braunkohlesanierung || wiedernutzbarmachung von tagebauen und kippen

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Wiedernutzbarmachung von Tagebauen und Kippen

Alfred Vogt, Wolfgang Förster, Carsten Drebenstedt, Holger Dorn, Jürgen Keßler, Werner Fahle, Gunter Reichel, Dietmar Grießl, Rolf Katzenbach, Anke Werner, Stefan Geß und Thomas Bennewitz

Inhalt4.1 Ziele, Aufgaben, Grundsätze und

wissenschaftliche Grundlagen einer nutzungsorientierten Sanierung bergbaulicher Flächen �� 133

4�1�1 Das Bundesberggesetz und weitere rechtliche Bestimmungen, Vorschriften, Anordnungen sowie deren Umsetzung in der LMBV in Form von Richtlinien, Betriebsanweisungen und Empfehlungen �� 133

4�1�2 Sanierungsstrategien für das Lausitzer und Mitteldeutsche Braunkohlenrevier �� 137

4�1�3 Aufgaben und Prinzipien einer nut-zungsorientierten durchgängigen Pla-nung bei der Sicherung und Gestaltung der Böschungen von Tagebaurestlöchern und -seen sowie böschungsnaher und -ferner Kippenflächen �� 141

4.2 Untersuchungen zur Böschungsstabilität ehemaliger Braunkohlentagebaue �� 143

4�2�1 Einleitung �� 1434�2�2 Beurteilung der Setzungsfließgefahr und

Schutz von Kippen gegen Setzungsfließen (Förster und Gudehus in (LMBV 1998)) �� 144

4�2�3 Boden- und geophysikalische Untersuchungen zum Nachweis der Böschungsstabilität �� 151

4�2�4 Wahl der Festigkeitsparameter in bodenmechanischen Untersuchungen �� 162

4.3 Technik, Technologien sowie Einsatzkriterien der Sicherung und Gestaltung gekippter setzungsfließgefährdeter Tagebaurestlochböschungen (LMBV 1998) �� 165

4�3�1 Abschätzung zu erwartender Rückgriffweiten xr von Setzungsfließrutschungen �� 165

4�3�2 Tiefhalten des Wasserspiegels und Beeinflussung des Kornbandes so, dass Setzungsfließen ausgeschlossen werden kann �� 166

4�3�3 Porenwasserdruckbarrieren �� 1674�3�4 Abstützung von Böschungen �� 1674�3�5 Monitoring �� 179

A� Vogt ()Lausitzer und Mitteldeutsche Bergbau-Verwaltungsgesellschaft mbH, Knappenstraße 1,01968 Senftenberg, DeutschlandE-Mail: vogt�pappritz@t-online�de

W� FörsterWaldstraße 3, 09600 Hetzdorf, Deutschland

C� DrebenstedtInstitut für Bergbau und Spezialtiefbau,TU Bergakademie Freiberg, Gustav-Zeuner-Straße 1a,09596 Freiberg, Deutschland

H� DornSandower Straße 45, 03046 Cottbus, Deutschland

J� KeßlerBIUG Beratende Ingenieure für Umweltgeotechnik und Grundbau GmbH, Weisbachstraße 6,09599 Freiberg, Deutschland

W� Fahle · G� ReichelGesellschaft für Montan- und Bautechnik mbH (GMB), Knappenstraße 1, 01968 Senftenberg, Deutschland

D� GrießlG�U�B� Ingenieur AG, Katharinenstr� 11,08056 Zwickau, Deutschland

R� Katzenbach · A� WernerInstitut und Versuchsanstalt für Geotechnik, Technische Universität Darmstadt, Petersenstraße 13,64287 Darmstadt, Deutschland

S� Geß · T� BennewitzFCB Fachbüro für Consulting und Bodenmechanik GmbH,Verwaltungsring 10, 04579 Espenhain, Deutschland

4

C� Drebenstedt, M� Kuyumcu (Hrsg�), Braunkohlesanierung,DOI 10�1007/978-3-642-16353-1_4, © Springer-Verlag Berlin Heidelberg 2014

132 A. Vogt et al.

4.4 Planung und Herstellung der hydromechanischen Stabilität an Tagebaurestseen .......................................... 181

4.4.1 Allgemeines .................................................. 1814.4.2 Gestaltungsprinzipien zur Ufersicherung .... 1824.4.3 Ausgleichsprofil ........................................... 1834.4.4 Verbaumaßnahmen ....................................... 184

4.5 Untersuchung, Herstellung und Nachweis der Tragfähigkeit von zur Verflüssigung neigenden Kippen im Böschungshinterland – Sicherheit gegen Grundbruch infolge Verflüssigung .......... 187

4.6 Haupt- und Abschlussgutachten zum Nachweis des Sanierungserfolges und als Voraussetzung für das Ende der Bergaufsicht .......................................... 192

4.7 Kombination geotechnischer und wasserwirtschaftlicher Maßnahmen zur Verbesserung der Situation im Umfeld von Tagebaurestseen ................................... 195

4.8 Fallbeispiele ................................................. 1984.8.1 Tagebaurestloch Berzdorf ............................ 1984.8.2 RL 13– ehemaliger Tagebau

Schlabendorf Süd ......................................... 2134.8.3 Das Speichersystem LOHSA II ................... 2174.8.4 Böschungsbewegung im Bereich der

Südböschung des Tagebaurestloches Nachterstedt am 18.07.2009 ........................ 230

4.8.5 Bauen auf bindigen Mischbodenkippen im Mitteldeutschen Braunkohlenrevier ............. 243

Literatur .................................................................. 260

In diesem Kapitel werden ausgehend von den rechtlichen Grundlagen für die bergbaulichen Tätigkeiten, dem Bundesberggesetz BBergG, den Rechtsvorschriften der Bundesländer für die Regionalplanung und den bergbauspezifischen Regelwerken und Richtlinien die Ziele, Aufga-ben und Grundsätze einer nutzungsorientierten Sanierung bergbaulicher Flächen definiert und Sanierungsstrategien für die beiden Braunkoh-lenreviere in Ostdeutschland entwickelt.

Aus den Untersuchungen zur Böschungssta-bilität ehemaliger Braunkohlentagebaue, der Be-urteilung der Setzungsfließgefahr als die gefähr-lichste Rutschungsart an hiesigen Kippen werden Techniken, Technologien und Einsatzkriterien abgeleitet, mit denen gekippte setzungsfließge-fährdete Böschungen gesichert, saniert und ge-staltet werden.

Erforderliche Planungen zur Herstellung der bodenmechanischen und hydromechanischen Stabilität an Böschungen von Tagebaurestlö-chern und deren Hinterland sowie zum Nachweis des Sanierungserfolges als Voraussetzung für das Beenden der Bergaufsicht werden beschrieben.

Anhand einer Vielzahl von Fallbeispielen wer-den praktische Vorgehensweisen der Sicherung, Sanierung und Gestaltung der Tagebaurestlöcher und -seen unter Berücksichtigung verschiedener Nutzungsziele und Lastfälle vorgestellt.

Eine zusammenfassende Wertung der Bö-schungsbewegung am 18.07.2009 im Bereich der Südböschung des ehemaligen Tagebaues Nach-terstedt wird vorgenommen. Erste Konzeptüber-legungen zu den erforderlichen Sicherungs- und Sanierungsmaßnahmen werden entwickelt.

Grundsätze des Bauens auf bindigen Misch-bodenkippen werden an 2 Beispielen, die Süd-umgehung Leipzig der Bundesautobahn BAB A 38 mit Querung der Kippen des ehemaligen Ta-gebaues Espenhain und die Zentraldeponie Crö-bern als erste geordnete Deponie auf einer Kippe des Braunkohlentagebaus, dargestellt.

Die Fallbeispiele beziehen sich auf Erfahrun-gen und betriebsinterne Regelungen der LMBV, Verallgemeinerungen sind möglich.

1334 Wiedernutzbarmachung von Tagebauen und Kippen

4.1 Ziele, Aufgaben, Grundsätze und wissenschaftliche Grundlagen einer nutzungsorientierten Sanierung bergbaulicher Flächen

4.1.1 Das Bundesberggesetz und weitere rechtliche Bestimmungen, Vorschriften, Anordnungen sowie deren Umsetzung in der LMBV in Form von Richtlinien, Betriebsanweisungen und Empfehlungen

Die gesetzlichen Grundlagen der Braunkohle-sanierung sind im Abschnitt 3.1 ausführlich beschrieben. Deshalb soll hier nur auf einige spe-zielle Regelungen eingegangen werden, um die Geschlossenheit des Kapitels zu gewährleisten.

Die Sanierung ehemals bergbaulich in An-spruch genommener Flächen zielt darauf ab, durch bergbauliche, geotechnische, bautech-nische und wasserwirtschaftliche Maßnahmen die geplante Folgenutzung ohne Gefahren für Leben und Gesundheit Dritter zu gewährleisten und damit Voraussetzungen für ein Beenden der Bergaufsicht über diese Objekte zu schaffen. Die maßgebliche Rechtsnorm hierfür ist das Bundes-berggesetz (BBergG 1980). Der Sanierungsum-fang orientiert sich in erster Linie an erforderli-chen Maßnahmen zum Beseitigen von Gefahren für die öffentliche Sicherheit, wobei jedoch auch nachnutzungsbedingte Anforderungen zu be-rücksichtigen sind, die unterschiedlich festgelegt sein können. Das BBergG knüpft die Beendigung der Bergaufsicht an die ordnungsgemäße Durch-führung der im gültigen Abschlussbetriebsplan festgelegten Maßnahmen und an die Prognose, dass nach allgemeiner Erfahrung nicht mehr damit zu rechnen ist, dass durch die Nutzung des sanierten Gebietes Gefahren für Leben und Ge-sundheit Dritter oder gemeinschädliche Einwir-kungen eintreten werden.

Die deutsche Wiedervereinigung 1990 be-deutete auch den Übergang vom ostdeutschen Bergrecht zum Bergrecht der Bundesrepublik Deutschland. Das Bergrecht ist die rechtliche Grundlage für alle bergbaulichen Tätigkeiten.

Daneben gelten für den Bergbau weitere Rechts-vorschriften z. B. des Wasserrechts und des Im-missionsschutzrechts. Erforderlich für die Aus-übung der Bergbauberechtigung sind Betriebs-pläne (Rahmen-, Haupt-, Sonderbetriebspläne), die vom Bergbauunternehmen aufgestellt und der zuständigen Behörde zur Genehmigung vor-gelegt werden müssen. Für die Einstellung des Betriebes ist ein Abschlussbetriebsplan notwen-dig. In ihm ist u. a. geregelt, wie das Wieder-nutzbarmachen des vorherigen Bergbaugebietes erfolgt. Die Betriebspläne bedürfen der Zustim-mung durch das zuständige Bergamt. Gemäß den Rechtsvorschriften der Bundesländer ist ein lan-desplanerisches Genehmigungsverfahren für Ta-gebauvorhaben durchzuführen. Im Ergebnis des Braunkohlenplanverfahrens wird ein Braunkoh-lenplan erstellt. Der Braunkohlenplan, der dem bergrechtlichen Betriebsplanverfahren vorge-schaltet ist, enthält u. a. Angaben über die Grund-züge der Oberflächengestaltung und Wiedernutz-barmachung. Für den Sanierungsbergbau gelten analoge bergrechtliche Betriebsplanverfahren. Den landesplanerischen Rahmen bilden die Sa-nierungsrahmenpläne im Freistaat Sachsen, die Sanierungspläne im Land Brandenburg sowie die Regionalen Teilgebietsentwicklungsprogramme im Land Sachsen-Anhalt und die Regionalen Raumordnungspläne im Freistaat Thüringen.

Für verbleibende Böschungen und Kippen-flächen des Übertagebergbaus ist von einem anerkannten Sachverständigen für Böschungen (neu: Sachverständigen für Geotechnik SfG nach (SächsBergVO 2009)) in Zusammenarbeit mit einem Sachverständigen für Tagebauentwässe-rung (neu: SfG) auf der Grundlage bergamtlicher Richtlinien der Nachweis der bodenmechani-schen Standsicherheit zu erbringen. Der Bewer-tungsmaßstab zur Beurteilung der vorliegenden Standsicherheit und die Zielparameter für den Endzustand sind durch den Sachverständigen und das Bergbauunternehmen festzulegen. Im Zentrum stehen dabei das Vermeiden und Besei-tigen gefährlicher Zustände sowie die Absiche-rung der geplanten Folgenutzung.

Es ist eine gesicherte Erfahrung des ostdeut-schen Braunkohlenbergbaus, dass der sachver-ständige Geotechniker neben

134 A. Vogt et al.

• den dem Bauwesen, der Bodenmechanik und dem Grundbau zuzuordnenden Vorschriften (DIN) und dem geotechnischen Grundlagen-wissen,

• den Aufgabenstellungen, den Anforderungen aus der Sicht des Nachnutzers sowie den berg-behördlichen Auflagen (Abb. 4.3)

auf ein spezielles bergbauspezifisches Regel- und Richtlinienwerk zurückgreifen muss, das sowohl moderne wissenschaftliche Kenntnisse aufbereitet hat (Richtlinie 1989; Förster et al. 1990; LMBV 1998, 1999, 2001, 2002) als auch auf die besonderen technologischen, hydrogeo-logischen, geologischen und geotechnischen Verhältnisse der beiden Bergbauregionen Lausitz und Mitteldeutschland eingeht.

Bereits vor dem Einsetzen des intensiven Sa-nierungsbergbaus Anfang der 90er Jahre des 20. Jahrhunderts waren die Braunkohlengewinnung störende Rutschungen und große Setzungsflie-ßereignisse Anlass, Aspekte der Vermeidung von Rutschungen, der Sicherung und Sanierung sowie der planmäßigen Gestaltung von Tage-bauen und Tagebaurestlöchern systematisch zu untersuchen und anwendungsbereites Wissen zur Umsetzung der Erkenntnisse im Braunkohlen-bergbau bereitzustellen.

In der Dokumentation (VE BKK Senften-berg und Bergakademie Freiberg 1983) wurde

erstmals die Verflüssigung (liquefaction) von wassergesättigtem sandigem Lockergestein als Ursache des Eintretens von Setzungsfließen be-schrieben. Unter Verflüssigung ist der Anstieg des Porenwasserdrucks bei Scherdeformation in einem solchen Maße zu verstehen, dass das Festigkeitsmaximum, der Bruchwert, bereits bei einem sich entwickelnden Reibungswinkel er-reicht wird, der unter dem für dieses Material üb-lichen, bei dränierter Scherbeanspruchung fest-stellbaren Grenzwert liegt.

Während bei zur Verflüssigung neigenden Sanden (Abb. 4.1) die Festigkeit nach dem Bruchpunkt rapide abfällt und der Porenwas-serdruck stark ansteigt, ist das Lockergestein 2 mit einem konstanten Festigkeitswert und gleich bleibendem Porenwasserdruck nicht zur Verflüs-sigung fähig und somit sicher gegenüber Set-zungsfließen.

Als kritische Zustände, die ein Setzungsflie-ßen auslösen können, sind u. a. zu nennen:• Erschütterungen durch Tagebaugeräte (z. B.

aus dem Massenabwurf bei der Kohlengewin-nung und aus Fahrverkehr)

• plötzlich auftretende Strömungskräfte, z. B. bei Rückströmung des Wassers nach Anstau durch Wind, schnelle Wasserspiegelabsenkung

• Sackungen bei Wasseranstieg• lokale Böschungsbrüche• kritische Wasserstände vor (HWR) und inner-

halb der Kippenböschung (HWK) (bei HWR/HWK ≥ 0,1 und HWK/HK ≥ 0,2 muss mit einem Setzungsfließen gerechnet werden, Defini-tionsskizze Abb. 4.8).

Erheblichen Einfluss besitzen auch die Material-eigenschaften. Sande, die zur Verflüssigung nei-gen, weisen ein charakteristisches Kornband auf (Abb. 4.2).

Ebenso liegen gesicherte Erfahrungen zur Lagerungsdichte vor. Setzungsfließgefahr be-steht bei einer bezogenen Lagerungsdichte von ID ≤ 0,6, bei durch Drucksondierungen festge-stellten Spitzendruckwerten qc ≤ 1,5 kN/m2 im wassergesättigten Sand und bei Porenanteilen n, die größer als der spannungsabhängige kritische Porenanteil sind (n > ca. 38 % bis 40 %).

Die (Arbeitsrichtlinie 1987) empfiehlt Maß-nahmen zur Vermeidung von Setzungsfließrut-schungen in der Phase der Projektierung und ge-

1

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[kN/m²]

[kN/m²]

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Abb. 4.1 Qualitative Bewertung der Verflüssigungsge-fahr. 1 Lohsaer Sand, der zur Verflüssigung neigt, 2 Mate-rialverhalten eines nicht zur Verflüssigung neigenden, Lo-ckergesteins, u Porenwasserdruck, t Deviatorspannung, εv vertikale Deformation, σ3 horizontale Hauptspannung. (Richtlinie 1985)


Abb

. 4.2

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989)

136 A. Vogt et al.

winnt ganz aktuell für den Aufschluss von neuen Lausitzer Tagebauen wieder an Bedeutung.

Anfang der 90er Jahre des 20. Jahrhunderts lagen mit einer „Richtlinie für die Sanierung von verflüssigungsgefährdeten Lockergestei-nen durch Sprengen“ (Förster et al. 1990) sowie Spezialliteratur zur „Sprengverdichtung“ (Keß-ler und Förster 1992), zum „Verflüssigungsver-halten von Sand unter Einwirkung dynamischer Lasten“ (Leonhardt und Förster 1993) und zur „Seismischen Anregung von Kippen durch Tage-baugeräte“ (Vogt und Förster 1993) Grundlagen vor, um auf die neuen geotechnischen und tech-nologischen Verhältnisse nach Einstellung des Bergbaubetriebes in vielen Braunkohlentagebau-en nach 1990 angemessen reagieren zu können.

Zunehmend spielten Kippenflächen des Braunkohlenbergbaus als Baugrund eine Rolle (Tamaskovics 1995). Jennrich (1999) entwi-ckelte theoretische Grundlagen zur Berechnung von Schwallwellen, die infolge eines Setzungs-fließens entstehen und deren Auflaufen auf die gewachsenen, eigentlich sicheren Uferbereiche Menschen und Anlagen gefährden können.

Förster und Gudehus fassten die wissen-schaftlichen Ergebnisse und praktischen Er-

fahrungen, die in den 90er Jahren des 20. Jahr-hunderts in einem vom Bundesministerium für Bildung und Forschung geförderten und im Auf-trag der LMBV durchgeführten Forschungs- und Entwicklungsprojekt erarbeitet wurden, in einer Anwenderdokumentation (LMBV 1998) zusam-men.

Da Tagebaurestseen als Wasserspeicher sowie als touristische und ökologische Projekte eine immer zunehmendere Rolle spielen, wurden entsprechende Empfehlungen und Bemessungs-grundlagen für die Gestaltung von Tagebaurest-seen (LMBV 2001) erarbeitet, nach denen heute solche Seen geplant werden.

Für die Beendigung der Bergaufsicht sind den Bergbehörden Haupt- und Abschlussgut-achten vorzulegen, deren wesentlicher Bestand-teil der Flächenhafte Nachweis der Verdichtung stabilisierter Kippen und Kippenböschungen ist (LMBV 2002).

Auch die Bergbehörden, die als staatliche Kontrollorgane in den Sanierungsbergbau einbe-zogen werden (Abb. 4.3), haben sich u. a. durch die Erarbeitung von Richtlinien den neuen Auf-gaben des Sanierungsbergbaus gestellt (Richtli-nie 2001, 2005; SächsBergVO 2009).

Abb. 4.3 Veranschaulichung der Konstellation zwischen Bergbehörde, Nachnutzer und Bergbauunternehmen bei Sa-nierungsverpflichtung am Beispiel der LMBV mbH


4.1.2 Sanierungsstrategien für das Lausitzer und Mitteldeutsche Braunkohlenrevier

Grundsätzliches Im Abschnitt 2.2 wurden die beiden Reviere, das Lausitzer und Mitteldeutsche Braunkohlenrevier, ausführlich gekennzeich-net. Die markanten Unterschiede in den geolo-gischen, hydrologischen, bodenmechanischen und technologischen Gegebenheiten bestimmen die Sanierungsstrategien zur Herstellung und Gewährleistung der geotechnischen und öffent-lichen Sicherheit ehemals bergbaulich in An-spruch genommener Flächen. Für die Sicherung von Böschungen werden grundsätzlich folgende Verfahren eingesetzt:• Böschungsabflachung und -gestaltung: Die

Herstellung einer entsprechend der geplan-ten Nutzung abgeflachten Neigung und Aus-formung der Böschung erfolgt mittels Tage-baugroßgeräten (wenn diese noch verfügbar sind), mittels mobiler Erdbau-, Verdichtungs- und Planiertechnik und/oder mittels hydrome-chanischer Massenumlagerung.

• Die geländegleiche Verfüllung des Restloches oder Auffüllung der Restlochsohle mit den vorangehend genannten analogen Verfahren.

• Anstützungen vor der Böschung: Herstellen eines Widerlagers mittels Tagebaugroßgerä-ten, konstruktivem Erdbau und/oder hydro-mechanischer Massenein- bzw. -abspülung.

• Dynamische Kippenstabilisierung: Herstel-lung eines verdichteten Stützkörpers in der Böschung mittels Sprengverdichtung, Rüttel-druckverdichtung, Rüttelstopfverdichtung, Leichter Rütteldruckverdichtung und Fallge-wichtsverdichtung. Ihr Einsatz konzentriert sich auf setzungsfließgefährdete bzw. zur Ver-flüssigung neigende Kippen.

