen ist die Topographie verantwortlich für Geschwindigkeit und Menge des
Abschlämmens und/oder Abtransports abgerissener Bodenteilchen. Fall 1 und Fall 2 sind
schematisch in Bild 6.4 dargestellt, Fall 3 schließt an das Ende von Fall 2.

---

63
Wassarmanga
Ea.IL3: N ( I von to bIs t1
dann N ) I von t1 bis te
Niederschlagsmenge N
\\
I
,
I
I
Infiltrationsmenge I
i,,
. ,
, ,
, ,
",r.",'.,:,
Abflußmenge A
:
, "
,.
\\
\\
'
,
---------------------------------------------j'
\\
.
10
11
la
NI adarsch Iagsdauar
Bild 6.3:
Zeitlicher Verlauf und Verhalten von Niederschlagsmenge N, Infiltrations-
menge I und Abflußmenge im Fall N :5 I und dann N > I
Die Erosionsrate der Böden ist letztendlich auch eine Funktion der Regen-Sonne-Frequenzen
innerhalb einer Regenperiode. Die zeitliche Änderung des Wassergehaltes des Bodenreichs
in der Zeit zwischen dem Ende eines Regens und dem Beginn des folgenden Regens ist
dabei zu bestimmen.
Durch die gleichzeitige Berücksichtigung der Infiltration und der Regen-Sonne-Frequenzen
wird die Vorhersage der Erosionsrate in Erdbauten sehr komplex. Eine mathematische
Lösung aller Einflüsse wird im Rahmen dieser Arbeit nicht durchgeführt.
6.3
Zustandsänderungen im verdichteten Boden infolge von
Wasserzutritt
6.3.1
Tonmineralogie und Strukturwandel in tropischen Böden
Böden sind eine Mischung von Feststoff, Luft und Wasser. Die Feststoffe sind gröberer und
feinerer Natur. Für die Eigenschaften des Bodens ist die Feinfraktion von Bedeutung. Sie
kommt
im
Boden
in
Einzelkom-,
Plättchen-,
Waben-
und
Flockenstrukturen
vor
(RIZKALLAH, 1977).
Bei der Durchfeuchtung der Böden gehen die feineren Bestandteile in eine Mischung mit
dem Wasser über und bilden eine neue Phase, die die Festigkeit der Erdstoffe im Endzustand
bestimmt (LEUSSINK et al., 1964; LEUSSINK et al., 1965; OSTERMAYER, 1976).
Das
hydrische Verhalten toniger Erdstoffe (plastizität,
Zerfall,
Erosion,
Quellung,
Dauerbeständigkeit, Adhäsion) wird durch das Vorhandensein, die Struktur und die
strukturelle Veränderung der Tonminerale (Feinfraktion) bei Wasserzutritt bestimmt.
Bei tropischen Böden spielen die vorhandenen Tonminerale eine wesentliche Rolle. Sie sind
vorwiegend plättchenförmige Schichtgittersilikate. Aufgrund der räumlichen Anordnung der
Tonminerale zueinander können
sich
die
Abstände der einzelnen Schichten durch
Wassereinlagerung weiten. Zum Ladungsausgleich der negativ geladenen Teilchen (Anionen)

---

64
Fall1 : N < I
~Regen
zer fallene und
abgetrennte
BodenteIlchen
.! \\\\\\
. \\ \\ \\ \\\\1
freie Infiltration
(Infolge der Kapillarität)
Regen
Regen
Regen
~
~
~
Phase der primären Erosion
Phase der sekundären Erosion
(mit konstantem K-Faktor)
'--------..,vr---------'
Fall 2 : N) I
Bild 6.4:
Schematische Darstellung der dynamischen Beziehung von Regen
Infiltration und Abfluß im Erosionsprozeß

---

65
werden
austauschbare
Kationen
angelagert,
die
bei
Erhöhung
des
Wassergehaltes
diffundieren (Bild 6.5). Die negativ geladene Oberfläche der Tonminerale und die diffus
verteilten Kationen bilden eine elektrische Doppelschicht. Der Boden quillt und zerfällt in
groben Teilen bei weiterer Wasseraufnahme, da die Haftkräfte zwischen den Teilchen und
Aggregaten den Grenzwert von zul aAdh unterschreiten.
Lösung vor der
Lösung nach der
Durchfeuchtung
Wassereinlage
-J+
+
+
+
+
+
+ +
-
+
+ -
+
+
=+
+
+
-
+
+ -
+
+
+
+
~i-
Tonplä t tchen
Bild 6.5:
Diffuse Doppelschicht
Aber nicht alle Böden quellen sichtbar. Eine Elementarschicht mit o-Ionen und eine zweite
mit OH-Ionen können durch die OH-Q--Bindungen (Wasserstoffbrückenbildung) in
einem so geringen Abstand gehalten werden, daß keine weiteren Wassermoleküle zwischen
diese Schichten eindringen können und der Schichtpaketabstand bleibt trotz Wasserzugabe
konstant. Als Beispiel sei der Kaolinit mit konstantem Schichtabstand von 2,7 A genannt.
Sind jedoch auf beiden Seiten der Elementarschichten 0- und OH-Ionen vorhanden, erfolgt
die Bindung zwischen den Schichten durch Nebenvalenzkräfte. Die Bindung ist so locker,
daß Kationen und Wasser zwischen die Schichtpakete eindringen können. Dies kommt häufig
bei Dreischichtmineralen vor. Der Schichtpaketabstand kann in den Grenzen von ca 3,5 bis
25 A variieren. Ein derartiger Ton, bei dessen Aufquellen die Schichtpakete stark
voneinander treiben, kann extrem viel Wasser pro Volumeneinheit (bis 500%) aufnehmen.
Montmorillonit ist z.B. ein Tonmineral, das solche Eigenschaften aufweist (PAGEL, 1974;
EKLU-NATEY,
1980). Eine sehr hohe Plastizität ist bei diesen Tonmineralen zu
verzeichnen.
Im allgemeinen sind Hydratation und Dehydratation reversible Vorgänge bei Tonen, wobei
die
Atterberg'schen
Plastizitätszahlen
konstant
sind.
Es
gibt auch
kaolinitähnliche
Tonminerale, wie z.B. Halloysit, die in hydratisiertem Zustand eine gebunden Wasserschicht
zwischen den Schichtpaketen (mit 10 A) und eine hohe Plastizität haben. Bei Dehydratation
und bei Erwärmen entweicht das Wasser irreversibel den Schichtpaketen und es entsteht ein
Metahalloysit, der praktisch unempfindlich gegen weitere Wasserangriffe ist (CAILLERE
und HENIN, 1963; GUIDIGASU, 1974, 1976). Auch werden Plastizitätszahlen nach
Austrocknung irreversibel niedriger. Aus diesem Verhalten kann die hohe Erosionsresistenz
einiger Halloysit beinhaltenden Laterite erklärt werden. Dieses Verhalten, auch Petrifikation

---

66
_genannt, erklärt die bevorzugte Benutzung der Laterite als Straßenbaumaterial in den
tropischen Ländern (BALDUZZI, 1990). Bild 6.6 zeigt ein Beispiel des außergewöhnlich
hohen Erosionswiderstandes eines solchen Laterits.
Bild 6.6:
Erosionsbild unter einer petrifizierten Schicht in Togo
Die Quellung der Böden ist von besonderer Bedeutung bei Erosionsproblemen, da mit der
Wasseraufnahme bzw. Quellung sich die Bindungskräfte (Adhäsion) zwischen den Plättchen
verringern; der Boden plastifiziert sich. Zur Berechnung der Haft- bzw. Anziehungskräfte
in natürlichen und künstlichen Stoffen gibt es viele theoretische Ansätze. Für zwei parallelen
Teilchen kann die Anziehungskraft bezogen auf die Fläche nach HAMAKER (1937)
berechnet werden:
A
a =
(Gl. 6-1)
481td3
mit
d = Halbabstand zwischen den Teilchen
in cm
A = = ~·~ro
Hamaker-Funktion in erg
q = Atomdichte
in Atome/cm3
o = London-van der Waals-Konstante
in erg.cm6
Bei der Ermittlung der Hamaker-Funktion ergeben sich Schwierigkeiten" wenn die Probe
aus verschiedenartigen Teilchen zusammengesetzt ist, wie fast immer bei natürlichen Böden.
Die Abnahme der Anziehungskräfte kann nach MADSEN (1976) mit der sogenannten
DLVO-Theorie (Derjagin, Landau , Vewey, Overbeek) berechnet werden. Gleichzeitig mit
den abstoßenden Kräften der Doppelschicht wirken die anziehenden Van der Waals-Kräfte,
so daß nicht alle tonigen Böden unter dem Quelldruck und dem Nachlassen der Haftkräfte
apriori zerfallen müssen.
Das Zusammenspiel der Van der Waals-Kräfte und der abstoßenden Kräfte ist aber nicht
immer auf die in der Natur vorkommenden Mischböden anwendbar. Auf die Berechnung der

---

67
Adhäsionskräfte und des Quelldruckes nach der Quantentheorie wird in dieser Arbeit
verzichtet. Es bleibt fraglich, ob die mechanisch bestimmten Haftkräfte die Anziehungskraft
nach HAMAKER u.a. ersetzen können. Ausschließlich die in den eigenen Versuchen
erhaltenen Ergebnisse der Adhäsionsversuche und gemachten Beobachtungen werden mit
bekannten boden mechanischen Kriterien behandelt.
6.3.2
Spannungszustände in verdichtetem Boden bei zyklischem
Wechsel von Durchfeuchtung und Austrocknung
Die Durchfeuchtung der Böden bei Wasserinfiltration ruft generell eine Vergrößerung der
Plättchenschichtabstände, eine Änderung der dielektrischen Konstanten und somit ebenfalls
eine Verminderung der Anziehungskräfte zwischen den Bodenteilchen hervor (KEZDI, 1963;
ALIZADEH, 1974).
In jeder der drei Strukturformen (trocken, feucht oder naß) herrschen verschiedene
Spannungszustände, die während der Durchfeuchtung die mechanische und die hydrische
Festigkeit der Böden stark beeinflussen. Die Reaktion des verdichteten Bodens infolge
Wassereintritts und Austrocknung wird abhängig vom Ausgangszustand und entsprechend
den Versuchsergebnissen wie folgt erklärt (s. Bild 6.7).
a. Verdichtung in trockenem Zustand (Fall a in Bild 6.7)
Die Tonplättchen kleben im Ausgangszustand an den Grobkörnern. Bei der Verdichtung
übernimmt die Grobkornfraktion die totalen Spannungen. Die wirksamen Spannungen sind
infolgedessen nahezu gleich den totalen Spannungen und die neutralen Spannungen sind sehr
klein. In verdichtetem Zustand besitzt der Boden viele grobe Poren und Luftkanäle (Fall a1).
Die Haftspannungen sind mittelmäßig niedrig, jedoch höher als bei voller Sättigung, weil
zusätzlich
zu
den
Inter-Partikel-Anziehungskräften (van der
Waal'sche Kräfte)
die
Kapillarität in trockenem Zustand negative Porenwasserdrücke hervorruft. Der Boden hat
eine
hohe
Anfangssickergeschwindigkeit
(SCHOELLER,
1962;
BOURRIER,
1965;
HENENSAL, 1986).
Tritt das Regenwasser in großen Mengen und Heftigkeit in die Poren des Bodens, so
okkludiert die mit hoher Sickergeschwindigkeit fortschreitende Wasserschicht die Porenluft
und der Porenwasserdruck (aD) steigt rasch an. Je nach dem Betrag der Erhöhung des
Porenwasserüberdrucks
werden
die
Bodentei1chen
auseinander
gedrängt
und
die
Bindungsketten zersprengt. Ferner ruft die Infiltrationsgeschwindigkeit Scherspannungen TWl
hervor, die die Korn-an-Korn-Bindungen stark beanspruchen. Beim Entweichen der Porenluft
entstehen zusätzliche hohe Entweichgeschwindigkeiten, die wiederum neue Scherspannungen
(TU) auslösen. Durch diese drei Beanspruchungen zerfallt der Boden, und die losen
Bodenkörner werden, je nach Geländeneigung und Abflußmenge und -geschwindigkeit, mehr
oder weniger weggespült (Fall a2). Die Bodenerodierbarkeit ist in dieser Phase (primäre
Erosionsphase) sehr groß und kann als Übergangsregime bezeichnet werden. Von der
Übergangsphase ist nur eine wenige Zentimeter dicke Schicht an der Oberfläche des Bodens
betroffen.
Bei weiterer Sickerung des Wassers in die tieferen Lagen des Profils wird einerseits durch
die Durchfeuchtung eine Umlagerung der Haftspannungszustände beobachtet, andererseits
bewirkt die Sickerung eine hydraulische Verdichtung des Bodens, wenn die dichteste
Lagerung noch nicht erreicht war. Es entstehen Setzungen und Sackungen (RIZKALLAH,
1988,1989). Bei hochgradig verdichtetem Boden gehen die Tonteilchen in Suspension und

---

68
in eine Wabenstruktur über. Es entsteht eine Wasser-Ton-Mischung, die eine -dichtere
Porenfüllung hervorruft, ohne die Trockenrohdichte zu verändern. Dadurch vermindert sich
die Sickergeschwindigkeit bis zum Wert der Wasserdurchlässigkeit des Bodens.
Haftspannung [kN/rn2]
Boden Ist:
.... nicht erodferbar
bedingt erodlerbar
gewiß erodlerbar
Wsl
Ws2
.
Wasseraufnahme [%]
a}
b)
c}
IBoden ,; trockenen l IBode;; optlma,1 'Boden Im feuchten I
Ast verdichtet
verdichtet
Ast verdichtet
•'.;'0
,. Ausgangszusland
"
2. Nach Durchfeuchtung
~
~ 3, NachAuslrocknung
Wj
~
Lagerungsstrukturänderungen der Feinkornfraktion
im Boden gleicher Dichte bei unterschiedlichen
WassergehaI ten
Bild 6.7:
Bodenzustände vor und nach Durchfeuchtung

---

69
Die Bodenerodierbarkeit sinkt bis zu einem konstanten Wert (permanentes Regime) ab, der
bei einigen Böden sogar gleich Null sein kann, wenn die Adhäsion in gesättigtem Zustand
größer ist als die zulässige Haftfestigkeit zul a
•
Adh
Nach guter hydraulischer Verdichtung von nicht quellfähigen Böden findet man nach
Austrocknung einen Dichtezustand in der Nähe der optimalen Dichte vor (Fall aJ). Bei
weiteren Wasserzugaben verhält sich der Boden wie ein bei optimalem Wassergehalt
verdichteter Boden.
b. Verdichtung in feuchtem Zustand (Fall b in Bild 6.7)
In einem bei optimalem Wassergehalt verdichteten Boden bilden die Tonteilchen direkte und
sehr dichtgelagerte Brücken untereinander und zwischen den groben Körnern (Fall bl). Die
Luft- bzw. Freiwasserkanäle sind so eng, daß eine nur geringe Durchlässigkeit vorhanden
ist. Die Adhäsionskräfte sind hoch und sinken bei Sättigung ab bis zu einem Kleinstwert, der
bei vielen Böden weit über dem zulässigen Wert liegt. In einem natürlich feuchten Boden
bewirkt bereits die Wasser-Ton-Mischung eine optimale Füllung des Porenraumes. Die
Infiltration hat in ihrer Anfangsphase eine niedrige Sickergeschwindigkeit zur Folge.
Die hervorgerufenen Zerstörungsspannungen (aD' 'TWJ und 'Tu) übersteigen sehr selten die
zulässigen Spannungen. Die Zerfalls- bzw. Erosionsraten sind relativ niedrig, wenn der
Boden nicht quellfähig ist. Die Trockenrohdichte bleibt unverändert (Fall b2).
Bei Austrocknung bleibt die Wabenstruktur der Tonteilchenbrücken bei nicht quellfähigen
Böden erhalten. Jedoch erhöht sich dabei der Luftgehalt, so daß nach einem erneuten
Regenguß der Boden erosionsanfälliger werden kann (Fall b3). Hierbei bleiben die
zyklischen Zerfalls- und Erosionsraten relativ niedriger als bei trockenverdichteten Böden.
In Abhängigkeit von der Mineralogie (petrifizierung) oder dem Stabilisierungsgrad des
Bodens können sogar Zerfall und Erosion völlig ausgeschlossen sein.
c. Verdichtung in nassem Zustand (Fall c in Bild 6.7)
Bei einem nassen Boden wird die Verdichtungsenergie vom Porenwasser aufgenommen. Die
neutralen Spannungen sind nahezu gleich den totalen und die wirksamen Spannungen haben
sehr niedrige Werte. Zwischen den Tonteilchenbrücken gibt es relativ große Wasserkanäle,
die eine relativ höhere Durchlässigkeit als bei den optimal verdichteten Böden verursachen.
Durch die Sickerung des Wassers kann sich die Dichte des Bodens erhöhen (Fall c2). Die
Haftfestigkeit ist zumeist minimal und die Erosionsrate verhältnismäßig größer als bei den
optimal verdichteten Böden, dennoch niedriger als bei den trockenen Böden.
Hat sich der Boden während der Sickerung nicht hydraulisch verdichtet und hatte er vor dem
Wasserzutritt nicht die optimale Dichte, dann würden bei Austrocknung große Luftkanäle die
vormaligen Wasserkanäle ersetzen (Fall c3) und die AnfaIligkeit gegenüber der Erosion
erhöhen. Bei quellfähigen Böden können wegen der Luftkanäle sogar Risse entstehen. Nach
Austrocknung ist die Erodierbarkeit immer höher als im Ausgangszustand.
d. Stabilisierter Boden
Bei mit hydraulischen Bindemitteln stabilisierten Böden bewirken die Bindemittel eine
Besiegelung der Bodenteiichen miteinander. Die Brücken und die Abstände zwischen den
groben
und
feinen
Bodenteilchen
werden
stabiler
und
widerstehen
den
Zerstörungsspannungen (aD' 'TWJ und 'Tu) besser. Die Haftfestigkeit des Bodens wird im

---

70
allgemeinen erhöht und die Quellung stark reduziert Jedoch kann bei einem nicht
auszureichend stabilisierten Boden die Austrocknung so hohe negative Spannungen an der
Bodenoberfläche bewirken,
daß bei Wasserzutritt die Zerfallserscheinungen an
der
Oberfläche, die in den Naß-Trocken-Prüfungen registriert wurden, nicht ausgeschlossen
werden können. Im Inneren des Bodens bewirkt die Durchfeuchtung eine spätere, bessere
Stabilisisierung der inneren Kräfte durch Zufuhr von Hydratationswasser. Dadurch wird die
Erosion bei weiterer Wasserzufuhr gering gehalten. Dieser Vorgang wird auch bei Böden
beobachtet, die Z.B. zwar mit ausreichender Menge an hydraulischen Bindemitteln stabilisiert
wurden nicht genügend Hydratationswasser beim Einbau erhalten hatten.
6.4
Mathematische Modelle zur Berechnung der Erosionsrate
6.4.1
Allgemeines
Die Ergebnisse der Zerfalls-, Erosions-, Dauerbeständigkeits- und Adhäsionsversuche im
Labor und die Erläuterungen im Kapitel 5 sowie die Beobachtungen in situ zeigen, daß das
hydrische Verhalten der Böden nicht linear beschrieben werden kann (s. Bild 4.4), sondern
durch die unterschiedlichen Zustände infolge von Wassergehaltsschwankungen in der Natur
bedingt
ist
Zur
Berechnung
der
Bodenverluste
ist
somit
die
Migration
des
Niederschlagswassers im Boden zu berücksichtigen.
Es wird vom Verfasser vorgeschlagen, in Anlehnung an ZANKE (1982), die Erosion in zwei
getrennten Phasen zu betrachten und entsprechend die Bodenverluste zu berechnen:
Primäre Phase: der Zerfall des Bodens beim Kontakt mit
dem Niederschlagswasser dominiert
Sekundäre Phase: der Bodenabtrag findet fast ausschließlich
infolge der Strömungskraft des Oberflächenwassers statt.
Nachstehend werden die bereits vorhandenen Gesetze der Strömungsmechanik zur Infiltration
herangezogen.
6.4.2
Infiltration und primäre Erosionsphase
6.4.2.1
Theoretische Grundlagen
In der primären Phase der Erosion wird die trockene oder nichtgesättigte obere Schicht des
Bodenreiches unter dem Einfluß des Regengusses und der Infiltration bis zu einer vom
Boden abhängigen Tiefe aufgelockert. Die Bestimmung der Dicke dieser Schicht wird über
die mathematische Kenntnis des Infiltrationsphänomens vorgenommen. Im allgemeinen
geschieht die Infiltration des Wassers in tieferen Lagen unter Berücksichtigung des
Retentions- und des Redistributionsvermögens des Bodens (Kapilarität und Gravitation). Die
Sickerung ist dabei davon abhängig, ob die Wasserzufuhr durch einen konstanten bzw.
veränderlichen hydraulischen Gradienten oder durch die Wirkung eines sprühenden Regens
(FEODOROFF, 1969) erfolgt Für einen nicht konstanten hydraulischen Gradienten wird die
Theorie
der
Sickerung
aus
der
von
RECORDON
(1979)
entwickelten
Berechn ungsgrundlagen herangezogen.
Vier Gleichungen der Strömungsmechanik definieren die unterirdischen Strömungen.
1.
Kontinuitätsgleichung (Massenerhaltung)
2.
Bernoulli 'sche Gleichung (Energieerhaltung)