Die Abflachung der gewachsenen und gekipp-ten Restlochböschungen erfolgt bis auf eine Bö-schungsneigung, bei der die Dauerstandsicherheit und die hydromechanische Sicherheit gewähr-leistet sind. Für die Herstellung der hydrome-chanischen Sicherheit ist die Ausformung eines Wellenausgleichsprofils erforderlich, welches größere nachträgliche Böschungsumformungen infolge Welleneinwirkung verhindern soll. In Be-

reichen mit geringem gestaltbarem Böschungs-hinterland kann auch ein ingenieurtechnischer Böschungsverbau notwendig sein. Zur Sicherung gegen Grundbruch- bzw. Geländeeinbruchgefahr bei geringen Grundwasserflurabständen in was-serfreien Restlöchern oder im Böschungshinter-land werden gegebenenfalls Massenauftrag mit mobiler Erdbautechnik und Verdichtungsarbeiten durchgeführt.

Die genannten Verfahren zur Böschungs-sicherung werden in den Sanierungsrevieren mit unterschiedlichen Wichtungen eingesetzt. Dies resultiert im Wesentlichen aus den im Ab-schnitt 2.2 aufgeführten prinzipiellen Unterschie-den in Bodenmechanik, Geologie, Technologie und Wasserwirtschaft der Reviere.

Ausgehend von der Größenordnung und der Anzahl von Setzungsfließrutschungen wird das Setzungsfließen oftmals als ein typisches Lau-sitzer Phänomen bezeichnet. Jedoch ist das Set-zungsfließen hinsichtlich seines physikalischen Prozesses und seiner Erscheinungsform in der ostdeutschen Bergbaufolgelandschaft an kein Revier gebunden, sondern in beiden Braunkoh-lenrevieren als gefährlichste Rutschungsart sehr ernst zu nehmen. Die Entstehungsbedingungen der verflüssigungsempfindlichen Lockergestei-ne unterscheiden sich dagegen grundsätzlich. Im Lausitzer Braunkohlenrevier sind die Entste-hungsbedingungen der pleistozänen glazigenen Fazies und im Mitteldeutschen Braunkohlenre-vier nahezu ausschließlich der tertiären fluvia-tilen und ästuarinen Fazies zuzuordnen (Jolas 1996).

Neben der Eignung eines Sanierungsverfah-rens sind seine spezifischen Kosten ein weiteres Kriterium für die Auswahl.

Eine geländegleiche Verfüllung von Tagebau-restlöchern bleibt meist kleineren Hohlformen vorbehalten und erfordert ein entsprechendes stofflich geeignetes Massendargebot in räumli-cher Nähe, da sonst die Transportkosten zu groß werden.

Die Beendigung der Bergaufsicht ist erst nach Herstellung und Nachweis der bodenmechani-schen und hydromechanischen Stabilität der ge-kippten und gewachsenen Restlochböschungen und nach Erreichen des unteren Zielwasserstan-des in den Tagebaurestseen möglich.

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Eine Voraussetzung für die Herstellung der öffentlichen Sicherheit auf Bergbauflächen all-gemein und an Böschungsbereichen insbesonde-re ist die Verwahrung von untertägigen bergmän-nischen Hohlräumen (meist alte Entwässerungs-strecken). Die Verwahrung erfolgt meist durch Einbringen von Versatz von über Tage aus mittels Bohrungen.

Bergbauliche SanierungLausitzer Revier Die Sande der Lausitz sind

mit Ausnahme des Oberlausitzer Lagerstätten-bezirkes grundsätzlich setzungsfließgefährdet. Durch die Schmelzwässer des Inlandeises im Pleistozän wurde im Bereich der Kohlenlager-stätten großflächig das tertiäre Deckgebirge abgetragen und durch mächtige sandig-kiesige Ablagerungen ersetzt. Die Folge davon sind die Urstromtäler, deren Talsande oftmals das Han-gende des II. Lausitzer Flözes bilden. Die Sedi-mente der Urstromtäler mit gut abgerundeten Körnern fallen in der Regel in das Kornspektrum verflüssigungsempfindlicher Sande (Abb. 4.2) und bilden im Wesentlichen bei technogen bedingter lockerer Lagerung die Kippen in den Tagebauen, die bei aufgehendem Grundwasser akut setzungsfließgefährdet sind (Jolas 1996). Sie erfordern daher eine wirksame und dauer-hafte Sicherung gegen Verflüssigung der locker gelagerten, wassergesättigten Kippenmaterialien. Bis zur Herstellung der geotechnischen Sicher-heit sind deshalb z. T. größere Flächen auch im Böschungshinterland gegen Betreten gesperrt (Sperrbereiche).

Hauptaufgabe der bergtechnischen Sanierung im Lausitzer Revier ist deshalb die Sicherung der gekippten, wasserangrenzenden Böschungen gegen die Gefahr des Setzungsfließens durch Verdichten mit den Verfahren der dynamischen Kippenstabilisierung sowie mit ergänzenden erd-bau- und wasserbautechnischen Verfahren (Pla-nieren, Verdichten der Oberfläche, Böschungs-verbau).

Die Kippenstabilisierung erfolgt meist in mehreren Etappen. Nach Abschluss der Spreng-verdichtung, die eine Verdichtung der wasserge-sättigten Kippen – also im Bereich unterhalb der Grundwasseroberfläche – erzielt, wird die Kip-penverdichtung mit der Rütteldruckverdichtung

weitergeführt und abgeschlossen. Damit wird die oberhalb der vorhandenen Grundwasseroberflä-che noch fehlende Verdichtung im erdfeuchten Bereich bis nahe zur Geländeoberfläche im An-schluss an die Sprengverdichtung vorgenommen. Der Abschluss der bergtechnischen Arbeiten ist damit unabhängig vom Grundwasserwiederan-stieg. Zur Herstellung der Tragfähigkeit in der Uferzone sind oft noch Oberflächenverdichtun-gen mittels Vibrationswalzen notwendig. Die ab-schließende Gestaltung, Begutachtung und Wie-dernutzbarmachung des beanspruchten Gebietes folgen dann.

Die hydromechanische Stabilität des Ufers er-fordert, bedingt durch die Materialeigenschaften, die Herstellung meist sehr flacher Strandneigun-gen von 1: (15 bis 20).

Zum Vermeiden des unbeabsichtigten Betre-tens nicht gesicherter setzungsfließgefährdeter Inselbereiche wird die Herstellung und Wartung von Schutzgräben mittels Tagebaugroßgeräten angewendet (z. B. im Wasserspeicher Lohsa II).

Aufgrund der bodenphysikalischen Eigen-schaften des Abraummaterials werden Anstüt-zungen mit geeignetem Material vor der Bö-schung mit Ausnahme des Tagebaurestloches Berzdorf in der Oberlausitz (s. Abschn. 4.8.1) nur untergeordnet angewendet. Diese Anstützungen werden so verdichtet hergestellt, dass sie selbst nicht zur Verflüssigung neigen. Wegen der Ver-flüssigungsgefahr unterlagernder Kippenmassen sind sie grundsätzlich auf gewachsenes Gebirge aufzusetzen.

Gewachsene Böschungen werden in der Regel mittels Böschungsabflachung und -gestaltung ge-sichert. In der Lausitz müssen aufgrund der Set-zungsfließgefahr (Schwallwellenauslösung bei Rutschungen) auch die gewachsenen Böschungs-bereiche eines Restloches ggf. bis zum Abschluss der Sicherungsarbeiten und der Flutung gesperrt bleiben.

Mitteldeutsches Revier Im Mitteldeutschen Braunkohlenrevier sind die verflüssigungsemp-findlichen Sande an tertiäre Flussläufe oder an Flussmündungen in das Oligozänmeer gebunden. Durch jungeozäne und oligozäne Flüsse wurde das alteozäne Deckgebirge über dem Flöz rin-nenförmig erodiert. In den Erosionsrinnen lager-


ten sich Sedimente ab, die in das kritische Korn-spektrum verflüssigungsempfindlicher Sande mit nicht selten abgerundetem Korn fallen. Während im Lausitzer Revier in der Fazies der Urstromtä-ler das verflüssigungsempfindliche Material do-miniert und vorwiegend die Kippen aufbaut, lie-fern die tertiären Flussrinnen im Mitteldeutschen Revier nur einen der jeweiligen lokalen Fazies entsprechenden Teil an verflüssigungsempfind-lichem Material für die Kippen (Jolas 1996).

Nach Jolas wird deshalb hinsichtlich des Kip-penaufbaues zwischen• Kippensystemen aus verflüssigungsempfind-

lichem Lockergestein analog dem Lausitzer Revier (sehr selten auftretend)

• zusammenhängenden Kippenscheiben aus verflüssigungsempfindlichem Material im Hangenden oder Liegenden von Kippscheiben bindigen Materials (bei mächtigen tertiären Sandablagerungen auftretend)

• in bindiges Material sporadisch eingelagerte Lockergesteinskomplexe aus verflüssigungs-empfindlichem Material (oft auftretend)

unterschieden. Die eingelagerten Lockergesteins-komplexe aus verflüssigungsempfindlichem Ma-terial sind zumeist nicht bekannt und bedürfen zu deren Lokalisieren hoher Erkundungsaufwen-dungen.

Bei der Sicherung gewachsener und gekippter Böschungen dominieren Böschungsabflachung/-gestaltung und Stützanschüttungen vor der Bö-schung. Der verkippte Mischboden mit seinen höheren bindigen Anteilen besitzt auch bei Was-seraufgang noch eine Festigkeit, die es gestattet, weitgehend auf die aufwendigen dynamischen Verdichtungsverfahren in den Kippen zu verzich-ten. Wegen der, von o. g. Ausnahmen abgesehen, geringeren Gefahr spontaner Setzungsfließrut-schungen sind bodenmechanisch erforderliche Sperrbereiche nur auf kleinere Flächen begrenzt. Eine Nachnutzung/Verwertung der gesicherten Uferbereiche ist deshalb meist schon früher mög-lich als in der Lausitz.

Bei der Herstellung der hydromechanischen Stabilität der Uferbereiche werden in der Regel Strandneigungen von 1: (10 bis 15) erforderlich.

Die geologischen, hydrogeologischen, boden-mechanischen und bergbautechnologischen Spe-

zifika der Bergbaureviere haben sich auch in der praxisorientierten angewandten Forschung und den daraus entstandenen Regelwerken und Emp-fehlungen widergespiegelt.

Während mit dem Grundlagendokument „Be-urteilung der Setzungsfließgefahr und Schutz von Kippen gegen Setzungsfließen“ (LMBV 1998) den Lausitzer Verhältnissen Rechnung ge-tragen wurde, nehmen die „Empfehlungen und Bemessungsgrundlagen für das Bauen auf bin-digen Mischbodenkippen der Braunkohlentage-baue im Mitteldeutschen Revier“ (LMBV 1999) vor allem Bezug auf das Leipzig/Bitterfelder Braunkohlenrevier. Das „Bauen auf Kippen“ ist inzwischen keine vorrangige Aufgabe des mittel-deutschen Reviers, sondern auch Gegenstand an-spruchsvoller Bau- und Nutzungsprojekte in der Lausitz. Zahlreiche Windenergieanlagen auf ehe-mals zur Verflüssigung neigenden Kippen sind dafür ein Beleg.

Wasserwirtschaftliche Sanierung Die was-serwirtschaftliche Sanierung orientiert auf die Wiederherstellung eines sich weitgehend selbst regulierenden Wasserhaushaltes. Durch eine schnelle Flutung, durch Zuführen von Oberflä-chenwasser oder durch Grubenwasser aus dem aktiven Bergbau sollen ein schneller Wasseran-stieg im entstehenden Tagebaurestsee erreicht und Impulse für den Ausgleich des Wasserdefi-zits gesetzt werden. Damit sollen• eine stabilisierende Wirkung an den Böschun-

gen gegenüber dem Angriff von windindu-zierten Wellen erreicht,

• die Bildung schwefelsaurer Tagebaurestseen eingeschränkt und letztlich verhindert sowie

• eine frühzeitige Nachnutzung ermöglicht wer-den.

Die Flutung kann entsprechend dem erreichten bergtechnischen Sanierungsstand nach Fertig-stellung der Wasserbauwerke beginnen.

Eine Vorgabe in den Zielstellungen ist, die Auswirkungen der tagebaubedingten Grundwas-serabsenkung so gering wie möglich zu halten und schrittweise abzubauen. Durch das Betrei-ben von Wasserhaltungen werden vorgegebene Grenzwerte reguliert. Das gehobene Wasser wird zur Reinigung in Grubenwasserreinigungsanla-

140 A. Vogt et al.

gen geleitet. Das gereinigte Wasser wird über die Vorflut oder Leitungssysteme für die Restloch-flutung verwendet.

Aufgrund des geringen Wasserdargebots im Lausitzer Gebiet gestaltet sich die wasserhaus-haltliche Sanierung kompliziert und erfordert eine länderübergreifende und flussgebietsorientierte Bewirtschaftung der Ressource Wasser. Diese er-folgt durch die beim Projektträger der Braunkoh-lesanierung LMBV mbH angesiedelte und von den Ländern getragene Flutungszentrale Lausitz.

Schwerpunkte zur Rehabilitation des Wasser-haushaltes der Lausitz sind• die Fremdwasserzuführung für die Tagebau-

restlöcher• die Herstellung und Renaturierung der Vor-

flutsysteme sowie der Ausbau vorhandener Vorflutsysteme zur Ableitung des Wassers aus den Flutungsräumen und damit die Steuerung des Grundwasserwiederanstieges

• die Abwehr der mit dem Grundwasserwieder-anstieg verbundenen Gefahren.

Mit Hilfe eines Grund- und Oberflächenwasser-monitoring zur Höhen-, Qualitäts- und Mengen-überwachung des Grundwasseranstieges und der Flutung werden diese Prozesse gesteuert, wobei eine enge Kopplung zum geotechnischen Moni-toring immer mehr zum Standard wird.

Das wesentlich größere Wasserdargebot in Mitteldeutschland gestattete die Einzelanbin-dung der im Unterlauf von Weißer Elster, Mulde und Saale gelegenen Tagebaurestlöcher. Außer-dem bietet die Wasserableitung des aktiven Berg-baus die Möglichkeit zur direkten Einleitung von Sümpfungswasser in die im Südraum von Leip-zig gelegenen Restlöcher.

Die wasserwirtschaftliche Sanierung wird im Kapitel 5 ausführlich erläutert.

Rekultivierung Die Gestaltung der Landschaft für eine langfristig gesicherte Nutzung als Land-wirtschafts- oder Forstwirtschaftsfläche, für die unterschiedlichsten Arten der Erholung und nicht zuletzt für den Naturschutz, ist eng an die natür-lichen und die vom Menschen gemachten Fakto-ren gebunden.

Ein wesentlicher Faktor für den Sanierungs-bergbau ist der gebrochene Planungsprozess

nach 1989. Damit ergaben sich der Zwang und die Chance der Neuausrichtung der Rekultivie-rung. Extensive Landnutzungen, wie naturraum-bezogene Forstwirtschaft und große naturschutz-wertvolle Flächen, prägen einerseits die Rekulti-vierung und geben andererseits die Nutzungsar-ten vor, die der sachverständige Geotechniker im Rahmen der Gewährleistung der Sicherheit auf Kippen im Hinterland von Tagebaurestseen als Randbedingung seiner Standsicherheitsberech-nungen zu berücksichtigen hat. Während schon (Gehrisch 1998) Erfahrungswerte von Mindest-flurabständen nach Abschluss der Sackungen für den Einsatz forst- und landwirtschaftlicher Geräte auf Kippen (Tab. 4.1) veröffentlichte, er-laubten später genauere Berechnungsmethoden und exaktere Kennwerte präzisierte Vorgaben für den im Rahmen der Rekultivierung notwendigen Geräteeinsatz (Tab. 4.6).

Der Sanierungsbergbau gehört zu den Berg-bauunternehmen in Deutschland, die dem Natur-schutz eine sehr bedeutende Rolle einräumen. Über 15 % der ursprünglich im Eigentum des Sanierers befindlichen Flächen sind zu dieser Kategorie zu zählen. Die bis Mitte der 90er Jahre erarbeiteten Planungsdokumente der Bundeslän-der gehen von einem geringen Bedarf an neuen Landwirtschaftsflächen aus. Erstmalig werden dem Naturschutz großflächig eigene Flächen zugewiesen. Dabei gilt es für z. T. einander ent-gegenstehende Tendenzen von geotechnischer Si-cherheit und Naturschutz einvernehmliche kon-fliktarme Lösungen zu finden (s. Abschn. 4.1.3).

Die Rekultivierung wird im Kapitel 8 ausführ-lich behandelt.

Tab. 4.1 Richtwerte für Mindestflurabstände. (Gehrisch 1998)Nutzungsart Mindestflurabstand [m]Forstwirtschaftliche Nutzung

≥ 2,0

Weidelandschaft ≥ 2,5Touristische Nutzung mit Gestaltung durch Dünen

≥ 4,0

Befestigte Wald-/Wanderwege

≥ 2,0

Befestigte Wege für Fahr-zeuge < 5 t

≥ 3,0

Straßen für sonstige Fahrzeuge

≥ 5,0

Feuchtgebiete (Biotope) < 1,0


4.1.3 Aufgaben und Prinzipien einer nutzungsorientierten durchgängigen Planung bei der Sicherung und Gestaltung der Böschungen von Tagebau-restlöchern und -seen sowie böschungsnaher und -ferner Kippenflächen

Schlussfolgerungen für die Planung und Aus-führung der bergbaulichen Sanierung Bei der Festlegung, Planung und Bewertung von Sa-nierungsmaßnahmen ist die auf bergrechtlichen Vorschriften beruhende Vorgehensweise grund-sätzlich einzuhalten. Für den zu erreichenden Zustand nach der Sanierung sind neben den Si-cherheitsanforderungen auch Ansprüche aus der geplanten Nachnutzung zu berücksichtigen. Eine zentrale (aber letztlich nicht die einzig entschei-dende) Rolle spielt dabei der Geotechniker und Sachverständige für Geotechnik (SfG), in dessen bodenmechanischen Standsicherheitsnachwei-sen und -einschätzungen (SN/SE) erforderliche Sicherheiten Serf. festgelegt und Sanierungsziele definiert werden. In diesen Nachweisen und Ein-schätzungen sollten auch• verbleibende tolerierbare Risiken sowie nach

Möglichkeit auch das Grenzrisiko RG klar benannt und ggf. auch quantitativ abgeschätzt und bewertet werden; in diese Abschätzungen sind Parameterstudien einzubeziehen, die den Einfluss von Vor-Ort-Parametern auf Sicher-heit und Risiko beschreiben

• Vergleiche zwischen dem „verbleibenden tolerierbaren“ Risiko und dem „allgemeinen“ Lebensrisiko gezogen werden (wenn sich die-ser Vergleich anbietet)

• Einschätzungen erfolgen, ob eine ggf. vorlie-gende Gefahrensituation von Personen auf-grund der allgemeinen Lebenserfahrung offen erkannt werden kann oder ob diese verdeckt auftritt.

Diese Einschätzungen sind für den Abwägungs- und Entscheidungsvorgang der Bergbehörde über die Beendigung der Bergaufsicht von grund-sätzlicher Bedeutung, da eine bergbehördliche Grundforderung u. a. ist, dass verbleibende Risi-ken abschätzbar sein sollen. Es ist allerdings zu

betonen, dass die Verantwortung für die Abschät-zung und Akzeptanz verbleibender Risiken nicht allein dem SfG obliegt. Die Entscheidung über das an einem Objekt bei Beendigung der Berg-aufsicht verbleibende Risiko ist in Abstimmung zwischen Bergbehörde, Sanierungsunternehmen, Nachnutzer und SfG sowie ggf. weiterer Betei-ligter zu treffen (Abb. 4.3).

Um Konflikte zwischen Sanierungsverpflich-tung des Bergbaubetriebs und Nachnutzung möglichst zu vermeiden, muss darauf orien-tiert werden, dass bereits bei der Ableitung des Handlungsbedarfs und der Festlegung von Maß-nahmen durch den SfG nachnutzungsbezogene Aspekte berücksichtigt werden. Diese Gesichts-punkte müssen z. B. bereits in der jeweiligen Aufgabenstellung an den SfG mit enthalten sein oder zwischen dem Auftraggeber und SfG in fachlichen Erörterungen der Aufgabenstellung und von Zwischenergebnissen abgestimmt wer-den. Instrumente und Methoden zur Berücksich-tigung einzelner, spezieller Nachnutzungsfor-men, z. B. für Belange des Naturschutzes, sind bereits verfügbar.

Als konkrete Empfehlungen für die Umset-zung der Sanierungstätigkeit werden abgeleitet:• Angaben in der Aufgabenstellung des Auf-

traggebers für bodenmechanische SN/SE: Beachtung von Naturschutzbelangen; Berück-sichtigung des Konfliktstatus eines Sanie-rungsbereichs; Ableitung von nach Möglich-keit klaren Aussagen zu verbleibenden Risi-ken und Konfliktsituationen

• Inhalte der bodenmechanischen SN/SE: Bewertung der Gefahrensituation, u. a. auf Grundlage von Bewertungsschemen; Auswei-tung der Parameterstudien auf den Einfluss von Modellparametern auf die Sicherheit und das verbleibende und tolerierbare Risiko. Berücksichtigung von Naturschutzbelangen und weiteren Aspekten

• Herbeiführung einer zwischen Bergbehörde, Sanierungsunternehmen, Nachnutzer und SfG abgestimmten Entscheidung zu verbleibenden Risiken und Konfliktpotenzialen.

Betrachtungen zum Risikobegriff Das Risiko wird durch eine Wahrscheinlichkeitsaussage

142 A. Vogt et al.

beschrieben, die die zu erwartende Häufigkeit des Eintritts eines zum Schaden führenden Ereig-nisses und das beim Ereigniseintritt zu erwar-tende Schadensausmaß berücksichtigt.

Als Restrisiko RR wird das trotz Schutzmaß-nahmen unvermeidlich verbleibende Risiko, das mit einem Zustand oder Vorgang verbunden ist, bezeichnet, da ein risikofreier Zustand prinzipiell nicht erreicht werden kann (Abb. 4.4). Das Er-reichen eines auf Restrisikoniveau abgesenkten Risikos verlangt eine umfassende Risikoverrin-gerung unter Nutzung aller technischen und fi-nanziellen Möglichkeiten. Ein derartiges Vorge-hen ist in der Praxis generell unüblich und auch nur in Spezialbereichen von Wissenschaft und Technik geboten.

Im praktischen Sanierungsgeschehen ist fest-zustellen, dass es neben dem „unvermeidbaren“ Restrisiko in unterschiedlichem Maße zu „ver-meidbaren“ Risiken Rverm. kommt. Ursache sol-cher „vermeidbarer“ Risiken können Sachzwän-ge und Sanierungsfehler (z. B. mangelhafte Pla-nungs- und Ausführungsqualität), aber auch sub-jektive Auffassungen des Sachverständigen für Geotechnik sein. Das vermeidbare Risiko Rverm. kann größer oder kleiner als das tollerierbare Risiko RT und das Grenzrisiko RG sein. Wenn Rverm. ≥ RG ist, liegen u. U. ernsthafte, materiel-le Konsequenzen nicht ausschließende Fehlein-schätzungen vor.

Als Grenzrisiko RG ist das größte noch ver-tretbare Risiko definiert, das mit einem be-stimmten Zustand oder Vorgang verbunden ist. Liegt ein Risiko unter dem Grenzrisiko (R ≤ RG), kann die Situation als sicher eingeschätzt werden (Abb. 4.4).

Das verbleibende tolerierbare Risiko RT be-zeichnet das Risiko, das mit einer Situation ver-bunden ist, die nach ordnungsgemäßer Ausfüh-rung von fachgerecht geplanten, ausreichenden Schutzmaßnahmen zur Risikoreduktion ver-bleibt. Es liegt zwischen dem (unvermeidlich verbleibenden) Restrisiko RR und dem Grenzrisi-ko RG: RR ≤ RT ≤ RG (Abb. 4.4). Das tolerierbare verbleibende Risiko repräsentiert das mit einem Standort und/oder einer Situation verbundene vertretbare Risiko. Der Sachverständige für Geo-technik beeinflusst mit seinem von ihm zu be-gründenden erforderlichen Sicherheitsbeiwert Serf. das Niveau des verbleibenden tolerierbaren Risiko RT. Bei einem kleinen Serf. (z. B. Serf. = 1,1) ist RT ≈ RG, was beispielsweise bei einem tem-porären Aufenthalt eines LKW hinter einer un-mittelbar später abzuflachenden Böschung ge-rechtfertigt sein kann. Bei einem vergleichsweise hohen Sicherheitsbeiwert (z. B. Serf. = 1,6) nähert sich RT stärker an RR an (z. B. bei der Beurteilung der Sicherheit des öffentlichen Bahnverkehrs an einem Tagebaurestloch). Auch die Zeitabhängig-keit der Rahmenbedingungen der bergbaulich-

Abb. 4.4 Zusammenhang zwischen Restrisiko RR und Grenzrisiko RG


bautechnischen Sanierung auf das verbleibende Risiko ist hierbei zu berücksichtigen.

4.2 Untersuchungen zur Böschungs-stabilität ehemaliger Braunkohlentagebaue

4.2.1 Einleitung

Nachdem Ende der 1980er und Anfang der 1990er Jahre die wissenschaftlichen Grundlagen der Beherrschung von Verflüssigungs- und Set-zungsfließgefahr geschaffen worden waren, kam es Ende der 90er Jahre des 20. Jahrhunderts unter der koordinierenden Tätigkeit des Projektträgers der Sanierung LMBV mbH und mit Förderung durch das Bundesministerium für Bildung und Forschung (BMBF) zur wissenschaftlichen Über-arbeitung und Vervollkommnung geotechnischer Untersuchungsmethoden und Berechnungsver-fahren. Die Ausführungen in den Abschnitten 4.2 bis 4.4 greifen auf diese zurück.

Die Situation in den ostdeutschen Braunkoh-lenrevieren Anfang der 90er Jahre des 20. Jahr-hunderts war dadurch gekennzeichnet, dass in einer Vielzahl von Tagebauen, die noch bis vor kurzem der extensiven Braunkohlengewinnung dienten, „über Nacht“ die Gewinnungsarbeiten eingestellt wurden.

Die gewachsenen Endböschungen waren i. d. R. korrekt bemessen, allerdings unter Bezug auf einen ganz bestimmten Sanierungs- und Re-kultivierungsplan, der nun nicht mehr zur Umset-zung kam. Neu war in den meisten Fällen, dass kurzfristig Tagebaurestseen mit Endwasserstän-den zu Zeitpunkten entstehen, die z. T. eine Neu-bewertung der Standsicherheit der gewachsenen Böschungen, Böschungsausbaumaßnahmen im Stauspiegelschwankungsbereich zum Ausgleich der von den Wind- und Wasserwellen ausgehen-den Wirkungen und Festlegung von Sicherheits-linien um die Tagebaue herum verlangen, hinter denen eine vom ehemaligen Bergbau nicht ein-geschränkte Bebauung und Nutzung möglich ist (s. u. a. Abschn. 4.3 und 4.4).

Die gekippten Böschungen waren i. d. R. in einem nicht für die endgültige Nutzung vorgese-

henen Zustand, schon gar nicht für die Ausbildung von Seeufern. Wegen der mit der Fremdwasser-flutung der Tagebaurestlöcher und dem raschen Grundwasserwiederanstieg sich ständig ändern-den geotechnisch-hydrogeologischen Situation galt es, der Böschungs- und Ufersicherung vor-rangiges Augenmerk zu schenken. Schwerpunkt war das Vermeiden von Setzungsfließrutschun-gen und weiteren Verflüssigungserscheinungen in Ufernähe.

Neben dieser auf unterschiedliche bergbau-technologische Vorgänge zurückzuführenden Unterteilung in gewachsene und gekippte Tage-bauböschungen sieht sich der geotechnische Pla-ner von Tagebaurestseen aus Sicht der Wissen-schaftsdisziplinen und des ingenieurtechnischen Handwerkszeuges vor die Aufgabe gestellt, zwi-schen• einer bodenmechanischen Stabilität und• einer hydromechanischen Stabilitätzu unterscheiden.

Bei der bodenmechanischen Stabilität ist die Sicherheit gegen Rutschungen und Gelände-bruch, auch im Zusammenhang mit Verbaumaß-nahmen, nachzuweisen (s. Abschn. 4.3). Bei der hydromechanischen Stabilität ist die Sicherheit der Ufer gegen die Wirkung der Wellen und der Strömungen des freien Wassers zu untersuchen (s. Abschn. 4.4). Selbstverständlich ist der Nach-weis der hydromechanischen Stabilität genau so Aufgabe des Bodenmechanikers.

Das Prinzip einer durchgängigen Planung von Gestaltungs- und Sanierungsmaßnahmen an Ta-gebaurestlöchern oder Tagebaurestseen ist in Ab-bildung 4.5 dargestellt.

Aus fachlicher Sicht ist die Stabilität einer zur Verflüssigung neigenden Kippe natürlich integra-ler Teil der bodenmechanischen Stabilität. Wegen der zentralen Bedeutung des bodenmechanischen Phänomens „Setzungsfließen“ für den ostdeut-schen Braunkohlenbergbau und nicht zuletzt wegen der zeitlichen Priorität der Sicherung von setzungsfließgefährdeten Böschungen Mitte der 1990er Jahre widmet sich der Abschnitt 4.2 zu-nächst vorrangig den mit der Verflüssigung von Kippensanden zusammenhängenden Untersu-chungen und Sanierungsverfahren.

144 A. Vogt et al.

4.2.2 Beurteilung der Setzungsfließ-gefahr und Schutz von Kippen gegen Setzungsfließen (Förster und Gudehus in (LMBV 1998))

Das Phänomen der VerflüssigungVor allem bei mit einem hohen Grad teilgesät-tigten oder vollständig wassergesättigten Sanden kollabiert das locker gelagerte Korngerüst unter Schubverformung dadurch, dass totale Spannung σ und Porenwasserdruck u gleich oder nahezu gleich werden, der Korngerüstdruck (die wirksa-me Spannung σ’) verschwindet völlig oder nahe-zu vollständig:

(4.1)

Aus dem im Wesentlichen durch Wasser und einem Restgehalt an Luft gefüllten Sandkorn-

σ ′ = σ − u ≈ 0.

gerüst entsteht eine Suspension, bei der die Sandkörner im Wasser schwimmen. Es kommt zu einer völligen oder weitestgehenden Entfes-tigung ( t → 0), die Restfestigkeit kann bis auf Null absinken. Das Wasser-Sand-Gemisch ist dann fast unbeschränkt deformationsfähig und wird großen Deformationen ε ( ε → ∞) unterwor-fen (Abb. 4.6). Den Vorgang bezeichnet man als Verflüssigung.

Die Verflüssigung wird im Allgemeinen durch genügend rasche und starke mechanische Störun-gen ausgelöst, die man Initiale nennt. Die Ver-flüssigung heißt spontan, wenn sie ohne merkli-che Ankündigung eintritt. Der für eine spontane Verflüssigung erforderliche kritische Zustand kann erreicht werden durch

S ≥ S

Abb. 4.5 Schema zur durchgängigen Planung von Gestaltungs- und Sanierungsmaßnahmen. (LMBV 2001)


• rasche Veränderungen des hydrogeologischen und hydraulischen Zustandes

• einzelne oder kollektive mechanische Störun-gen (Initiale).

Voraussetzungen sind• eine weitgehende Wassersättigung des locker

gelagerten Sandes• eine derart lockere Lagerung, dass jeder

Schervorgang kontraktant verläuft• folglich eine ausgeprägte Neigung des Korn-

gerüstes zu Korndruckminderung bei fortge-setzter kontraktanzbehinderter Scherung

• eine allenfalls sehr geringe, z. B. feinkornbe-dingte kohäsive Bindung zwischen den Kör-nern

• eine derart schlechte Drainage, dass Poren-wasser und -gas während des Wegfließens nicht ausreichend rasch entweichen können.

Diese Voraussetzungen sind vorzugsweise bei speziellen Kornverteilungen (s. Abb. 4.2) und runden Kornformen zu finden.

Das Fließen in die Tagebaurestseen hinein wird begünstigt durch• steile Böschungen und hohe Wasserstände in

den Tagebaurestseen,• Parallelität von Strossenrichtung des Verkip-

pungsprozesses und möglicher Fließrichtung bei der Verflüssigung,

• Inhomogenitäten bezüglich der Dichte und der Korngrößen.

Im Gegensatz zum eben Beschriebenen sind dichter gelagerte Sande nur unter ausreichend oft, rasch und intensiv wirkender zyklischer Beanspruchung verflüssigbar. Mit der Verflüs-sigung solch dicht gelagerter Sande setzen Ver-formungen ein, die aber bald nach der Beanspru-chung wieder zum Stillstand kommen. Diese Art der Verflüssigung wird als „Verflüssigung mit

beschränkter Fließverformung“ (oder auch „zy-klische Mobilität“) bezeichnet.

Ist seitliches Ausweichen beim Vorhanden-sein eines Materials, für das die oben genann-ten Voraussetzungen für ein uneingeschränktes Fließverformen gelten, kaum behindert (das ist z. B. in Böschungsnähe der Fall) und tritt eine Verflüssigung ein, kommt es zum Setzungsflie-ßen. Mit diesem Begriff wird ein lawinenartiges Wegfließen des Lockergesteins bezeichnet. Die Ausbreitung des Verflüssigungsbereiches in das Hinterland wird dadurch begrenzt, dass verflüs-sigungsunempfindliche Lockergesteine (z. B. Materialien, in denen der Sättigungsgrad für eine Verflüssigung nicht ausreicht oder die dicht gela-gert sind) erreicht werden. Zu einer Serie aufein-ander folgender Setzungsfließen kommt es dann, wenn durch ein Setzungsfließen in einem Tage-baurestsee Schwallwellen ausgelöst und mehr-fach vom gegenüberliegenden Ufer reflektiert werden, die erneut zu Setzungsfließen führen. In ähnlicher Weise lösten 1997 im Tagebaurestsee Burghammer Schwallwellen ein Setzungsfließen aus, die im Ergebnis eines auf der Restseesohle erfolgten Grundbruches entstanden, bei dem auf-gespülte Sande plötzlich in eine Eisenhydroxid-schlammschicht einsackten.

Bewertung der VerflüssigungsneigungVorgehensweise Eine Abschätzung der Verflüs-sigungsneigung von gekipptem Lockergestein ist mit Hilfe von Kriterien für die Kornverteilung, die Kornform und den Dichteindex möglich. Wenn die Angaben für das Material des zu be-urteilenden Kippenabschnittes im Zutreffensbe-reich der unten genannten Kriterien liegen und das Material ausreichend gesättigt ist, muss mit dem Eintreten eines Setzungsfließens oder eines

a

σ

ε

b

ε

c

ε

σ σ

Abb. 4.6 Das Spannungs( t)- Defor-mations( εv)- Verhalten von locker gelagertem wassergesättigtem Sand a stark gefährdet, b gefährdet, c sicher gestaltbar

146 A. Vogt et al.

Geländeeinbruches bzw. Grundbruches infolge Verflüssigung gerechnet werden.

Die Verflüssigungsneigung wassergesättigter Lockergesteine kann mit Hilfe von Triaxialver-suchen geprüft werden. Sie liefern qualitative Aussagen über das Verhalten des Materials in der Phase nach dem Bruch und ermöglichen die kon-krete Bestimmung von Festigkeitsparametern, die als Eingangsgrößen für Berechnungen be-nötigt werden. Ergänzend bedarf es der Prüfung auf die Existenz oder das Auftreten von Initialen, die den kritischen Zustand, der die Verflüssigung einleitet, herbeiführen könnten.

Eine Abschätzung der Setzungsfließgefahr ist weiterhin durch die Bewertung von Randbe-dingungen und Zustandsgrößen (Geometrie von Böschung und Kippe, Kippprozess, Grundwas-serstand, In-Situ-Zustand) qualitativ und auf der Basis von empirischen Beziehungen möglich.

Kriterien für die Verflüssigungsempfindlich-keit des KippgutesGranulometrie• Kornverteilung und Kornform Triaxialversuche an Sanden zeigen, dass

die Verflüssigungsneigung für gleichkör-nige Feinsande mit d50 ≈ 0,1 mm und einer Ungleichförmigkeit U < 3 (Lohsaer und See-ser Sande z. B. gehören partiell zu dieser Bodengruppe) besonders groß ist.

Ein erhöhter Feinkornanteil ( d ≤ 0,063 mm) verringert die Verflüssigungsneigung von Sanden deutlich.

Je runder und glatter die Körner sind, desto größer wird die Verflüssigungsneigung.

• Lagerungsdichte Die Verflüssigungsneigung hängt sehr von der

Dichte des Sandes ab. Die kritische Poren-zahl, d. h. die kleinste Porenzahl, bei der es im statischen Triaxialversuch mit geschlosse-nen Dränagen zur Verflüssigung einer Probe kommen kann, entspricht bei kleinen Drücken etwa max e.

Die bezogene Lagerungsdichte ID

(4.2)

berücksichtigt zwar nicht die Abnahme der minimalen und maximalen Porenzahlen mit

ID =max e − e

max e − min e

dem ID Druck, ist aber eine orientierende Größe, nach der eine Verflüssigungsgefahr oft schon für ID ≤ 0,6 als gegeben angesehen wird (Richtlinie 1989) Der druckbezogene Dichte-index

(4.3)

der druckabhängige Grenzporenzahlen ec und ed verwendet, beschreibt die kritische Lage-rungsdichte exakter.

Zur korrekten Ermittlung von ID und IP ist die Bestimmung der Porenzahl in situ unabding-bar. Am zuverlässigsten, jedoch mit hohem Aufwand verbunden, ist die direkte Bestim-mung durch eine Probenahme oberhalb bzw. unterhalb des Grundwasserspiegels mittels Frostproben.

Verflüssigungsversuche im statischen Triaxi-algerät Mit Hilfe von undränierten Versuchen im statischen Triaxialgerät sind Aussagen über die Festigkeit von Kippensanden bei undränierter Scherdeformation, dem für eine Verflüssigung charakteristischen Verformungsvorgang, mög-lich. Die gewonnenen Scherfestigkeitsparameter sind wichtige Eingangsgrößen konventioneller Sicherheitsnachweise und Standsicherheitsbe-rechnungen. Bei der Wahl der Versuchsbedingun-gen ist auf den Einfluss von Porenzahl, Konsoli-dierungsspannung, Sättigungsgrad und Art der Probenherstellung auf die Kenngrößen zu achten.

Für die Untersuchung von Kippensanden eig-nen sich Frostproben, ungestörte Proben, struk-turgestörte Proben und mit der „Freiberger Ein-baumethode“ (Dierichs 1988; Richtlinie 1989) hergestellte Proben.

Für eine qualitative Abschätzung der Ver-flüssigungsneigung ist die Durchführung eines anisotrop konsolidierten undränierten Versuches (CAU-Versuch) zu empfehlen. Die Probe ist dabei in Abhängigkeit von den in situ bestehen-den Bedingungen herzustellen und vor der un-dränierten Scherung entsprechend den In-Situ-Spannungsverhältnissen zu konsolidieren und zu sättigen.

Bei der Festlegung der Versuchsporenzahl e2 (Porenzahl nach Konsolidierung und Sättigung, vor der Scherung) sollte der größte aus der Er-

IP =ec − e

ec − ed


kundung des interessierenden Kippenbereiches resultierende Wert mit zugehörigen Spannungen σ′h,0 und σ′v,0 als maßgebend angesehen werden. Diese Spannungswerte werden aus den vor Ort vorliegenden Verhältnissen nach folgenden For-meln berechnet:

(4.4)

(4.5)

(4.6)

Dabei ist γ1 die Wichte des über dem Grundwas-serspiegel befindlichen erdfeuchten Materials, γ2’ die Wichte unter Auftrieb des wassergesättig-ten Materials, z1 die Schichtdicke des erdfeuch-ten und z2 die Schichtdicke des wassergesättigten Bereiches über dem betrachteten Kippenelement mit der maßgebenden Porenzahl e2. K charakte-risiert das Verhältnis zwischen horizontaler und vertikaler wirksamer Spannung und kann – feh-len genauere Angaben – mit 0,5 angesetzt wer-den.

Da es sich um Versuche zur eher qualitativen Abschätzung der Verflüssigungsneigung handelt, ist eine maximale Sättigung der Probe anzustre-ben.

Die Bewertung der in den Triaxialversuchen ermittelten Abhängigkeit der Deviatorspan-nung 2 t und des Porenwasserdrucks u nach dem Bruchpunkt von der Vertikaldeformation εv (Abb. 4.6) ermöglicht die Abschätzung des Gra-des der Verflüssigungsgefahr. Der Parameter t ergibt sich aus den horizontalen und vertikalen Spannungen nach

(4.7)

Fall 1: Deviatorspannung fällt rapide bis auf 2 t = 0, PWD steigt progressiv bis auf u = σ3

→ starke VerflüssigungsneigungFall 2: Abfall der Deviatorspannung, aber

2 t > 0, Anstieg des PWD, aber u < σ3 → mäßige Verflüssigungsneigung

σ σ γ . γ .v z z, ,0 1 0 1 1 2 2

σ σ σh K, , ,0 3 0 1 0

s01 0 3 0=′ + ′σ σ, ,

2

t =σ1 − σ3

2=

σ1′ − σ3

′

2.

Fall 3: Deviatorspannung gleichbleibend oder stetig steigend, PWD gleich-bleibend oder fallend

→ keine Verflüssigungsneigung

Für eine quantitative Abschätzung der Setzungs-fließgefahr, d. h. Bestimmung von Reibungswin-kel- und Kohäsionswerten, kann nach den Vor-schlägen des Abschnitt 4.2.4 verfahren werden.

Kriterien für kritische Randbedingungen und Zustandsgrößen Die Setzungsfließgefahr ist umso größer, je mehr innere Reibung in der Kip-penböschung zum Aufrechterhalten eines stati-schen Gleichgewichts mobilisiert werden muss.

Bei konventionellen Annahmen für die Bö-schungsspannungen nimmt die Setzungsfließge-fahr mit der Böschungsneigung β zu. Eine frisch verkippte und nicht sanierte, unter dem kritischen Reibungswinkel φc stehende Böschung ist im Grenzzustand; die Stabilität ist minimal.

Nach den bisherigen Erfahrungen kann für locker gelagerte, wassergesättigte Lausitzer Kippensande eine „sichere“ Untergrenze für die Böschungsneigung β nicht angegeben werden. Kritische Spannungszustände können auch un-abhängig von β lokal zur Instabilität führen. Bei Vorhandensein weiterer ungünstiger Vorausset-zungen (z. B. hangabwärts gerichtete Strömung) können auch sehr flache Böschungen instabil sein.

Bei gleichem Wasserstandsverhältnis in der Kippenböschung HWK/HK (Abb. 4.8), räumlich unveränderter In-Situ-Porenzahl e und granulo-metrischer Homogenität ist eine größere Bö-schungshöhe i. d. R. ungünstiger. Mit der Bö-schungshöhe wächst auch das zu untersuchende Böschungsvolumen und mit diesem die Wahr-scheinlichkeit des Auftretens von Inhomogeni-täten bezüglich Granulometrie, Dichte, Span-nungen und Entwässerungsbedingungen, die sich destabilisierend auswirken können.

Vereinfachend geht man bei Standsicherheits-untersuchungen davon aus, dass die Böschung als ebenes Problem betrachtet werden kann, und die Materialreibung allein durch Schubspannun-gen in einem ebenen Schnitt senkrecht zur Stros-senrichtung mobilisiert wird. Schubspannungen

148 A. Vogt et al.

in anderen Ebenen werden vernachlässigt. Abbil-dung 4.7 zeigt ein ebenes Modell, das einem Re-chenprogramm (Slope 1996) entnommen wurde und oft verwendet wird.

Da jedoch die frühere Kipprichtung nicht mit der aktuellen Fallrichtung der Böschung zu-sammenfallen muss, kann der Kippprozess auch außerhalb der betrachteten Ebene Schubspannun-gen erzeugt haben, die den verfügbaren Scherwi-derstand im betrachteten ebenen Fall mindern. Die ebene Betrachtung mit dem in Abbildung 4.7 dargestellten Modell überschätzt dann die Stabi-lität u. U. erheblich. Dies erklärt teilweise auch das beobachtete Ausfließen von Böschungen in unerwartete Richtungen.