---

71
3.
Zustandsgleichung (Verformung)
4.
Druckverlustsgleichung (Energieverlust)
Diese Gleichungen ergeben zusammen die Formel für das zeitliche und räumliche
Fortschreiten der gesättigten Infiltrationsfront in die tieferen Lagen des Bodens (GI. 6.2).
V2h = Ss ah
(Gl. 6-2)
k Ot
mit 5 = p g
s
(Ci
+ n ß) als spezifischem Speicherkoeffizienten, p als der Wasserdichte,
g
als der Erdbeschleunigung,
Ci
als der Kompressibilität des Komgerustes,
n
als
Porenzahl und ß als der Kompressibilität des Wassers.
Analog dieser theoretischen Betrachtung des Fortschreitens eines Wasserelementes in die
tieferen Lagen des Boden haben sich Wissenschaftler mit dem Problem des Fortschreitens
der gesättigten Infiltrationsfront, besser noch der Änderung in Zeit und Raum des Betrages
des Wassergehaltes w beschäftigt.
Die Untersuchungen von KLUTE (1952) führten zu der Gleichung
aw
-
= 'l'(k''l~)
(Gl. 6-3)
Ot
Damit ist V der Differentialoperator, k die Wasserleitfähikeit und U das totale Potential..
Eine derartige Gleichung wird für alle nichtreaktiven Flüßigkeiten im porösen Medium
verwendet. Begrenzt man den Fall der nichtreaktiven Flüssigkeit auf Wasser, so ist sinnvoll
die Wasserhöhe in cm als Maßeinheit des Potentials zu benutzen. Wenn das totale Potential
lediglich die gravitationellen (positiven) und die kapillaren (negativen) Komponenten
beinhaltet, so kann die Gleichung (Gl. 6-3) in folgender Form geschrieben werden (PHILIP,
1957):
aw = 'l-(k'V'f) + ak
Ot
az
(Gl. 6-4)
wobei 'Ir das Druckpotentialund z die nach oben weisende vertikale Ordinate sind.
'Ir und k sind Funktion von w. Die Gleichung kann noch wie folgt dargestellt werden
aw = 'l-(V''lw) + ak
at
az
(Gl. 6-5)
indem die Diffusivität D = k a'Ir/aw eingeführt wird.
Die Betrachtungsweise von D als einer Funktion der flüssigen Phase des Wassers (Dflüss)' der
dampförmigen (D vap) und der Adsorptionsphase (Dadsßes Migrationsprozesses führt zu
folgender Schreibweise:
aw = 'l-(D "''lw) + ak
Ot
az
(Gl. 6-6)
mit
D" = D
D
flüss +
vap + Dads

---

72
D vap wurde von PHILIP (l957) so definiert:
.g a
D
= ---.2La.(n-w)D
e Kr.~
unn
p..fiT
""T
a.tm
aw
p
ist die gesättigte Dichte des Wasserdampfes,
Pw
die Dichte des Wassers,
g
die
Erdbeschleunigung, R die thermodynamische Gaskonstante, T die absolute Temperatur,
a die "Tortuosität" des Dampfes, n die Porosität des Mediums, und Darm die Diffusivität
des Wasserdampfes an der Luft.
DE BOER (1953) schlägt vor:
D
= Aß1too' aq
ads
16q
aw
A ist die spezifische Oberfläche des Mediums in cm2/cm3 , ß die Oberflächentortuosität, a
der Durchmesser des adsorbierten Moleküle, a' die Dicke der Monoschicht, c die mittlere
Geschwindigkeit der Moleküle, und q die Adsorptionsdichte in der Schicht.
Ferner definierte PHILIP (1957) die Bewegung des Wassers in einer vertikalen Bodensäule
wie folgt:
aw = ~(Daw)
ak
+
at
(Gi. 6-7)
az
az
az
Für eine halbunendliche Säule mit z ~ 0 und mit einem Anfangswassergehalt wa' wobei die
betrachtete Eben z = 0 bei einem Wassergehalt Wo gehalten wird, sind die Randbedingungen
wie folgt
W = wa'
t = 0 Z > 0
W = wo'
z = 0 t ~ 0
Für Wo > w
kapillare Steigung in der Säule, wobei das Wasser unter konstanter
a
Spannung gehalten wird.
Für Wo = w sar
freies Wasser in Überfluß verfügbar
Für eine halbunendlicheSäule mit z ::; 0 lauten die Randbedingungen:
W = w a'
t=Oz<O
W = wo'
z=Ot~O
Formel beschreibt das Phänomen der Infiltration in eme vertikale
Säule
Mit Wo = wsar
freies Wasser in Überfluß verfügbar
Mit wn = Wo
Wanderung nach oben des Wassers aus der Säule unter einer
konstanten Saugfahigkeit (Fall der Evaporation aus der Säule mit
konstanter relativer Feuchtigkeit bei isothermen Bedingungen)
Hier wird der Spezialfall w
= W > w untersucht, d.h. Infiltration in einem homogenen
Sa1
n
halbunendlichen Medium mit konstantem Anfangswassergehalt Wo und mit der freien
Verfügbarkeit von Wasser an der Oberfläche).

---

73
Für z positiv nach unten
aw = ~(Daw
Ot
az
az
(GI. 6-8)
und mit
t = 0,
z > 0
z=Ot~O
PHILIP (1957) entwickelte zusätzlich eine numerische Prozedur zur schnellen Lösung der
Gleichung des Fortschreitens der gesättigten Infiltrationsfront in die tieferen Lagen des
Bodenreiches. Er zeigte, daß der zeitliche Sickerweg z des Wassers infolge eines konstanten
hydraulischen Gradienten durch eine rationale Funktion in r/2-Serien dargestellt werden
kann:
1 3 m
Z = q>t 2 + Xt + *t 2 + 8t2 +... + ~(W)t 2
(GI. 6-9)
Die Sickerung der gesättigten Infiltrationsfront wird also als ein nichtlinearer Vorgang
beschrieben. Diese Meinung vertreten bisher noch viele Wissenschaftler (GARDNER, 1967;
THIRRIOT, 1969; VACHAUD und GUELIN, 1969; PHILIP, 1969; GARDNER, 1979).
FEODOROFF (1969) ermittelte durch experimentelle Versuche, daß der Vorgang der
Infiltration in ungesättigten porösen Medien infolge eines konstanten Sprühregens (ohne
konstantem Wasserteppich an der Oberfläche) ein lineares Problem ist.
6.4.2.2
Bestimmung der Dicke der Auflockerungsschicht in der
primären Erosionsphase
Das Problem der Linearität und der Nichtlinearität ist jedoch bis heute noch nicht geklärt.
Diese Arbeit beschränkt sich auf eine lineare Betrachtungsweise des Problems. Dabei wird
die Infiltrationsgeschwindigkeit mit der Geschwindigkeit des Zerfalls verglichen und so die
Dicke der aufgelockerten Schicht bestimmt.
Durch den Einfluß des Regengusses und der Infiltration wird die obere Schicht des
Bodenreiches bis zu einer von Bodenart abhängigen Tiefe h gelockert.
In einer ersten Phase wird die Dicke h der auflockerbaren Schicht bei konstanter jedoch
plötzlicher
Durchfeuchtung
berechnet.
Danach
wird
die
Zeit
berechnet,
die
die
Infiltrationsfront benötigt, um diese Tiefe zu erreichen. Schließlich wird diese Zeit mit der
Dauer eines sehr erosionswirksamen Regens verglichen und das Ausmaß der Erosion
bestimmt.
Auf ein Bodenelement in einer Tiefe h wirkt ein Erddruck az•
a
= pAh
z
Ferner wirkt auf dieses Bodenelement eine Quellspannung a und eine Adhäsionsspannung
q
aAdh • Die drei Kräfte bilden entsprechend Bild 6.8 Gleichgewicht. Im Endzustand der
Sättigung und der Quellung ergibt sich eine Residualspannung da.
da = az + aAdh(W) - aiW)
(GI. 6-10)

---

74
Bodenelement p
h
a) Auf einem Bodenelement
Im Punkt p. der sich in der
Auflockerungstiefe sich befindet,
wirkende Fräfte az, (J q und (J adh
b) Detail der Kräfte Im Punkt P
Bild 6.8:
Kräftespiel im inneren des Bodens während der Auflockerung
Den Zustand der Quellung und des Zerfalls wird das Vorzeichen der Residualspannung du
bestimmt.
Für du > 0 ist keine Quellung vorhanden. Für du < 0 tritt eine Quellung mit oder ohne
Zerfall ein. Bei vorgegebenem Quelldruck, Adhäsionsspannung und Bodendichte wird die
Grenztiefe h bestimmt, für die du ~ 0 wird. Es wird angenommen, daß ab dieser Tiefe kein
Zerfall stattfindet. Die obere Schicht, die bereit beim Wasserzutritt aufgelockert wurde, wird
als erosionsgefährdet angenommen.
Mit
läßt sich die Dicke h berechnen zu
o
-
0Adh
h ~ --=-q----
(GI. 6-11)
Mit bekannter Dicke h kann die Zeitspanne at bestimmt werden, die benötigt wird, bis der
Boden in dieser Tiefe vollgesättigt ist.
In Anlehnung an die lineare Annahme von FEODOROFF (1969) kann das vertikale
Fortschreiten der Sickerungsfront wie folgt geschrieben werden:
az = k ar
(GI. 6-12)
Für die Tiefe h = az wird durch Anwendung von Formel (GI. 6.21)
Oq
-
0 Adh
h = k at = =
(GI. 6-13)
pÄp
und somit

---

75
(GI. 6-14)
Schließlich muß at mit der Zerfallszeit T verglichen werden, um den Anfang der sekundären
Phase
der
Erosion
zu
bestimmen.
Unter
Voraussetzung
ausreichend
großer
Niederschlagsmenge mit gleichzeitigem Stattfinden von Infiltration und Oberflächenabfluß
können zwei Fälle unterschieden werden:
T> at
es wird wenig erodiert.
T< at
es wird laufend erodiert, da der zerfallene Anteil
gleichzeitig wegtransportiert wird.
Ist die Niederschlagsmenge kleiner als die Infiltration, so wird natürlich keine Erosion
stattfinden. Der Boden an der Oberfläche lockert sich auf in einer ersten Phase und bildet
aus dieser aufgelockerten Schicht eine Schlammschicht, die bei ?J1wachsender Regenmenge
und Abfluß und in Abhängigkeit von den neu aufgebauten Haftspannungen erodiert werden
kann. Für die Berechnung der Erosionsmengen werden die für die sekundäre Erosionsphase
maßgebenden Überlegungen eingesetzt.
6.4.3
Erosionsvorgang in der sekundären Erosionsphase
6.4.3.1
Allgemeines
Nach dem Ende der primären Erosionsphase, d.h. nachdem die aufgelockerte Schicht des
Bodenreiches abgetragen
ist,
tritt ein
Zustand
stationärer Erosion
ein,
unter der
Voraussetzung gleichbleibender erosiven Kraft des Abflußvorganges. Die Fließkraft des
abfließenden Wassers erzeugt in der sekundären Phase auf überragende grobe Teilchen einen
Zug-Schub-Spannungszustand und auf sehr feine Teilchen einen Scherspannungszustand
(Bild 6.9).
Wassersäule
Abfließendes Wasser
Boden tei lehen
Wasser
W - W8ssar8uf/8sl
G - G9wlcht d9S
BOd9n19/1ch9ns
bindige Matrix
f" - Schl9ppkr8f1
der Bodenteilchen
F.. - ErddruCkkr8f1
Abflußbett
bindige Matrix
T
der Bodenteilchen
F • - AdMslonskr8f1
u
Erosion feinkörnigen AbfluBbettes
AbriB grober Körner während der Erosion
Bild 6.9:
Physikalisches Modell zur sekundären Erosion

---

76
Ist die Fließkraft größer als die Festigkeit des Bodens, d.h. der Widerstand der Teilchen
gegen Ausriß oder Abschleppung, so findet Erosion statt.
Folgend werden die Ansätze zur Berechnung der Erosionsstabilität in den beiden Fällen
dargestellt.
6.4.3.2
Erosionsstabilität bindiger Böden mit eingebetteten
groben Teilchen
Es gibt viele Ansätze für die Berechnung der Abflußkräfte bzw. der Schleppkräfte des
Wassers, die die Geschiebebewegung im Fall des Sedimenttransportes verursachen. Eine
besonders
geeignete
Berechnungsmethode
wurde
für
die
vorliegende
Arbeit
der
Strömungsmechanik (ZIELKE, 1990) entnommen.
Der Abfluß einer gewissen Wassermenge durch eine Querschnittsfläche A mit einer
Geschwindigkeit v ruft eine Abflußkraft hervor. Die Größe der Abflußkraft wird im
folgenden hergeleitet.
Im Zeitraum D.t legt das Wasser den Weg v. D.t zurück und der durchströmte Querschnitt hat
ein Volumen D. V = A. V. D.t. Im instationären Fall, wie er immer in der Natur gegeben ist,
definiert die mit der Zeit veränderliche Geschwindigkeit für den Volumenstrom einen
Mittelwert Q:
av
Q == lim
== A·v
== V
(GI. 6-15)
M-o at
Der Massenstrom m ist diejenige Wassermasse,
die je Zeiteinheit den Querschnitt
durchfließt:
(GI. 6-16)
Das Zusammenwirken der Geschwindigkeit v und des Massenstroms mdes Wassers
überträgt eine kinetische Energie E
und einen Impulsstrorn j auf die Bodenteilchen:
kin
[~] [~
[N]
Ist die erzeugte Energie groß genug, werden die Bodenteilchen aus dem Bodenreich
herausgerissen. Der Impulsstrom j wird der erodierenden Kraft des Wassers gleichgestellt.
r == !vdm
,;,
f = mv == pQA == pvvA
[N]
Der Betrag dieser vektoriellen Größe ist

---

77
.I = mv = pvQ = pv2A
[N]
(Gi. 6-17)
Für das in Bild 6.9 dargestellte Modell lautet das Kräftegleichgewicht:
.
w+ f + (j + FAJih + E = 0
(Gi. 6-18)
p
und mit i gleich der Strömungskraft FFL folgt
W + FFI + (j + F
+ E = 0
(Gi. 6-19)
AdJt
p
Die Summe aller widerstehenden Kräfte (Resultierende R), die von FFl zu überwinden ist,
um Erosion hervorzurufen ist:
(Gi. 6-20)
Ist R > FFl
so findet kein Herausreißen der groben Teilchen statt
Ist R < FFI
so werden die Teilchen vom Strom ausgerissen.
Anhand dieser Beziehungen kann eine zulässige Fließgeschwindigkeit bestimmt und somit in
der Entwurfsphase von Straßen die zulässigen Längen sowie Längs- und Querneigungen der
zu bauenden Böschungsköper und Straßengraben bemessen werden.
Bislang war der Betrag der Haftkraft zwischen den groben Teilchen und der bindigen Matrix
entweder unbekannt oder nur korrelativ vermutet. Die in dieser Arbeit durchgeführten
Versuche ermöglichten eine direkte Messung dieser Kraft abhängig von der Wasseraufnahme
bis zur Sättigung (Ergebnisse in Anlage E). Der in Bild 4.25 dargestellte allgemeine Verlauf
der Adhäsion abhängig vom Wassergehalt kann zur Berechnung einbezogen werden, wobei
die im vollgesättigten Zustand ermittelten Haftkräfte maßgebend für die Berechnung sind.
Als besonders erosive Strömung wird von vielen Autoren (PERIGAUD, 1982 u.a.) die
"Burst" (Turbulenzen) genannt, denn die Wasserbewegung ist dabei nicht mehr laminar.
Dieser Fall wird aber hier nicht betrachtet.
6.4.3.3
Grundlagen zur Bestimmung der Abflußkraft bei
feinen Teilchen
Bei der Betrachtung der Erosion sehr feiner Böden wird die Grenzschichttheorie von
PRANDTL (1984) zur Berechnung der Schleppspannung des Wassers herangezogen
(Bild 6.10) und der Einfluß der Wand auf die Strömung berücksichtigt.
Bewirkt durch die Wasserströmung setzt die Fluidschicht den Formänderungen durch
Scherung einen Widerstand entgegengesetzt. Dabei wird eine Schubspannung r im Inneren
der in der
Grenzschicht befindlichen Flüssigkeit hervorgerufen,
die ebenso
eine
Wandschubspannung 'Ti) am Flußbett erzeugt.
Aus dem Abstand n zwischen der Lage der mittleren Geschwindigkeit v und der betrachteten
Ebene wird die Schubspannung erhalten:
dv
't
= TJ-
(NEWTONsches Zähigkeitsgesetz)
(GI. 6-21)
dn
Hierbei ist 1} die dynamische Zähigkeit [kg/(cm.s)].

---

78
v
v
7?-<,.r~'·"··Ch'Oh'
v
-
0
Ideales Fluid
reales. zähes Fluid
a) Unterschied zW'lschen Idealem und realem Fluid
v
b) Wirkung des Schubspannungsverlaufs Im realen Fluid
Bild 6.10:
Modell zur Grenzschichtstheorie (aus ZIELKE, 1990) .
Djese Schubspannung T soll dann mit der Scherfestigkeit Tb des Bodens in gesättigtem
Zustand verglichen werden, um eine Erosionsstabilität r für sehr feine Böden darzustellen:
r = Tb
(GI. 6-22)
l'
Für r > 1
ist keine Erosion möglich
Für r < 1
wird eine konstante Erosionsrate im gesättigten Zustand erwartet
Die Betrachtungsweisen,
die
zu den
Gleichungen
der
primären
bzw.
sekundären
Erosionsphasen führen, erlauben es dem praktischen Bauingenieur nicht, eine absolute
Aussage zur Erosionsgefährdung zu machen. Ziel der in dieser Arbeit durchgeführten
Versuche war, dem in den tropischen Ländern tätige Bauingenieur durch unkomplizierte
Laborversuche schnelle Entscheidungshilfen für eine ergänzte Beurteilung der Eignung eines
Bodens als Baugrund für den Straßenbau zu geben. Die Ergebnisse der Versuche werden
verwendet, um Klassifizierungen zu ermöglichen.
6.5
Vorschlag zu neuen bodenmechanischen
KlassifizIerungskriterien
6.5.1
Klassifizierung nach den Ergebnissen der Zerfalls-
und Erosionsversuche
6.5.1.1
Klassifizierung für Böden immerfe~chter tropischer Gebiete
Die Zerfallsversuche wurden bei nicht strömendem Wasser vorgenommen. Die Ergebnisse
der Erosionsversuche wurden bei strömendem Wasser mit einer Geschwindigkeit von O,3m/s
erhalten.
Durch die statistische Auswertung der Ergebnisse der Zerfalls- und der
Erosionsversuche konnte gezeigt werden, daß die Zerfallsgeschwindigkeiten rund 1/1 bis 1/5
der Erosionsgeschwindigkeit betragen.
Die auf den Erosionsversuchen basierende Verwendung eines Erodierbarkeitsfaktors in der
Bodenmechanik wäre m.E. trügerisch, weil die erhaltenen Erosionsgeschwindigkeiten stark

---

79
von der Geschwindigkeit des Wassers abhängen. Eine Erhöhung der Geschwindigkeit des
Abflusses bedingt gleichzeitig höhere Erosionsraten. Die Erodierbarkeit eines Bodens ist im
wesentlichen eine Stoffkonstante des gegebenen Bodens. Die Wahl der Zerfallsneigung eines
Bodens zur Kennzeichnung der Erodierbarkeit erscheint dem Verfasser besser geeignet als
eine aus
Erosionsversuchen
entstandene Kennziffer.
Die aus
den
Zerfallsversuchen
gewonnene Zerfallsgeschwindigkeit Yz soll die Festlegung angepaßter Maßnahmen zum
Schutz der Erdbauwerke (Dämme, Erdkörper um die Fundamente der Gebäude herum, usw.)
gegen Erosion ermöglichen.
Ein mit der Geschwindigkeit Yz berechneter Kz-Faktors könnte in die WISCHMEIER'sche
USLE eingegliedert werden, der bei Bedarf für Belange der Landwirtschaft verwendet
werden könnte (EL SHAHID, 1991). Hier wird der von EL SHAHID (1991) vorgeschlagene
Weg in geringer Abänderung (sinus statt cosinus) empfohlen:
Kz = sm ( arctan Vz )
(Gl. 6-23)
Die Versuche sind bei optimalen Werten der Proctorverdichtung durchzuführen.
Bedeutung der Zonen
• 70
1- äußerst resistenter Boden
n 60
2- sehr resistenter Boden
v
3- resistenter Boden
• 50
4- mäßig resistenter Boden
5- mäßig empfIndlicher Boden
I 40
6- empfIndlicher Boden
u 30
7- sehr empfIndlicher Boden
•
8- mäßig gefährlicher Boden
t 20
9- gefährlicher Boden
10- sehr gefährlicher Boden
Sv 10 --er,.,rI:7
o~::q::=-J-+--+-i--+-~~---':":+=+~::..::.2...J
o 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120
Zeit Tz [min]
Bild 6.11:
Grwu1lagendiagramm zur Klassifizierung der Böden nach ihrer
Erodierbarkeit für immeifeuchte Gebiete
Der Zerfallsversuch wird hier als der Standardversuch für die künftige Bestimmung der
Erodierbarkeit unbehandelter Böden festgelegt. Er ist einfach in seiner Durchführung und
eignet sich deshalb besonders für die in tropischen Ländern bestehenden ökonomischen und
technischen Gegebenheiten. Unter der Verwendung der umfangreichen Beobachtungen und
Ergebnisse von Togo bzw. Hannover ist das Diagramm in Bild 6.11 zur physikalischen und
zahlenmäßigen Bestimmung und Klassifizierung der Erodierbarkeit von Böden in der
Bodenmechanik und für bautechnische Zwecke entstanden.
Diese Klassifizierung gilt für nichtstabilisierte Böden der immerfeuchten Gebiete der Tropen.