Grundwasserstand Für Lockergesteine, deren Kornverteilung auf eine Verflüssigungsneigung hinweist, muss bei einem Wasserstandsverhält-nis von HWK/HK ≥ 0,2 vorsorglich mit einem Set-

zungsfließen gerechnet werden. Bisher wurde ein Minimalwert von HWK/HK = 0,22 festgestellt. Bei einem Wasserstand vor der Kippenböschung ist, beginnend bei einem Verhältnis von HWR/HK ≥ 0,1, mit einem Setzungsfließen zu rechnen. Die Erklärung der verwendeten Größen und ihrer Festlegung bei unterschiedlichem Kippenauf-bau geht aus Abbildung 4.8 hervor. Da mit die-sen Kriterien nur eine grobe, ausschließlich auf Erfahrungen basierende Abschätzung erfolgt, werden Besonderheiten (einfallendes Liegendes) nicht berücksichtigt.

Die Analyse von 96 gegangenen Setzungs-fließrutschungen (LMBV 1998) ergab, dass Böschungsbewegungen infolge Verflüssigung vorwiegend innerhalb des Wasserstandsverhält-nisses (4.8)

zu erwarten sind.

0, 20 ≤ (HWK/HK ) ≤ 0, 85

Abb. 4.7 Geometrisches und kräftebezogenes Modell für kreiszylindrische Bruchflächen W das Gesamtge-wicht einer Lamelle mit der Breite b und der Höhe h, N die Gesamtnormalkraft an der Basis jeder Lamelle, S die an der Basis jeder Lamelle mobilisierte Scherkraft, E die horizontal zwischen den Lamellen wirkende Normalkraft. Indizes L und R kennzeichnen jeweils die rechte und die linke Seite der Lamelle, X die vertikal zwischen den La-mellen wirkende Scherkraft. Indizes L und R kennzeich-nen jeweils die rechte und die linke Seite der Lamelle, D eine externe Linienlast, kW eine horizontale seismische Last, die auf den Schwerpunkt jeder Lamelle wirkt, R der Radius für eine kreisförmige Gleitfläche oder der Momen-tenarm, der mit der mobilisierten Scherkraft S verbunden ist, x der horizontale Abstand zwischen der Mittellinie der

jeweiligen Lamelle und dem Gleitkreismittelpunkt bzw. dem Mittelpunkt der Momente, d der senkrechte Abstand zwischen einer Linienlast und dem Gleitkreismittelpunkt bzw. dem Mittelpunkt der Momente, a der senkrechte Abstand zwischen resultierenden äußeren Wasserkräften und dem Gleitkreismittelpunkt bzw. dem Mittelpunkt von Momenten. Indizes L und R kennzeichnen jeweils die rechte und die linke Seite der Böschung, A die resultieren-den äußeren Wasserkräfte. Indizes L und R kennzeichnen jeweils die rechte und die linke Seite der Böschung. ω der Winkel der Linienlast ausgehend von der Horizontalen. Dieser Winkel wird ausgehend von der x-Achse entgegen dem Uhrzeigersinn angegeben, α der Winkel zwischen der Tangente an der Mitte der Basis jeder Lamelle und der Horizontalen


Die Kippen werden zur Abschätzung zu er-wartender Rückgriffweiten xr nach folgenden Kriterien unterteilt:• Lage der Ausfließrichtung eines zu erwarten-

den Setzungsfließens zur Strossenrichtung− parallel (p) oder− senkrecht (s)

• Ausfließbedingungen− unbehindert (u) – HB/HK ≤ 0,20 – im Rest-

see liegen vor der Böschung keine Massen− behindert (b) – 0,20 ≤ HB/HK ≤ 0,50 (0,80

bei eingespülter Kraftwerksasche) – im Restsee lagern vor der Böschung Ablage-

rungen (z. B. Einspülung, alte Rutschungs-massen).

Eine Regressionsanalyse für die Parameter aus-gewerteter Setzungsfließen führte auf Gleichun-gen zur Bestimmung des kritischen Wasser-standsverhältnisses ( HWK/HK)* in der Kippe in Abhängigkeit vom Böschungswinkel β:

(4.9)

Die Parameter a und b sind in der Tabelle 4.2 zu-sammengestellt, wobei n die Anzahl der jeweils in die Berechnung einbezogenen Wertepaare und r der Regressionskoeffizient sind.

Das kritische Wasserstandsverhältnis ist bei Parallelität von Fließrichtung und Strossenrich-tung niedriger als wenn diese senkrecht zueinan-der stehen; das kritische Wasserstandsverhältnis ist bei unbehinderter Ausfließbedingung niedri-ger als bei behinderter.

[HWK

HK]∗ = a · ( tan β)b

Kriterium a b r n Mittlerer Fehlerσn−1

Untersuchter Bereich

p/b 0,3188 − 0,3555 − 0,557 23 0,16 12 m ≤ HK ≤ 60 m0,22 ≤ HWK/HK ≤ 0,85° ≤ β ≤ 33°

p/u 0,3005 − 0,3207 − 0,560 29 0,16 8 m ≤ HK ≤ 65 m0,29 ≤ HWK/HK ≤ 0,835,7° ≤ β ≤ 32°

s/b 0,473 − 0,2431 − 0,531 27 0,1 8,5 m ≤ HK ≤ 56 m0,35 ≤ HWK/HK ≤ 0,7810° ≤ β ≤ 40°

s/u 0,3293 − 0,3181 − 0,617 17 0,12 6 m ≤ HK 40 m0,27 ≤ HWK/HK ≤ 0,889° ≤ β ≤ 33°

Tab. 4.2 Ergebnisse einer Regressionsanalyse ( HWK/HK)* = f ( tan β). (LMBV 1998)

Tab. 4.3 Gefährdungsgrade für das Eintreten eines Setzungsfließens (SF). (LMBV 1998)Wasserstandsverhältnisse Gefährdungsgrad(HWK/HK) < 0,2 3 – SF

unwahrscheinlich0,20 ≤ (HWK/Hk) < (HWK/HK)*·(1–δ) 2 – SF möglich(HWK/HK)* · (1–δ) ≤ (HWK/HK) 1 – SF akut

Abb. 4.8 Definition der Größen HK, HB, HWK bei 7·HK und HWR

150 A. Vogt et al.

Die Beurteilung der locker gelagerten fließge-fährdeten Böschungen kann anhand von Gefähr-dungsgraden vorgenommen werden (Tab. 4.3).

Für δ ist je nach gewählter Berechnungsva-riante der mittlere Fehler σn-1 (Tab. 4.2) einzu-setzen.

Bei hohem Wasserstand in der Böschung ( HWK > HWR) sind ungünstig wirkende, die Set-zungsfließneigung erhöhende Strömungsdrücke zu bedenken. Analog ist ein permanent hoher Wasserstand im Restsee ( HWK < HWR) weniger kritisch zu werten.

Bestimmung des in situ vorliegenden Boden-zustands Ziel der Erkundung in situ ist ein für den Stabilitätsnachweis angemessen vereinfach-tes Feld von Materialkonstanten und Zustands-variablen. Erstere definieren den Kippenaufbau, gekennzeichnet durch die Anordnung von Berei-chen (Schichten, Störungen und Einschlüsse) granulometrisch einheitlicher Beschaffenheit. Letztere definieren den Kippenzustand durch vereinfachte Felder• der Porenzahl e (statt ihrer der druckbereinig-

ten Lagerungsdichte)• des Sättigungsgrades Sr• des Porenwasserdrucks u (oft vereinfacht

hydrostatisch angesetzt), ggf. einschließlich instationärer Überdrücke

• des vertikalen aus Überlagerung und Poren-druck meist berechenbaren Korndrucks σv’

• des statisch unbestimmten horizontalen Korn-drucks σh’.

• Weitere Zustandsgrößen sind: Bodenstruktur und eine mögliche Zementierung der Körner.

Um das mechanische Verhalten von Kippenbö-den vorhersagen zu können, muss der Lagerungs-zustand in situ erfasst werden. Darüber hinaus werden analytische oder empirische Modelle benötigt, die den Zusammenhang zwischen Zu-standsgrößen, granulometrischen Eigenschaften und Materialverhalten herstellen.

Beim heutigen Stand der Technik ist es un-möglich, alle oben aufgelisteten Zustandsgrößen in situ zu messen. Die Zustandsgrößen können in situ unter Anwendung von direkten und indirek-ten Verfahren ermittelt werden:• Direkte Methoden: Dichte, Sättigungsgrad

und Wassergehalt können direkt aus ungestör-ten Bodenproben ermittelt werden. In locker

gelagerten, nichtbindigen Böden unter Was-ser kommt die Gefrierbeprobung als einziges erprobtes Entnahmeverfahren infrage. Hori-zontaler Totaldruck und horizontaler Effektiv-druck können mit Hilfe von Erddruckkissen bzw. mit kombiniertem Einsatz von Erddruck-kissen und Porenwasserdruckgebern (Kombi-Erddruckgeber) abgeschätzt werden.

• Indirekte Methoden: Bei diesen Methoden werden die Zustandsgrößen indirekt aus der Interpretation der in Feldversuchen gemesse-nen charakteristischen Bodenantwort (Spit-zenwiderstand, radialer Grenzdruck, Wellen-ausbreitungsgeschwindigkeit, etc.) gewonnen. An möglichen Feldverfahren sind zu nennen:− Drucksondierungen− Seitendrucksonde (Pressiometer)− Vibrosondierungen− Scherwellenmessungen− Radiometrische Sondierungen

Rutschungsbegünstigende Verhältnisse Vor-sicht ist geboten, wenn im betrachteten Gebiet besondere, im Folgenden genannte Verhältnisse vorliegen, die selten als quantitative Größen in Standsicherheitsuntersuchungen erfassbar sind. Diese Faktoren sind ebenso für die Beurteilung der Setzungsfließgefahr im Rahmen von Sanie-rungsarbeiten (z. B. Sprengen, Rütteln) von Bedeutung.

Geologische und technologische Faktoren:• gleichförmiges Material mit großer Kornrun-

dung und geringem Feinkorngehalt• lockere Lagerung• hohe, steile Böschungen• Einfallen des Liegenden zum Restloch hin• Einmuldungen an der Kippenoberfläche• ausgedehnte lokale Konzentration von set-

zungsfließgefährdetem Material• wassergesättigte unterirdische Hohlräume

(Abbaustrecken)• Strossenrichtung und Streichen der Böschung

bilden einen relativ großen Winkel α (große Rückgriffweite bei α = 90°)

• Vorliegen verdichteter reflektierender Schich-ten

• sehr locker gelagerte Pflugkippen.Hydrologische und geoströmungsmechanische Faktoren:• hoher Grundwasserspiegel – gute Sättigung


• Grundwasserströmung in Richtung des offe-nen Restloches

• bevorzugte Strömungsbahnen durch Inhomo-genitäten in der Kippe

• Strukturzerstörung durch Verpressarbeiten.

4.2.3 Boden- und geophysikalische Untersuchungen zum Nachweis der Böschungsstabilität

Zur Planung und Durchführung der boden- und geophysikalischen Untersuchungen hat sich die

in Abbildung 4.9 dargestellte Verfahrensweise als zweckmäßig erwiesen. Sie ist an die unter-suchungsobjektspezifischen Gegebenheiten an-zupassen. Aus möglichen Messverfahren sind die jeweils notwendigen auszuwählen. Der nach einem Verfahrensschritt erreichte Kenntnisstand sollte in die Planung und Durchführung des nächsten Schrittes einfließen.

Nachweisprinzip Die Qualität des Standsicher-heitsnachweises wird entscheidend von der Quali-tät der Eingangsparameter beeinflusst. Daher ist es erforderlich, die Verteilung der festigkeitsbestim-

Abb. 4.9 Ablaufdia-gramm des Nachweises. (LMBV 2002)

152 A. Vogt et al.

menden material- und zustandsbeschreibenden Kennzahlen mit der für den Standsicherheits-nachweis notwendigen Genauigkeit großflächig zu ermitteln. Zu den Material beschreibenden Kennzahlen (mbKZ) zählen beispielsweise die Korngrößenverteilung, die Korndichte und die Kornrundung, zu den Zustand beschreibenden Kennzahlen (zbKZ) die Dichte, der Wasser-gehalt, der Porenanteil und die Sättigungszahl. Mit dem in (LMBV 2002) beschriebenen Ver-fahren des flächenhaften Verdichtungsnachwei-ses können die benötigten Parameter durch die Verbindung/Verknüpfung bodenphysikalischer Labor- und geotechnischer Felduntersuchungen mit geophysikalischen Messverfahren gewonnen werden (Abb. 4.10). Dieses Verfahren ist auch allgemein zur Ermittlung der Verteilung mate-rial- und zustandsbeschreibender Kennzahlen sowie von Berechnungskennzahlen in Lockerge-steinsbereichen geeignet.

An punktuell entnommenen, qualitativ hoch-wertigen Bodenproben vorzugsweise der Güte-klassen 1 und 2 nach (DIN 4021 1990) werden die mbKZ, die zbKZ sowie Scherfestigkeit, Stei-femodul, Wasserdurchlässigkeit und gegebenen-falls das relative volumenbezogene Sackungs-maß mit hoher Genauigkeit bestimmt. Aus den γ –, γγ – und NN – Impulsraten radiometrischer Kombinationsdrucksondierungen (KDS) werden

über Kalibrierfunktionen Feinkornanteil, Dichte, Porenanteil und Wassergehalt ermittelt. Die Fein-kalibrierung erfolgt an punktuell entnommenen Bodenproben sowie unterstützend an Boden-proben aus Bohrungen. An den KDS werden die Drucksondierungen (DS) kalibriert, so dass aus den DS ebenfalls Feinkornanteil, Dichte, Poren-anteil und Wassergehalt berechenbar sind. Die Tauchwellentomografie liefert Tiefenschnitte der Longitudinal- und Transversalwellengeschwin-digkeitsverteilung. Die Beziehungen zwischen bodenphysikalischen Parametern und den mate-rialspezifischen Transversalwellengeschwindig-keiten werden mittels Resonant – Column (RC) – Versuchen hergestellt.

Homogenbereiche abgrenzen Für die zu betrachtende Kippe sind geologische (GGG) und bodenphysikalische (BGG) Grundgesamt-heiten festzulegen. GGG sind zu bilden, wenn in der Kippe Böden unterschiedlicher geologischer Herkunft anstehen. Eine Unterscheidung ist zumeist dann notwendig, wenn das Deckgebirge in Scheiben mit Schaufelradbaggern abgebaut und im Band- oder Zugbetrieb verkippt wurde. Abraumförderbrücken (AFB) – Kippen bestehen wegen der technologiebedingten Bodenmi-schung in der Regel aus einer GGG, sofern in der AFB – Vorkippe kein selektiver Materialversturz

Abb. 4.10 Nachweisprinzip Messverfahrenskombination. (LMBV 2002)


erfolgte. Liegen keine oder nur unsichere Infor-mationen über den Kippenaufbau vor, sind die GGG aus den Daten von DS (Abb. 4.11), KDS oder Bohrungen festzulegen.

Innerhalb einer GGG stehen Böden unter-schiedlicher Zusammensetzung an. Die Zusam-mensetzung beeinflusst in erheblichem Maße die Berechnungskennzahlen (BKZ) wie Festigkeit, Steifemodul oder Wasserdurchlässigkeitsbei-wert. Deshalb ist es notwendig, die anstehenden Böden in BGG einzuteilen. Die dafür am besten geeignete mbKZ ist der Feinkornanteil. Die BGG werden mittels stetiger Häufigkeitsverteilungen des Feinkornanteils festgelegt, die aus KDS ab-zuleiten sind (Abb. 4.12). Für jede GGG sind je nach Verteilung des Feinkornanteils eine oder mehrere BGG zu bilden. Zu beachten ist, dass die Festlegung von BGG nur nach dem Feinkornan-teil nicht eindeutig ist. Böden mit gleichem Fein-kornanteil können sehr unterschiedliche Korn-verteilungen und damit auch unterschiedliche BKZ besitzen. Dies ist durch die Bestimmung der mbKZ an Bodenproben aus Bohrungen und Schürfen zu prüfen. Gegebenenfalls ist für Böden mit gleichem Feinkornanteil mehr als eine BGG zu bilden. Die Kippengenese hat einen entschei-denden Einfluss auf die BKZ. Das betrifft ins-besondere die Bedingungen zum Zeitpunkt der Ablagerung. Daher dürfen erdfeucht verkippte und verspülte Böden auch bei identischen mbKZ nicht zu einer BGG zusammengefasst werden (LAUBAG 1996).

Planung des Untersuchungsumfanges Die Anzahl der BGG bestimmt die Mindestanzahl der zu entnehmenden und zu untersuchen-den, repräsentativen Bodenproben. Die BKZ der Kippe sind in statischen Triaxialversuchen sowohl direkt als auch indirekt zu bestimmen. Die direkte Bestimmung an ungestörten Boden-proben liefert bei Belastung der Bodenproben im Triaxialgerät mit den in situ vorhandenen Span-nungen genaue Werte für die BKZ.

Der Einfluss sich ändernder zbKZ auf die BKZ kann durch die indirekten Bestimmungen der BKZ berücksichtigt werden. In Triaxialver-suchen werden die entsprechenden Abhängigkei-ten ermittelt. Aus den KDS-Daten lassen sich bei

Kenntnis dieser Abhängigkeiten die zugehörigen BKZ berechnen.

Pro BGG sollten alle Kennzahlen und Abhän-gigkeiten bestimmt werden. Mithilfe der mbKZ ist zu recherchieren, ob für ähnliche Böden die gesuchten Abhängigkeiten bereits bestimmt wur-den. Gegebenenfalls kann auf einen Teil der Tri-axialversuche verzichtet werden.

Wenn als geophysikalisches Messverfahren die Tauchwellentomografie eingesetzt wurde und deren Aussage über eine qualitative Interpreta-tion hinausgehen soll, ist pro BGG die Abhän-gigkeit der Scherwellengeschwindigkeit vs von Porenanteil und Spannung in RC – Versuchen zu ermitteln.

Ermittlung der Abhängigkeiten BKZ = f (zbKZ) Kohäsionslose Lockergesteine mit unterschiedli-chen mbKZ unterscheiden sich erfahrungsgemäß in ihrem Setzungs-, Sackungs-, Wasserdurch-lässigkeits- und Scherfestigkeitsverhalten. Das Lockergesteinsverhalten kann durch Modelle beschrieben werden. Um den Aufwand der Modellaufstellung für unterschiedliche Locker-gesteine gering zu halten, sollten die verwende-ten Modelle allgemeingültig für kohäsionslose Lockergesteine sein. Solche allgemeingültigen Modelle müssen die Wirkungen der Einflussgrö-ßen unter Beachtung der Physik der entsprechen-den Vorgänge auf die Zielgröße mathematisch beschreiben. Derartige Modelle werden als mathematisch-physikalische Modelle bezeichnet.

Um den Einfluss der mbKZ auf das Lockerge-steinsverhalten einzubeziehen, müssen die Mo-delle materialspezifische Koeffizienten enthal-ten, die in geeigneten Versuchen zu bestimmen sind. Nach der Koeffizientenbestimmung gelten die mathematisch-physikalischen Modelle für das in den Versuchen verwendete Lockergestein und wegen des Struktureinflusses für die verwen-dete Struktur (LMBV 2002).

Gleichung (4.10) beschreibt das Primärset-zungsverhalten kohäsionsloser Lockergesteine (Reichel 1995). Gleichung (4.10) ist ein Spe-zialfall für einen konstanten Wassergehalt einer allgemeineren, in (Reichel 1999) beschriebenen Gleichung.

154 A. Vogt et al.

Abb. 4.11 Geologische Grundgesamtheiten (GGG) aus DS festlegen


mit:n - Porenanteiln0 - Porenanteil im spannungsfreien

Zustandσ’1 - wirksame vertikale HauptspannungEr, cf, ce-materialspezifische Gleichungsko-

effizientenJenachizientenberechnunggenutztenDatenba-siskannGl.(4.10)dasPrimärsetzungsverhalteneines erdfeuchten oder wassergesättigten Lo-ckergesteinsfürdenErst-oderdenWiederbelas-tungsfallbeschreiben.In(LAUBAG1996)wirdeineGleichungzurBerechnungdesSteifemodulsEs aus Gl. (4.10) hergeleitet. Die allgemeinenEigenschaftendesPrimärsetzungsverhaltensko-häsionsloserLockergesteinesindin(Försteretal.1999a)und(Reichel1999)ausführlichbeschrie-ben.InAbbildung4.13istdasSetzungsverhalteneinesSandesausderAFB-KippedesehemaligenTagebauesBärwaldeunterErstbelastungsbedin-gungeninFormeinesn – n0 – σ’1–Diagrammsdargestellt.

n n eE

w konst k k oder ko

r

c nfce

= ⋅ −

= =

⋅ −( )( )0

1

1

0

0σ’

., nnst.

(4.10)DasEntlastungsverhaltenkohäsionsloserBo-

denprobenistdurchGl.(4.11)beschreibbar.

(4.11)

mit:pr -Referenzspannung(=1kPa)n2 -Porenanteil beiσ’1 =0 kPa, lagerungs-

spezifischerKoeffizientcent -materialspezifischerKoeffizientDerAnstieg des Grundwassers in Kippen ver-ursacht Setzungen. Die Kennzahl ist das rela-tive, volumenbezogene Sackungsmaß iV. DieGl.(4.12)beschreibtdieAbhängigkeitdesrelati-ven,volumenbezogenenSackungsmaßesvonderwirksamen vertikalen Hauptspannung und vom Porenanteil.

(4.12)

mit:iv -relatives,volumenbezogenesSackungsmaßΔn -PorenanteiländerungbeiGrundwasser-

aufgang

n n cp

pentr

r

= − ⋅+

2

1lnσ ’

v vi n i e

nn

ner

gr

r,’

max� = ⋅ ⋅−

−1

1 1σσ �

Abb. 4.12 HäufigkeitsverteilungendesFeinkornanteilsmitGrenzenderBGGundFeinkornanteilderrepräsentativenBodenproben.(LMBV2002)

156 A. Vogt et al.

σ’1 - wirksame vertikale HauptspannungiVmax -materialspezifischer Gleichungskoeffi-

zientσr -materialspezifischerGleichungskoeffizientΔnr -materialspezifischer Gleichungskoeffi-

zientngr -Grenzporenanteil, lockerste Lagerung

bei σ’1

Abbildung 4.14 zeigt das SackungsverhalteneinesSandesausdemehemaligenTagebauBär-walde.

Je nach zur Koeffizientenberechnung ver-wendeter Datenbasis kann mit der Gl. (4.12)das Sackungsmaß oder die durch den Grund-wasseraufgangverursachteÄnderungdesPoren-anteils berechnetwerden.DieDatenwerden in

Abb. 4.14 SackungsverhaltendesSandesBärwaldeAS3,w=0,05,OCR=1,A<=1/K0

Abb. 4.13 SetzungsverhaltendesSandesBärwaldeAFB5,w=0,05,Erstbelastung


Triaxialversuchen ermittelt. Die Gl. (4.12) ist ein Spezialfall einer allgemeineren Gleichung (Förster et al. 1999b), die zudem den Einfluss der Hauptspannungsanisotropie, des Überkon-solidationsverhältnisses und des Wassergehaltes beschreibt. Für bestimmte Lockergesteine und Lagerungsverhältnisse beeinflusst die Anstiegs-geschwindigkeit des Grundwasseraufganges das Sackungsmaß (Reichel 1997a).

Der Wasserdurchlässigkeitsbeiwert eines Bo-dens ist von dessen materialspezifischen Eigen-schaften sowie von der für den Wasserdurchfluss zur Verfügung stehenden mittleren Querschnitts-fläche abhängig (Abb. 4.15) (Reichel 1997b). Diese mittlere Querschnittsfläche kann aus der Sättigungszahl und dem Porenanteil berechnet werden (Klammerausdruck in Gl. (4.13)). In Ver-bindung mit zwei materialspezifischen Koeffi-zienten lässt sich die Abhängigkeit des Wasser-durchlässigkeitsbeiwerts vom Porenanteil und der Sättigungszahl wie folgt beschreiben:

(4.13)

mit:k10°C - Wasserdurchlässigkeitsbeiwert bei

TWasser = 10°C, in m/se -Euler’sche Zahln -PorenanteilSr -Sättigungszahlkk0 -Gleichungskoeffizientkkf -GleichungskoeffizientAbbildung 4.16 zeigt das Wasserdurchlässig-keitsverhalten eines tertiären Sandes aus Klein-leipisch.

Die Scherfestigkeit kontraktiler wassergesät-tigter, verflüssigungsempfindlicher Böden fällt unter undränierten Bedingungen nach dem Bruch

k eCk k n n Sk kf r

1010

°+ − −= ( ( ))

auf die Restfestigkeit ab. Der Bruch kann bereits bei sehr geringen Deformationen (< 0,1 %) ein-treten. Die Bruchfestigkeit ist in konsolidierten Triaxialversuchen mittels undränierter passiver Stauchung zu bestimmen.

Der Abfall der Festigkeit auf die Restfestig-keit erfordert das Überschreiten des Bruchpunk-tes. Bei ausreichend großen, unter Verwendung undränierter Bruchfestigkeiten ermittelten Si-cherheitskoeffizienten ist das Erreichen und Überschreiten des Bruchpunktes in vielen Fällen wenig wahrscheinlich. Ergeben sich beim Ver-wenden der undränierten Restfestigkeit in den Festigkeitsansätzen Sicherheitskoeffizienten > 1, ist die Sicherheit hinreichend nachgewiesen (LMBV 1998).

Nach großen Deformationen erreichen Lo-ckergesteine einen Punkt auf einer Linie im n – σ’3 – Diagramm. Abhängig vom durch Porenanteil, Sättigungszahl und Spannung beschriebenen An-fangszustand und den Stauchungsbedingungen (dräniert, undräniert) unterscheiden sich die End-zustände und die Wege dorthin. Gleichung (4.14) beschreibt die Lage dieser Linie, die im n – σ’3 – Diagramm kontraktiles von dilatanten Scher-verhalten trennt und als kritischer Grenzzustand bezeichnet wird. Abbildung 4.17 zeigt die trivia-len Fälle „undräniert vollständig gesättigt“ und „dräniert“ eines sich bei passiver Stauchung kon-traktil verhaltenden Lockergesteins.

(4.14)

mit:nR - Porenanteil im kritischen Grenzzustandσ’3R kleinste wirksame Hauptspannung im

kritischen GrenzzustandnR0 -materialspezifischer Porenteil im kriti-

schenGrenzzustandbeiσ’3R = 0 kPAa -materialspezifischer Gleichungskoeffi-

zientσR -materialspezifischer Gleichungskoeffi-

zientBei Kenntnis der Koeffizienten von Gl. (4.14), des wirksamen Restreibungswinkels φ*’R (* – Annahme einer Kohäsion von 0 kPa bei der Berechnung des Winkels) und des Ausgangszu-standes lassen sich mittels des Gasgesetzes von

n n eR R

R

R= ⋅ −′

0

3σ

σ

Abb. 4.15 Verfügbarer Durchflussquerschnitt im Lo-ckergestein

158 A. Vogt et al.

BOYLE-MARIOTTE alle das Restfestigkeits-verhalten kennzeichnenden Größen berechnen. In den Abbildungen 4.18, 4.19, 4.20 und 4.21 sind einige davon für den Sand SSKB4-5 von der Koh-lenbahnausfahrt Schlabendorf-Süd dargestellt.

Bestimmung repräsentativer BKZ Kalibrierte KDS liefern teufenabhängig Werte für den Fein-kornanteil, die Dichte, die Trockendichte, den Wassergehalt, die Sättigungszahl und den Poren-anteil. Mit dem Nachteil größerer Messunsicher-

Abb. 4.17 Dränierte und undränierte passive Stauchung im n – σ’3 Diagramm (kontraktiles Verhalten, Sr = 1), n2 Porenanteil im Ausgangszustand, Sr2 Sättigungszahl im Ausgangszustand, σ’3(2) kleinste wirksame Hauptspan-

nung im Ausgangszustand, Δu Porenwasserdruckände-rung während der undränierten passiven Stauchung, Δn Porenanteiländerung während der dränierten passiven Stauchung

Abb. 4.16 Wasserdurchlässigkeitsverhalten Sand MP2KL Kleinleipisch


Abb. 4.18 Scheinbarer Restreibungswinkel φ*u, R Porenanteil n2 Diagramm

Abb. 4.19 Bezogene Porenwasserdruckänderung Δu/σ’3(2) Porenanteil n2 Diagramm

160 A. Vogt et al.

Abb. 4.20 Restscherfestigkeit tR, – n2 –, s’R – n2 – Diagramm ( s’R = ( σ’1R + σ’3R)/2)

Abb. 4.21 Restscherfestigkeit tR – s’2 – Diagramm ( s’2 = ( σ’1( 2) + σ’3( 2))/2)


heiten erhält man einen Teil der aufgeführten Messgrößen auch aus an KDS kalibrierten DS.

Die Sondiermesswerte sind den BGG zuzu-ordnen. Daraus ergeben sich Häufigkeitsvertei-lungen des Feinkornanteils und Häufigkeiten des Vorkommens der einzelnen BGG in der Kippe. Aufgrund ihrer Spannungsabhängigkeit sind die Porenanteile auf eine Spannung von 0 kPa zu normieren. Dabei ist die Kippengenese zu be-rücksichtigen. Das Vorgehen zur Berechnung der Porenanteile n0 einer BGG einer erdfeuchten Kippe unter Verwendung von Gl. (4.10) ist in Abbildung 4.22 dargestellt. Für wassergesättigte Kippen sind die Sackungen und die Wirkungen der mit dem Grundwasseraufgang verbundenen Entlastungen und gegebenenfalls weitere Ereig-nisse der Kippengenese zu berücksichtigen, so-fern diese nicht vernachlässigt werden können.

Aus allen Porenanteilen n0 einer BGG kön-nen Histogramme, Verteilungsfunktionen und Mittelwerte berechnet werden. Der Porenanteil n0 kann als Einbauporenanteil eines Triaxialver-suchs interpretiert werden. Die Kenntnis dieses Porenanteils gestattet die numerische Simulation von Triaxialversuchen mittels der Gl. (4.10) für alle interessierenden Spannungen und Entwick-lungszustände der zu untersuchenden Kippe. Als Ergebnis erhält man durch Einbeziehen der Materialhäufigkeiten teufenbezogene repräsenta-tive Berechnungskennzahlen, wie die Abbildun-gen 4.23 und 4.24 beispielhaft zeigen.

Quasihomogenitätskontrolle Für jeden Homo-genbereich ist eine solche Kontrolle durchzu-führen. Homogene Kippen gibt es aufgrund der Teufenabhängigkeit verschiedener Kennzahlen

Abb. 4.22 Berechnung des Porenanteils n0

Abb. 4.23 Teufenab-hängige Restfestigkeiten; Sr = 0,999, Südrand-schlauch Cottbus-Nord

162 A. Vogt et al.

als auch aufgrund der lokalen Variationen der Kippenzusammensetzung nicht. Sich bezüglich bestimmter Eigenschaften ähnelnde Kippenbe-reiche werden als quasihomogen bezeichnet.

Durch einen Vergleich sich überdeckender Flächen teufennormierter Häufigkeitsverteilun-gen gleicher Kennzahlen erhält man eine Maß-zahl für die Quasihomogenität. Die an verschie-denen Sondieransatzpunkten gewonnenen teu-fenabhängigen, repräsentativen BKZ sollten ähn-lich sein. Für die Kontrolle am besten geeignet sind die Ergebnisse gravimetrischer Messungen und der Tauchwellentomografie (Abb. 4.25). Bei lokalen Abweichungen von der Forderung der Quasihomogenität sind die betreffenden Berei-che gesondert zu betrachten und gegebenenfalls nachträglich zu untersuchen.

Aus der Verteilung der Scherwellengeschwin-digkeiten lassen sich Kippenbereiche mit unter-schiedlichen bodenphysikalischen Eigenschaften erkennen (LMBV 2002).

4.2.4 Wahl der Festigkeitsparameter in bodenmechanischen Untersuchungen

Für Standsicherheitsberechnungen kann der Geotechniker heutzutage auf eine erprobte und allgemein zugängliche Software zurückgreifen (z.B. Slope 1996; GGU 2006).

Dabei werden die Bruchkörper als Starrkörper idealisiert, an denen Berechnungen zum Gleich-gewicht zwischen haltenden und treibenden Kräften oder Momenten angestellt werden. Die eigentliche fachliche Herausforderung besteht grundsätzlich in der treffenden Charakterisierung des Materialverhaltens.

In klassischen Verfahren zur Bewertung der Standsicherheit wird das Festigkeitsverhalten mit Hilfe des Reibungswinkels φ und der Kohäsion c charakterisiert.

Bei ungefährer Kenntnis der Verteilung der natürlichen Porenzahl, des Sättigungsgrades, des Primärspannungszustandes und der Materialzu-sammensetzung im Betrachtungsgebiet können die Festigkeitskenngrößen mit statischen Triaxi-alversuchen bestimmt werden.

Unabhängig davon greift der Geotechniker zu-nächst gern auf anerkannte Orientierungsgrößen für Festigkeiten zurück, um für unterschiedliche Lockergesteinstypen die Relationen der Festig-keiten zu kennen. In (LMBV 2001) sind solche Anhaltswerte für bodenmechanische Kennwerte und Parameter angegeben (Tab. 4.4).

Die in Tabelle 4.4 angegebenen Werte bieten die Möglichkeit einer allgemeinen Abschätzung der geotechnischen Bedingungen im Zusammen-hang mit einer Sanierung für den angegebenen Raum bei weitgehend normalen Lagerungsver-hältnissen. Sie ersetzen nicht objektbezogene, in

Abb. 4.24 Teufenab-hängige Wasserdurch-lässigkeitsbeiwerte; Sr = 0,999,Restloch F Knappenrode


Tab. 4.4 Anhaltswerte für bodenmechanische Kennwerte/Parameter. (LMBV 2001)KIPPEN-/SPÜLKÖRPER GEWACHSENE LOCKERGESTEINEKippe (unverdichtet) φ’ = 34° Pleistozäner und tertiärer

Sandφ’ = 37°

φu = 11° c’ = 8 kN/m2

(c’ = 0 bei Wassersättigung)φu, R = 5° γ = 18 kN/m3

c’ = 0 kN/m2 γr = 20 kN/m3

cu, R = 0 kN/m2 2. Lausitzer Flöz φ’ = 32°γ = 16,3 kN/m3 c’ = 50 kN/m2

γr = 19,4 kN/m3 γ = 11,5 kN/m3

Kippe (verdichtet) φu = 27° γr = 14 kN/m3

φu, R = 17°cu, R = 0 kN/m2 Liegendschluff des

2. Lausitzer Flözesφ’ = 20°

γ = 16,9 kN/m3 c’ = 15 kN/m2

γr = 20,5 kN/m3 φ’R = 11°Spülkörper (Kippenmaterial) φ’ = 26° c’R = 5 kN/m2

φu, R = 12° γ = 20,5 kN/m3

c’ = 2 kN/m2 γr = 20,8 kN/m3

γ = 17 kN/m3 Bänderschluff φ’ = 24°γr = 17,5 kN/m3 c’ = 15 kN/m2

Spülkörper (Asche) φ’ = 34° φ’R = 8c’ = 0 kN/m2 c’R = 5 kN/m2

γ = 13,4 kN/m3 γ = 19,7 kN/m3

γr = 15 kN/m3 γr = 20,0 kN/m3

Abb. 4.25 Isoliniendarstellung einer tomografisch ermittelten Verteilung der Scherwellengeschwindigkeit. (LMBV 2002)

164 A. Vogt et al.

Triaxialversuchen zu ermittelnde Kennwerte für die jeweilige Sanierungsregion.

Bevor aufwändige Versuche durchgeführt werden, muss für die Geländebruch- oder auch Böschungsbruchuntersuchung das Berechnungs-modell vereinbart werden. Zu klären ist,• für welchen Spannungsbereich Reibungswin-

kel und Kohäsion zu ermitteln sind• ob wirksame Parameter φ′f, R, c′f, R; Span-

nungsbeziehungen tf, R = f (s′f, R)undränierte Parameter φu, f,R, cu, f,R; Span-nungsbeziehungen tf, R = f (sf, R)modifizierte Parameter mod φf, R, mod cf, R; Spannungsbeziehungen tf, R = f (s′k)verwendet werden sollen.Förster (LMBV 1998) überlässt dem Geotech-

niker zunächst die Wahl einer dieser Parameter-gruppen, empfiehlt aber die Arbeit mit modifizier-ten Festigkeiten (wirksamer Grundspannungszu-stand im Berechnungsmodell) oder undränierten Festigkeiten (totaler Grundspannungszustand im Berechnungsmodell). Als Grund wird angege-ben, dass für den Ansatz wirksamer Festigkeiten unterhalb des Grundwasserspiegels letztendlich der Porenwasserdruck im Bruch und in der Gleit-phase bekannt sein muss, dieses Wissen aber in den meisten Fällen nicht vorliegt.

Die Definition von modifizierten Parametern resultiert aus systematischen Untersuchungen,

die zeigen, dass bei undränierter Scherung der Primärspannungszustand festigkeitsprägend ist. Deshalb werden der Ermittlung modifizierter Festigkeiten die wirksamen Konsolidierungs-spannungen zugrunde gelegt (Abb. 4.26).

Förster gab für einen Lausitzer Sand folgende Zusammenhänge an (Förster 2005):

Unter Bezug auf• dasGrundmodellderVerflüssigungσ′ =σ−u

(sind der initiierte Porenwasserüberdruck u unddietotaleSpannungσgleichgroß,kommtes zum Verlust der wirksamen Festigkeit)

• umfangreiche Porenwasserdruckmessungen beiSanierungsmaßnahmen(RDV-,SPV-undErdbau begleitendes Porenwasserdruckmoni-toring)

wurden in einzelnen Sanierungsobjekten praxis-nah gute Ergebnisse erzielt, indem mit wirksa-menFestigkeiten ( φ′f, R; c′f, R) und dem Ansatz von teufenabhängigen statischen und dynami-schen Porenwasserdrücken Standsicherheiten für setzungsfließgefährdeteRestlochböschungenbe-rechnet wurden. Abbildung 4.52 zeigt eine Prin-zipskizze zum Ansatz von Porenwasserüberdrü-cken infolge eines dynamischen Lasteintrages.

tf = 0, 2303s ′k + 52 kPa

tR = 0, 0576s ′k + 12, 5 kPa.

Abb. 4.26 Festigkeit als Funktion der Konsolidierungsspannungen. (LMBV 1998)


4.3 Technik, Technologien sowie Einsatzkriterien der Sicherung und Gestaltung gekippter setzungsfließgefährdeter Tagebaurestlochböschungen (LMBV 1998)

4.3.1 Abschätzung zu erwartender Rückgriffweiten xr von Setzungsfließrutschungen

Einleitung In Vorbereitung auf jede bautech-nische und bergbauliche Tätigkeit im Umfeld einer noch nicht gesicherten, zum Setzungsflie-ßen neigenden Tagebaurestseeböschung hat der begutachtende Geotechniker die Frage zu beant-worten, wie weit sich ein Setzungsfließen in das gekippte Tagebauhinterland fortsetzen und mög-licherweise Gefährdungen für Waldgrundstücke, Fahrwege oder abzustellende Geräte hervorrufen kann. Aus den Rückgriffweiten mit einem Si-cherheitsaufschlag η abgeleitete Sicherheitslini-en sind dann oft eine notwendige Vorgabe und Aussage der mit dem Standsicherheitsnachweis beschäftigten Sachverständigen für Geotechnik. Er legt damit einen Abstand asicherheitslinie fest

(4.15)

der einzuhalten ist, um sich trotz einer Setzungs-fließrutschung im sicheren Hinterland aufzuhalten.

Vorgehensweise zur Ermittlung der Rück-griffweiten (Vogt und Förster 1991) sowie

(asicherheitslinie = η · xr ),

ergänzend (LMBV 1998) haben eine Vielzahl im Lausitzer und Mitteldeutschen Revier gegan-gene Setzungsfließrutschungen ausgewertet, wobei die vorhandenen Rückgriffweiten xr,vorh. und wesentliche Einflussgrößen auf den Rut-schungsrückgriff ermittelt wurden. Während Abbildung 4.27 die Prinzipskizze zur Definition der Rückgriffweitenermittlung zeigt, kann man in Abbildung 4.28 an einem praktischen Beispiel den Rückgriff einer gegangenen Rutschung gut erkennen. Solche Einflussgrößen sind• Art und Intensität des Initials, das ein Set-

zungsfließen anregen kann• Kippeneigenschaften, die sich aus der Tech-

nologie der Verkippung (Lage der möglichen Fließrichtung zur Strossenrichtung) ergaben

• Ausfließbedingungen (unbehindert, behindert (wenn z. B. aus alten Rutschungen herrüh-rende Massen vor der Kippenböschung lie-gen)).

Die Regressionsanalyse für den häufig auftreten-den Fall• Ausfließen senkrecht zur Strossenrichtung• durch vor der Böschung liegende Massen

behindertes Ausfließen• kein besonders starkes dynamisches Initial hat

Setzungsfließen ausgelöst (z. B. Vorbeifah-ren eines Fahrzeuges, keine Sprengung), kein besonders schneller Grundwasseranstieg

ergab folgenden mathematischen Zusammen-hang (Gl. (4.16)):

(4.16)xr = HK

[5, 76 · e

−4,3(

HWKHK

−1)2

−1

2 · tan β

]

β

β

Abb. 4.27 Definitionsskizze zur Ermittlung der vorhandenen Rückgriffweite xr, vorh., β Böschungswinkel der Kippe, bevor es zur Setzungsfließrutschung kommt, HWR Wasserstand im Restsee, HWK Stand des Kippengrundwassers bei 7·HK, HK Kippenhöhe, (1) Kontur der Kippe nach dem gegangenen Setzungsfließen

166 A. Vogt et al.

Spezielle Anwendungsfälle sind in (Vogt und Förster 1991 sowie LMBV 1998) beschrieben.

4.3.2 Tiefhalten des Wasserspiegels und Beeinflussung des Kornbandes so, dass Setzungsfließen ausgeschlossen werden kann

In der Phase des Grundwasseranstiegs kann durch Betreiben von Entwässerungsbrunnen, das AnlegenvonVertikal- undHorizontaldränagen,WasserhaltungsmaßnahmenimRestsee(Abpum-pen von Seewasser oder gesteuerte bzw. limitier-te Flutung zur Unterschreitung bzw. Einhaltung eines Grenzwasserstandes) erreicht werden, dass ineinemausreichendgroßenGebietkeineWas-sersättigung möglich ist. Damit wird gewähr-leistet, dass die eventuell auftretenden statischen und dynamischen Belastungen keinen Scher-festigkeitsverlust infolge progressiver Poren-wasserdruckentwicklung hervorrufen können (s. Abschn. 4.2).Vorteil: Verbessernde Wirkung wird

sowohl böschungsnah als auch böschungsfern erzielt.

Nachteil: Z. T. ökonomisch aufwendig, z. T. Einschränkung der planmäßigenWiederherstellung des vorberg-baulichen Wasserstandes.

Während des Schüttens der Kippen kann durch Zumischen von geeigneten Kornfraktionen oder durch selektive Verkippung das für verflüssi-gungsgefährdetes Lockergestein typische Korn-band so verändert werden, dass Setzungsfließ-gefahr ausgeschlossen bzw. stark eingeschränkt wird.Vorteil: Minimierung nachfolgender

Sanierungen.Nachteil: Komplizierte Verkippungstechno-

logie; Kosten und Aufwendungen für die Zugabe.