---

80
6.5.1.2
Klassifizierung für Böden wechselfeuchter und arider
tropischer Gebiete
Für die ariden oder wechselfeuchten Gebiete mit ausgeprägten Trockenperioden wird in
gleicher Weise der Zerfallsversuch als Standardversuch festgelegt. Die Durchführung wird
in zwei Sequenzen unterteilt. Ein erster Versuch soll an Böden bei Dpr = 100% und wpr
durchgeführt werden. An einem gleichartigen Prüfkörper wird der Versuch wiederholt und
nach der Verdichtung 24 Stunden lang bei einer Temperatur von 73°C im Trockenschrank
gelagert. Für beide Probekörper werden zwei KcWerte nach EL SHAHID (1991) bestimmt:
K
= COS ( arctan V )
(GI. 6-24)
1
Z1
und
(GI. 6-25)
Um die Gefahrdung des Bodens infolge Wasserzutritts zu bestimmen, wird das Verhältnis
K' aus Kz (zweiter Versuch) und K] (erster Versuch) gebildet.
K 1 = ~
(GI. 6-26)
Für die trockeneren Gebiete der Tropen wird daraufhin folgendes Klassifikationssystem
angeboten (Tabelle 6.1).
~ 1,00bis0,77 0,76bis0,41 0,40bis0,15 0,14bis0,00
K,
sehr stabil
stabil
labil
sehr labil
1,00 bis 0,77
resistent und
resistent und
resistent
resistent sehr
resistent
sehr stabil
stabil
aber labil
labil
0,76 bis 0,41
emcffindlich
empfindlich
empfindlich
emcffindlich
un
äußerst
emoimdlich
aber sehr stabil
aber stabil
un
labil
labil
0,40 bis 0,15
sehr stabil aber
stabil aber nur
labil und
sehr labil und
nur bedingt
nur bedingt
bedin~t
quasi
quasi
brauchbar
brauchbar
brauc bar
unbrauchbar
unbrauchbar
0,14 bis 0,00
äußerst labil
sehr stabil aber
stabil aber
labil und
und
un~eei~net
ungeeignet
ungeeignet
ungeeignet
ungeeignet
Tabelle 6.1:
Klassifizierung der Böden für aride und wechselfeuchte
Gebiete der Tropen
Diese Klassifizierungen schließen weitere Untersuchungen anderer die Bodeneigenschaften
beeinflussender Faktoren wie auch mineralogische Bestimmungen nicht aus. Sie werden hier
zur Anwendung angeboten, um zusätzliche spätere Forschungsarbeiten besser zu unterstützen
als es bisher in üblichen, indirekten Korrelationsmethoden der Fall war. Die Wahl der
Zerfallsversuche als Standardversuch schließt den Einsatz der Erosionsversuche nicht völlig
aus. Bei gegebenen gerätetechnischen Voraussetzungen können und sollten die in dieser
Arbeit
behandelten
Erosionsversuche
mit
verschiedenen
Strömungsgeschwindigkeiten

---

81
durchgeführt werden. Eben wie die Zerfallsversuche sind sie einfach in ihrer Durchführung,
ermöglichen eine serienmäßige Bestimmung von Kennwerten sowie eine einwandfreie
Wiederholbarkeit. Durch die vorherigen Anlagen waren diese Möglichkeiten nicht gegeben,
obwohl die materielle Ausstattung mit Z.B. einer auf verschiedene Geschwindigkeiten
umschaltbare Hochleistungspumpe sehr kostenintensiv war. Beide Versuchsreihen ergänzen
sich gut und sollten nach Möglichkeiten parallel vorgenommen werden.
Für nichtstabilisierte Böden schließen die nach den O.g. Klassifizierungen erhaltenen u. U.
hohen Erosionswiderstände die Erosionsgefahr nicht aus. Trotz unterschiedlicher Reaktionen
der Böden im Erosionsversuch ergab die Auswertung der Dauerbeständigkeitsversuche eine
hohe Erodierbarkeit für fast alle Böden, die trocken vor dem Regenantritt sind und deren
Durchfeuchtung heftig erscheint nach besonders intensivem Regenbeginn. Aus dieser
Betrachtungsweise sind natürlich die petrifizierungsfahigen tropischen Böden, wie z.B. einige
Laterite, auszuschließen. Daher wird trotz guter Ergebniswerte des Erosionswiderstands
empfohlen, geeignet dimensionierte Schutzmaßnahmen an der Oberfläche anzuordnen, wie
Z.B.
eine schnelle Oberflächenbegrünung
nach
dem
Einbau oder Anordnung
von
Stabilisieru ngsschichten.
6.5.2
Klassifizierung nach der Dauerbeständigkeit und Adhäsion
6.5.2.1
Berücksichtigung der Dauerbeständigkeit
Wie die komparativen Ergebnisse zwischen dem Boden TSITO und den Böden TOWU und
WUTE
zeigen,
tritt
eine
gute
Stabilisierung
erst
bei
sehr
unterschiedlichen
Bindemittelgehalten auf. Bis zu 6 % Zementzugabe war Boden TSITO noch relativ
unbeständig nach den Naß-Trocken-Versuchen, der Boden TOWU hingegen schon bei 2%
Zementzugabe relativ unempfindlich gegenüber denselben Wasserangriffen. Erst ab 8%
Zement stellte sich ein stabiler Zustand bei TSITO ein. Es wird demnach sinnvoll, für jeden
Boden einen guten Stabilisierungsgrades vor dem Einbau labortechnisch zu erzielen.
~
ement-
2%
4%
6%
8%
zugabe
relative
Restmasse
r
sehr
wirtschaftlich
äußerst un-
wirtschaftlich
wirtschaftlich
bedenklich
ökonomisch
100%
sehr gut und
sehr gut aber
sehr gut aber
sehr
sehr gut und
wirtschaftlich
praktIsch un-
sehr 2llt
wirtschaftlich
wirtschaftlich
bedenklich
wirtschaftlich
75%
gut aber
gut und sehr
gut und
wirtschaftlich
gut aber un-
1mt
wirtschaftlich
wirtschaftlich
bedenklich
wirtschaftlich
50%
kurze
kurze
·•··••••·••••••••••••••••••••B••••••·E··.•••R•••••iE••••••I••••••
Lebensdauer;
Lebensdauer
e•••••.:fi·••·•••••••••··•.•.
bedinet
Einsatz nur
und Einsatz
brauchbar
bedingt
bedenklich
...........
VON
25%
...••
kurze
U NN OT I GEN
unbrauchbar
Lebensdauer
0%
STABILISIERUNGEN
schlecht
Tabelle 6.2:
Vorschlag von Stabilitätsgrenzen nach dem Dauerbeständigkeitsversuch

---

82
Für stabilisierte Böden stellt sich der Dauerbeständigkeitsversuch als ein geeigneter Versuch
einerseits zur Ermittlung des bestgeeigneten Stabilisierungsgrades und andererseits zur
Bestimmung der Lebensdauer eines Bauwerkes in den tropischen Ländern dar. Die Kriterien
werden in Tabelle 6.2 für die Bestimmung der Eignung der Böden bzw. der geeigneten
Stabilisierungsgrade
festgelegt.
Diese
Grenzen
ergeben
sich
für
die
beobachteten
Verhaltensweisen an einigen Böden aus Togo. Da ein unterschiedliches Verhalten anderer
Böden nicht ausgeschlossen werden kann, sind noch weitere Erforschungen notwendig, um
die festgelegten Grenzen bestätigen oder verbessern zu können.
6.5.2.2
Berücksichtigung der Haftspannungen
Die physikalischen Zusammenhänge sowohl zwischen Zerfallsstabilität und Adhäsion als
auch Dauerbeständigkeit und Adhäsion ermöglichen einen zulässigen Mindestwert für die
Haftfestigkeit der Böden zu definieren, für den eine gute Erosionsstabilität bzw. eine lange
Lebensdauer von Erdbauwerken gewährleistet werden konnte. Entsprechend den Ergebnissen
der
im
Rahmen
dieser
Arbeit
durchgeführten
Versuche
wurde
die
zulässige
Mindesthaftfestigkeit wie folgt festgesetzt.
1.
Für die Kurzzeitwirkung eines Regengusses auf die Zerfallsstabilität von nicht
stabilisierten Böden gilt:
min 0 Adh ~ zul 0 Adh
(GI. 6-27)
2.
Für die Langzeitwirkung von Wetterschwankungen auf den rückschreitenden
Bodenverlust von stabilisierten Böden gilt:
min 0 Adh ~ zul 0 Adh "" 70 kN
(GI. 6-28)
m 2
Verbessernde Stabilisierungsmaßnahmen sollen so lange erfolgen, bis höhere Werte als
dieser zulässige Wert erhalten werden.
Um diese Werte in Zukunft bestätigen oder verbessern zu können sind noch Untersuchungen
an sehr vielen und unterschiedlichen Böden notwendig, wobei die Quellfcihigkeit der Böden
berücksichtigt werden muß. Das Phänomen der Quellung wird nach dem im Abschnitt 6.6.
erarbeiteten Nomogramm berücksichtigt.
6.6
Nomogramm zur Bestimmung einer allgemeinen Gefährdung
verdichteter Böden durch Phasenänderung
6.6.1
Allgemeines
Die
oben
vorgeschlagenen
Prinzipien
zur
Klassifizierung
der
Böden
nach
ihrer
Erodierbarkeit stützten sich einerseits auf den prozentualen Gewichtsverlust der Böden bei
Wasserzutritt und andererseits an stark selektiven Kriterien. Sie eignen sich demnach für
ganz
spezifische
Problemstellungen
und
ökonomische
Ausgangsverhältnisse.
Die
Bodenmechanik verfügt jedoch über einen Kennwert mit der Konsistenzzahl Je' dessen sehr
häufiger Einsatz nur beschränkt zu aussagekräftigen Ergebnissen führt. Die Konsistenzzahl
wird aus den Atterberg'schen Zustandsgrenzen bestimmt und diente bisher hauptsächlich als
ein Kennwert zur Identifizierung der Böden. Es ist bislang schwierig geblieben, eine klare
Aussage darüber zu machen, in wie weit die Plastizitätszahl einen Rückschluß auf das

---

83
Tragverhalten der Erdstoffe ermöglicht. Die Plastizitätszahl kann m. E., in Abhängigkeit von
der Dichte berechnet, zu einer globalen Bestimmung der Gefährdung der Böden durch
Wasseraufnahme führen (Tragfähigkeitsminderung). Hierbei kann die Erosionsanfälligkeit
gesondert einbezogen werden. Im folgenden wird eine neue Interpretation der Konsistenzzahl
bis hin zur Entstehung eines allgemeingültigen Nomogramms umfassend beschrieben.
6.6.2
Ponderale Gesetzmäßigkeiten
Die
Lebenserwartung
eines
Erdbaukörpers
ist
besonders
abhängig
von
den
Wechselwirkungen aus den Änderungen des Wasser- und Luftgehalts in den Poren und der
Dichte des Bodens. Die wichtigsten in der Bodenmechanik verwendeten Begriffe zur
Berücksichtigung dieser Phasenänderungen sind die Atterberg'schen Zustandsgrenzen
(Fließgrenze,
Ausrollgrenze,
Schrumpfgrenze),
sowie die Porenzahl in Fragen der
Konsolidierung, der Sackung, der Schrumpfung und der Quellung. Aus der Kenntnis dieser
Parameter kann für jeden Boden ein Nomogramm zur Bestimmung der Entwicklung der
Plastizität aufgestellt werden (BLÜMEL, 1974). Das Nomogramm von BLÜMEL (1974)
mußte gesondert für jeden einzelnen Boden hergestellt werden. Bis heute ist es nicht
möglich,
diesbezüglich gleichzeitig für alle Böden eine allgemeingültige Regel zu
deduzieren.
In den Betrachtungen bezüglich zur Gefährdung durch Schwankungen des Wassergehaltes
wurden in der Vergangenheit sehr verbreitet die Konsistenzgrenzen eingesetzt. So beruhen
heute die Normen und Klassifizierungssysteme zahlreicher Länder auf der Berücksichtigung
der Plastizitätszahlen (wv w und I )' In Frankreich (LCPC und SETRA, 1976, 1981) und
p
p
im Gebiet der Elfenbeinküste (LBTP, 1977) wurden die Parameter des Proctorversuches
(besonders der optimale Wassergehalt wpr) in die Empfehlungen zur Klassifizierung der
Böden einbezogen.
Viele Versuche wurden auch in der Vergangenheit gemacht,
um die strukturellen
Änderungen der Bodeneigenschaften aus der Kenntnis der Atterberg'schen Grenzen
abzuleiten. Hiernach werden einige Beispiele zu den Fragen der Quellung der Böden
gegeben.
DAVID und KOMORNIK (1969) entwickelten eine empirische Beziehung zwischen dem
Wassergehalt, der Fließgrenze und dem Trockenraumgewicht, um den Quelldruck p zu
berechnen:
log p = 2,132 + 0,0208 W L + 0,000665'pd - 0,0269 W
mit p = Quelldruck in kg/cm2
Für VUA YVERGIYA und GAZZALY (1973) gilt
1
log p = -{0,4w
-
W
-
0,4)
L
12
oder
log P
mit p in tons/ft2

---

84
Nach NA YAK \\Jnd CHRISTENSEN (1970) soll mit Einbeziehung der Plastizitätszahl Ip
folgende Formeln zur Bestimmung des Quelldruckes gelten:
C2
p = (5,05'10-3)-(1/66)'2 + 4,1239
w
(für Grundit-Bentonit-Mischungen)
c:
p = (6,982'10-4)-(1/92).
+ 9,1191
w
(für Kaolinit-Bentonit-Mischungen)
2
p = (3,5817'10-2)-(11,12). C
+ 3,7912
p
w 2
(für alle übrigen Bodenzusammensetzungen) .
SEED, WOODWARD und LUNDGREN (1962) schlugen folgende Formeln für das
Quellpotential verdichteter Böden vor:
S = k-(A 2.44) -(C 3•44)
mit
S = Quellpotential in %
k = 3,6.10-5) = const.
A = Aktivität nach SKEMPTON
C = Kornfraktion < 0,002 mm
und
mit
M = 60 für natürliche und 100 für künstliche Böden.
Leider waren die Ziele all dieser Einsätze der natürlichen Änderungen des Wassergehaltes
relativ unklar dargestellt und unterlagen mehr oder minder starken empirischen Kriterien.
Mathematische, kartesianische und deterministische Grundlagen fehlten bisher besonders in
der
bodenmechanischen
Wertung
der
Konsistenzzahl
Ic'
Aufgrund
mehrerer
Fehlbehandlungen waren deshalb die Ic-Werte Objet heftiger Kritiken. SCHUPPENER und
KIEKBUSCH (1988) gehen sogar in ihren Forderungen so weit, die Benutzung der
Atterberg'schen Konsistenzgrenzen in den bautechnischen Bewertungskriterien abzuschaffen.
An dieser Stelle ist es notwendig, die Bedeutung dieser Grenzen des Wassergehaltes für die
Tragfähigkeit der Böden (KEZDI, 1973) und besonders für die Probleme der Bodenerosion
in den tropischen Ländern (BICZOK, 1990) zu betonen. Deshalb wird hier versucht, eine
umgewandelte Darstellung der Konsistenzzahl Ic zu erreichen, die möglichst alle Variationen
des natürlichen Zustands der Böden berücksichtigt.
Dazu werden folgende Überlegungen gemacht:
Für einen verdichteten Boden kann der Wassergehalt (wJ in situ sich zwischen zweI
extremen Werten min w und max w
n
n =
Ws bewegen (Bild 6.12). Der besonders gefährdete
Zustand eines Bodens wird generell dann vermutet, wenn der natürliche Wassergehalt
infolge seiner Zunahme der Durchfeuchtung gleich
dem Sättigungswassergehalt Ws
(S, = 100%) wird. Für Ws sind die beiden Fälle Ws = WS] bei einem Quellmaß q = ooder

---

85
Trockenrohdichte [kg/cm3)
SättigungslInie
~
Proctorkurve
wandernder / e h a l t Wn
o
Wpr
WS1-?
Ws2-?
Wassergehai t [iJ]
Wasseraufnahme [iJ]
wrlluaalgungalAhlger BOden
W.'·Wu
plaallaoller cB~O<l;;;e<::n=""""=-===="",,,=
.....==-=:o:::o===-===<».QO"
Varl"" 1.
W.,·W.,
Zuatud _.11
PlaaUllzlerllhlger Bo<len
Ntueu"e ,ar
W.,
nlolltlluetlflhl. .
·W.~
Bilden
no,_ler Bo'c<lzen=-=o::::z==-=:o:::o=-==-==::z::oO>@
!
..
...
w"
w.....'lIufnBhm.
W
QueIllAhlge,~u:z::ncI==========<»X:c::'============~>O w.,
1I0aalger Boden
ver 1I0UIgunga - un<l
>~.,
:><J'.'
QuelllAhlger Bo<l8n
Quell/lhlge, uncl
W.,
W.,
%lIelMd 11.11
plaalleoher Boden
>X
C>
81111eune flII'
pl•••lIl1zle,- und
qumbl. . BHe"
W~.'W.,
QuelltAhlger BO<Ien
>X
Quell/lhlg aber
:;~ W.,
unge'lh,lIoher 9O<Ien
W,.,
W ...
Wa...,aufnahfTHI
W"
Bild 6.12:
Zuordnung des natürlichen Wassergehaltes in Bezug auf
übliche bodenmechanische Wassergehalte

---

86
Ws = W
beim Endquellmaß q = qoo möglich.
S2
In voll gesättigtem Zustand (Sr = 100%) und bei Annahme eines Quellmaßes q = 0% kann
ein maximaler Wert wS] erreicht werden, der zugleich den Sättigungswassergehalt Ws
darstellt. Im Fall der Quellung kann bei gleichbleibender Vollsättigung (Sr = 100%) der
Wassergehalt weiter bis zu einem Endwert W
steigen. In trockenem Zustand wird ein Wert
S2
min w erreicht, der in ariden Gebieten Werte Null erreichen kann.
n
Berücksichtigt man die Gleichung der Konsistenzzahl
(GI. 6-29)
so wird festgestellt, daß für einen Boden die Ie-Werte im Laufe eines Regens in einer sehr
großen Marge zwischen einem größten Wert max Je und einem kleinsten Wert min Ie
variieren kann.
(GI. 6-30)
(GI. 6-31)
Die Vorhersage der Gef<ihrdung des Bodens im Gebrauchszustand wird sehr vereinfacht,
wenn ein Bereich Me = max Je - min Je bereits in der Entwurfsphase der Erdbauwerke
festgelegt worden ist.
Die Aufgaben, die in der Aufstellung eines Nomogramms gelöst werden, lauten:
- In wie weit sind ein verdichteter Boden mit w
= 100% oder ein anderer mit
L
w = 25 % und beide mit gleichgroßen I = 14 %, q = 0 %, spezifischem Gewicht
L
p
von 29 kN/m3 und ein Trockenraumgewicht von 20 kN/m3 in ihrem Einsatz als
Baugrund gefährlich oder nicht gefährlich?
- In wie weit sind verschiedene verdichtete Böden mit gleichgroßen wpr' wp und wL
jedoch unterschiedlichen Wassergehalten bei der Sättigung WS] und W
am Ende
S2
des Quellvorganges in ihrem Einsatz als Baugrund gefährlich oder nicht gefährlich?
Die rechnerischen Ansätze der nächsten Zeilen versuchen, eine Antwort zu diesen Fragen zu
finden. Mit dieser Antwort könnte dem Bodenmechaniker der langwierige Weg der
Bestimmung der im Boden vorhandenen Tonminerale erspart bleiben.
Bei den gegebenen Werten wird die Quelleigenschaft des Bodens bestimmend sein zur
Ermittlung
der
Gefährdung
der
Tragfähigkeit
infolge
der
witterungsabhängigen
erscheinenden Schwankungen des natürlichen Wassergehaltes. Der höchst erreichbare
Wassergehalt Ws; wird min Je und der niedrigste Wert von min wn wird max Ie entsprechen.
ALIZADEH (1974), MORIWAKI (1975), HEINZEN (1976) sowie HEINZEN und
ARULANANDAN (1976) haben in ihren Arbeiten über Bodenerodierbarkeit die Bedeutung
der Quellung der Böden bei Erosionsproblemen betont. Sie schlugen für die Messung des
Quellmaßes die freie Quellung vor. Auch hier fehlt ein Vorschlag zur Methodologie der
Einbeziehung in praktische Identifizierungskriterien.

---

87
Das in Bild 6.12 vorgestellte Modell soll die möglichen Plastizitätszustände des Bodens bei
Wasseraufnahme
(wanderndem
natürlichen
Wassergehalt
wn)
und
am
Ende
der
Wasseraufnahme veranschaulichen, und wie sich dabei die Erosionsstabilität verhält.
Der Sättigungswassergehalt Ws eines natürlich gelagerten Bodens kann aus der Kenntnis
seines spezifischen Gewichtes Ps und seiner natürlichen Trockenrohdichte Pd rechnerisch
bestimmt werden:
(GI. 6-32)
In bekannten Formeln von Je =
(w
wird Je
L - w)/J
=
min Je' wenn der natürliche
p
Wassergehalt den Wert von Ws erreicht:
.
(wL - ws)
mm I
:::
(GI. 6-33)
C
Ip
Besonders im Fall der Quellung und des Zerfalls der Böden tritt eine Minderung der
Trockenrohdichte auf. Diese Dichteminderung kann mathematisch berechnet werden, wenn
in der Entwurfsphase Quell- und Zerfallsversuche an den betroffenen Boden vorgenommen
wurden.
Das Abfallen der Trockenrohdichte unter einen bestimmten Wert, der hier mit 1,3 g/cm3
festgelegt wird, bedeutet für jeden Boden eine starke Erosionsgefahrdung. Der Wert von
1,3 g/cm3 wurde aus den MCT-Verdichtungen als Mittelwert der Schüttdichte aller Böden
gewonnen. Ferner bedeutet diese Dichte bei nicht zerfallenden Böden ein Abnahme der
Adhäsion auf Werte bis hin zu Null. Dieses gilt auch dann, wenn der Boden selbst unter
Wasser nicht zerfallt.
6.6.3
Beziehung zwischen Konsistenzzahl, Dichte und Quellung
6.6.3.1
Abhängigkeit der Konsistenz von der Dichte
Der Mindestwert der Konsistenz min Je wird erreicht, wenn der natürliche Wassergehalt wn
gleiche Werte annimmt wie der Sättigungswassergehalt ws'
l00-(p" - Pd)
: : : - - - - - - - -
(GI. 6-34)
mit
erhält man eine Aussage für die in situ zu befürchtende geringste Konsistenz.
So erhält man folgende Formel für die geringste Konsistenz, die in situ zu befürchten ist:

---

88
Ps'PdWL -
lOO-(ps + p)
(GI. 6-35)
[p'Ps'Pd
6.6.3.2
Berücksichtigung der Quellung
Im Falle einer Quellung soll Pd durch Pete' die Trockenrohdichte am Ende der Quellung,
ersetzt werden. Die Endtrockenrohdichte Pete kann wie folgt berechnet werden. Gegeben 'sei
ein Boden mit folgenden Parametern:
- Anfangstrockengewicht = Endtrockengewicht mo
- Anfangshöhe der Probe ho
- Axiale Quellung dh
- Endhöhe der Probe h = h + dh
e
o
- Quellmaß q nach vollendeter axialer Quellung des Bodens in einem Versuch mit
Behinderung der Seitenausdehnung:
q =
(Gi. 6-36)
- Anfangsvolumen Vo = ho' 7r.D2/4
- Endvolumen Ve = h .7r.D2/4
e
= (ho + dh).7r.D2/4
- Anfangstrockenrohdichte Pdo = mjVo
- Endtrockenrohdichte Pete = mjVe
(Gi. 6-37)
(Gi. 6-38)
Da
dh - q'h
-
0
erhält man
(GI. 6-39)
und letztendlich

---

89
Pdo
(GI. 6-40)
Ptk == 1 + q
Da am Ende der Quellung
100 {_I
1
Ws ==
- - )
Pae
Ps
wird, folgt
100-(_1_
1
(GI. 6-41)
Ws
- - )
Ptk
Ps
lOO{ 1+q
1
(GI. 6-42)
Ws :::
- - )
Pdo
Ps
Aus
(w
I
L
-
ws)
e ==
Ip
wird für I folgende Formel erhalten, die den Endwert der Quellung berücksichtigt:
e
w
-
100{ 1+q - .-!.-)
L
Pdo
Ps
(Gi. 6-43)
6.6.3.3
Berücksichti~ung der Zeitabhängigkeit der Quellung
bei Plastizitätsänderungen
Für die Böden in-situ kann der Höchstwert von q nur nach einer Langzeitwirkung des
Wassers erreicht werden. Nach einer Regenperiode können die Bauräume für eine begrenzte
Zeit überschwemmt sein. Daher sind notwendigerweise die zeitabhängige Quellung und
Plastifizierung des Bodens unter Berücksichtigung der Geländeneigung und der daraus
resultierenden Abflußzeit des Überschwemmungswassers zu beachten.
Die im Rahmen dieser Arbeit durchgeführten Versuche ermöglichten auch die Messung der
Quellung der Böden infolge der Wasseraufnahme. Die q-Wene ergaben sich als sehr niedrig,
Obis 0,4 % bei stabilisierten und 0 bis 6% bei den rohen Böden. Dabei wurde ein
zeitabhängiger Verlauf der Quellung festgestellt (Bild 6.13).
Obwohl unerwartete Verläufe der Kurven registriert werden können (ABOULEID, 1985;
MADSEN und NUESCH,
19~0), entsprechen sie den in der Literatur festgestellten
Tendenzen. Nach statistischer Abarbeitung der Meßergebnisse, kann dieser Verlauf durch
die Formel folgender algebraischer Funktion berechnet werden:

---

90
(Gl. 6-44)
mit t ~ 0 in Stunden zur Verständlichung des Anfangsverlaufes der Quellung.
Prozentsatz des Endquellmaßes [%]
1 2 0 . . . . . . . - - - - - - - - - - - - ' - - - - - - - - - - - - - - - - - - ,
110
100
••.•.••••...•••••••••••••.:,o;;;.>
..••• _-~=t:E~~~HIE--*~~
90
·--.IV·"
.
40
o
2/ 4 6
20
22
24
26
26
30
T90
Versuchsdauer [Tage]
(Boden 1)
Bild 6.13:
Zeitabhängige Verläufe der Quellung
So wird die zeitabhängige Änderung der Trockenrohdichte Pde(t)
(Gl. 6-45)
1
Pde(t) = Pdo . - - - - - - -
(Gl. 6-46)
JC1l1+1 - 1
1+q . - ' - - - - - -
e
/C1l.t+l
wobei qe die Endquellung und <P ein Zeitfaktor sind.
Der Zeitfaktor berücksichtigt gleichzeitig die Anfangsneigung der Quellkurve und die für
100% benötigte Zeit. Im Fall der togolesischen Böden wurde der Zeitfaktor <P durch
statistische Regression aus zahlreichen Quellversuchen ermittelt und kann aus der Tabelle 6.3
entnommen werden. Dabei ist T90 die Zeit, die der Boden benötigt, um 90% der
Endquellung zu erreichen.
Die zeitabhängige Änderung der Konsistenz infolge der aus der Formel von Pde(t) erhaltenen
Quellung wird durch die Einführung von Pde(t) in die Formel von min le erhalten.
1
1
w
-
100,-- - - )
L
Pde(t)
Ps
(Gl. 6-47)

---

91
T
Zeitfaktor
90
!J>
in Stunden
in Tagen
r-l
1
-
100,000
2
-
50,000
I
3
-
33,000
4
-
25,000
5
-
19,800
6
-
16,500
7
-
14,200
8
-
12,400
9
-
11,000
10
-
9,900
12
-
8,250
24
1
4,130
48
2
2,061
60
-
1,650
64
-
1,547
96
4
1,032
120
6
0,825
168
7
0,590
240
10
0,413
336
14
0,295
480
20
0,206
504
21
0,196
576
24
0,192
Tabelle 6.3:
Zeitj'aktor <P zur Berechnung der Quellkurve
Und mit der Gleichung GI. 6-46 wird min Ie :
W
- - -
L
-
100 . [-----1-1
Pdo . - - - - - - -
+ q . ~
v.... ·p·.l -1
1
e
J4>'(+l
I
= - - - - - - - - - - - - - ! - . - - - - - -
(Gi. 6-49)
C
~
Für t -
00
wird
und Pde(oo) wird wieder
1
P (00) = p
' - -
(GI. 6-50)
<k
do 1 + qe
Daraus erhält man für die Konsistenz wieder die normale Formel der Konsistenzänderung:
1
w
-
100-
L
1
1
Pdo'(l + qe)
min I
Ps
c
=
(Gi. 6-51)
I p

---

92
Mit dieser Formel kann der zeitabhängige Verlauf der Tragfähigkeitsminderung von
Gründungen und der Erosionsgefähr bei langanhaltenden Überschwemmungen berechnet und
bereits in der Entwurfsphase von Ingenieurbauwerken berücksichtigt werden. Auch der
spätere Zeitpunkt zum Beispiel des Einsatzes passender Bodenverbesserungsmaßnahmen oder
Schutzmaßnahmen an bestehenden Bauwerken kann damit vorbestimmt werden.
6.6.3.4
Maximale Konsistenz max I tropischer Böden
e
Bei sehr trockenen Böden wurden in Togo natürliche Wassergehalte von 2 bis 4 % verwendet
werden. Zur Berechnung von max 1
kann ein mittlerer Wert von 3% eingesetzt werden:
e
w
- 3
max I
= _L__
(GI. 6-52)
C
I p
An dieser 'Stelle ist anzumerken, daß ein Boden den höchsten mechanischen Widerstand
(fragfähigkeit) , gleichzeitig jedoch den geringsten Widerstand gegen Wasserangriff aufweist,
wenn seine Konsistenz am größten ist.
6.6.3.5
Nomogramm zur Bestimmung der allgemeinen Gefährdung
der Böden durch Plastizitätsänderungen
Zur Vereinfachung der rechnerischen Ermittlung der Konsistenzzahl durch Änderung des
Wassergehaltes wird das Nomogramm in Bild 6.14 vorgeschlagen. Dabei wird angenommen,
daß die Adhäsion und folglich die Erosionsresistenz gegen Null gehen,
wenn die
Trockenrohdichte des Bodens unter den Wert von 1,3 g/cm3 abfällt. Unterhalb dieser Grenze
zeigen die meisten Böden Fließerscheinungen oder aber der Erdstoff zerfallt vorher.
Die Tabelle 6.4 ergänzt Bild 6.14 und verdeutlicht zugleich die Kombination der Konsistenz,
der inneren Haftspannungen und des mit dem Zerfallsversuch ermittelten Wertes des
Erodierbarkeitsfaktors K zur Voraussage der Erosionsgefährdung.
L.
< 00
0.0 - 05
05- 1 0
> 1,0
Boden ist
tlüßig
breüg
weich - fest
fest
Haftfestigkeit
=0
< 0,3
> 0,3
> > 0,3
K-Wert
Zone der sicheren
brauchbar
sehr gut
1,00 - 0,77
Einbeziehung
der aus dem
Erosionsaniälligkeit
bedingt b.
gut
0,77 - 0,41
Zerfallsversuch
gewonnenen
(für Straßendammbau
bedingt
0,41 - 0,15
K-Werte
unl!eeil!net)
0,15 - 0,00
Tabelle 6.4:
Gegenseitige B.eeinjlus~ung ~on le' (JAdh, und K zur Bestimmung der
Verwendbarkeit von Boden 1m Straßenaammbau (Ergänzung des
Nomogramms in Bild 6.14)

---

93
UJJOI
I 611~Jq
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C
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C
01
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C
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c
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0
c
v
QJ
g,
~
E .Y
:2
u
u
,
0
C
:0
OJ
...
Z
W
Q)
Q)
Bil 6.14:
Nomogramm zur Bestimmung er allgemeinen Gefährdung
von Böden bei Einfluß von Wasser

---

94
7
Stellungnahme zu den bisherigen Theorien zur
Erodierbarkeit der Böden
7.1
WISCHMEIER'sche und ähnliche Korrelationen
Aus der Bilanz der in dieser Arbeit durchgeführten Untersuchungen werden im wesentlichen
vier Schlußfolgerungen gezogen:
1.
Der indirekte Weg von WISCHMEIER zur Bestimmung des Faktors K der
Erodierbarkeit läßt sich nicht in die Praxis der Bodenmechanik übertragen. Da
die Vorschläge von ISRAELSEN quasi von den WISCHMEIER'schen Ansätzen
abgeleitet wurden, sind sie nur relativeinsetzbar. Gleiches gilt für die indirekten
Vorgehensweisen von SHERARD, ARULANANDAN, HEINZEN, MARTIN,
CESTRE oder VAN DER BECKEN. Derartige Korrelationen sollten, selbst
wenn nicht falsch, beim heutigen Stand der Forschung dann berücksichtigt
werden, wenn nicht ausreichend ausbeutbare Daten mit direkten Versuchen
gesammelt werden konnten.
2.
Es
hat
sich
gleichwohl
herausgestellt,
daß
mit
einfachen
direkten
labortechnischen Messungen wiederholbare und zuverlässige Zerfallsverhalten
sowie Erosionsraten bei jedem Boden beobachtet und zahlen mäßig erfaßt werden
können; es ist also möglich, direkte Labormethoden anzuwenden zur Ermittlung
der Bereitschaft eines Bodens durch Wasser zu erodieren.
3.
Es gibt keine mathematische Beziehung zwischen Zerfalls- und Erosionsraten,
da bei der Erosion variable Fließgeschwindigkeiten auch variable Abtragmengen
hervorrufen. Nur eine physikalische Korrelation hat sich bei den Beobachtungen
im ruhigen Wasser zu denen im fließenden Wasser als eindeutig erwiesen:
zerfallt ein Prüfkörper in stillem Wasser, so zerfallt er auch in strömendem.
Wasser; ~robekörper, die in ruhigem Wasser nicht zusammenfallen, zerfallen
im Strömungskanal generell schwer. Aus den Ergebnissen von Zerfallsversuchen
ist die Erodierbarkeit der Böden voraussagbar und der Zerfallsversuch allein
könnte ausreichen, um die Erodierbarkeit als bodenspezifischen Kennwert zu
ermitteln.
.
4.
Die Nomogramme von WISCHMEIER und ISRAELSEN sind umstritten.
Dennoch behält die WISCHMEIER'sche Formel der Erosion (USLE) ihre volle
Gültigkeit.
Sie' bedarf. m.E.
lediglich
einer
kleinen
Umformung
der
Gruppenbildung in der Form:
E = (R.F).(I.K).(c.P).(L.S)
(GI. 7.1)
wobei
(R.F)
den
regenabhängigen,
(l.K)
den
bodenabhängigen,
(C.P)
den
erosionsschutzabhängigen und (L.S) den geländeabhängigen Faktor darstellen. Es bedeuten:
R
Koeffizient der Regentropfenerosivität
F
=
Koeffizient der Strömungserosivität
1
=
Koeffizient zur Berücksichtigung des Verhaltens des Bodens während der
Infiltration
K
=
Erodierbarkeitskoeffizient des Bodens (mit dem Zerfallsversuch ermittelt)
C
=
Einfluß der Vegetationsdecke
P
=
Einfluß der antIerosiven Maßnahmen
L
=
Einfluß der Hanglänge
S
=
Einfluß der Hangneigung
Die ausführlichen Argumente und Diagramme der Kapitel 4, 5 und 6 zeigen die Gefahr,

---

95
allzu
eilig
Korrelationen
mit
strukturellen
Kennwerten
(wie
Z.B.
Kornverteilung)
herzustellen. Die Streuungen sind fallweise so hoch, daß z.Z. eine eindeutige Ableitung
eines allgemeinen bodenphysikalischen Wertes und einer speziellen Erodierbarkeit aus den
festgelegten Kategorien unmöglich ist. Diese Erkenntnisse verleiten uns, nur mit gewissem
Vorbehalt den bisherigen auf Korrelationen beruhenden Theorien zu vertrauen. Es müssen
Untersuchungswege gefunden werden, die den Methoden des Bauingenieurswesens eigen
sind.
Zusätzlich
sind die konstatierten Zusammenhänge und die Wiederholbarkeiten
Voraussetzung zur Bestimmung einer mit direkten Messungen und zahlen mäßig erfaßbaren
Erodierbarkeit der Böden.
Es hatte also bisher lediglich ein Versuchsstand gefehlt, der alle inneren physikalischen
Parameter der natürlichen Böden gleichzeitig untersuchen kann.
Mit einem solchen
Versuchsstand wurden erstmal die tatsächlichen Grenzen bzw. Klassen zur Erodierbarkeit
der Böden festgestellt und normengerecht vordefiniert. Nach der Festlegung von Normen zur
Erodierbarkeit können nun auch die Einflüsse der Variation innerer Parameter wie z. B. die
des pR-Wertes, der SAR, der ESP oder äußerer Parameter wie der Wassergeschwindigkeit
sowie der Temperatur untersucht werden.
7.2
Zur Frage der hochgradigen Verdichtung der Böden in
trockenem Zustand
Die Ergebnisse
der hydrischen
Stabilitätsversuche haben die große Bedeutung des
Wassergehaltes
beim Einbau eines Erdstoffes für das
spätere Verhalten gegenüber
Wasserangriff gezeigt. Aber auch der natürliche Wassergehalt vor dem erosiven Angriff des
Wassers spielt eine wesentliche Rolle für die Erodierbarkeit eines anstehenden Bodens.
Es ist unbestritten,
daß hohe Verdichtungsgrade auch auf der trockenen Seite der
Proctorkurve erreicht werden können (ARQUIE, 1971; PARSONS, 1976 und 1979; CISSE,
1980; HONOLD,
1985). ARQUIE (1971)- hat festgestellt,
daß es einen kritischen
Wassergehalt
W c
bei
der
Verdichtung
gibt,
bei
dem
die
Dichte
bei
gleicher
Verdichtungsarbeit verhältnismäßig gering liegt, und daß bei Wassergehalten kleiner als W c
und nahe 0% relativ hohe Dichten erreicht werden können. Diese Erscheinungen wurden
auch in den MCT-Verdichtungen dieser Arbeit festgestellt und können wirtschaftlich von
großem Nutzen bei Einbau und Verdichtung in den ariden tropischen und subtropischen
Ländern der Erde sein. Jedoch gibt es eine wissenschaftliche Erklärung des Wassergehaltes
W
bisher noch nicht.
c
Allenfalls zeigen die Ergebnisse der durchgeführten Untersuchungen, daß in trockenem
Zustand verdichtete Böden sehr empfindlich beim späteren ersten Kontakt mit Wasser sind.
Diese
"Trockenverdichtungen 11
dürfen
auf
Baustellen
nur
in
Ausnahmefällen
(in
Wüstengebieten) durchgeführt werden und es muß aus diesem Grunde gewährleistet sein,
daß beim ersten Regen oder Stau nach dem Einbau, die Durchfeuchtung des Erdkörpers
langsam und allmählich stattfindet. Nur unter dieser Bedingung gehen die inneren Kolloide
harmonisch
in
Suspension
und
bilden
neue
molekulare
Ketten
mit
erhöhten
Adhäsionskräften. Die hohen inneren negativen Spannungen klingen ebenfalls harmonisch ab
und ein neuer Stabilitätszustand stellt sich ein. Sehr starke, für Straßen- oder Staudämme
unerwünschte Zerfalls- und Erosionserscheinungen bleiben dann aus.
Die vorzunehmenden Schutzmaßnahmen sind in einer ausgewogenen Variantenstudie zu
optimieren.

---

96
8
Zusammenfassung
8.1
Struktur dieser Arbeit
Der Verfasser dieser Arbeit hat sich Aufgabe gestellt, die Erodierbarkeit der Böden mit
einfachen Versuchsmethoden zu untersuchen und sie mit eindeutigen bodenmechanischen
Kennwerten zu beschreiben. Die Struktur der Arbeit ist durch drei umfassende aktive Phasen
charakterisiert.
In einer ersten Phase wurde der Stand der Forschung mit den Schwerpunkten und
Schwächen der bisherigen Theorien über Erosion im allgemeinen und Erodierbarkeit im
besonderen erläutert.
In
einer
zweiten
Phase
wurde
umfassend
untersucht,
welche
unterschiedlichen
Versuchs methoden vermutlich helfen können, die Erodierbarkeit der Böden ohne Umwege
zu bestimmen. Daraus wurden Zerfalls-, Erosions-, Dauerbeständigkeits-, Quell- und
Adhäsionsversuche ausgewählt, durchgeführt und bestehende Zusammenhänge mit der
Erodierbarkeit festgestellt.
In einer dritten Phase wurden anhand der Versuchsergebnisse einige Identifizierungsschemata
und Klassifizierungsysteme vorgeschlagen, bei deren Verwendung eine Voraussage und
Berechnung der Erodierbarkeit der Böden im allgemeinen und der tropischen Böden im
besonderen ermöglicht werden.
8.2.1
Zerfalls- und Erosionsversuche
Die Ergebnisse
dieser Arbeit
zeigen eindeutig,
daß durch
den
Einsatz einfacher
Versuchseinrichtungen nicht nur routinemäßig meßbare, sondern auch reproduzierbare
Kennwerte der Erodierbarkeit erhalten werden.
Die
durchgeführten
Versuche
sind
jeweils
einfach
in
ihrer
Ausführung.
Die
Erosionsversuche im Kanal und im Rohr erfordern eine starke, in der Leistung veränderbare
Pumpe. Alle weiteren Versuche sind in einem Labor für Bodenmechanik oder sogar mit
mobilen Einrichtungen durchführbar.
Die Erodierbarkeit wurde im wesentlichen verglichen mit der Geschwindigkeit des
Gewichtsverlustes Vz der prüfkörper. Die später vorgenommenen Klassifizierungen der
Böden nach ihrer Erodierbarkeit beruhen auf einer als linear angenommenen mittleren
Zerfallsgeschwindigkeit. Die Berücksichtigung der komplexen Funktionen der von den
Bodenzuständen zeitlich abhängigen Kurvenverläufe bietet keinen anderen einfacheren Weg
an.
Die Ergebnisse dieser Arbeit zeigen weiterhin, daß der Erosionsversuch allein nicht
eindeutig die Erodierbarkeit eines Bodens ausdrücken kann, da bei unterschiedlichen
Fließgeschwindigkeiten entsprechend unterschiedliche Erosionsraten erhalten werden. Da die
Erodierbarkeit
vor
allem
einen
bodenspezifischen
und
nicht
einen
wasserströmungsabhängigen Kennwert darstellt, genügt mit ausreichender Aussagekraft der
Zerfallsversuch zur Definition der Erodierbarkeit. Er bietet die derzeit beste Möglichkeit zur
Formulierung der Erodierbarkeit oder des Erosionswiderstandes der Böden und wird aus
diesem Grund vom Verfasser als Standardversuch zur Bestimmung der Erodierbarkeit in der
Bodenmechanik vorgeschlagen.

---

97
Der Verdichtungswassergehalt ist bedeutsam für den späteren Widerstand des Bodens gegen
Wasserzutritt. Alle vor dem Angriff des Wassers trockenen Böden sind hochgradig
erodierbar. Böden bzw. Prüfkörper, die in ruhigem Wasser nicht zerfallen, werden auch nur
bedingt durch fließendes Wasser erodiert. Es gibt für jeden Boden einen Wassergehalt (in
der Regel wpr), bei dem der Erosionswiderstand sehr hohe Werte annimmt.
Die Erosionsbereitschaft wird auch bestimmt durch die Dichte der Böden. Es wurde
nachgewiesen, daß bei Erreichen der Proctordichte und des optimalen Wassergehaltes schon
eine sehr gute Erosionsresistenz gewährleistet werden können. Beim Einbau der Böden
sollten diese beiden Zustände berücksichtigt und eingehalten werden. Nur unter dieser
Bedingung kann die Resistenz bei den in neuerer Literatur (PARSONS, 1979; CISSE, 1980;
HONOLD,
1985;
NOGAMI,
1989;
BALDUZZI,
1990)
empfohlenen
höheren
Verdichtungsgraden weiter verbessert werden.
8.2.2
Dauerbeständigkeits- und Adhäsionsversuche
Die Ergebnisse der Dauerbeständigkeitsversuche haben gezeigt, daß die Erodierbarkeit und
die Lebensdauer eines Baukörpers innerhalb einer Regenszeit bei Berücksichtigung der
regenzeitinternen Regen-Sonne-Sequenzen und im Verlauf der Jahre bei Alternierung
aufeinander folgender Regen- und Trockenperioden im voraus bestimmt werden können.
Die
relative
Restmasse
M
nach
dem
Dauerbeständigkeitsversuch
wird
als
r
Beurteilungskriterium zum zeitlichen hydrischen Widerstand des· Bodens herangezogen. Es
besteht
ein
physikalischer
Zusammenhang
zwischen
den
Entwicklungen
der
Dauerbeständigkeit und der Adhäsion infolge von Wassergehaltsänderungen. Die künftige
Erosionsforschung soll diesen Zusammenhang mathematisch erfassen, um die rechnerische
Ermittlung des Gesamtverhaltens der Böden in situ zu ermöglichen.
Der Verfasser plädiert an
dieser Stelle für einen Wiedereinsatz der Norm TGL
25907-03/12.70 oder für eine Eingliederung seines Inhalts in die DIN-Normen wird, weil die
Bewertung der stabilisierten Erdstoffe besonders in den tropischen Ländern dadurch
unkompliziert vorgenommen werden kann.
8.2.3
Stabilisierung mit hydraulischen Bindemitteln
Durch
die
Stabilisierung
des
Bodens
mit
hydraulischen
Bindemitteln
können
die
Auswirkungen
des
plötzlichen
Wasserzutritts
abgemindert werden
(s.
Kurven
der
Gewichtszunahme bei Wasseraufnahme in Anlage D), ins besondere nach Verdichtung des
Bodens in nicht trockenem Zustand. Die reduzierende Wirkung der Stabilisierung auf die
Ausdehnbarkeit der Inter-Partikel-Abstände bewirkt einen höheren Widerstand.
Gut stabilisierte Böden zerfallen bei Eintauchen in Wasser entweder nur an ihrer Oberfläche
oder gar nicht; nach einer gewissen Tauchzeit sind die oberflächlichen Materialverluste nicht
mehr wahrnehmbar, werden aber nach jeder erfolgten Trocknung erneut registriert.