Das Auswählen von besonderen Kornfraktionen spielt im aufgezeigten Sinn eine entscheidende Rolle, wenn im Hinterland der Böschungsbe-reichevonRestseenBaumaßnahmenausgeführtwerden (Bau von Über-, Aus- und Einleitern, Verfüllen von Erosionsrinnen, Verbessern von Aufstandsflächen und des Untergrundes), für die die vor Ort anstehenden Lausitzer Sande nicht geeignet sind.

Abb. 4.28 Rückgriff-weite xr≈60meinerbeider leichten Rütteldruck-verdichtung ausgelösten Setzungsfließrutschung.(BIUG 2008)


4.3.3 Porenwasserdruckbarrieren

Die Verflüssigung locker gelagerten sandigen Kippgutes kann durch Reduzierung der bei un-dränierter Scherbeanspruchung entstehenden Porenwasserdrücke verhindert werden (LMBV 1998). Eine Veränderung der Materialeigenschaf-ten durch Verdichten oder andere Maßnahmen ist bei Ausnutzung dieses Effektes nicht notwendig. „Porenwasserdruckbarrieren“ können so aus-gelegt werden, dass sie regional eine definierte Begrenzung des sonst zur Verflüssigung führen-den Porenwasserdruckes bewirken. Darüber hin-aus sind Maßnahmen zur Dämpfung des Poren-wasserdruckimpulses durch komprimierbare Elemente wie Luftpolster und zur Entspannung durch schnelle Ausbreitung des unter Druck ge-ratenen Porenwassers mit Hilfe von Dränageele-menten wie vertikalen Bohrungen und Schlitzen oder horizontalen Schichten möglich.

Die dämpfende Wirkung auf den Porenwas-serdruckimpuls wird durch Luftinjektion in die vom Grundwasser erfasste Kippe zum Aufbau einer Porenwasserdruckbarriere (Luftpolster) erzielt. Es entsteht im wassergesättigten Locker-gestein ein Bereich mit höherer Kompressibilität, so dass in diesem der Porenwasserdruckimpuls gedämpft werden kann.

Die schnelle Druckausbreitung mit Dränage-elementen wird dadurch erreicht, dass dem unter Überdruck geratenen Porenwasser die Möglich-keit gegeben wird, schnell abzufließen. Dabei kommt es zu einer raschen Umverteilung und damit einem schnelleren Abbau lokal entstande-ner Porenwasserüberdrücke.

Eine praktische, wenn auch nicht primär dafür beabsichtigte Anwendung fand diese Metho-de u. a. bei der Herstellung von Schottersäulen am Brückenbauwerk zwischen dem Südost-Schlauch und dem RL Nordrandschlauch (Sab-rodter See) im Hauptfeld Spreetal sowie bei der Untergrundverbesserung für die Windenergiean-lagen Elsterheide, die auf Lausitzer Kippensand errichtet wurden.

Ein weiteres Beispiel für die Nutzung des o. g. Prinzips zum Porenwasserüberdruck- (PWÜD) Abbau war die RDV-Maßnahme zur Stützkörper-

herstellung im Bauabschnitt BA 10 am SB Lohsa II. Hier konnte die RDV wegen ansonsten güns-tiger geotechnischer Bedingungen auch bei einer sehr geringen erdfeuchten Überdeckung reali-siert werden. Dabei wurde u. a. ausgenutzt, dass sich der im RDV-Prozess entwickelnde PWÜD über die bereits realisierten, benachbarten RDV-Löcher entspannen und überschüssiges Was-ser oberflächig abfließen konnte. Damit wurde einem großflächigen, über längere Zeit aufrecht erhaltenen PWD-Anstieg entgegengewirkt und dadurch das geotechnische Sicherheitsniveau der RDV-Maßnahme erhöht.

4.3.4 Abstützung von Böschungen

Regeln zur Gestaltung von vorgelagerten StützkörpernEin für Stützkörper geeignetes Material• darf bei vollständiger Wassersättigung selbst

nicht verflüssigbar sein (hoher Verflüssi-gungswiderstand ist notwendig) bzw. muss eine ausreichend hohe Bruch- und Restfestig-keit besitzen,

• muss eine ausreichend hohe Durchlässigkeit aufweisen, um unerwünschten Rückstau aus-tretenden Wassers zu vermeiden.

Überwiegend feinkörnige Lockergesteine genü-gen in der Regel diesen Forderungen nicht. Somit sind für die Herstellung von Stützkörpern in ers-ter Linie sandig, kiesige Lockergesteine oder industrielle alternative Baustoffe mit ähnlichen Eigenschaften einzusetzen.

Wenn nicht ein Stützkörper aus stehen gelas-senem, gewachsenem Lockergestein vorgesehen ist, sind die für den Einsatz vorgesehenen Stütz-körpermaterialien in undränierten Triaxialversu-chen auf ihre Eignung zu prüfen.

Trocken verstürztes, sandiges, kiesiges Lo-ckergestein kommt dann infrage, wenn seine Kornverteilung außerhalb des Verflüssigung an-zeigenden Spektrums liegt. Auf eine Verdichtung wird im Allgemeinen nicht verzichtet werden können.

168 A. Vogt et al.

Für verspülte sandige oder kiesige Locker-gesteine ist inzwischen mehrfach festgestellt worden, dass sie auch bei einer eine Gefährdung anzeigenden Kornverteilung beim Verflüssi-gungstest im Triaxialgerät eine erhebliche Rest-festigkeit behalten, wenn sie aus dem Spülstrom über dem Wasserspiegel stammen und nicht in stehendes Wasser abgesetzt worden sind. Diese Feststellungen entsprechen den Erfahrungen, die bei der Anlage von Spülkippen gesammelt wor-den sind. Somit lassen sich einige Regeln für die Gestaltung autostabiler Spülkörper formulieren:• Das Spülgut hat aus überwiegend sandig-kie-

sigem Lockergestein zu bestehen. Zu große Feinkornanteile (FKA > 30 % bis 40 %) gelten als die Sicherheit gefährdend.

• Das Aufsetzen (Gründen) des Spülkegels hat auf einer nicht verflüssigbaren Basis, in der Regel wird es das ehemalige Tagebauliegende sein, zu erfolgen. Seine Basis darf nicht aus mechanisch umgelagertem oder im stehenden Wasser abgesetztem Spülgut bestehen.

• Beim Spülen ist der Wasserspiegel vor der Böschung so zu halten, dass sich der Spülkör-per über dem Wasserspiegel und nicht durch Sedimentation im Wasser ausbilden kann.

• Die beim Spülen vor sich gehende Klassi-fikation des Spülgutes führt dazu, dass die feineren Teilchen von der Spülstelle entfern-ter abgesetzt werden als die gröberen. Somit lässt das Spülen von einer der zu sichernden Böschung gegenüberliegenden Spülstelle kei-nen verlässlichen Stützkörper erwarten.

• Damit die Stützwirkung auch bei später ansteigendem Wasserspiegel im Restloch oder der Kippe mit der Höhe h gewährleistet bleibt, ist das Spülgut an der zu stützenden Böschung über den höchsten Wasserstand

hinaus einzubauen. Das zulässige Verhältnis von Wasserstandshöhe hW im Restloch bzw. in der Böschung zur Stützhöhe h’ ist durch eine Stützkörperberechnung ermittelbar.

Durch den Stützkörper sollen beim Eintreten einer Verflüssigung Deformationen in Richtung senkrecht zu seinem Streichen beschränkt wer-den. Er selbst soll sich nicht verschieben lassen. Auf den Stützkörper mit dem Gewicht G wirkt während der Verflüssigung von der Kippenseite anstelle des Erd- und normalen Wasserdrucks eine Verflüssigungsdruckkraft W (Abb. 4.29).

Gespülte Stützkörper entstehen durch Vorspü-len vor und Abspülen von bereits vorhandenen Kippenböschungen. Abbildung 4.29 zeigt das Berechnungsmodell mit geometrischen Größen und angreifenden Kräften.

Es wird die Sicherheit des Stützkörpers gegen das Abschieben auf einer ebenen, durch den Bö-schungsfußpunkt A verlaufenden Prüffläche in-folge des Wirkens von W (Verflüssigungskraft) berechnet:

(4.17)

Die durch vorgespülte Stützkörper erreichte Si-cherheit S ist um so größer, je größer das Stütz-körpergewicht ist, und ist um so geringer, je grö-ßer der Verflüssigungsdruck W ist.

Die Abbildung 4.29 verdeutlicht die grund-sätzlich ungünstigeren geometrischen Verhältnis-se, die beim Abspülen gegenüber dem Vorspülen entstehen. Verfahrensbedingt ist hier

(4.18)

während beim Vorspülen h′ nahe h gebracht wer-den kann.

S = f

(G;

1

W;

1

sin β

)

h’ ≤ ⋅1

2h,

β

β

β

β

Abb. 4.29 Vorgespülter Stützkörper ( links) und durch Abspülen hergestellter Stützkörper ( rechts). (LMBV 1998)


Sicherung der Kippe durch einen versteckten Damm

Allgemeine AussagenEin wirksamer Schutz des Hinterlandes von Bö-schungen in setzungsfließgefährdeten Kippenbe-reichen kann durch eine lokale Verdichtung eines ausreichend breiten Streifens des Hinterlandes bis zum Liegenden parallel zum Böschungs-streichen erreicht werden (LMBV 1998). Zum Erhöhen der Lagerungsdichte und der damit ver-bundenen Festigkeitszunahme im Boden sind im sicheren Hinterland beginnende und im Vor-Kopf-Betrieb voranschreitende Spreng- und Rüt-teldruckverdichtungsmaßnahmen (RDV) geeig-net, sofern der Porenraum des zu verdichtenden Bodens mit Wasser gefüllt ist. Im erdfeuchten Bereich ist eine Erhöhung des Scherwiderstandes mithilfe der Rütteldruckverdichtung und Rüttel-stopfverdichtung und oberflächennah mit der Fallgewichtsverdichtung realisierbar.

Das Ergebnis dieser Verdichtung entlang des Randes eines Tagebaurestloches ist ein so ge-nannter „versteckter Damm“, der eine eventu-ell mögliche Verflüssigung im böschungsnahen Bereich und in dessen unmittelbaren Hinterland zwar nicht verhindern kann, aber vor den Fol-gen in der Weise schützt, dass ein denkbares Setzungsfließen auf das Böschungsvorland und die mögliche Verflüssigung auf das unmittelbare Hinterland der Böschung begrenzt bleiben. Zahl-reiche Beobachtungen haben die zuverlässige Wirksamkeit von versteckten Dämmen bestätigt. Neben der zwar das fertiggestellte Ufer vor dem Stützkörper zerstörenden, aber das Hinterland nicht mehr beeinflussenden Setzungsfließrut-schung im Schlabendorfer Revier (RL 12) vom März 2008 sollen noch genannt werden:

• Insel im Speicherbecken (SB) Lohsa II Wäh-rend der Setzungsfließrutschung an der Insel im SB Lohsa II am 19.11.2001 trafen die Rut-schungsmassen auf zwei mittels Vibrations-walzenverdichtung (VWV) oberflächig ver-dichtete Hochflächen sowie auf kurzer Länge auf den Stützkörper der Außenkippe (AK) Bärwalde. Dabei wurde die Rutschung abge-lenkt bzw. begrenzt (s. Abschn. 4.8.3) und die Wirksamkeit der Verdichtungsmaßnahmen belegt.

Ein weiteres Beispiel ist die Maßnahme zur Teilsicherung der Insel im SB Lohsa II im Sommer 2004. Hier wurde ein speziell bemessener „schwebender“ Stützkörper durch Sprengverdichtung (SPV) als Fußwiderlager für die nachfolgende SPV-Probebelastung und Sicherung einer Inselböschung herge-stellt. Nach seiner Fertigstellung konnte der Stützkörper bestimmungsgemäß die bei der Probebelastung herbeigeführten Böschungs-bewegungen begrenzen und das Auftreten von Setzungsfließrutschungen verhindern (s. Abschn. 4.8.3).

• Sprengverdichtung am RL Nordrandschlauch Am 20.05.1999 wurde im Rahmen der

Sprengverdichtungsarbeiten zur Vorland-sicherung am RL Nordrandschlauch die Dreiergruppe V154 – V281 – V282 mit den Sprengparametern: Q1(Oben) = 15 kg, Q2(M-itte) = 12,5 kg, Q3(Unten) = 7,5 kg (V154), Q1 = 15 kg, Q2 = 15 kg Q3 = 10 kg (V281 und V282) realisiert (Abb. 4.30). Die Kippenhöhe betrug ca. 54 m, die Mächtigkeit der wasser-gesättigten Kippe 27 m und der Winkel der Kippenböschung ca. 33°.

Abb. 4.30 Anordnung der Sprengbohrlöcher zur Vorlandsicherung am RL Nordrandschlauch

170 A. Vogt et al.

Bei der Sprengung dieser Sprengbohrlöcher wurde eine Setzungsfließrutschung mit folgen-den Parametern ausgelöst:

Abrisslänge: ca. 450 mAbrissweite: ca. 20 m … 100 m (Rück-

griffweite)Abrisstiefe: ca. 30 m … 35 m

Der SPV-Stützkörper am Nordrandschlauch sowie die hergestellten RDV-Stützkörper am Nordrandschlauch und am Straßendamm Bluno wurden durch die Rutschung selbst und durch die damit verbundenen Schwallwellen nicht in Mit-leidenschaft gezogen.

Nachbrüche erfassten lediglich den erdfeuch-ten, noch unverdichteten Teil oberhalb des SPV-Stützkörpers (Bereich N in Abb. 4.31).

Die Darstellung der geometrischen Situation in Vermessungsprofilen zeigte, dass nur die erd-feuchten Kippenbereiche oberhalb der verdich-teten wassergesättigten Sande geringfügig be-einträchtigt waren (Nachbruch im erdfeuchten Boden). Es war eindeutig festzustellen, dass der SPV-Stützkörper und die ausgeführte Vorland-sicherung die Setzungsfließrutschung in das Hinterland erfolgreich begrenzt haben. Der SPV-Stützkörper und die durch Vorlandsicherung ver-dichtete Kippe wurden nicht beeinträchtigt.

Generell zeigten auch die planmäßig mit Sprengungen in Schrägbohrungen ausgelös-ten Rutschungen (Auswahl von Rutschungen, Tab. 4.5) die Wirksamkeit der hergestellten Stütz-

γ

φ

ϑφ γ

Abb. 4.31 Ansatz von Kräften an einem „ver-steckten Damm“ (auch als „versteckter Stützkörper“ bezeichnet, N Nachbruch-bereich im erdfeuchten Sand)

Tab. 4.5 Planmäßig durch Sprengungen in Schrägbohrungen ausgelöste Rutschungen am Nordrandschlauch SpreetalDatum Sprenggruppe Ladungsmenge

pro BohrlochAbrisslänge Abrisstiefe Abrissweite

(Rückgriffweite)[kg] [m] [m] [m]

20.05.1999 V154-V281-V282 1 × 15,0, 1 × 12,5, 1 × 7,5 (V154),2 × 15,0, 1 × 10,0 (V281 und V282)

450 30– 35 20–100

01.07.1999 V290-V291-V292 2 × 15,0, 1 × 10,0 130 20 5005.08.1999 V460-V461-

V462-V4632 × 15,0, 1 × 10,0 200 30–35 35

16.09.1999 V688-V689-V690 2 × 15,0, 1 × 10,0 120 30 3015.10.1999 V797-V798-

V799-V8003 × 15,0 120–350 20–30 20–50

19.10.1999 V762-V763-V764-V765

3 × 15,0 150 20–30 70

25.10.1999 V767-V768-V769-V770

3 × 15,0 130 20–30 50

27.10.1999 V789-V790-V791-V792

3 × 15,0 250 20–30 50

28.10.1999 V827-V828-V829-V830-V831-V832

3 × 20,0 150–200 30–35 80

01.11.1999 V775-V776-V777-V778

3 × 15,0 100–200 30–35 30–75

02.11.1999 V833-V834-V835-V836-V837-V838

3 × 20,0 150–250 30–35 80


körper. Bei keiner Rutschung wurden verdichtete Bereiche beeinträchtigt oder zerstört.

Ein Berechnungsmodell, das für die Dimen-sionierung und für den Nachweis der Gleitsicher-heit eines versteckten Dammes benutzt werden kann, ist in Abbildung 4.31 dargestellt. Es wird angenommen, dass sich der wassergesättigte Boden außerhalb des als versteckter Damm her-gestellten verdichteten Bereiches vollständig verflüssigt und aus Suspensionsdrücken resul-tierende Horizontalkräfte W1 und W2 mit unter-schiedlichem Richtungssinn entstehen. Zusätz-lich wirkt in die gleiche Richtung im erdfeuchten Kippenbereich eine Kraft Ea, die sich bei einer angenommenen Verschiebung des versteckten Dammes in Richtung des offenen Restloches aus dem aktiven Erddruck ergibt. Vertikal wirkt das Gewicht G des Körpers des versteckten Dammes, wobei im erdfeuchten Bereich ein eventuell statt-findender Abbruch N zu beachten ist. Unterhalb des Grundwasserspiegels ist bei den Berechnun-gen die Wichte unter Auftrieb γK’ zu verwenden.

Die Sicherheit des versteckten Dammes gegen Gleiten unter Berücksichtigung einer vollständi-gen Verflüssigung im wassergesättigten Bereich ist mit der Formel 4.19 zu berechnen, wobei für ΦS′ der in der Aufstandsfläche des Dammes maß-gebende Reibungswinkel einzusetzen ist. Das kann entweder der wirksame Bruchreibungs-winkel des verdichteten Kippenbodens oder der wirksame Reibungswinkel des Liegenden sein.

(4.19)

WR - je nach Fließrichtung W1 oder W2

Wird für S = Serf eingesetzt und nach b umge-formt, entsteht schließlich

(4.20)

Gleichung (4.20) ist beim Dimensionieren eines versteckten Dammes nutzbar.

Herstellen der versteckten DämmeDer versteckte Damm kann bei entsprechender Dimensionierung seiner Funktion nur gerecht

SG

E WS

a R

=⋅ ′

+tanΦ

b

SE W

h h

h h herf

erf

sa R

W

aK

W K W K

=′

⋅ +( ) +−( )

⋅⋅

⋅ ′ + −( ) ⋅tan tan .Φ

γ

γ γ

2

2 ϑ

werden, wenn er selbst nicht mehr verflüssi-gungsgefährdet ist. Das ist durch die Erhöhung der Dichte des den versteckten Damm bildenden Lockergesteinskörpers möglich.

In der Praxis haben sich mechanische Ver-dichtungsverfahren bewährt. Unterhalb des Grundwasserspiegels lassen sich im Allgemei-nen mithilfe der Sprengverdichtung (SPV) und der Rütteldruckverdichtung (RDV) gute Ergeb-nisse erzielen. In der erdfeuchten Überdeckung empfehlen sich die Rütteldruckverdichtung und die Rüttelstopfverdichtung (RSV) und in oberflä-chennahen Bereichen die Fallgewichtsverdich-tung (FGV). Das Müller Resonance Compaction (MRC)-Verfahren ist prinzipiell ebenfalls für die Erhöhung des Scherwiderstandes im erdfeuchten und gesättigten Bereich geeignet. Aufgrund des bisher seltenen Einsatzes kann hier allerdings nur auf ein begrenztes Maß an Erfahrungen zurück-gegriffen werden, die allerdings nicht positiv waren. Vermutlich ist auch dieses Verfahren nur zum Einsatz in wassergesättigten Sanden geeig-net.

Bei der Herstellung des versteckten Dammes ist folgendermaßen vorzugehen:• Beginn der Stabilisierung im Hinterland der

Böschung – außerhalb der Rückgriffweite eines möglichen Setzungsfließens,

• schrittweise Verbreiterung des Dammes in Richtung zum Böschungsfuß, bis die berech-nete erforderliche Breite berf. erreicht ist.

Dabei sollte aus Sicherheitsgründen die „Vor-Kopf-Technologie“ genutzt werden, d. h., die Arbeiten sollten von bereits stabilisierten Berei-chen aus erfolgen.

Bei der Wahl von Verdichtungsverfahren, die bestmöglich auf das jeweilige Objekt abge-stimmt sein sollten, zeigte sich, dass in der Regel der kombinierte, meist nacheinander erfolgende Einsatz mehrerer Verfahren das Optimum an Ver-dichtungsergebnis, Zeit- und Aufwandsersparnis sowie Sicherheit während der Ausführung er-möglicht. (Kuntze und Vogt 2003) bestätigten diese Erfahrung am Beispiel der Sicherung der setzungsfließgefährdeten Kippenböschungen im Restlochkomplex Sedlitz, Skado, Koschen (Abb. 4.32), die in 4 Sicherungsschritten ausge-führt wurden.

172 A. Vogt et al.

Abb. 4.32 Sicherungsschritte bei der Sanierung setzungsfließgefährdeter Kippenböschungen im Restloch-komplex Sedlitz, Skado, Koschen (Höhenangaben in mNN, z.B. + 103,5 mNN, Kuntze und Vogt 2003)


Auf die Verfahren Sprengverdichtung (SPV) und Rütteldruckverdichtung (RDV) soll nachfol-gend näher eingegangen werden.

SprengverdichtungAnwendungsvoraussetzungen Sprengun-

gen bieten im Arbeitsfeld der Kippensanierung ehemaliger Braunkohlentagebaue mannigfaltige Einsatzmöglichkeiten:• zur Bodenverdichtung• zur dynamischen Probebelastung von

Böschungssystemen• zum planmäßigen Auslösen von Rutschungen,

um Gefahren zu beseitigen, die von instabilen, schwierig zu sichernden Vorlandbereichen ausgehen

• als Quelle eines seismischen Wellenfeldes zum Zwecke geophysikalisch-geotechnischer Untersuchungen.

Die Anwendungsvoraussetzungen von Verdich-tungssprengungen sind:• Das zu verdichtende Material muss sich unter

zyklischer, dynamischer Beanspruchung kon-traktil verhalten.