---

98
9
Zukünftige Forschungen zur Bodenerodierbarkeit in
der Bodenmechanik
Die
Erodierbarkeit
der
im
Erdbau
verwendeten
Böden
ist
abhängig
von
ihrer
mineralogischen Zusammensetzung. Die Ergebnisse der durchgeführten Versuche haben
nachgewiesen,
daß in gleicher Weise die Dichte, der Einbauwassergehalt und der
Wassergehalt
vor
dem
Erosionsangriff
wichtige
Einflußgrößen
darstellen.
In
der
vorliegenden Arbeit wurden diese in Kombination mit dem Zerfall, der Quellung und der
Plastizität zur Identifizierung und Bemessung herangezogen.
Die vorgeschlagenen Identifizierungskriterien und Klassifizierungen können aber der
festgesetzten Werte nur ein relatives Bild der Erodierbarkeit darstellen.
Der Kennwert der Erodierbarkeit ändert sich ständig in Zeit und Raum und muß
dementsprechend behandelt werden. Bei Stabilitätsproblemen besaß bisher der Boden einen
festen Wert der Scherfestigkeit, der bei üblichen geotechnischen Bemessungsaufgaben, selbst
wenn niedrig, immer noch konstant bleibt; ein bestimmtes Ingenieurbauwerk ist entsprechend
seiner Last berechenbar. Bei Erosionsproblemen ist es unbedingt notwendig, die Phase des
Zerfalls
(trockener
Boden)
von
der
konstanten
Erodierbarkeit
(nasser
Boden)
zu
unterscheiden, wobei in der ersten Phase zusätzlich eine sehr hohe hydrische Empfindlichkeit
berücksichtigt werden muß.
Das allgemeine Erosionsverhalten kann bei unterschiedlichen Böden so verschieden sein, daß
jeder neu hinzukommende und untersuchte Fall in praxi immer neu bestimmt und für eine
spätere umfassende Neuklassifizierung archiviert werden sollte. Die relativen Werte M der
r
Restrnasse [%] und der Bodenverlustgeschwindigkeit Vz [%/min] ermöglichen Z.Z. die
Berechnung weder der flächen- noch der linienhaften Bodenabtragsmengen in der Natur. Sie
sind lediglich die Voraussetzungen, die den Verlauf der Erodierbarkeit während eines
Niederschlages veranschaulichen. Sie ermöglichen weiterhin ein Klassifizierung der Böden
nach ihrer Empfindlichkeit gegenüber den Angriff vom Wasser, die z.B. die Auswahl
geeigneten Materials für Schutzmaßnahmen an Dammböschungen erlaubt.
Das vorgeschlagene Nomogramm (s. Bild 6.14) bildet die Grundlage für den einfachen
Aufbau einer Datenbank für weitere Studien, die die grundlegenden Eigenschaften der Böden
wie ihre Mineralogie und ihre physikalische Struktur berücksichtigen und in Korrelation
zueinander bringen.
Der Bodenmechanik ist daher die zukünftige Aufgabe gestellt, diese Werte in zahlreiche
Versuche an möglichst vielen unterschiedlichen Böden der gesamten Erdoberfläche, stets
unter Berücksichtigung der klimatischen Voraussetzungen zu überprüfen. Zur Übertragung
der im Labor erhaltenen Werte der Zerfallsraten auf die wirklichen Erosionsabtragungen in
situ müssen systematische Vergleichsuntersuchungen zwischen Feld- und Laborwerten
durchgeführt werden. Dabei können die in dieser Arbeit aufgeführten Versuche und
Einrichtungen eine Grundlage für ein derartiges Programm bilden.

---

99
10.
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10.88
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---

ANLAGEN

---

VERZEICHNIS DER ANLAGEN
ANLAGE A:
Kalibrierungskurven durch den
Moisture-Condition-Test (MCT)
ANLAGE B:
Ergebnisse der Zerfalls versuche
ANLAGE BI:
Mittlere Zerfallsgeschwindigkeiten
(Diagramme)
ANLAGE B2:
Mittlere Zerfallsgeschwindigkeiten
\\VIerte)
ANLAGE C:
Ergebnisse der Erosionsversuche
ANLAGE Cl:
Mittlere Erosionsgeschwindigkeiten
(Diagramme)
ANLAGE C2:
Mittlere Erosionsgeschwindigkeiten
\\VIerte)
ANLAGE D:
Ergebnisse der Dauerbeständigkeitsversuche
ANLAGE DI:
Mittlere relative Restmassen
(Diagramme)
ANLAGE D2:
Mittlere relative Restmassen
(Werte)
ANLAGE D3:
Endaspekt der Prüfkörper nach den
Naß-Trocken-Prüfungen
ANLAGE E:
Ergebnisse der Adhäsionsversuche
ANLAGE EI:
Mittlere Haftfestigkeiten
(Diagramme)
ANLAGE E2:
Mittlere Haftfestigkeiten
(Werte)

---

ANLAGE
A
MCT-Kalibrierungskurven
durch den Moisture-Condition-Test

---

A-I
KALIBRIERUNG DER BODENPROBE "TOWU"
mit dem MCV-Versuch
ohne Stabilisierungsmittel
Trockenrohdichte [g/cm3]
2,4 . - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - ,
2,2 f--
_
_.......- _.........
.
_
_..-~._-- - -
_.._
_.__
_. ····--1
Schlagzahl N
4
Schläge
2
-+- 12 Schläge
1,8
4 - 24 Schläge
---B-
48
Schläge
1,6
--*"" 96 Schläge
~ 192 Schläge
1,4
....er- 384 Schläge
-ii-
768 Schläge
1,2
1 I
0
2,5
5
7,5
10
12,5
15
17,5
20
Wassergehalt [%]
(Al:
TOWU)
Al-l
KALIBRIERUNG DER BODENPROBE "TOWU"
mit dem MCV-Versuch
(mit 2% Zement stabilisiert)
Trockenrohdichte [g/cm3]
2,4 . - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - ,
2,2 f--.....................................................
._
_-.
I
Schlagzahl N
2
4
Schläge
-+- 12 Schläge
1,8
4 - 24
Schläge
---B-
48
Schläge
1,6
--*"" 96 Schläge
~ 192 Schläge
1,4
....er- 384 Schläge
= 768 Schläge
1,2
1 I
0
2,5
5
7,5
10
12,5
15
17,5
20
Wassergehai t [%1
(Al:
TOWU)
Al-2

---

A-II
KALIBRIERUNG DER BODENPROBE "TOWU"
mit dem MCV-Versuch
(mit 4% Zement stabilisiert)
Trockenrohdl ch te [g/cm3 )
2,4 , - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - ,
..................................-
_................
I
2,2
Schlagzahl N
4
Schläge
2
-+- 12 Schläge
1,8
-*- 24 Schläge
-B-- 48
Schläge
1,6
-*- 96 Schläge
+
-+- 192 Schläge
1,4
-A- 384 Schläge
-*- 768 Schläge
1,2
L - - _ - - - ' -_ _- - ' -_ _-'---_ _L - -_ _,L.-_---'-_ _...i-_ _
1
0
2,5
5
7,5
10
12,5
15
17,5
20
Wassergehalt [%]
(Al:
TOWU)
Al-3
KALIBRIERUNG DER BODEN PROBE "TOWU"
mit dem MCV-Versuch
(mit 6% Zement stabilisiert)
Trockenrohdichte [g/cm3]
2,4 , - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - ,
2,2 \\-
.
Schlagzahl N
4
Schläge
2
-+- 12 Schläge
1,8
4 - 24 Schläge
-B--
48
Schläge
1,6
-+:- 96 Schläge
+
-+- 192 Schläge
1,4
-A- 384 Schläge
-tr-
768 Schläge
1,2
1 I
0
2,5
5
7,5
10
12,5
15
17,5
20
Wassergehai t [%]
(Al:
TOWU)
Al-4

---

A-III
KALIBRIERUNG DER BODENPROBE "TOWU"
mit dem MeV-Versuch
(mit 8% Zement stabilisiert)
Trockenrohdl ch te [g/cm3!
2 , 4 , . . - - - - - - - - - - " - - - - - - - - - - - - - ,
2.2
Schlagzahl N
4
Schläge
2
-+- 12 Schläge
1,8
-+ 24 Schläge
-B-
48
Schläge
1,6
"""*- 96 Schläge
-+- 192 Schläge
1,4
-8- 384 Schläge
--E- 768 Schläge
1,2
1
0
2,5
5
7,5
10
12,5
15
17,5
20
Wassergehalt [%]
(Al:
TOWU)
Al-S

---

A-IV
KALIBRIERUNG DER BODEN PROBE "WUTE"
mit dem MCV-Versuch
(ohne Stabilisierungsmittel)
Trockenrohdichte [g/cm3]
2,4 , - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - -
2,2 f-
.
Schlagzahl N
4
Schläge
2
-+- 12 Schläge
"""*- 24 Schläge
1,8
-B-
48
Schläge
1,6
-*- 96 Schläge
~ 192 Schläge
1,4
---&-
384 Schläge
-H-
768 Schläge
1,2
lL-_--l-_-'--_----'-_----"l--_L...._--l-_-J...._----'-_----"_--'
7,5
10
12,5
15
17,5
20
22,5
25
o
2,5
5
Wassergehalt [%]
(A2: WUTE)
A2-1
KALIBRIERUNG DER BODENPROBE "WUTE"
mit dem MCV-Versuch
(mit 2% Zement stabilisiert)
Trockenrohdi ch te [g/cm3]
2,4 . - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - ,
2,2
Schlagzahl N
4
Schläge
2 >.-
.
-+- 12 Schläge
"""*- 24 Schläge
1,8
-B-
48
Schläge
1,6
-*- 96 Schläge
~ 192 Schläge
1 ,4 f-
"'-""
.
---&-
384 Schläge
---.....--
-H-
768 Schläge
1,2
1L-_..L.-_-J...._-.l.-_-----'_-L----'----J....--.l.-------'--
7,5
10
12,5
15
17,5
20
22,5
25
o
2,5
5
Wassergehai t [%]
(A2: WUTE)
A2-2

---

A-V
KALIBRIERUNG DER BODEN PROBE 'WUTE'
mit dem MCV-Versuch
(mit 4% Zement stabilisiert)
Trockenrohdichte [g/cm3]
2,4 , - - - - - - - - - = - - - - - - - - - - - - - - - - - - - ,
2,2
Schlagzahl N
4
Schläge
2
-+- 12 Schläge
1,8
-+- 24 Schläge
-8-
48
Schläge
1,6
--*- 96
Schläge
~ 192 Schläge
1,4
--b- 384 Schläge
-E- 768 Schläge
1.2
1
_----L_ _L__.L--~__~ _ ~_ _L__~_~_
___.J
L I
o
2,5
5
7,5
10
12,5
15
17,5
20
22,5
25
Wassergehai t [<:t]
(A2: WUTE)
A2-3
KALIBRIERUNG DER BODEN PROBE 'WUTE'
mit dem MCV-Versuch
(mit 6% Zement stabilisiert)
Trockenrohdichte [g/cm3J
2,4 , - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - ,
2,2 e-
.
Schlagzahl N
4
Schläge
2
-+- 12 Schläge
1,8
-+- 24 Schläge
-8-
48
Schläge
1,6
--*- 96
Schläge
~ 192 Schläge
,
1,4
--b- 384 Schläge
-E-
768 Schläge
1,2
1 L-_..l-_~_----L_-----.l
L--_--l-_~_---L_-----.l_ _
o
2,5
5
7,5
10
12,5
15
17,5
20
22,5
25
Wassergehalt [%)
(A2: WUTE)
A2-4

---

A-VI
KALIBRIERUNG DER BODEN PROBE "WUTE"
mit dem MeV-Versuch
(mit 8% Zement stabilisiert)
Trockenrohdichte [g/c m3]
2 , 4 , - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - -
2,2
Schlagzahl N
-
4
Schläge
2
-+- 12 Schläge
4 - 24
Schläge
1,8
-B-
48
Schläge
1,6
---*- 96 Schläge
~ 192 Schläge
1,4
-A--
384 Schläge
--H-
768 Schläge
1,2
1L--_.-L-_
_ L_
_____L_~_ _.l__._L__
_ L_
_____L_~_
_____l
o
2,5
7,5
10
12,5
15
17,5
20
22,5
25
5
Wassergehai t [%]
(A2:
WUTE)
A2-S

---

A-VII
KALIBRIERUNG DER BODEN PROBE "TSITO"
mit dem MCV-Versuch
(ohne Stabilisierungsmittel)
Trockenrohdichte [g/cm3]
2 , 4 , - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - ,
2,2
Schlagzahl N
2
4
Schläge
~ 12 Schläge
1,8
"""*"" 24 Schläge
-B-
48
Schläge
1,6
--*- 96 Schläge
-+- 192 Schläge
1,4
-8- 384 Schläge
---tt-
768 Schläge
1,2
1L----L_----L_...L..-_.L.------l_----L_---.L_.L.------l_----L_---'---_
o 2,5
5
7,5
10
12,5
15
17,5
20 22,5
25
27,5 30
Wassergehalt [%]
(A3: TSITO)
A3-1
KALIBRIERUNG DER BODEN PROBE "TSITO"
mit dem MCV-Versuch
(mit 2% Zement stabilisiert)
Trockenrohdichte [g/cm3)
2,4 . - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - ,
2,2
Schlagzahl N
4
Schläge
2
~ 12 Schläge
1,8f--···············································h~
"""*"" 24 Schläge
-B-
48
Schläge
1,6 r-.
L:':':-t:r:::::~
/ .
--*- 96 Schläge
-+- 192 Schläge
1,4 1--
.
-8- 384 Schläge
---tt-
768 Schläge
1,2
1L----L_----L_--!.-_.L.------l_----L_---.L_.L.------l_----L_---'---_
o
2,5
5
7,5
10
12,5
15
17,5
20 22,5
25
27,5
30
Wassergehalt [%]
(A3:
TSITO)
A3-2

---

A-VIII
KALIBRIERUNG DER BODEN PROBE "TSITO"
mit dem MCV-Versuch
(mit 4% Zement stabilisiert)
Trockenrohdichte [g/cm3]
2 , 4 , - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - ,
2,2
Schlagzahl N
~
4
Schläge
2
-+- 12 Schläge
-;r 24 Schläge
1,8
-B--
48
Schläge
1,6
--*- 96 Schläge
-+- 192 Schläge
1,4
--b- 384 Schläge
~
768 Schläge
1,2
1 L----.!_----'-----l-----'------'------'-----------'------'----L---'--------'
o
2,5
5
7,5
10
12,5
15
17,5
20
22,5
25
27,5
30
Wassergehalt [9J)
(A3:
TSITO)
A3-3
KALIBRIERUNG DER BODEN PROBE "TSITO"
mit dem MCV-Versuch
(mit 6% Zement stabilisiert)
Trockenrohdichte [g/cm3)
2,4 c - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - ,
2,2 e.-
.
Schlagzahl N
2 e.-
.
4
Schläge
-+- 12 Schläge
1,8 e.-
.
-+---
.. ..
24
Schläge
-B-
48
Schläge
1,6 I-····························~~:=::::~=~~~~~k:::;:
--*- 96 Schläge
-+- 192 Schläge
1,4
A
-=- 384 Schläge
-e- 768 Schläge
1,2
1 L----l_--l-_---.L_---.l-_-.l-_.L-
--l-__---.L_---.l-_-.l----.l
o
2,5
5
7,5
10
12,5
15
17,5
20
22,5
25
27,5 30
Wassergel1a It [9J]
(A3:
TSITO)
A3-4

---

A-IX
KALIBRIERUNG DER BODEN PROBE "TSITO"
mit dem MeV-Versuch
(mit 8% Zement stabilisiert)
Trockenrohdichte [g/cm3]
2,4 , - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - ,
2,2
Schlagzahl N
4
Schläge
2
-+- 12 Schläge
1,8
-+- 24 Schläge
-B-
48
Schläge
1,6
-*"" 96 Schläge
-+-- 192 Schläge
1,4
~
--=- 384 Schläge
~
768 Schläge
1,2
1l-------.J_----.L_----L_---.L_--L-_.L-_L-----.L_----L_---.L_--L-_
o
2,5
5
7,5
10
12,5
15
17,5
20
22,5
25
27,5
30
Wassergehalt [%]
(A3:
TSITO)
A3-5

---

ANLAGE
B
Ergebnisse der Zerfallsversuche

---

ANLAGE BI
Mittlere Zerfallsgeschwindigkeiten
(Diagramme)

---

B-I
(B1./1.:
TOWU)
B1./1.-1.
ZERFALLSVERSUCH AN
BODEN "TOWU-OO"
Zertallsgeschwlndlgkelt Vz l%/mlnl
yardlcbtunalgrad opr
75 %
-+- 80 %
"'* 85 %
-e- 90 %
"*'" 95 %
-4- 100 %
-8- 105 %
~ 110%
o
2,5
6
1,6
10
12,6
16
11,6
20
22,6
26
21,6
Wassergehalt Wverd [%1
(Bl/l:
TOWU)
B1./1-2
ZERFALLSVERSUCH AN
BODEN "TOWU-2Z"
Zertallsgeschwlndlgkelt Vz l%/mlnl
Yerdlchlungsgrad DDr
75 %
-+- 80 %
"'* 85 %
-e- 90 %
"*'" 95 %
-4- 100 %
-8- 105 %
~ 110%
o
2.6
6
1,6
10
12.6
16
11,6
20
22,6
26
21,6
Waaaergehalt Wverd 1%1

---

B-II
(Bl/l:
TOWU)
Bl/1-3
ZERFALLSVERSUCH AN
BODEN "TOWU-4Z"
ZerfallsgeschwindigkeIt Vz l%/mlnl
yerd Ich tyngl grad por
75 %
-+- 80 %
""*" 85 %
-8- 90 %
""*- 95 %
-4- 100 %
-8- 105 %
~ 110 %
o
2,5
5
7,5
10
12,5
15
17,5
20
22.5
25
27,5
30
Wassergehalt Wverd 1%1
(Bl/l:
TOWU)
Bl/1-4
ZERFALLSVERSUCH AN
BODEN "TOWU-6Z"
Zerfallsgeschwindigkeit Vz l%/mln]
Yerdlchluogsgrad Dpr
75 %
-+- 80 %
""*" 85 %
-8- 90 %
""*- 95 %
-4- 100 %
-8- 105 %
110 %
o
2,5
5
7,5
10
12,5
15
17,5
20
22,5
25
27.5
Was8ergehalt Wverd 1%1

---

B-III
(Bl/l:
TOWU)
Bl/l-S
ZERFALLSVERSUCH AN
BODEN "TOWU-8Z"
ZerfaJlsgeschwlndlgkelt Vl. l%/mln)
100
90
80
yerdlchtuogaorad DDr
70
75 %
-+- 80 %
60
+- 85 %
60
-e- 90 %
*- 95 %
40
-+ 100 %
-6- 105 %
30
~ 110 %
o
2,5
5
7,5
10
12,5
15
17,6
20
22,5
25
27,5
Wassergehalt Wverd [%)

---

B-IV
(Bl/2: WUTE)
Bl/2-1
ZERFALLSVERSUCH AN
BODEN ·WUTE-OO·
Zertallsgeschwlndlgkelt Vz I%/mlnl
Verdlchtuogograd DDr
75 %
+ 80 %
4- 85 %
-8- 90 %
""*" 95 %
+ 100 %
-b- 105 %
...,;;.. 110 %
o
2,15
15
7,5
10
12,15
115
17,5
20
22,5
215
27,15
Wassergehalt Wverd 1%1
(Bl/2: WUTE)
Bl/2-2
ZERFALLSVERSUCH AN
BODEN ·WUTE-2Z·
Zertallsgeschwlnd Ig kelt Vz l%/mlnl
100
90
80
70
yerdlchlungsgrad 00
75 %
60
+ 80 %
4- 85 %
150
-8- 90 %
40
""*" 95 %
+ 100%
30
-b- 105 %
20
10
o-r-----.------,--~-....;;;::. .----1i!i--~l----ifJ---*""-____;f__-__,_--___,
o
2,15
15
7,5
10
12,5
15
17,5
20
22,15
25
27,5
Wassergehalt Wverd 1%/

---

B-V
(Blj2:
WUTE)
Blj2-3
ZERFALLSVERSUCH AN
BODEN ·WUTE-4Z·
Zerlallsgeschwindigkeit Vz I%/mlnl
100
90
so
Vecdlchlungagcad DP
70
75 %
60
-+- 80 %
4- 85 %
150
-e- 90 %
40
""* 95 %
-4- 100 %
30
-8- 105 %
20
10
o-l-------y----.--~~~...----l!i--_e_----lH----4l---*_-___,__-____,
o
2,5
5
7,5
10
12,5
15
17,5
20
22,5
25
27,5
Wassergehalt Wverd I%J
Blj2-4
ZERFALLSVERSUCH AN (Blj2:
WUTE)
BODEN ·WUTE-6Z·
Zerlallsgeschwindigkeit Vz I%/mlnl
100
90
so
Vecdlchlunaagcad Pp
70
75 %
so
-+- 80 %
4- 85 %
150
-e- 90 %
40
""* 95 %
-4- 100 %
30
-8- 105 %
20
10
0+------r---,--~~. . . .----I!i----e-----lH----e--*_-___,._-____,
o
2,15
15
7,15
10
12,15
115
17,15
20
22,15
215
27,15
Wassergehalt Wverd 1%1

---

B-VI
(B1/2:
WUTE)
B1/2-S
ZERFALLSVERSUCH AN
BODEN ·WUTE-8Z·
Zerlallsgeschwlndlgkell Vz 1%/mlnJ
100
90
80
70
Verdlcbtunoaorad DO
75 %
80
-+- 80 %
-*- 85 %
~o
-B- 90 %
40
"'* 95 %
-+ 100 %
30
-8- 105 %
20
10
0+--,--------!j=::=.~.....-
. . .-___i8_-___Ei__-_e--.;&_-____;*_-___,--___,
o
2.~
10
12.~
1~
17,~
20
22,~
2~
27,5
Wassergehall.Wverd I%J

---

B-VII
(Bl/3: TSITO)
Bl/3-1
ZERFALLSVERSUCH AN
BODEN 'TSITO-OO'
Zertallsgeschwlndlgkelt Vz l%/mlnl
verdlchlyngsgrad Dpr
75 %
-+- 80 %
-*- 85 %
-e- 90 %
"'* 95 %
-+- 100 %
-8- 105 %
~ 110%
o
2,5
5
7,5
10
12,5
15
17,5
20
22,5
25
27,5
Wassergehalt Wverd [%1
(Bl/3: TSITO) Bl/3-2
ZERFALLSVERSUCH AN
BODEN 'TSITO-2Z'
Zertallsgeschwlndlgkelt Vz [%/mlnl
100
90
80
verdlchlyngsgrad Dpr
70
75 %
-+- 80
80
%
+ 85 %
50
-e- 90 %
"'* 95 %
40
-+- 100 %
30
-8- 105 %
~ 110%
20
10
O+--.--.--.--.-.-.---,&--&---i~--i~----GJ
o
2,5
5
7,5
10
12,5
15
17,5
20
22,5
25
27,5
Wassergehalt Wverd [%}

---

B~VIII
(Bl/3: TSITO) Bl/3-3
ZERFALLSVERSUCH AN
BODEN "TSITO-4Z"
ZerlallsgeschwIndigkeIt Vz. l'll>/mlnl
100
90
80
verdlchlyngsArad Dgr
70
75 :iI
60
-+- 80 :iI
..;+;- 85 :iI
50
-8- 90 %
40
"'* 95 %
+ 100 %
30
-8- 105 %
-i!i- 110 %
20
10
O+----.----.-----,---&--.....- .....-&-----,I!i---;Ii----i~___;i!l
o
2,5
5
7,5
10
12,5
15
17,5
20
22,5
25
27,5
Wassergehalt Wverd [%1
(Bl/3: TSITO)
Bl/3-4
ZERFALLSVERSUCH AN
BODEN "TSITO-6Z"
Zerlallsgeschwindigkeit Vz. ['ll>/mln]
100
90
80
verdlchlyngsgrad oor
70
75 %
60
-+- 80 %
..;+;- 85 %
50
-8- 90 %
40
"'* 95 %
+ 100 %
30
-8- 105 %
-i!i- 110 %
20
10
O+-,---r----.---S--ijI--iii-----fli--!l---8--@--@----,
o
2,5
5
7,5
10
12,5
15
17,5
20
22,5
25
27,5
30
Wassergehalt Wverd 1%1

---

B-IX
(Bl/3 : TSITO)
Bl/3-S
ZERFALLSVERSUCH AN
BODEN "TSITO-8Z"
Zertallsgeschwlndlgkelt Vz I%/mlnl
100
90
-1"'1
/
80
ij'
~~
yerdlchtyngagrad DDr
70
- 75 %
80
~
-+- 80 %
"* 85 %
~O -
-B- 90 %
""*" 95 %
40
4- 100 %
-b- 105 %
30
-t- 110 %
20
10
1
-
- - -
0
0
2,5
5
7,5
10
12,5
15
17,5
20
22,~
2~
27,5
30
Wassergehalt Wverd [%]

---

ANLAGE
B2
Mittlere Zerfallsgeschwindigkeiten
(Werte)

---

B-X
ZERFALLSGESCHWINDIGKEITEN DES BODENS TOWU-OO
Wassergehalt
Verdi htung~grad
75%
80%
85%
90%
95%
100%
105%
110%
3,9 %
72,7
68,6
57,0
46,8
40,0
35,0
5,0 %
66,0
60,1
52,3
32,1
37,0
32,1
12,0
7,5 %
68,1
62,3
55,2
44,4
39,2
346°
0,8
0,9
10,0 %
24,0
22,0
8,3
0,1
0,01 0,
1
0,01
0,01
12,5 ~o.
18,9
15,8
10,7
2,8
1,5
1,2
0,09
15,0 ~0
19,9
17,0
12,8
3,7
2,2
1,6
17,5 ~0
21,5
20,4
14,1
4,7
2,4
ZERFALLSGESCHWINDIGKEITEN DES BODENS TOWU-2Z
Wassergehalt
Verdi htung grad
75%
80%
85%
90%
95%
100%
105%1
110%
3,9 %
48,8
46,6
39,8
38,7
31,3
28,7
5,0 %
48,7
47,3
44,8
42,7
40,0
32,8
28,1
7,5 ~0
25,7
24,1
23
19,2
18,2
1,9
0,9
0,1
,4
1
10,0 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
12,5 ~0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
I
0,0
15,0 ~0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
17,5 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
ZERFALLSGESCHWINDIGKEITEN DES BODENS TOWU-4Z
Wassergehalt
Verdirhtung grad
75%
80%
85%
90%
95%
100%
105%
110%
3,9 ~0
86,8
82,7
75,8
70,5
50,0
43,8
5,0 ~0
57,3
52,9
48,7
47,3
25,0
22,7
18,2
7,5 ~0
19,7
14,2
3,7
1,8
1,3
1,3
0,7
0,1
10,0 ~0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
12,5 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
15,0 ~0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
17,5 %.
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
I
ZERFALLSGESCHWINDIGKEITEN DES BODENS TOWU-6Z
Wassergehalt
Verdichtung grad
75%
80%
85%
90%
95%
100%
105%
110%
I
3,9 %
44,7
36,7
32,8
27,7
26,2
18,7
5,0 ~0
53,8
51,7
38,9
33,7
33,0
28,7
27,1
7,5 ~0
2,7
1,8
1,1
0,6
0,0
0,0
0,0
0,0
10,0 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
12,5 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
15,0 ~0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
17,5 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
I
ZERFALLSGESCHWINDIGKEITEN DES BODENS TOWU-8Z
Wassergehalt
Verdi('htung~grad
75%
80%
85%
90%
95%
100%
105%
110%
3,9 ~
52,8
51,8
47,7
45,0
41,7
40,7
"
5,0 %
38,4
34,7
31,8
30,7
27,5
23,8
17,5
7 5 ~
4,8
3,1
2,1
0,7
0,1
0,1
0,1
0,1
10'0
,
"
%
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
12,5 ~0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
15,0 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
17,5 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0

---

B-XI
ZERFALLSGESCHWINDIGKEITEN DES BODENS WUTE-OO
Wassergehalt
Verdichtung! grad
75%
80%
85%
90%
95%
100%
105%
110%
3,5 %
27,0
22,8
18,3
15,7
12,1
7,9
4,9
5,0 %
82,3
77,8
66,7
57,2
32,0
18,2
10,5
6,3
7,5 %
93,6
92,0
88,0
72,3
44,8
7,2
2,3
0,8
10,0 ~0
81,0
90,0
79,0
12,8
5,7
2,0
2,0
0,1
12,5 ~0
22,0
18,3
11,6
3,5
0,7
0,2
0,2
15,0 %
12,0
1,5
1,1
0,7
0,0
0,0
17,5 %,
1,2
0,6
0,1
0,0
0,0
ZERFALLSGESCHWINDIGKEITEN DES BODENS WUTE-2Z
Wassergehalt
Verdichtung grad
75%
80%
85%
90%
95%
100%
105%
110%
3,5 %
66,9
60,3
48,5
45,5
40,2
30,7
28,8
5,0 ~0
78,8
72,3
67,9
58,5
53,5
42,7
30,8
7,5 ~0
11,3
9,2
6,7
4,8
0,4
0,0
0,0
10,0 ~0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
12,5 ~0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
.
15,0 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
17,5 ~0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
20,0 ~0
0,0
0,0
0,0
0,0
22,5 %
0,0
0,0
0,0
ZERFALLSGESCHWINDIGKEITEN DES BODENS WUTE-4Z
Wassergehalt
Verdi<htung;;grad
75%
80%
85%
90%
95%
100%
105%
110%
3,5 ~0
70,5
61,9
57,5
50,9
44,4
38,7
27,9
5,0 ~0
89,8
85,8
82,7
75,0
66,7
53,7
28,7
7,5 %
7,7
4,9
1,9
1,7
0,9
0,8
0,0
10,0 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
12,5 ~0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
15,0 ~0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
17,5 ~0'
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
20,0 ~0
0,0
0,0
0,0
0,0
22,5 %
0,0
0,0
0,0
ZERFALLSGESCHWINDIGKEITEN DES BODENS WUTE-6Z
Wassergehalt
Verdi htung grad
75%
80%
85%
90%
95%
100%
105%
110%
3,5 ~0
51,7
48,9
45,7
43,2
41,6
37,9
30,6
5,0 ~0
39,9
39,7
36,5
32,8
28,7
23,8
29,2
7,5 ~0
3,3
2,8
2,7
1,9
1,1
0,2
0,1
10,0 ~0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
12,5 ~0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
15,0 ~0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
17,5 ~0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
20,0 %
0,0
0,0
0,0
0,0
22,5 %
0,0
0,0
0,0
ZERFALLSGESCHWINDIGKEITEN DES BODENS WUTE-8Z
Wassergehalt
Verdi~htung grad
75%
80%
85%
90%
95%
100%
105%
110%
3,5 ~0
51,9
50,1
49,8
48,7
41,8
40,8
30,2
5,0 ~0
26,7
24,8
11,7
9,1
9,0
7,1
1,7
7,5 ~0
1,9
0,9
0,1
0,0
0,0
0,0
0,0
10,0 ~0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
12,5 %1
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
15,0 ~0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
17,5 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
20,0 %
0,0
0,0
0,0
0,0
22,5 %
0,0
0,0
0,0

---

B-XII
ZERFALLSGESCHWINDIGKEITEN DES BODENS TSITO-OO
Wassergehalt
Verdil htung grad
75%
80%
85%
90%
95%
100%
105%
110%
5,9 %
66,6
58,1
51,2
45,5
38,8
27,4
21,5
7,5 %
42,1
38,7
37,2
22,7
15,2
10,3
8,3
1,8
10,0 %
15,9
11,1
8,3
7,3
2,9
0,8
0,3
0,2
12,5 %
9,1
7,8
6,6
4,8
3,1
0,1
0,1
0,1
15,0 %
1,9
1,8
0,8
0,3
0,1
0,1
0,1
0,1
17,5 %
0,9
0,8
0,2
0,2
0,1
0,1
0,1
20,0 %
0,1
0,1
0,1
0,1
0,1
0,1
22,5 %
0,1
0,0
25,0 %
0,0
ZERFALLSGESCHWINDIGKEITEN DES BODENS TSITO-2Z
Wassergehalt
Verdi htung grad
75%
80%
85%
90%
95%
100%1
105%
110%
5,9 %
74,4
69,8
65,7
57,8
50,1
44,4
30,1
7,5 %
82,7
75,1
68,0
59,7
54,8
48,8
32,0
27,1
10,6 %
38,2
38,1
36,2
31,5
26,5
22,5
13,5
12,7
12,5 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
15,0 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
17,5 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
20,0 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
22,5 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
25,0 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
27,5 %
0,0
0,0
0,0
0,0
ZERFALLSGESCHWINDIGKEITEN DES BODENS TSITO-4Z
Wassergehalt
Verdi htung grad
I
75%
80%
85%
90%
95%
100%
105%
110%
5,9 %
85,7
80,0
77,7
75,9
70,3
52,1
38,7
7,5 %
92,7
91,8
90,5
82,4
77,6
73,0
52,5
22,3
10,0 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
12,5 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
15,0 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
17,5 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
20,0 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
22,5 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
25,0 %
0,0
0,0
0,0
27,5 %
0,0
0,0
0,0
ZERFALLSGESCHWINDIGKEITEN DES BODENS TSITO-6Z
Wassergehalt
Verdi htung grad
75%
80%
85%
90%
95%
100%
105%
110%
5,9 %
88,9
80,1
69,7
57,3
47,9
40,0
30,1
7,5 %
85,9
80,7
71,8
67,9
59,1
57,1
48,8
30,1
10,0 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
12,5 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
15,0 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
17,5 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
20,0 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
22,5 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
25,0 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
27,5 %
0,0
0,0
0,0
0,0
ZERFALLSGESCHWINDIGKEITEN DES BODENS TSITO-8Z
Wassergehalt
Verdi htung grad
75%
80%
I
85%
90%
95%
100%
105%
110%
5,9 %
89,9
88,9
77,7
69,8
63,7
58,8
52,8
7,5 %
92,8
92,8
89,7
85,7
79,8
73,6
69,0
0,0
10,0 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
12,5 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
15,0 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
17,5 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
20,0 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
22,5 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
25,0 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
27,5 %
0,0
0,0
0,0
0,0

---

ANLAGE
C
Ergebnisse der Erosionsversuche

---

ANLAGE
Cl
Mittlere Erosionsgeschwindigkeiten
(Diagramme)

---

C-I
(Cl/l:
TOWU)
Cl/l-l
EROSIONSVERSUCH AN
BODEN "TOWU-OO"
ErosionsgeschwindigkeIt Ve 1%/mlnJ
100
90
80
yerdlchlungagrad Dpr
70
75 %
-+- 80 %
80
4- 85 %
150
-e- 90 %
"'* 95 %
40
-4- 100 %
-8- 105 %
30
-t- 110 %
20
10
o
2,15
15
7,15
10
12,15
115
17,15
20
22,15
215
27,15
Wassergehalt Wverd 1%1
(Cl/l:
TOWU)
Cl/1-2
EROSIONSVERSUCH AN
BODEN "TOWU-2Z"
Erosionsgeschwindigkeit Ve l%/mlnl
yerdlchtyng8grad DDr
75 %
-+- 80 %
"* 85 %
-e- 90 %
"'* 95 %
-4- 100 %
-8- 105 %
-=- 110 %
o
2,15
15
7,15
10
12,15
115
17,15
20
22,15
215
27,15
Wassergehalt Wverd [%1

---

C-II
(Cl/l: TOWU)
Cl/1-3
EROSIONSVERSUCH AN
BODEN "TOWU-4Z"
ErosionsgeschwindigkeIt Ve l'lb/mlnl
100
90
80
Verdlchlyngsorsd DDr
70
75 %
+-
60
80 %
""*'" 85 %
50
-B- 90 %
"'*" 95 %
40
+
100 %
30
-A- 105 %
-ii- 110 %
20
10
0+--,-----,----.----=5--il!--1ii--i~-,--,----,r-___,
o
2,5
5
7,5
10
12,5
15
17,5
20
22,5
25
27,5
Wassergehalt Wverd ['lbl
(Cl/l: TOWU)
Cl/1-4
EROSIONSVERSUCH AN
BODEN "TOWU-6Z·
Erosionsgeschwindigkeit Ve 1'lb/mlnJ
100
90
80
yerdlchlunosorad DDr
70
75 %
60
+- 80 %
""*'" 85 %
50
-B- 90 %
40
"'*" 95 %
+ 100 %
30
-A- 105 %
-tt- 110 %
20
10
0-j--,--,--.-il!--ij--i1ii--itJ---r-----,r-___,-___,
o
2,5
lS
7,lS
10
12,5
15
17,5
20
22,5
25
27,5
Wassergehalt Wverd ['lbl

---

C-III
(Cl/l:
TOWU)
Cl/l-S
EROSIONSVERSUCH AN
BODEN "TOWU-8Z"
Eroslonsgaschwlndigkalt Va l%/mlnl
100
90
80
yerdjchlyngsgrad Dpr
70
75 %
-+- 80 %
80
"'* 85 %
50
-B- 90 %
"'*" 95 %
40
+
100 %
-8- \\05 %
30
--i>-
110 %
20
10
o -t----.---.-.-.--.-----;-IIi----I~~-,---,-------,------,
...
o
2,5
5
7,5
10
12,5
15
17,5
20
22,5
25
27,5
Wassargahalt Wvard {%I

---

C-IV
(Cl/2:
TSITO)
Cl/2-1
EROSIONSVERSUCH AN
BODEN "TSITO-OO"
ErosionsgeschwindigkeIt Ve I%/mlnl
100
90
80
yerdjchlyngsgrad Dpr
70
75 %
-+- 80 %
80
"'*" 85 ~
50
-8- 90 %
""*"" 9 5 %
40
+- 100 %
-8- 105 %
30
-tt- 110 %
20
10
o
2,5
5
7,5
10
12,5
15
17,5
20
22,5
25
27,5
Wassergehalt Wverd 1%1
(Cl/2:
TSITO)
Cl/2-2
EROSIONSVERSUCH AN
BODEN "TSITO-2Z"
Erosionsgeschwindigkeit Ve 1%/mlnJ
100
90
80
yerdlchlungsarad Dpr
70
75 %
-+- 80 %
80
4-- 85 %
50
-8- 90 %
""*"" 95 %
40
+- 100 %
-8- 105%
30
-tt- 110 %
20
10
0+---,----,--.----.----,---,-----::;=--,.---,----,,------,
o
2,5
5
7,5
10
12,5
15
17,5
20
22,5
26
27,5
Wassergehalt Wverd 1%1

---

C-v
(Cl/2:
TSITO)
Cl/2-2
EROSIONSVERSUCH AN
BODEN "TSITO-4Z"
Eroslonsgaschwlndlgkalt Va 1%/mlnJ
yerdichlyngsgrad Dpr
75 %
-1- 80 %
""* 85 %
-& 90 %
"'*" 95 %
+ 100 %
-8- 105 %
--&- 110 %
o
2,5
5
7.5
10
12.5
15
17.5
20
22,5
25
27.5
Wassargahalt Wvard 1%1
(Cl/2:
TSITO)
Cl/2-4
EROSIONSVERSUCH AN
BODEN "TSITO-6Z"
Erosionsgeschwindigkeit Va l%/mlnl
100
90
80
yerdlchlungsgrad Dpr
70
75 %
-1- 80 %
80
""* 85 %
50
-& 90 %
"'*" 95 %
40
+ 100 %
-8- 105 %
:30
--&- 110 %
20
10
o+----,----,----.--. .-.--,I11-....,I!t-....,!ll-----Efl--------li8----,
o
2.5
5
7.5
10
12.5
15
17,5
20
22.5
25
27.5
Wassergehalt Wverd 1%1

---

C-VI
(Cl/2: TSITO)
Cl/2-5
EROSIONSVERSUCH AN
BODEN "TSITO-8Z"
ErosionsgeschwindigkeIt Ve l%/mlnl
100
~f\\
90
,
SO
VerdjchluoQ8Qrad Dpr
70
75 %
-+- 80 %
60
"""*" 85 %
-B- 90 %
60 -
""* 95 %
40 -
4- 100 %
-b- 105 %
30
--ii- 110 %
20
10
I
0
"t'
0
2,6
6
7,6
10
12,6
15
17,5
20
22,5
25
27,5
Wassergehalt Wverd 1%1

---

ANLAGE
C2
Mittlere Erosionsgeschwindigkeiten
(Werte)

---

C-VII
EROSIONSGESCHWINDIGKEITEN DES BODENS TOWU-OO
Wassergehalt
Verdi htung~grad
75%
80%
85%
90%
95%
100%
105%
110%
3,9 %
100,0 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0
5,0 ~0
100,0 100,0 100,0
99,8
66,6
51,3
22,6
7,5 ~0
99,6
99,8
99,8
88,5
61,2
21,3
15,3
6,3
10,0 %
99,5
99,1
99,3
80,2
12,5
0,2
0,2
0,1
12,5 ~0
95,2
91,5
90,3
73,0
6,2
2,6
2,0
15,0 %
59,7
53,8
32,4
14,3
7,1
3,8
17,5 %
52,5
47,8
25,0
12,5
5,0
EROSIONSGESCHWINDIGKEITEN DES BODENS TOWU-2Z
Wassergehalt
Verdi htung~grad
75%
80%
85%
90%
95%
100%
105%
110%
3,9 ~0
59,7
47,2
41,0
38,7
30,9
25,7
5,0 %
56,7
49,2
47,1
38,9
31,7
28,9
22,2
7,5 ~0
42,6
39,6
37,4
9,7
7,3
3,8
0,9
0,0
10,0 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
12,5 ~0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
o .
15,0 1)
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
17,5 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
EROSIONSGESCHWINDIGKEITEN DES BODENS TOWU-4Z
Wassergehalt
Verdi~htung grad
75%
80%
85%
90%
95%
100%
105%
110%
I
3,9 ~0
77,6
68,4
65,1
52,3
47,2
38,9
5,0 ~0
41,9
39,4
36,9
32,7
25,2
20,3
17,2
7,5 ~0
37,3
20,6
10,0
6,8
2,8
0,0
0,0
0,0
10,0 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
12,5 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
15,0 ~0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
17,5 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
EROSIONSGESCHWINDIGKEITEN DES BODENS TOWU-6Z
Wassergehalt
Verdichtung grad
75%
80%
85%
90%
95%
100%
105%
110%
I
3,9 ~0
47,2
39,8
38,7
35,9
31,2
25,3
5,0 ~0
37,9
38,9
33,3
31,2
30,1
22,7
22,9
7,5 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
10,0 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
12,5 ~0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
15,0 ~0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
17,5 ~0'
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
°'°1
0,0
EROSIONSGESCHWINDIGKEITEN DES BODENS TOWU-8Z
Wassergehalt
Verdi htung grad
75%
80%
85%
90%
95%
100%
105%
110%
3,9 %
40,6
39,9
38,2
37,1
29,8
25,7
5,0 ~0
34,1
32,2
31,2
29,7
26,9
20,7
21,8
7,5 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
10,0 ~0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
12,5 ~0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
15,0 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
17,5 ~0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0