• Das zu verdichtende Material muss wasser-gesättigt sein, d. h. ein hinreichend hoher

Wasserstand im Kippenkörper muss erreicht sein. Ein hoher Wasserstand vergrößert eine vorhandene Setzungsfließgefahr, macht aber Sprengverdichtungen effizienter. Bezüglich der Höhe des Wasserstandes im zu verdich-tenden Bereich sollte der Grundsatz „so spät wie möglich, so früh wie nötig“ eingehalten werden. Schützenswerte Bauwerke müssen einen ausreichenden Abstand von den Spreng-feldern aufweisen. Ökonomisch sinnvolle Sprengungen (d. h. Summenladungsmengen Q ≥ 10 kg) sind auf einen Sicherheitsabstand von r ≥ 500 m beschränkt.

• Das Anwendungsfeld muss hinreichend standsicher sein, um Gefährdungen während der erforderlichen Bohr- und Besatzarbei-ten auszuschließen. Zur Beherrschung dieser Gefährdungen diente das Schrägbohren, bei dem vom sicheren Hinterland aus Ladungen über Schrägbohrlöcher weit vorn in Seenähe eingebracht werden können (Abb. 4.33).

Unter Berücksichtigung dieser Punkte ist zumeist eine Abwägung zwischen Verdichtungsspren-gung und Tiefenrüttlung durchzuführen. Dabei weist die Sprengverdichtung spezifische Vorteile auf:

Abb. 4.33 Schemen zur Anbringung von Ladungen in Vertikalbohrungen ( links) und in Schrägbohrungen ( rechts). (Kuntze und Vogt 2003)

174 A. Vogt et al.

• Es sind vor, während und nach Durchführung der Maßnahme kaum Erdmassen zu bewegen.

• Der gerätetechnische Aufwand ist gering.• Es ist keine Zuführung großer Wassermengen

erforderlich.• Die Sprengladungsmengen können (bei aus-

reichendem Abstand zur Uferlinie bzw. zum Böschungsfuß) so groß gewählt werden, dass sich ein weiträumiger Verdichtungserfolg (großes Kompaktionsvolumen) ergibt. Somit ist der Sprengverdichtung bei der Sicherung großer ausgedehnter Kippenflächen im Hin-terland der Stützkörper und Seeufer in der Regel der Vorzug zu geben.

Aus der Summe dieser Vorteile ergeben sich gegenüber den Tiefenrüttlungen erhebliche Preisvorteile. Im Sonderfall, dass hohe Eindrück-widerstände das Eindringen der Rüttlerlanzen in die notwendige Tiefe verhindern, ist das Verfah-ren der Sprengverdichtung konkurrenzlos. Die-ser Umstand war Voraussetzung dafür, dass z. B. der so genannte „Bluno-Damm“ (Trenndamm zwischen den RL Nordschlauch und Nordrand-schlauch im ehem. Tagebau Spreetal) überhaupt erhalten und als Straßendamm ausgebaut werden konnte (Abb. 4.34). Die notwendige Verdichtung unterhalb von Arbeitsebenen war nur durch eine nachträgliche Sprengverdichtung und damit Her-stellen von pfahlartigen, verdichteten Körpern zwischen Dammsohle und oberem Dammbereich möglich.

Ausführungsbestimmungen Dienen die Verdichtungssprengungen zur Herstellung eines versteckten Dammes, so ist zunächst der notwen-dige Verlauf der Dammtrasse zu projektieren. Im Allgemeinen sollte diese den Konturen der

Böschungen weitestgehend folgen und nicht in-nerhalb einer prognostizierten Rückgriffweite für „normale Initiale“ liegen.

Die Breite des Dammes unterliegt der Anfor-derung, dass sie die aus den Standsicherheitsbe-rechnungen folgende Mindestbreite eines nicht verflüssigungsfähigen Stützkörpers nicht unter-schreiten darf. Aufgabe dieses Stützkörpers ist es, den aus dem Kippenmassiv stammenden Erd-druck und den Verflüssigungsdruck aufzufangen.

Die Dammtrasse ist in uferparallelen Streifen, beginnend mit dem uferfernsten Streifen, anzu-legen. Jeder Streifen besteht aus einer Doppelrei-he von Sprengansatzpunkten. Die beiden Reihen sind gegeneinander versetzt, so dass annähernd gleichseitige Dreiecke entstehen. Das Raster-maß, d. h. der Abstand benachbarter Spreng-bohrlöcher voneinander, sollte bei Anwendung der Sprengverdichtung in Kippen des Lausitzer Reviers ≈ (15 bis 25) m betragen. Ein solcher Ab-stand sichert bei tiefengestaffelten Sprengungen (Abb. 4.33) ein Überschneiden der Verdichtungs-bereiche. Das Rastermaß ergibt sich auch daraus, dass Tagebaukippen des Lausitzer Reviers eine Mächtigkeit von (50 bis 60) m aufweisen und eine Verdichtung mit einer praktisch handhabba-ren Menge von Teilladungen (3 bis 4 pro Bohr-loch) zu erreichen ist.

Die zeitliche Abfolge der Sprengungen ist so zu gestalten, dass zunächst im uferfernen Bereich mit Sprengfeldern von je 3 bis 4 Sprengbohrlö-chern begonnen wird, um die Stützwirkung von ehemaligen Arbeitsebenen sicher zu brechen. Bei Annäherung an die Böschungsschulter sollten Sprengfelder mit zwei Sprengbohrlöchern ge-plant werden, um die Größe des verflüssigten

Abb. 4.34 Schematische Darstellung der Sanierung und Sicherung des „Bluno-Dammes“


Bereiches zu reduzieren und Sicherheit gegen ein Versagen der Böschung zu erlangen. Dabei sollte die Lage aufeinander folgender Sprengfelder so gewählt sein, dass eine Doppelreihe entsteht.

Der eingesetzte Sprengstoff muss umweltver-träglich und wasserbeständig sein, eine Detona-tionsgeschwindigkeit von (5.000 bis 6.500) m/s entwickeln, (800 bis 900) l/kg Schwadenvolu-men freisetzen und eine spezifische Energie von (1 bis 1,25) MJ/kg haben.

Eine Tiefenstaffelung von Teilladungen im Wassergesättigten sollte so erfolgen, dass der Abstand zwischen je zwei aufeinander folgenden Teilladungen maximal gleich dem Rastermaß ist. Zwischen je zwei ehemaligen Arbeitsebenen soll-te eine Teilladung angebracht werden, sofern im betreffenden Teufenbereich verflüssigungsfähige Materialien vorzufinden sind. Unter Berücksich-tigung typischer Lausitzer Kippenmorphologien sind im Allgemeinen 2 bis 4 Teilladungen aus-reichend.

Die Zündintervalle sind so zu wählen, dass in benachbarten Bohrlöchern immer mit einer pra-xisbewährten Verzögerung von Δt = 2 s gezündet wird. Damit sind Interferenzen von kritischen Schwingungsamplituden in weiten Entfernungs-bereichen ausgeschlossen, und es ist eine Wir-kungsverbesserung an den Sprengbohrlöchern einer Gruppensprengung dort zu erwarten, wo dynamische Anregungen mit der Anstiegsphase des Porenwasserdrucks zusammenfallen.

Eine bohrlochinterne Staffelung der Zündzeit-punkte ist gleichermaßen geeignet (Förster und Krüger 1998). Der erhöhte Aufwand gegenüber simultaner Zündung ist jedoch nur in besonders sensiblen Bereichen, wie beispielsweise bei Vor-feldstabilisierungen, gerechtfertigt. Es ist zu be-achten:• Die Zündung muss „von oben nach unten“

erfolgen.• Die Verzögerungszeit zwischen den einzelnen

Etagen sollte im Regelfall Δt = 1 s nicht über-schreiten.

Bei Einsatz einer bohrlochinternen Staffelung wurden Wirkungsverbesserungen in Form größe-rer Setzungsmulden als bei simultaner Zündung beobachtet. Dieses rechtfertigt in Hinblick auf den vermuteten Wirkmechanismus eine Reduzie-rung der Teilladungsmenge in der größten Teufe.

Verdichtungsnachweis Die augenfälligsten Be-weise eingetretener Verdichtungen sind Setzungs-mulden auf den Kippenoberflächen. Sie lassen sich nach (Keßler und Förster 1992) mit

s(r) = smax · e

−r2

(0,87·zQ)2 (4.21)

mits -Setzung,smax -Setzung am Bohrloch,r -Abstand von der Bohrlochachse,zQ -Ladungstiefe

berechnen (Regressionskoeffizient R = 0,973).Das Volumen einer Setzungsmulde ergibt sich

aus V = 0,76 · smax · π · z2Q. Bei jeder Sprengung ist

zumindest die Maximalsetzung zu erfassen.Sind die Mächtigkeit des wassergesättigten

Bereiches der Dicke hw und des erdfeuchten Be-reiches der Dicke hü bekannt, so kann die zur Er-reichung einer bestimmten Maximalsetzung smax notwendige Ladungsmenge nach

Q = 1, 6 · 10−3 · s1,92max · h

0,727u · h0,353

w · ρ (4.22)

abgeschätzt werden ( ρ = 1.810 kg/m3).Algorithmus zur Planung von Verdichtungs-sprengungen zur Stabilisierung von Kippen-böschungen1. Bewertung der Verflüssigungsgefahr auf

Basis bestimmter bodenmechanischer Kenn-größen. Ermittlung der Böschungsstandsi-cherheit für den Einsatz der Bohrgeräte.

2. Feststellung der Rückgriffweite für „nor-male‘‘ Initiale nach Prognoseformel und Festlegung einer geplanten Dammtrasse außerhalb des akut gefährdeten Bereiches.

3. Durchführen von Drucksondierungen in der geplanten Dammtrasse zur Bodenanspra-che, zum Erkennen von Arbeitsebenen und der Teufenlage verflüssigungsfähiger Sand-schichten. Festlegen der Anzahl der Teilla-dungen.

4. Festlegung der Ladungstiefen, möglichst äquidistant, im Wassergesättigten.

5. Ermittlung des Rastermaßes nach Progno-seformel (aus geringster Teilladungsteufe), Festlegung der Bohransatzpunkte zum Erstellen eines Pilotdammes.

176 A. Vogt et al.

6. Abschätzen des erreichbaren Setzungsbetra-ges aus dem Ergebnis der Drucksondierun-gen. Drucksondierungen sind die gegenwär-tig zuverlässigste Methode zur Ermittlung der Lagerungsverhältnisse, darum erfordert dieser Arbeitsschritt die größte Aufmerk-samkeit. Im Allgemeinen wird die erreichba-re, maximale Setzung etwa 5 % der Mächtig-keit aller verdichtbaren Schichten im Was-sergesättigten nicht übersteigen.

7. Vorgabe der Ladungsmengen nach Prog-noseformel (Zusammenhang zwischen La-dungsmenge und Setzung).

8. Probesprengung, Bewertung der erreichten Setzung und ggf. Korrektur der Ladungs-menge. Berechnung und Messung der Schwinggeschwindigkeit auf der Oberfläche an der Uferlinie.

9. Bei Annäherung an die Uferlinie sollten die Ladungsmengen so reduziert werden, dass die bei der Herstellung des Pilotdam-mes gemessene Schwinggeschwindigkeit an der Uferlinie nicht überschritten wird. Dazu können die entsprechenden Prognosefor-meln eingesetzt werden.

10. Sofern Standsicherheitsberechnungen dies erfordern, ist eine weitere Reduzierung der Ladungsmengen vorzunehmen.

Rütteldruckverdichtung Bei der RDV wird eine Rüttellanze (durch Eigengewicht und Vibration) unter Mitwirkung von mit Druck zugegebenem „Spitzen“-Wasser in den locker gelagerten Unter-

grund abgesenkt und anschließend unter stärkerem Rütteln schrittweise wieder gezogen (Verdich-tungsprozess). Der an der Lanzenspitze montierte Vibrationskopf (steuerbarer Exzenter, Abb. 4.35) bewirkt eine dynamische Anregung des umge-benden Lockergesteins. Im wassergesättigten Sand kommt es hier zum Anstieg des Porenwas-serdruckes (PWD), zu lokalen Verflüssigungen des lockeren Korngerüsts und letztlich zur Neu-anordnung der Teilchen in einem stabileren Lage-rungszustand. In der Regel erfolgt am Ansatzpunkt während der RDV eine Massenzugabe (mittels Radlader). Das Zugabematerial rutscht in den sich ausbildenden Trichter bis zum Lanzenkopf, gleicht das infolge der Verdichtung eintretende Volumen-defizit teilweise aus und sichert das notwendige Wiederverfüllen des Lanzenhohlraumes.

In mehreren Bauabschnitten wurde die RDV auch zur Herstellung des kompletten Stütz-körpers zwischen dem Liegenden und der Ge-ländeoberfläche GOF verwendet. Dabei wurde, aufgrund der geringeren radialen Reichweite der Verdichtungswirkung der RDV in erdfeuch-ten Kippensanden (gegenüber wassergesättigten Kippensanden), folgendes Verdichtungsregime durchgeführt (Abb. 4.36):

Abb. 4.35 Ein Rüttler V32 (130 kW) wird vom Träger-gerät im abgesteckten Raster positioniert (Foto: BIUG 2002)

Abb. 4.36 Verdichtungsregime für die möglichst gleich-mäßige Verdichtung in wassergesättigter und erdfeuchter Kippe


1. RDV in einem „grobmaschigen“ Ansatz-punktraster (z. B. mit b = 7 m) bis zum Liegen-den (wassergesättigter Kippenbereich ( Sr ≈ 1) und erdfeuchter Kippenbereich ( Sr < 1)).

2. Verengung des Ansatzpunktrasters („Zwi-schenpunkte“) mit RDV im erdfeuchten Be-reich (b′ = 3,5 m). Dosierte Wasserzugabe über die Rüttellanze zur Gewährleistung eines annähernd optimalen Wassergehaltes zur Er-höhung der Wirksamkeit der Rütteldruckver-dichtung in erdfeuchten Sanden. Mit der Was-serzugabe wird versucht, im Lockergestein wassergesättigte Verhältnisse zu schaffen, damit scheinbare Kohäsionen abzubauen und eine bessere Verdichtung zu erreichen. Die Tiefe des Eindringens des Wassers ins Locker-gestein ist sicher nicht sehr groß, die Wirkung daher vermutlich nur gering. Bei größerem Feinkorngehalt entsteht an der Lochwandung eine Schmierschicht, die sich wahrscheinlich sogar noch negativ auswirkt.

Im Rahmen der Planung und Vorbereitung des RDV-Prozesses zur Stützkörperherstellung bzw. -komplettierung werden vorangehend RDV-Tests durchgeführt. Hierbei werden die Auswirkungen der Veränderungen der RDV-Parameter (Raster, Hubschritte, Verweilzeiten, Rüttelfrequenz und – amplitude, Wasserzugabe) auf das Verdichtungs-ergebnis (z. B. erreichte Trockendichte ρd,erf., Unterschreiten eines kritischen Porenanteils nkrit) gezielt untersucht. Im Ergebnis der Tests kann der RDV-Prozess sowohl im wassergesättigten Be-reich als auch in der erdfeuchten Kippe optimiert

werden (frequenz- und amplitudengesteuerte RDV, optimierte RDV-Raster u. a.). Für einige Kippenbereiche wurden im Ergebnis von RDV-Tests speziell auf den Untergrund (insbesondere auf den Feinkornanteil (FKA)) abgestimmte Ver-dichtungsregime erarbeitet. Die Bedeutung des Feinkornanteils für die Verdichtungswirkung der RDV spiegelt das Diagramm in Abbildung 4.37 sehr deutlich wider. Es zeigt an einem konkreten Beispiel die Abhängigkeit der mittleren Trocken-dichte (nach der RDV aus Schürfen gewonnene Stutzenproben) von der Entfernung vom RDV-Ansatzpunkt. Im Ergebnis der Versuchsauswer-tung konnte aus der Forderung einer mindestens zu erreichenden Trockendichte ρ d,erf. der dazu-gehörige RDV-Wirkungsradius abgeleitet und zur Optimierung des RDV-Rasters verwendet werden. Des Weiteren wurden im Routinebetrieb spezielle Auswirkungen der RDV untersucht.

Schwingungsausbreitung Das allgemein be-kannte Prinzip, dass niederfrequente Schwingun-gen eine größere wirksame Reichweite als höher-frequente Schwingungen besitzen, wird auch in der RDV zielgerichtet angewendet. Höhere Rüt-telfrequenzen erreichen zwar im Nahbereich der Rüttellanze eine gute Verdichtung, sind jedoch in ihrer Wirkungsreichweite stärker begrenzt. Generell werden gute Verdichtungsergebnisse er-reicht, wenn mit einer Erregerfrequenz gearbei-tet wird, die der Eigenfrequenz fe des Bodens oder 2·fe entspricht. Die Eigenfrequenz wurde im konkreten Fall über Schwingungsmessungen während der RDV ermittelt. Sie liegt für die in

Abb. 4.37 Untersuchung der radialen Reichweite der Verdichtungswirkung zur Optimierung des RDV-Rasters

178 A. Vogt et al.

Lohsa II anstehenden Kippenböden zumeist im Bereich fe = (23 … 33) Hz. Schwingungsmes-sungen fanden auch bei der Überwachung nahe-liegender Bauwerke und anderer zu schützender Objekte erfolgreich Anwendung.

Entwicklung des dynamischen Porenwas-serdruckes (PWD) Porenwasserdruckerhöhun-gen gehören beim Rütteln in wassergesättigten, überwiegend nicht bindigen Lockergesteinen zum Wirkprinzip der RDV. Ihre räumliche und zeitliche Ausbreitung kann messtechnisch erfasst und über das Verdichtungsregime (Amplituden, Frequenzen, Verweilzeiten, Hubschritte, Raster usw.) beeinflusst werden. Aus bodenmechani-schen Zusammenhängen und Standsicherheits-berechnungen wurden für den Routinebetrieb entfernungsabhängig maximal zulässige Poren-wasserdrücke (bezüglich des undränierten Zu-bruchgehens lockerer Sande infolge dynamischer Initiale) ermittelt und Schlussfolgerungen zu not-wendigen Vorlandbreiten (Abstand Trägergerät/RDV-Lanze), Verdichtungsregimen und Sicher-heitsabständen getroffen. Ein weiterer Anwen-dungsfall sind notwendige Präzisierungen des RDV-Regimes bei der Annäherung der RDV an zu schützende Objekte (bauliche Anlagen, Bio-tope u. a.). In der Abbildung 4.38 wird die Ent-wicklung des PWD an einer bestehenden wasser-baulichen Anlage in Lohsa II bei der Annäherung der RDV gezeigt. Die PWD-Messungen erfolg-ten hier im Zusammenhang mit Erschütterungs-messungen. Aus der registrierten PWD-Entwi-cklung und dem zulässigen Grenzwert des PWD konnte die maximal zulässige Annäherung der

RDV im Routinebetrieb abgeleitet werden. Auf Basis der vorliegenden Daten wurde für die wei-tere Annäherung der RDV an das Bauwerk eine Präzisierung des RDV-Regimes vorgenommen.

Geländedeformationen Infolge der Verdich-tungswirkung der RDV sind (in Lohsaer Sanden) i. d. R. Setzungsbeträge von ca. (3 … 10) % der gerüttelten Kippenmächtigkeiten zu erwarten. Die Beobachtung von Geländedeformationen reicht von der Erfassung der Absenkungsbeträge im unmittelbaren Arbeitsbereich über Rissbeobach-tungen bis zur Überwachung der vorauseilenden Absenkungskontur. Diese Beobachtungen sind zum einen zwingend Bestandteil des Monitorings zur geotechnischen Sicherheit und zum anderen werden Informationen zum Verdichtungsver-halten des Bodens gewonnen. Liegen für das zu verdichtende Kippenmaterial mit der Mächtigkeit h0 Kenntnisse zur Dichte ρd,0 bzw. Porenzahl e0 vor der RDV vor, können aus den bei der RDV eingetretenen Geländeabsenkungen s die erziel-te mittlere Änderung der Porenzahl Δem ermittelt und erste Schlüsse auf die erreichte Verdichtungs-wirkung abgeleitet werden. Da bei der RDV mit Massenzugabe gearbeitet wird (s. o.), erhöht sich die durch die Porenzahlverringerung ausgedrück-te Verdichtung zusätzlich. Am Beispiel des in der Abbildung 4.36 dargestellten Testfeldes wurden (mit Massenzugabe) mittlere Absenkungsbeträge von s = 1,75 m (4,8 % von h0) nachgewiesen. Im Testfeld konnte die mittlere Porenzahl mithilfe der RDV von ca. e0 = 0,67 auf ca. em = 0,53 verrin-gert und somit ein erster Nachweis für die Besei-tigung der Setzungsfließgefahr erbracht werden.

Abb. 4.38 PWD-Ent-wicklung an einem Mess-geber bei der Annäherung der RDV


In Verflüssigungsversuchen an charakteristi-schen, im Körnungsband eng gestuften Proben wurden vor der RDV undrainierte Restreibungs-winkel von φu, R = (3 … 6)° ermittelt, während an nach der RDV gewonnenen und im undrainier-ten Triaxialversuch über den Bruch ( φf′ ≈ 32°) hinaus belasteten Proben dilatantes Verhalten zu beobachten war. Es ist hier von einer vollständi-gen Beseitigung der Verflüssigungsgefahr auszu-gehen. Trotz der granulometrisch bedingt relativ schlechten Verdichtbarkeit eng gestufter Kippen-sande bestätigen die bisherigen Untersuchungs-ergebnisse die RDV als effektive Technologie zur Kippenstabilisierung.

Ausblick Vor dem Hintergrund der Proble-matik der Tagebaurestseeversauerung ergeben sich für die RDV neben dem „klassischen“ Ein-satz auch Anwendungsbereiche zur Verbesse-rung der Speicher- und Grundwasserqualität. Bei der RDV im erdfeuchten Bereich muss aus bodenmechanischen Gründen mit Wasserzugabe gearbeitet werden. Wird anstelle des normaler-weise genutzten (leider oft sauren) Restlochwas-sers eine Kalktrübe o. ä. verwendet, kann in der Kippe gezielt ein „Durchflussreaktor“ hergestellt werden. Außerdem können auf diese Weise noch erdfeuchte Kippenbereiche, die später durch den GW-Wiederanstieg aufgesättigt werden, vorkon-ditioniert werden.