---

C-VIII
EROSIONSGESCHWINDIGKEITEN DES BODENS TSITO-OO
I
Wassergehalt
Verdi htung grad
75%
80%
85%
90%
95%
100%
105%
110%
5,9 %
100,0 100,0
99,9
95,5
85,3
78,9
71,3
7,5 %
100,0 100,0
99,7
92,7
82,8
75,8
65,8
10,7
10,0 %
100,0 100,0
99,5
47,9
29,7
18,9
13,6
7,5
12,5 %
100,0 100,0
99,5
32,7
13,3
12,4
11,1
5,4
15,0 %
95,0
92,5
53,9
23,8
2,1
1,0
0,8
0,5
17,5 %
91,5
90,0
18,9
14,3
1,2
0,0
0,0
20,0 %
38,9
28,9
14,3
12,2
0,0
22,5 %
15,9
10,6
7,9
0,0
EROSIONSGESCHWINDIGKEITEN DES BODENS TSITO-2Z
Wassergehalt
Verdi<htung grad
75%
80%
85%
90%
95%
100%
105%
110%
5,9 ~0
95,1
75,1
68,7
52,9
47,7
31,9
19,9
7,5 ~0
100,0 100,0
99,9
97,2
51,2
38,7
27,9
15,7
10,0 ~0
100,0 100,0 100,0 100,0 100,0
99,9
19,2
14,5
12,5 %
100,0
99,7
92,3
84,7
22,8
16,7
6,7
6,7
15,0 %
100,0
99,9
44,4
22,3
18,7
10,5
3,7
3,7
17,5 %
100,0
38,9
20,1
16,1
12,0
7,1
2,1
20,0 %
87,2
21,0
18,1
6,6
5,1
3,5
22,5 %
86,1
19,7
8,2
4,7
3,1
25,0 %
28,7
12,4
3,8
3,3
EROSIONSGESCHWINDIGKEITEN DES BODENS TSITO-4Z
Wassergehalt
Verdi<htung grad
75%
80%
85%
90%
95%
100%
105%
110%
5,9 %
93,4
82,2
67,7
49,2
38,7
27,9
19,6
7,5 %
97,2
72,1
67,1
49,7
41,2
29,7
19,3
17,3
10,0 %
14,6
12,1
8,2
5,3
7,9
7,4
3,1
2,8
12,5 %
9,1
8,9
7,2
5,3
3,6
2,9
1,7
1,2
15,0 ~0
2,7
3,6
5,4
3,5
2,1
1,4
1,2
1,1
17,5 ~0
1,2
5,7
3,9
2,6
1,6
1,7
0,9
20,0 %
0,9
0,8
0,5
0,6
0,5
1,0
22,5 %
0,0
0,0
0,1
0,3
0,5
1,0
25,0 ~0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,2
27,5 %
0,0
0,0
0,0
EROSIONSGESCHWINDIGKEITEN DES BODENS TSITO-6Z
Wassergehalt
Verdi htung;>grad
75%
80%
85%
90%
95%
100%
105%
110%
5,9 %
100,0 100,0
99,9
99,0
72,8
62,6
52,9
7,5 %
100,0
88,2
87,1
48,7
47,2
29,8
29,8
21,5
10,0 %
0,9
0,8
0,7
0,4
0,8
0,6
0,4
0,3
12,5 ~0
0,2
0,1
0,1
0,1
0,0
0,0
0,0
0,0
15,0 %
0,4
0,1
0,1
0,1
0,0
0,0
0,0
0,0
17,5 %
0,6
0,1
0,1
0,1
0,0
0,0
0,0
20,0 ~0
0,1
0,2
0,1
0,1
0,0
0,0
22,5 %,
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
25,0 ~0
0,0
0,0
0,0
EROSIONSGESCHWINDIGKEITEN DES BODENS TSITO-8Z
Wassergehalt
Verdichtung grad
75%
80%
85%
90%
95%
100%
105%
110%
5,9 ~0
100,0
99,9
97,8
97,2
88,7
82,2
38,7
7,5 ~0
100,0
90,2
2 7
37,8
22,7
18,9
17,3
18,2
10,0 ~0
1,0
1,6
1. 8
0,9
0,7
0,3
0,0
0,0
12,5 ~0
0,9
1,4
6,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
15,0 %
0,7
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
17,5 %
0,2
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
20,0 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
22,5 ~0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
25,0 %
0,0
0,0
0,0
0,0

---

ANLAGE
D
Ergebnisse der Dauerbeständigkeitsversuche

---

ANLAGE Dl
Mittlere relative Restmassen
(Diagramme)

---

D-I
(Dl/l: TOWU)
Dl/l-l
DAUERBESTÄNDIGKEITSVERSUCH
AN BODEN "TOWU-OO"
Relative Restmasse Mr [%]
100
90
so
yerdlchtungagrad Ocr
70
75 'l\\
-+- 80 'l\\
60
"* 85 'l\\
ISO
-S- 90 'l\\
"'*" 95 'l\\
40
+- 100 'l\\
-8- 105 'l\\
30
-H- 110 'l\\
20
10
01
I
• • • • • •
,
$
o
2,IS
IS
7,IS
10
12,15
115
17,1S
20
22,1S
215
27,15
Wassergehalt Wverd [%)
CD1/l: TOWU)
Dl/1-2
DAUERBESTÄNDIGKEITSVERS(JCI1
AN BODEN "TOWU-2Z"
Relative Restmasse Mr [%)
100
90
60
Verdlchlyng.grad DDr
70
75 'l\\
-+- 80
60
'l\\
"'* 85 'l\\
ISO
-S- 90 %
"'*" 95 %
40
+- 100%
30
-8- 105 %
-H- 110 'l\\
20
10
O-+---,---."'f----r--.--~-,--r--r----,----,---,
o
2,IS
IS
7,IS
10
12,15
11S
17,15
20
22,15
215
27,15
Wassergehalt Wverd l'!bl

---

D-II
(Dl/l: TOWU)
Dl/1-3
DAUERBESTÄNDIGKEITSVERSUCH
AN BODEN "TOWU-4Z"
Relative Restmssse Mr (%)
Vordlcbtyngsgrad DDr
75 %
-+- 80 %
4- 85 %
..a- 90 %
"'* 95 %
+ 100 %
08- 105 %
-tt- 110 %
o
2,5
5
7,5
10
12,5
15
17,5
20
22,5
25
27.5
Wassergehalt Wverd 1%1
Dl/1-4
DAUERBESTÄNDIGKEITSVERSUH/1:
TOWU)
AN BODEN "TOWU-6Z'
Relative Restmasse Mr 1%)
100
90
so
Yerdlchtungsgrad Dpr
70
75 %
~ 80%
so
-* 85 %
50
-&- 90 %
"'* 95 %
40
~ 100 %
30
-."'r- 105 %
-,,-
110 %
20
10
o
2,5
5
7,5
10
12,5
15
17,5
20
22,5
25
27.5
Wassergehalt Wverd 1%1
Bodenrest nach 14 Tagen als Funktion des
Wassergehaltes und Verdichtungsgrades
Boden TOWU mit 6% Zement stabilisiert

---

D-III
(D1/1:
TOWU)
D1/1-5
DAUERBESTÄNDIGKEITSVERSUCH
AN BODEN "TOWU-8Z"
Relat/ve R88tTa88,! M':,[lll,J ...
100
~
90
80
verdlchtungagrad Dpr
70
75 %
-+- 80 %
80
"*- 85 %
50
-& 90 %
""*" 95 %
40
+- 100 %
-8-
30
105 %
"""*- 110 %
20
10
o
2,5
5
7.5
10
12,5
15
17,5
20
22,S
25
27,S
30
Wassergehalt Wverd [%1

---

O-IV
(01/2:
WUTE)
01/2-1
DAUERBESTÄNDIGKEITSVERSUCH
AN BODEN ·WUTE-OO·
Relative Restmasse Mr (%)
100
90
80
yerdichlunaaarad DDr
70
- 75 %
-+- 80 %
80
"'*" 85 %
50
-B- 90 %
"'* 95 %
40 -
-+ 100 %
-b- 105 %
30 -
~ 110 %
20 -
10
0
.. "'"
- -
0
2,5
5
7,5
10
12,5
15
17,5
20
22,5
25
27,5
Wassergehalt Wverd [%)
(01/2:
WUTE)
01/2-2
DAUERBESTÄNDIGKEITSVERSUCH
AN BODEN ·WUTE-2Z·
.
Relative Restmasse Mr 1%1
100
90
80
yerdlchlungagrad Dpr
70
- 75 %
-+- 80 %
80
"'*" 85 %
50
-B- 90 %
"'* 95 %
40
-+ 100 %
-b- 105 %
30
~ 110 %
20
10
.. .. .. .. .. - - -
0
0
2,5
5
7,5
10
12,5
15
17,5
20
22,5
25
27,5
Wassergehalt Wverd l%f
,

---

D-V
(D1/2: WUTE)
D1/2-3
DAUERBESTÄNDIGKEITSVERSUCH
AN BODEN ·WUTE-4Z·
Relative Restmasse Mr (%1
100
90
80
Verdlchlunqggrad Dpr
70
75 %
60
+ 80 %
* 85 %
50
-B- 90 %
""*"
40
95 %
+ 100%
30
-A- 105 %
~ 110%
20
10
O+---,-----3--"'"f---(--,--,---.--,----,------,,-----,
o
2,5
5
7,5
10
12,5
15
17,5
20
22,5
25
27,5
Wassergehalt Wverd [%]
(D1/2: WUTE)
D1/2-4
DAUERBESTÄNDIGKEITSVERSUCH
AN BODEN ·WUTE-6Z·
Relative Restmasse Mr [%]
100
90
80
Verdlchlunoagrad Dpr
70
75 %
60
+ 80 %
-*" 85 %
50
-B- 90 %
""*"
40
95 %
+
100 %
30
-A- 105 %
~ 110%
20
10
O+---,----"'"f---f---,----,--,---.--.-_,-_,------,
o
2,5
5
7,5
10
12,5
15
17,5
20
22,5
25
27,5
Wassergehalt Wverd [%1

---

D-VI
(Dl/2: WUTE)
Dl/2-S
DAUERBESTÄNDIGKEITSVERSUCH
AN BODEN ·WUTE-8Z·
Relative Restmasse Mr 1%1
100
90
80
Verdlchlungsgrad DDr
70
75 %
-+-- 80
60
%
*" 85 %
ISO
-B- 90 %
"'*- 95 %
40
+ 100 %
-8-
30
105 %
...,.. 110 %
20
10
o+----,------,-----''f--,---,..--,--,--r----,r----,----,
o
2,5
5
7,5
10
12,5
15
17,5
20
22,5
25
27,5
Wassergehalt Wverd 1%)

---

D-VII
(Dl/3: TSITO)
Dl/3-1
DAEURBESTÄNDIGKEITSVERSUCH
AN BODEN "TSITO-OO"
Relative Restmasse Mr I%J
100 -
90 -
80
yerdlchlungsgrad Dpr
70
75 ':l\\
-+-
60
80 ':l\\
"""*"" 85 ':l\\
ISO
-a- 90 %
""*"" 95 %
40
+ laD %
30
-8- 105 %
~ 110 %
20
10
o
""
-+----.-----rlli-A--&---ilii--l...
- - ~
lli--lli----fii----tl!l----,-----,
o
2,5
5
7,5
10
12,5
15
17,5
20
22,5
25
27,5
Wassergehall Wverd [%)
(Dl/3: TSITO)
Dl/3-2
DAEURBESTÄNDIGKEITSVERSUCH
AN BODEN "TSITO-2Z"
Relative Restmasse Mr 1%1
100
90 -
80
yerdlchlyngsgrad DPr
70
75 %
80
-+- 80 %
"""*"" 85 %
/50
-a- 90 %
""*""
40
95 %
+
100 %
30 -
-8- 105 %
~ 110 %
20
10
01
,.se
I\\i
•
Ei
Ei
eJ
'!'l
o
2,/5
/5
7,/5
10
12,5
15
17,5
20
22,5
2/5
27,/5
Wassergehalt Wverd 1%)

---

O-VIII
(01/3: TSITO)
01/3-3
DAUERBESTANDIGKEITSVERSUCH
AN BODEN "TSITO-4Z"
Relative Restmasse Mr I%J
100
90
so
verdlchlungsgrsd Dpr
70
75 %
60
-+- 80 %
"'* 85 %
50
-B- 90 %
"'*
40
95 %
+ 100 %
30
--b- 105 %
~ 110 %
20
10
0+--.----rls-.--iiF--. .-*-----'*--+--f----,-~
o
2,5
5
7,5
10
12,5
15
17,5
20
22,5
25
27,5
Wassergehalt Wverd 1%1
(01/3: TSITO)
01/3-4
DAUERBESTANDIGKEITSVERSUCH
AN BODEN "TSITO-6Z"
Relative Restmasse Mr 1%)
yerdlchtuoQlocad Dpr
-
75 %
-+- 80 %
"'* 85 %
-B- 90 %
"'* 95 %
+ 100%
--b- 105 %
~ 110%
o
2,5
5
7,5
10
12,5
15
17,5
20
22,5
25
27,5
Wassergehalt Wverd 1%1

---

O-IX
(01/3: TSITO)
01/3-5
DAUERBESTÄNDIGKEITSVERSUCH
AN BODEN ·TSITO-8Z·
Relative Restmasse Mr (%1
yordlchluoasarad Dor
75 %
-+- 80 %
""*" 85 %
-e- 90 %
"*"" 95 %
+ 100 %
-8- 105 %
""*" 110 %
o
2,5
5
1,5
10
12.5
15
11,5
20
22.5
25
21,5
Wassergehalt Wverd [%1

---

ANLAGE D2
Mittlere relative Restmassen
(Werte)

---

D-X
RELATIVE RESTMASSE DES BODENS TOWU-OO
(nach 14 Tagen)
Wassergehalt
Verdi:;:htung~grad
75%
80%
85%
90%
95%
100%
105%
110%
3,5 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
5,0 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
7,5 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
10,0 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
12,5 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
15,0 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
17,5 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
RELATIVE RESTMASSE DES BODENS TOWU-2Z
(nach 14 Tagen)
Wassergehalt
Verdichtung;>grad
75%
80%
85%
90%
95%
100%
105%
110%
3,9 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
5,0 %
0,0
0,0
0,0
10,1
13,8
19,7
30,1
7,5 9.:,0
18,4
41,2
51,3
60,0
83,1
88,9
94,3
94,7
10,0 %
53,8
62,8
82,1
85,3
90 7
99 9 100,0 100,0
12,5 %
87,2
89,4
99,1
99,5 100~0 100~0 100,0 100,0
15,0 %"
83,8
89,9
98,0
97,8
99,4
99,8
99,9
17,5 %
80,1
90,0
96,1
96,4
97,0
98,3
20,0 %
73,3
90,3
96,0
96,1
96,3
RELATIVE RESTMASSE DES BODENS TOWU-4Z
(nach 14 Tagen)
Wassergehalt
Verdi'htung~grad
75%
80%
85%
90%
95%
100%
105%
110%
3,9 9.:,0
0,0
0,0
0,0
0,0
o
5,0 9.:,
,
0
0,0
0,0
0,0
0,0
° 0,0
0'0
21,9
55,9
7,5 9.:,0
28,4
51,4
67,7
74,3
77,6
78,0
87,8
99,7
10,0 9.:,0
68,5
68,3
77,7
98,3
99,0 100,0 100,0 100,0
12,5 9.:,0
69,1
78,9
97 4 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0
15,0 %
66,9
94,9 100~0 100,0 100,0 100,0 100,0
17,5 %
64,1
93,7 100,0 100,0 100,0
RELATIVE RESTMASSE
DES BODENS TOWU-6Z
(nach 14 Tagen)
Wassergehalt
Verdi:;:htung:grad
75%
80%
85%
90%
95%
100%
105%
110%
3,9 9.:,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
15,7
23,8
26,0
5,0 9.:,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
99,6
99,7
99,1
7,5 9.:,0
95,7
95,0
99,2
99,3
99,7
99,9 100,0 100,0
10,0 9.:,0
98,7
99,5
99,5
99,8
99,9
99,9 100,0 100,0
12,5 9.:,0
100,0 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0
15,0 9.:,0,
100,0 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0
17,5 9.:,0
100,0 ·100, ° 100,0 100,0 100,0
RELATIVE RESTMASSE DES BODENS TOWU-8Z
(nach 14 Tagen)
Wassergehalt
Verdi('htung grad
75.%
80%
85%
90%
95%
100%
105%
110%
3,9 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
5,0 9.:,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0 100,0 100,0 100,0
7,5 %
100,0 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0
10,0 9.:,0
100,0 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0
12,5 %
100,0 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0
15,0 %
100,0 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0
17,5 %
100,0 100,0 100,0 100,0 100,0

---

D-XI
RELATIVE RESTMASSE DES BODENS WUTE-OO
(nach 14 Tagen)
wassergehalt
Verdichtung grad
75%
80%
85%
90%
95%
100%
105%
110%
3,5 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
5,0 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
7,5 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
10,0 j!.0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
12,5 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
15,0 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
17,5 j!.0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
20,0 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
22,5 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
RELATIVE RESTMASSE DES BODENS WUTE-2Z
(nach 14 Tagen)
wassergehalt
Verdi<;htung grad
75%
80%
85%
90%
95%
100%
105%
110%
3,5 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
5,0 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
7,5 j!.0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
10,0 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
12,5 j!.0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
15,0 j!.0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
17,5 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
20,0 j!.0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
22,5 j!.0,
0,0
0,0
0,0
RELATIVE RESTMASSE DES BODENS WUTE-4Z
(nach 14 Tagen)
Wassergehalt
Verdichtung grad
75%
80%
85%
90%
95%
100%
105%
110%
3,5 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
5,0 j!.0
0,0
9,1
12,7
30,1
36,7
37,7
70,1
7,5 %
0,0
12,9
23,9
42,7
77,8
83,8
92,2
10,0 j!.0
10,1
23,7
37,4
58,3
82,4
95,3 100,0
12,5 j!.0
17,8
36,7
48,5
62,8
90,7 100,0 100,0
15,0 j!.0
14,7
33,3
37,1
42,9
93,5
17,5 j!.0
14,0
32,1
37,6
40,3
20,0 %
12,5
32,5
37,5
39,2
RELATIVE RESTMASSE DES BODENS WUTE-6Z
(nach 14 Tagen)
Wassergehalt
Verdi<htung?grad
75%
80%
85%
90%
95%
100%
105%
110%
3,5 %
0,0
10,1
18,9
32,8
42,7
48,9
52,7
5,0 %
0,0
42,4
50,2
57,5
62,7
78,9
81,9
7,5 %
37,0
55,5
61,2
68,7
76,1
95,4
97 3 100,0
10,0 %
52,8
72,1
73,8
88,9
99,6 100,0 100;0
12,5 %
66,2
78,2
83,4
98,7
99 9 100,0
15,0 %
77,7
85,9
90,4
99,9 100:0
17,5 j!.0
85,4
95,7
99,7 100,0
20,0 j!..
0
92,8
99,3 100,0
RELATIVE RESTMASSE DES BODENS WUTE-8Z
(nach 14 Tagen)
Wassergehalt
Verdi<;htung grad
75%
80%
85%
90%
95%
100%
105%
110%
3,5 j!.0
8,7
27,2
38,8
50,4
59,7
63,7
68,9
5,0 %
0,0
12,7
82,7
88,9
98,6 100,0 100,0
7 5 %
37,9
52,8
86,9
97,3 100,0 100,0 100,0
10'0
,
%
69,7
85,4
93,7
98,7 100,0 100,0 100,0
12,5 %
83,7
91,7
95,3
99 9 100,0 100,0
15,0 j!.0
88,2
90,5
99,7 100;0 100,0
17,5 j!.0
92 6
95 5
99,8 100,0
20,0 %
100;0 100:0 100,0

---

D-XII
RELATIVE RESTMASSE DES BODENS TSITO-OO
(nach 14 Tagen)
Wassergehalt
Verdi<::htung grad
75%
80%
85%
90%
95%
100%
105%
110%
5,9 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
7,5 %'
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
10,0 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
12,5 ~0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
15,0 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
17,5 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
20,0 ~0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
22,5 %
0,0
0,0
RELATIVE RESTMASSE DES BODENS TSITO-2Z
(nach 14 Tagen)
Wassergehalt
Verdichtung grad
75%
80%
85%
90%
95%
100%
105%
110%
5,9 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
7,5 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
10,0 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
12,5 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
15,0 ~0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
17,5 ~0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
20,0 ~0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
22,5 ~0
0,0
0,0
0,0
0,0
RELATIVE RESTMASSE DES BODENS TSITO-4Z
(nach 14 Tagen)
Wassergehalt
Verdi(htung~grad
75%
80%
85%
90%
95%
100%
105%
110%
5,9 %,
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
7,5 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
10,0 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
12,5 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
15,0 %
0,0
0,0
0,0
7,9
10,6
12,3
24,7
25,8
17,5 ~0
0,0
0,0
0,0
13,1
17,9
32,5
38,1
20,0 %
0,0
0,0
9,7
18,9
20,4
36,3
22,5 %
0,0
0,0
11,1
20,7
23,8
25,0 %
9,3
10,8
12,6
27,5 %
0,0
9,1
RELATIVE RESTMASSE DES BODENS TSITO-6Z
(nach 14 Tagen)
Wassergehalt
Verdi<'htung grad
75%
80%
85%
90%
95%
100%
105%
110%
5,9 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
7,5 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
10,0 ~0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
32,8
58,1
12,5 ~0
0,0
0,0
0,0
2,9
12,8
32,6
60,8
71,6
15,0 %
0,0
0,0
8,7
36,1
54,1
70,6
73,2
78,6
17,5 %
0,0
11,8
28,9
45,7
74,1
74,2
79,0
20,0 ~0
0,0
19,4
46,9
55,0
71,2
73,6
22,5 %
0,0
37,8
53,5
60,9
71,0
25,0 ~0
0,0
56,6
66,5
67,9
27,5 ~0
0,0
31,6
65,2
RELATIVE RESTMASSE DES BODENS TSITO-8Z
(nach 14 Tagen)
Wassergehalt
Verdi~htung;:igrad
75%
80%
85%
90%
95%
100%
105%
110%
5,9 %
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
7,5 ~0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
18,1
30,0
10,0 ~0
0,0
0,0
0,0
0,0
7,1
12,2
40,6
60,2
12,5 ~0
21,8
22,7
29,6
36,1
38,9
40,1
53,8
61,6
15,0 %
25,8
27,1
32,7
47,7
58,2
67,3
72,2
83,8
17,5 ~0
30,3
31,9
36,1
60,6
73,1
82,5
87,2
20,0 ~0
37,4
41,9
58,1
72,6
81,8
87,5
22,5 %
52,8
62,3
78,4
87,3
89,7
25,0 %
60,1
67,8
79,8
87,3
27,5 ~0
71,6
75,6
82,2
84,7

---

ANLAGE D3
Endaspekt der Prüfkörper
nach den Naß-Trocken-Prüfungen

---

D-XIII
Endaspekt der Bodenproben WUTE nach den
Dauerbeständigkeitsversuchen

---

D-XIV
Endaspekt der Bodenproben TSITO nach den
Dauerbeständigkeitsversuchen

---

D-XV
Vergleich der Endaspekte der Böden TOWU und TSITO nach den
Dauerbeständigkeitsversuchen

---

ANLAGE
E
Ergebnisse der Adhäsionsversuche

---

ANLAGE EI
Mittlere Haftfestigkeiten
(Diagramme)

---

E-I
(El/l:
TOWU)
El/l-l
ADHÄSIONSVERSUCHE
AN BODEN "TOWU-OO"
Adhäsion
adh IkN/m21
VerdlchtuoosQrad Dpr
75 %
-+- 80 %
"'* 85 %
-e- 90 %
""*- 95 %
+
100 %
-8- 105 %
~ 110 %
o
2,15
15
7,15
10
12,15
115
17,15
20
22,15
215
27,15
Wassergehalt Wverd [%]
(E!l/l:
TOWU)
El/1-2
ADHÄSIONSVERSUCH
AN BODEN "TOWU-2Z"
Adhäsion
adh [kN/m21
3150
300
VerdIchtungs grad ODr
2150
715 '4
-+- 60 '4
200
"'* 615 '4
-e- 90 '4
1150
""*- 915 '4
+
100 '4
-8- 1015 '4
100
~ 110 '4
150
O+--+---+---"!""'--f"'''''''-+--+--+---+--+--f--------j
o
2,15
15
7,15
10
12,15
115
17,15
20
22,15
215
27,15
Wassergehalt Wverd [%)

---

E-II
(El/l: TOWU)
El/1-3
ADHÄSIONSVERSUCH
AN BODEN "TOWU-4Z"
Adhäsion
adh IkN/m21
350
300
yerdlcbtunglQrad DDr
250
75 ,.
-+- 80 ,.
"'* 85,.
-e- 90"
"'* 95 ,.
+ 100,.
-8- 105 ,.
~ 110 ,.
o
2,5
5
7,5
10
12,5
15
17,5
20
22,5
25
27,5
Wassergehalt Wverd [%1
(El/l: TOWU)
El/1-4
ADHÄSIONSVERSUCH
AN BODEN "TOWU-6Z"
Adhäsion
adh (kN/m2!
350
300
Verdlchluooegrad Dpr
250
75 ,.
-+- 80 ,.
200
/\\
"'* 85,.
-e- 90 ,.
"'*
150
~
95 ,.
+ 100,.
-8- 105 ,.
100
~
~ 110,.
50
0
0
2,5
5
7,5
10
12,5
15
17,5
20
22,5
25
27,5
Wassergehalt Wverd [%1

---

E-III
(Ei/i:
TOWU)
El/l-S
ADHÄSIONSVERSUCH
AN BODEN "TOWU-8Z"
Adhäsion
adh [kN/m2]
:::f
r
Yerdlchlungsgrsd DDr
250
75 ..
-+- 80 ..
200
"*"" 85 ..
-S- 90 ..
150
"'"*" 95 ..
+
100 ..
-8- 105 ,.
100
~ 110 ..
50
o-+---+---+--~-t-"""""=r---+--+-~t--f---------jr--4~---1
o
2,5
5
7,5
10
12,5
15
17,5
20
22,5
25
27,5
Wassergehalt Wverd [%]

---

E-IV
(El/2: WUTE)
El/2-1
ADHÄSIONDVERSUCH
AN BODEN 'WUTE-OO'
Adhäsion
adh (kN/m2)
350
300
yerdlchlung,grad Dpr
250
75 "4
-+- 80 "4
200
"* 85 "4
-e- 90 "4
150
'"*" 95 "4
-+- 100 "4
--b- 105 "4
100
-%- 110 "4
~
50
~=+=-+----=t='
~~---+--+--i
o --+-,----!---=I
o
2,5
5
7,5
10
12,5
15
17,5
20
22,5
25
27,5
Wa3sergehalt Wverd [%1
(El/2: WUTE)
El/2-2
ADHÄSIONSVERSUCH
AN BODEN 'WUTE-2Z'
Adhäsion
adh [kN/m2!
yerdlchlungsgrsd opr
75 "4
-+- 80 "4
"* 85 "4
-e- 90 "4
'"*" 95 "4
-+- 100 "4
-,b- 105 "4
~ 110 "4
o
2,5
5
7,5
10
12,5
15
17,5
20
22,5
25
27,5
Wassergehalt Wverd 1%1

---

E-V
(E1/2: WUTE)
E1/2-3
ADHÄSIONSVERSUCH
AN BODEN 'WUTE-4Z'
Adhäsion
adh [kN/m2]
Verdlchlyngsarad DDr
75 'Ilo
-+- 80 'Ilo
""*" 85 'Ilo
-B- 90 'Ilo
""*" 95 'Ilo
4- 100 'Ilo
~ 105 'Ilo
""*'" 110 'Ilo
o
2,5
5
7,5
10
12,5
15
17;5
20
22,5
25
27,5
Wassergehalt Wverd [%]
(E1/2: WUTE)
E1/2-4
ADHÄSIONSVERSUCH
AN BODEN 'WUTE 6Z'
Adhäsion
adh [kN/m2!
yerdlchlungsgrad DDr
75 'Ilo
-+- 80 'Ilo
""*" 85 'Ilo
-B- 90 'Ilo
""*" 95 'Ilo
4- 100 'Ilo
~ 105 'Ilo
""*'" 110 'Ilo
o
2,5
5
7,5
10
12,5
15
17,5
20
22,5
25
27,5
Wassergehalt Wverd 1%1

---

E-VI
(El/2:
WUTE)
El/2-S
ADHÄSIONSVERSUCH
AN BODEN 'WUTE-8Z'
Adhäsion
adh [kN/m2!
3150
300
yerdlchlungsgrad pDr
2150
715 'Ilo
-+- 60 'Ilo
200
"* 615'1lo
-B- 90 'Ilo
,
1150
""*" 915 'Ilo
-+- 100 'Ilo
--/';r 1015 'Ilo
100
~ 110 'Ilo
50
o-t-~+-+'--F=-----+-~+-~+-~-t-~+---+---t----l----1
o
2,15
5
7,5
10
12,5
15
17,5
20
22,5
215
27,5
Wassergehalt Wverd 1%1

---

E-VII
(El/3: TSITO)
El/3-l
ADHÄSIONSVERSUCH
AN BODEN "TSITO-OO"
Adhäsion
adh IkN/m21
3tSO
300
yard Ich lungs grad Ppr
:ztSo
7tS ,.
-+- 80 ,.
200
"'*" 8tS,.
-a- 90 ,.
"*-
.
1 tSo
9tS ,.
-+- 100,.
-8- lOtS ,.
100
~ 110,.
tSO
O + - - + - - + - - + - - + - - + - - + - - - - + - - t - - t - - j - - - - - - - i
o
2,5
5
7,5
10
12,5
15
17,5
20
22,5
25
27,5
Wassergehalt Wverd I%J
(Elf3: TSITO)
Elf3-2
ADHÄSIONSVERSUCH
AN BODEN "TSITO-2Z"
Adhäsion
adh [kN/m21
350
300
yardlchtungsorad Dpr
250
75 ,.
-+- 80 ,.
200
+ 85,.
-a- 90 ,.
-*
ltSO
9tS ,.
-+- 100,.
-8- lOtS ,.
100
--e- 110 ,.
o
2,tS
tS
7,5
10
12,tS
ltS
17,tS
20
22,5
25
27,tS
Wassergehalt Wverd 1%1

---

E-VIII
(E1/3:
TSITO)
E1/3-3
I
ADHÄSIONSVERSUCH
AN BODEN "TSITO-4Z"
AdhäsIon
adh (kN/m2)
350
300
verdichtungs grad Dor
250
- 75 ,.
-+- 80 ,.
200 -
"* 85 ,.
-8- 90 ,.
-X- 95 ,.
150
+
100 ,.
-A- 105 ,.
100 -
~
-t- 110 ,.
50
~
~ ~
~
-OlL
'=--
F="
I
0
0
2,5
5
7,5
10
12,5
15
17,5
20
22,5
25
27,5
Wassergehalt Wverd [%]
I
(El/3:
TSITO)
El/3-4
ADHÄSIONSVERSUCH
AN BODEN "TSITO-6Z"
Adhäsion
adh (kN/m2)
350
300
verdlchlungsgrad Dpr
250
- 75 ,.
-+- 80 ,.
200
"* 85 ,.
-8- 90 ,.
150
-X- 95 ,.
+
100 ,.
-A- 105 ,.
100
~
...e- 110 ,.
50
~ ~ :
~
0
0
2,5
5
7,5
10
12,5
15
17,5
20
22,5
25
27,5
Wassergehalt Wverd (%1

---

E-IX
(El/3:
TSITO)
El/3-5
ADHÄSIONSVERSUCH
AN BODEN "TSITO-8Z"
Adhäsion
adh IkN/m2)
3150
300
verdlchlungsgrad Dpr
2150
715 '4
-+- 80 '4
200
""* 815 '4
-8- 90 '4
"'*
1150
915 '4
+ 100 '4
-8- 1015 '4
100
~ 110 '4
150
I
I
I
0
0
2,15
15
7,15
10
12,15
115
17,15
20
22,15
215
27,15
Wassergehalt Wverd 1%1

---

ANLAGE
E2
Mittlere Haftfestigkeiten
(Werte)

---

E-X
ADHÄSIONSSPANNUNGEN IM BODEN TOWU-OO
Wassergehalt
Verdichtungsgrad
75%
80%
85%
90%
95%
100%
105%
110%
5,0 %,
0,05
0,08
0,17
0,14
0,33
0,40
7,5 %
0,17
0,29
0,39
0,43
0,54
0,72
1,32
10,0 ~0
0,08
0,16
0,31
0,35
0,42
0,54
0,68
1,03
12,5 ~0
0,01
0,03
0,07
0,09
0,12
0,18
0,57
15,0 %
0,00
0,01
0,01
0,03
0,04
0,05
17,5 ~0
0,00
0,01
0,01
0,03
0,15
ADHÄSIONSSPANNUNGEN IM BODEN TOWU-2Z
Wassergehalt
Verdichtungsgrad
75%
80%
85%
90%
95%
100%
105%1
110%
7,5 ~0
0,00
0,01
0,01
0,07
0,20
1,21
10,0 ~0
0,00
0,01
0,17
0,50
0,87
1,02
1,17
1,28
12,5 ~0
0,08
0,35
0,45
0,49
0,58
0,67
0,72
0,82
, 15, ° ~0
0,20
0,23
0,27
0,38
0,45
0,53
0,68
17,5 %
0,11
0,15
0,18
0,22
0,27
0,34
ADHÄSIONSSPANNUNGEN IM BODEN TOWU-4Z
Wassergehalt
Verdichtungsgrad
75%
80%
85%
90%
95%
100%
105%
110%
7,5 ~0
0,00
0,00
0,00
0,09
1,10
1,36
10,0 %
0,02
0,02
0,17
0,12
1,08
1,35
1,75
2,01
12,5 %
0,03
0,08
0,28
0,38
0,71
0,93
1,07
1,92
15,0 %
0,04
0,04
0,29
0,47
0,51
0,62
0,70
17,5 ~0
0,10
0,14
0,42
0,68
0,71
0,76
ADHÄSIONSSPANNUNGEN IM BODEN TOWU-6Z
Wassergehalt
Verdichtungsgrad
75%
80%
85%
90%
95%
100%
105%
110%
7,5 %
0,00
0,00
0,00
0,01
1,22
1,38
1,76
10,0 %
0,00
0,01
0,28
0,38
1,41
1,48
1,82
2,68
12,5 ~0
0,25
0,34
0,51
0,57
1,08
1,12
1,76
2,04
15,0 ~0
0,24
0,33
0,42
0,50
0,91
1,10
1,58
17,5 ~0
0,23
0,30
0,38
0,46
0,90
1,05
ADHÄSIONSSPANNUNGEN IM BODEN TOWU-8Z
Wassergehalt
Verdichtungsgrad
75%
80%
85%
90%
95%
100%
105%
110%
7,5 %
0,00
0,00
0,09
0,97
1,07
1,73
1,97
10,0 ~0
0,05
0,10
0,52
0,99
1,28
1,93
2,07
3,27
12,5 %
0,40
0,51
0,88
1,07
1,58
1,90
1,98
3,06
15,0 ~0
0,42
0,47
0,87
0,96
1,56
1,88
1,95
17,5 ~0
0,41
0,42
0,86
0,94
1,48
1,51

---

E-XI
ADHÄSIONSSPANNUNGEN IM BODEN WUTE-OO
Wassergehalt
Verdi'htung~grad
75%
80%
85%
90%
95%
100%
105%
110%
3,5 %
0,08
0,10
0,14
0,16
0,24
0,29
0,39
5,0 %
0,06
0,08
0,10
0,13
0,15
0,19
0,27
0,31
7,5 %
0,13
0,21
0,33
0,35
0,45
0,47
0,67
0,77
10,0 %
0,08
0,09
0,17
0,25
0,29
0,36
0,65
0,70
12,5 %
0,05
0,08
0,09
0,14
0,18
0,28
0,57
0,62
15,0 9,-0,
0,01
0,02
0,02
0,08
0,11
0,16
0,25
17,5 %
0,01
0,07
0,12
0,20
0,21
0,23
ADHÄSIONSSPANNUNGEN IM BODEN WUTE-2Z
Wassergehalt
Verdichtungfgrad
75%
80%
85%
90%
95%
100%
105%
110%
3,5 9,-0
0,00
0,00
0,03
0,04
0,11
0,13
0,20
5,0 9,-0
0,00
0,01
0,06
0,06
0,08
0,17
0,22
0,24
7,5 9,-0
0,06
0,17
0,28
0,39
0,54
0,58
0,73
0,83
10,0 %
0,07
0,18
0,39
0,39
0,48
0,58
0,79
0,97
12,5 9,-0
0,08
0,17
0,18
0,53
0,67
0,77
0,82
0,92
15,0 %
0,09
0,09
0,20
0,40
0,43
0,51
0,62
17,5 9,-0
0,02
0,10
0,21
0,20
0,29
0,48
ADHÄSIONSSPANNUNGEN IM BODEN WUTE-4Z
Wassergehalt
Verdichtungfgrad
75%
80%
I
85%
90%
95%
100%
105%
110%
3,5 %
0,00
0,00
0,01
0,07
0,09
0,12
0,18
5,0 %
0,00
0,00
0,01
0,08
0,11.
0,17
0,25
0,22
7,5 9,-0
0,00
0,03
0,10
0,23
0,58
0,63
0,78
0,85
10,0 9,-0
0,01
0,03
0,11
0,24
0,70
1,02
1,23
1,32
12,5 9,-0
0,02
0,01
0,09
0,25
0,97
1,11
1,29
1,37
15,0 9,-o·
·0,03
0,12
0,25
0,45
0,60
0,78
0,85
17,5 ~0
0,09
0,10
0,17
0,38
0,53
0,65
ADHÄSIONSSPANNUNGEN IM BODEN WUTE-6Z
Wassergehalt
Verdi(:;htung grad
75%
80%
85%
90%
95%
100%
105%
110%
3,5 %
0,00
0,01
0,05
0,10
0,12
0,20
0,21
5,0 9,-0
0,00
0,01
0,06
0,17
0,21
0,31
0,27
0,27
7,5 %
0,05
0,17
0,27
0,52
0,77
0,89
0,91
1,20
10,0 9,-0
0,15
0;25
0,33
0,65
0,88
1,25
1,50
1,57
12,5 %
0,10
0,22
0,27
0,71
0,99
1,19
1,41
1,45
15,0 9,-0
0,08
0,21
0,25
0,57
0,75
0,93
1,07
17,5 9,-0
0,07
0,20
0,22
0,48
0,70
0,87
ADHÄSIONSSPANNUNGEN IM BODEN WUTE-8Z
Wassergehalt
Verdi htung;igrad
75%
80%
85%
90%
95%
100%
105%
110%
.
3,5 %
0,00
0,01
0,14
0,17
0,20
0,21
0,22
5,0 %
0,02
0,14
0,28
0,34
0,45
0,51
0,66
0,58
7,5 %
0,10
0,27
0,57
0,78
0,97
1,35
1,43
1,97
10,0 %
0,15
0,30
0,65
0,85
0,99
1,52
1,78
2,03
12,5 %
'0,10
0,27
0,51
0,78
0,90
1,51
1,59
1,87
15,0 %
0,10
0,25
0,50
0,70
0,81
0,96
1,01
17,5 %
0,10
0,25
0,45
0,68
0,80
0,95

---

E-XII
ADHÄSIONS SPANNUNGEN IM BODEN TSITO-OO
Wassergehalt
Verdi htung;;grad
75%
80%
85%
90%
95%
100%
105%
110%
5,9 %
0,06
0,12
0,31
0,47
0,68
1,00
1,08
7,5 %
0,20
0,26
0,37
0,64
1,16
1,62
1,97
2,10
10,0 ~0
0,19
0,38
0,74
0,95
1,31
1,66
2,07
2,22
12,5 %
0,23
0,38
0,67
0,88
1,02
1,52
2,15
2,42
15,0 %
0,33
0,37
0,49
0,58
0,90
1,21
2,57
3,13
17,5 %
0,16
0,33
0,42
0,51
0,78
0,85
1,34
20,0 %
0,23
0,27
0,33
0,35
0,37
0,41
22,5 %
0,22
0,28
0,32
0,39
0,40
25,0 %
0,22
0,23
0,27
0,30
27,5 %
0,20
0,22
0,25
0,25
ADHÄSIONSSPANNUNGEN IM BODEN TSITO-2Z
Wassergehalt
Verdi-htung;;grad
75%
80%
85%
90%
95%
100%
105%
110%
7,5 %.
10,0 %
0,06
0,12
0,28
0,36
0,40
0,46
0,73
0,77
12,5 %
0,12
0,15
0,25
0,33
0,44
0,47
0,82
0,91
15,0 %
0,17
0,21
0,25
0,31
0,38
0,57
0,78
0,91
17,5 %
0,21
0,23
0,26
0,36
0,49
0,55
0,68
0,83
20,0 ~0
0,19
0,20
0,39
0,40
0,45
0,53
0,64
22,5 ~0
0,09
0,12
0,30
0,40
0,42
0,48
25,0 ~0
0,08
0,11
0,29
0,30
0,43
27,5 %
0,05
0,10
0,22
ADHÄSIONSSPANNUNGEN IM BODEN TSITO-4Z
Wassergehalt
Verdi<htung;;grad
75%
80%
85%
90%
95%
100%
105%
110%
7,5 %
10,0 %
0,04
0,08
0,21
0,31
0,42
0,50
0,75
0,82
12,5 %
0,08
0,10
0,17
0,28
0,62
0,66
0,85
0,92
15,0 %
0,21
0,28
0,32
0,40
0,47
0,66
0,82
0,88
17,5 ~0
0,20
0,24
0,29
0,38
0,49
0,52
0,65
0,77
20,0 %
0,19
0,19
0,22
0,38
0,47
0,60
22,5 %
0,17
0,20
0,27
0,31
0,31
25,0 ~0
0,10
0,20
0,28
0,31
27,5 ~0
0,11
0,18
0,31
ADHÄSIONSSPANNUNGEN IM BODEN TSITO-6Z
Wassergehalt
Verdi htung;;grad
75%
80%
85%
90%
95%
100%
105%
110%
7,5 ~0
10,0 %
0,06
0,18
0,37
0,45
0,52
0,65
0,82
0,87
12,5 %
0,12
0,32
0,42
0,57
0,70
0,77
0,93
0,99
15,0 %
0,17
0,35
0,47
0,50
0,55
0,81
0,94
0,98
17,5 %
0,18
0,27
0,45
0,47
0,62
0,67
0,77
0,85
20,0 %
0,17
0,25
0,43
0,45
0,57
0,66
22,5 ~0
0,10
0,24
0,43
0,46
0,48
25,0 %
0,10
0,24
0,43
0,46
27,5 %
0,10
0,21
0,42
ADHÄSIONS SPANNUNGEN IM BODEN TSITO-8Z
Wassergehalt
Verdi~htung.grad
75%
80%
85%
90%
,95%
100%
105%
110%
10,0 ~0
0,10
0,29
0,50
0,52
0,75
0,88
1,02
1,47
12,5 ~0
0,20
0,43
0,51
0,71
0,86
0,95
1,41
1,63
15,0 %
0,22
0,47
0,76
0,81
0,92
1,05
1,50
1,70
17,5 ~0
0,22
0,51
0,57
0,85
0,95
1,02
1,52
1,72
20,0 ~0
0,22
0,51
0,55
0,80
0,95
0,92
1,21
22,5 %
0,20
0,50
0,54
0,70
0,90
25,0 %
0,16
0,48
0,52
0,58
27,5 %
0,15
0,47
0,50

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LEBENSLAUF
Name
EKLU-NATEY
Vorname
Tete Enyonam Deo
Geburtsdatum
01. Juni 1955 in Lome - TOGO
Staatsangehörigkeit
TOGO
Wohnort
Lome - TOGO
Eltern
Vater: Eklu-Natey Abalo Mekaeli (+),
Mutter: Eklu-Natey Ekoua Kakraba, geb. Djiyehue
Familienstapd
verheiratet mit Simone Gertrud Eklu-Natey, geb. Harders
Vater einer Tochter, Dede Sissi Akofa Eklu-Natey
Schulbildung
1960 - 1967
Ecole St Augustin d' Amoutive in Lome (Grundschule)
1967 - 1975
College St Joseph in Lome (Gymnasium)
18.09.1975 Abitur
Studium
1975 - 1976
Deutschsprachkurs und wissenschaftlicher Vorbereitungskurs
auf Hochschulstudium an der Kar1-Marx-Universität in Leipzig
1976-1980
Studium des Bauingenieurwesens an der Hochschule für
Verkehrswesen "Friedrich-List" in Dresden
Besuch des Nachdiplomkurses "Unterirdische Bauwerke" an
der ETH Lausanne
Beruf
1981 - 1982
Ingenieurpraktikant beim Laboratoire National du Bätiment et
des Travaux Pub1ics (LNBTP) in Lome
1982 - 1992
Wissenschaftlicher Assistant und Hochschullehrer der Eco1e
Nationale Superieure d 'Ingenieurs (ENSI) der Universite du
Benin in Lome (Fachbereich Bauingenieurwesen)
bis 1988 Lehrbeauftragter der ENSI für Vermessungskunde,
Technisches Zeichnen, Geotechnik, Bauverfahren,
Bautechnologie und Baustelleneinrichtung, Stahlbau,
Bauphysik, Straßenbau, Baustoffkunde und Baumaschinen
seit Jan. 1989
Doktorand im Institut für Grundbau, Bodenmechanik und
Energiewasserbau (IGBE) der Universität Hannover
Hannover, im März 1992

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