4.3.5 Monitoring

Zum Monitoring gehören Untersuchungen und Messungen mit zwei unterschiedlichen Zielen:• Messungen und Beobachtungen, die der

Ermittlung der Dichte und der Festigkeit des Untergrundes vor und nach Sanierungsmaß-nahmen dienen

• Messungen und Beobachtungen, deren Zweck die Gewährleistung der Sicherheit während der Sanierungsarbeiten ist.

Dichtebestimmungen und Ermittlung der Fes-tigkeit An möglichen Verfahren sind zu nennen:• Bohrlochmessungen mit radiometrischen

Sonden• Drucksondierungen

• Messung der Oberflächenverschiebungen nach Verdichtungsmaßnahmen

• geoelektrische Widerstandsmessungen• Messungen seismischer Parameter (Geschwin-

digkeitsfelder)• unmittelbare Bestimmung der Dichte an

Gefrierproben.Das erstgenannte Verfahren hat – nach Kalibrie-rung – insofern den Vorzug, als es geeignet ist, verlässliche quantitative Angaben zu vermitteln. An den gewonnenen Ergebnissen können ande-rerseits die weniger aufwendigen Drucksondie-rungen für exakt den gleichen Boden geeicht werden. Wenn das geschieht, sind die Druck-sondierungen für weitere Bereiche das geeignete Verfahren.

Vertikalverschiebungen der Erdoberfläche sagen über die Verdichtung nur etwas aus, wenn Horizontalverschiebungen ausgeschlossen oder mit gemessen werden. Eine quantitative Auswer-tung gelingt nur, wenn zum einen die Ausgangs-dichte bekannt und zum anderen einigermaßen zutreffende Annahmen über die Quelle der De-formationen möglich sind.

Von den oben genannten, gemeinsam mit den Geophysikern eingesetzten Verfahren verdienen zurzeit nach vorliegenden Erfahrungen die geo-elektrische Widerstandsmessung und seismische Verfahren den Vorzug. Die seismischen Verfah-ren bedürfen ebenfalls einer Kalibrierung.

Die Entnahme ungestörter Proben wäre zwar auf jeden Fall vorteilhaft. Solange aber nur das Gefrierverfahren mit einem enormen zeitlichen und finanziellen Aufwand verfügbar ist, kann sie nur für oberflächennahe Probenahmen und an-sonsten in Ausnahmefällen empfohlen werden.

Ausführungen zur Festigkeitsbestimmung er-folgen in Abschnitt 4.2.4.

Überwachung der Sicherheit Um ein Set-zungsfließen während der Durchführung von Sanierungsarbeiten möglichst auszuschließen, ist eine Messüberwachung (Monitoring) empfeh-lenswert, da alle rechnerischen und laborativen Untersuchungen zur Gefahreneinschätzung nicht ausreichend zuverlässig sind. Ebenso unerläss-lich ist eine Anpassung der technischen Maßnah-men an die Beobachtungen.

180 A. Vogt et al.

Der einzige verlässliche Hinweis auf ein Ver-flüssigen des Korngerüstes ist die Übereinstim-mung von totaler Spannung σ und Wasserdruck u. Dazu wären an jedem Messpunkt die totale Spannung σ und der Wasserdruck u mit einem kombinierten Geber online zu beobachten. Die Größe des Totaldruckes kann am ehesten abge-schätzt werden. Messpunkte müssen unterhalb der obersten gefluteten Arbeitsebene liegen.

Porenwasserdrücke allein sagen über die Nähe zur Verflüssigung nichts, ihr Anstieg gegenüber hydrostatischen Werten gemäß Grundwasser-spiegelhöhe ist aber ein Gefahrensignal.

Das allmähliche Abklingen von Horizontal-verschiebungen nach Störungen ist eine notwen-dige Bedingung für die Stabilisierung, schließt aber ein plötzliches Setzungsfließen nicht aus. Geschwindigkeit und Beschleunigung des Korn-gerüsts an der Oberfläche oder im Erdinneren sagen rein empirisch etwas über den Beginn von Korngerüstumlagerung und Porendruckentwick-lung aus. Wenn sich Verflüssigungszonen aus-

bilden und ausbreiten, können aber Geschwin-digkeiten und Beschleunigungen des Bodens zur Bewertung über dessen Nähe zum Kollaps nicht herangezogen werden. Erschütterungsmes-sungen an Kippen helfen daher vor allem zum Schutz entfernt benachbarter Bauwerke, aber nur mit Vorbehalten zur Einschätzung der Setzungs-fließgefahr infolge erschütterungserzeugender geotechnischer Eingriffe. Auch aus praktischen Gründen sind sie zur Kontrolle der Sicherheits-lage kaum einsetzbar.

Prüfinitiale können in Verbindung mit einem Monitoring nützliche Auskünfte über die Set-zungsfließgefahr bzw. sichere Toleranzen geben. Infrage kommen insbesondere Probesprengun-gen. Damit können Tendenzen und Größenord-nungen noch unkritischer mechanischer Störun-gen empirisch eingeschätzt werden.

Die Abbildung 4.39 zeigt ein im Aufbau be-findliches Monitoringsystem für den Wasserspei-cher Lohsa II (s. Abschn. 4.8.3).

Abb. 4.39 Konzept eines komplexen geotech-nisch-geohydraulischen Monitoringprogrammes am Beispiel des Speicher-beckens Lohsa II


4.4 Planung und Herstellung der hydromechanischen Stabilität an Tagebaurestseen

4.4.1 Allgemeines

Zur Gewährleistung der hydromechanischen Sta-bilität von Böschungen an Tagebaurestseen ist die Sicherheit der Ufer gegen die Wirkung der Wellen und der Strömungen des freien Wassers zu untersuchen. Daneben sind aber auch Unter-suchungen zum Gefahrenpotenzial von Böschun-gen im Ergebnis von Suffosion und Erosion durchzuführen.

Für die Planung und als Basis für die Herstel-lung der hydromechanischen Stabilität werden Berechnungen notwendig, für die eine Vielzahl von Daten zu geometrischen, geologisch-hydro-geologischen und bodenmechanischen Gegeben-heiten, aber auch zu Windverhältnissen und Wel-lendimensionen, erforderlich sind. Dazu gehören u. a.:• Böschungsgeometrie• Lage zu schützender Objekte bzw. Bereiche

im nahen Umfeld des Tagebaurestsees• Geometrie des Tagebaurestsees• die statischen und dynamischen Wasserstands-

verhältnisse im Uferbereich des Tagebaurest-sees sowie die Stauspiegelschwankungen im Tagebaurestsee

• anstehende Lockergesteinsarten• Eigenschaften des Böschungsmaterials wie

Kornverteilung, Ungleichförmigkeitsgrad, Porenzahl, Lagerungsdichte, Kohäsion, Durchlässigkeit

• Windgeschwindigkeiten, Winddauer, Wind-richtung

• Windstreichlängen• Temperaturen (z. B. Anzahl der Frosttage)• mittlere Wellenhöhen, kennzeichnende Wel-

lenhöhe, Steilheit der Wellen, mittlere Wellen-länge, Wiederkehrperiode

• Bewuchs des Uferstreifens• Folgenutzung des Tagebaurestsees.Unter Berücksichtigung dieser Detailkenntnis-se sind geeignete Maßnahmen zur Herstellung der hydromechanischen Stabilität auszuwählen. Dabei sind sowohl die von in den Tagebaurestsee

abtauchenden Rutschungsmassen ausgehende Schallwellengefahr als auch das Gefahrenpoten-zial von Böschungen hinsichtlich Suffosion und Erosion zu beachten.

Der Nachweis der Suffosions-, Erosions- und Kolmationssicherheit hat nach folgendem Sche-ma abzulaufen (Abb. 4.40).

Eine theoretische Abschätzung der Intensität von Schwallwellen erfolgt nach folgendem Algo-rithmus:• Rückgriffweitenberechnung• Ermittlung der Böschungsverformung• Analytische Bestimmung der Wellenhöhe im

Rutschungsbereich• Abschätzung der Wellenabflachung entlang

der Wasseroberfläche• Berechnung der Wellenauflaufhöhe am

Gegenufer.Prinzipiell bestehen für die Gestaltung von Bö-schungen an Tagebaurestseen zwei Möglichkei-ten:• Freie Gestaltung durch die Kraft des Wassers Dies erfolgt dann in den Grenzen der zu ermit-

telnden Wellenrückgriffsweiten und kann unter folgenden Voraussetzungen in Betracht gezogen werden:− Relativ geringe Uferhöhe über dem End-

wasserspiegel− geringe Wellenbelastungen− ausreichende Platzverhältnisse im Ufervor-

land und –hinterland− Beseitigung von evtl. Gefährdungen am

wandernden Kliff durch Unterhaltungs-arbeiten oder Absperrungen.

• Differenzierte Gestaltung der Uferböschung, Befestigung oder Verbau der im Wellenan-griffsbereich liegenden Uferbereiche Diese Form der Gestaltung wird erforderlich, wenn wegen der Bedeutung des Tagebaurestsees und seines nahen Umfeldes sowie der Größe der Wellenbeanspruchung wandernde Ufer nicht zugelassen werden können. Gründe dafür können sein:− Anspruchsvolle Nutzungsanforderungen,

Schutz von besonderen Objekten (Straßen, Gebäude, Versorgungsleitungen usw.)

182 A. Vogt et al.

− Überschreiten der bergrechtlich bedeut-samen Sicherheitslinie durch Uferrückbil-dungen

− Gewährleistung der öffentlichen Sicher-heit.

4.4.2 Gestaltungsprinzipien zur Ufersicherung

• Die im Unterwasserbereich liegenden Böschungen flachen sich nach vorliegen-den Erfahrungen infolge Querströmungen in Abhängigkeit von der Zeit auf eine Neigung von ca. 1:2 ab.

• Ist ein Verbau des Ufers erforderlich, ist im Wellenwirkungsbereich die Böschungsnei-gung nicht flacher als 1:3 anzulegen.

• Zwischen einem Verbau und der zu erwarten-den Abtragskante im Unterwasserbereich ist ein Sicherheitsabstand von asicher ≥ 10 m ein-zuhalten (Abb. 4.41).

• Ist genügend Platz im Hinterland vorhanden, kann die errechnete Wellenrückgriffsweite Grundlage der weiteren Planung sein.

• Die Neigungen der Kippenendböschungen sind entsprechend den bodenmechanischen Bedingungen auf die erforderlichen Aus-gleichsneigungen von 1:15 bis 1:20 auslaufen zu lassen.

• Böschungsabflachungen sind so vorzu-nehmen, dass die Abtragsmassen in einem Abstand von asicher ≥ 10 m außerhalb des Ver-baubereiches verbracht werden.

• Die Abtragsmassen sind wie setzungsfließge-fährdete Kippenmassen zu bewerten und zu behandeln.

Abb. 4.40 Schema zum Nachweis der Suffosions-, Erosions- und Kolmationssicherheit. (LMBV 2001)


• Überlässt man der Wellenkraft die weitere Gestaltung des Ufers bis zum Erreichen des so genannten Ausgleichsprofils, entstehen Kliffe. Die Kliffhöhen dürfen die zulässige Höhe von 1 m nicht überschreiten. Ansonsten sind Unterhaltungs-, Sicherungsmaßnahmen oder Absperrungen erforderlich.

• Kippenböschungen im Uferbereich sind gegen Setzungsfließen zu sichern.

• Das Gründungsniveau eines technischen Ver-baus muss sich mindestens 0,5 m unter dem niedrigsten zu erwartenden Wasserstand befinden.

Kann eine Uferböschung nicht der freien Ge-staltung durch die Kraft des Wassers überlassen werden, sind die in Abbildung 4.42 genannten Sicherungsmaßnahmen zu untersuchen und zu bewerten.

Bei der Planung der Ufersicherungen sind fol-gende Aspekte zu berücksichtigen:

• Gewährleistung der öffentlichen Sicherheit• hydromechanische Beanspruchung, die am

jeweiligen Restseeufer möglich ist• zu schützende Objekte im unmittelbaren Ufer-

vorland• landschaftsplanerische Gesichtspunkte und

Gesichtspunkte des Naturschutzes• wasserwirtschaftliche Nutzung• Wirtschaftlichkeit der Sicherungsmaßnahme.Das mögliche Maßnahmenspektrum reicht von einem völligen Verzicht auf eine Uferbefestigung über einen rein biologischen Verbau bis zu tech-nischen Lösungen bei hoher Beanspruchung und entsprechender Bedeutung der Tagebaurestsee-region.

4.4.3 Ausgleichsprofil

Die Umformungs- und Umlagerungsprozesse im Uferbereich streben bei gleich bleibender

Abb. 4.41 Regelprofil im Randböschungsbereich. (LMBV 2001)

Abb. 4.42 Arten der Sicherungsmaßnahmen an Uferböschungen. (LMBV 2001)

184 A. Vogt et al.

Wellenbelastung asymptotisch einem Gleichge-wichtszustand zu, bei dem die Uferkontur un-veränderlich bleibt und allein in Abhängigkeit von Belastungsgrößen der Wellen sowie den Eigenschaften des Böschungsmaterials beschrie-ben und definiert werden kann. Dafür sind nach (LMBV 2001) folgende charakteristische Größen zu bestimmen:hK - Höhe des Klifffußes über dem Wasser-

spiegelHm - mittlere WellenhöhehR - Tiefe der Riffkrone unter dem Wasser-

spiegelmA - AusgleichsneigungmS - StrandneigungmSU - Unterwasserneigungh’R - Schnittpunkt der Ausgleichsneigung

mit der Böschungsneigung des Erd-stoffs unter Wasser

lT - Abstand der Riffkrone vom KlifffußDie Abbildung 4.43 stellt die meisten dieser Grö-ßen in einem idealisierten Profil dar.

Eine Böschungsprofilierung mit der Aus-gleichsneigung, die aus der stärksten Wellenbe-lastung über den gesamten Variationsbereich der Betriebslamelle resultiert, ist eine Kontur, die in

ihren Endpunkten erhalten bleibt und nur relativ geringe und akzeptable Umformungsprozesse er-leidet.

4.4.4 Verbaumaßnahmen

Allgemeines Die als ingenieurbiologischer Ver-bau bezeichneten Sicherungsmaßnahmen können im Gegensatz zu den technischen Verbaumaß-nahmen nur bis zu bestimmten Beanspruchungs-grenzen eingesetzt werden. Die einfachste Form des biologischen Verbaus stellen das Versetzen von Steckhölzern oder der Anbau von geeigne-ten Wasserpflanzen dar. Neben dem Aufbau von einfachen Vegetationsfaschinen zur Sanierung bereits entstandener kleinerer Böschungsschä-den, aber auch zur Vorbeugung, können Holz-grünschwellen oder bei steileren und höheren Böschungen Holzkrainerwände eingesetzt wer-den, die einer naturnahen Befestigung oberhalb des Wasserspiegels dienen.

Demgegenüber stellt der technische Verbau eine komplexe, genau zu planende Sicherungs-maßnahme für komplizierte Böschungsverhält -nisse dar.

Abb. 4.43 Beschreibung der Uferdeformation durch ein idealisiertes Profil. lT Terrassenlänge (m) 1: mø Neigung der Überwasserböschung, lS Strandlänge (m) 1: mø’ Unter-wassergrenzneigung, lKR Länge Klifffuß – Riffkrone (m)

1: mS Strandneigung, hK Höhe des Klifffußes (m) 1: mSU Unterwasserneigung, hR Tiefe der Riffkrone (m) 1: mA Ausgleichsneigung, λ Wellenlänge (m) 1: m0 Neigung der Ausgangsböschung, H Wellenhöhe (m). (LMBV 2001)


Flexible technische Verbauformen können sein:Linienverbau

ist in der Regel ein Steilverbau und dort anzuwenden, wo durch Wellenwirkung oder Gestaltung bereits eine flache Strandneigung erreicht ist und wo ein noch wanderndes Kliff zum Stillstand gebracht werden soll.

Flächenverbau

ist dort anzuwenden, wo Böschungsneigungen erforderlich werden, die steiler sind als die zu erwartende Ausgleichsneigung. Der optimale Anwendungsbereich liegt bei Böschungsnei-gungen zwischen 1:3 und 1:4.

Zum Linienverbau zählen• Gabionenwand• Blockschichtung auf Schottermatratze• Steinpackung• Krainerwand (z. T. auch als ingenieurbiologi-

scher Verbau zu bezeichnen).Als Flächenverbau werden Steinschüttungen auf der Böschungsoberfläche bezeichnet.

Für die Bemessung eines technischen Verbaus sind folgende Nachweise zu erbringen:• erdstatische Nachweise/Kipp-, Gleit- und

Grundbruchsicherheit• Bemessung der Steingrößen in geschütteten

Deckwerken

• Bestimmung der Deckschichtstärke• Auswahl des notwendigen stabilen Unter-

baues• Ermittlung der Befestigungsgrenzen.

Erdstatische Nachweise für einen Flächenver-bau Während der Nachweis der Kippsicherheit ausschließlich für einen Linienverbau zu füh-ren ist, sind Grundbruchsicherheit und Gleitsi-cherheit prinzipiell auch für den Flächenverbau nachzuweisen. Da der Flächenverbau auch eine zusätzliche Belastungsgröße für die Uferbö-schung darstellt, sind zusätzlich auch Standsi-cherheitsuntersuchungen durchzuführen.

Für einen Flächenverbau kann nach (LMBV 2001) die Gleitsicherheit nach einem Verfahren zur Berechnung der Sicherheit von Deckschich-ten gegen Abrutschen auf einer Böschung, in Ab-bildung 4.44 dargestellt, ermittelt werden.

Der Nachweis der Grundbruchsicherheit (Abb. 4.45) ist u. a. erforderlich, wenn der Ver-bau an einer Böschung oder an einem Gelände-sprung errichtet oder nach (DIN 1054 2005) die zulässige Bodenpressung überschritten wird. Nach (DIN 4017 2006) kann die zulässige lot-rechte Komponente der angreifenden Lasten zul V nach der Gleichung

(4.23)zul V =Vb

Sp

β

Abb. 4.44 Kräfte an einem Böschungselement. dWz Strömungskraft senk-recht zur Böschung [kN], dWx Strömungskraft parallel zur Böschung [kN], dT Schubkraft am Element [kN], dN Normalkraft am Element [kN], dG Gewichtskraft des Elements [kN], β Böschungs-winkel [°], h Höhe der durchströmten Schicht [m]. (LMBV 2001)

186 A. Vogt et al.

mit:Sp Grundbruchsicherheit [-]Vb lotrechte Komponente der Bruchlast

[kN]bestimmt werden.

Die Bemessung des notwendigen Einzelstein-gewichtes G in geschütteten Deckwerken erfolgt in Abhängigkeit von• der signifikanten Wellenhöhe HS• der Wellensteilheit λm/Hm• der relativen Belastungsdauer tE/Tm• der relativen Dichte des Steinmaterials ρS / ρw• dem Strukturbeiwert K0 (Steinform, Lage-

rung)• der zur Steinform korrespondierenden Grenz-

neigung βGr• dem Schluckvermögen KS• der relativen Bauwerkskrümmung dm/R• dem in Rechnung zu stellenden Materialver-

lust V.Der notwendige mittlere Steindurchmesser dm er-gibt sich dann aus

(4.24)

wobei dn den normierten Steindurchmesser und ρs die Korndichte des Steinmaterials darstellen.

Für die Verhältnisse von Tagebaurestseen kann nach (LMBV 2001) für eine überschlägige Bemessung der Berechnungsansatz vereinfacht werden:

Mit K0 = 3,5, KS = 1, V = 2 %, λm/Hm = 20, β < 26°, R = ∞ und tE/Tm = 3000 ergibt sich

(4.25)

d dG

gm ns

≈ ⋅ = ⋅⋅( )

1 14 1 14

1

3

, , ,ρ

dm

Hs

≥ 0, 79 ·m−0,33

ρs

ρw− 1

.

mit (4.26)

folgt daraus (4.27)

und mit m = cot β = 3 ergibt sich

(4.28)

Für den Neigungsbereich von m = (2…3) und für Dichteverhältnisse von ρs /ρw = (2,3–3) ergibt sich ein Variationsbereich des Steindurchmesser-Wellenhöhen-Verhältnisses dm/Hs = 0,28–0,48.

Analog ergibt sich die bei Vorgabe bestimmter Materialgrößen notwendige Böschungsneigung zu

(4.29)Die Stärke DS der aufzubauenden Deckschicht folgt aus

• DS ≥ 2,5 · dm [m]• DS ≥ 1,5 · dmax [m]• DS ≥ 0,5. [m].Die Deckschicht ist grundsätzlich aus 3 Schich-ten aufzubauen.

Deckschichten sind bei einheitlich durch-gehender Böschungsneigung mindestens bis zu einer Höhe von HS + 0,3 m (Sicherheitszuschlag) entsprechend Abbildung 4.46 über dem höchs-ten Betriebswasserspiegel und mindestens bis zu einer Tiefe von 1,5 HS unter dem tiefsten Be-triebswasserspiegel anzuordnen.

ρs

ρw= 2, 65

dm

Hs

≥0, 48

m1�3

dm

Hs

≥ 0, 333.

m ≥ cot β ≥ 0, 5 ·(

Hs/dm

(ρs/ρw) − 1

)3

fur m < 7.

φφ

φ

φ

Abb. 4.45 Bruchfigur bei lotrecht mittiger Belastung. Q Am Bodenkeil wirkende Kräfte [kN], Vb Lotrechte Komponente der Bruchlast [kN], φ Reibungswinkel [°], γ Wichte des Bodens [kN/m3], b Breite des Fundamen-tes [m], d Einbindetiefe des Fundamentes [m]. (LMBV 2001)


Folgender zusammenfassender Algorithmus ist für die Bemessung eines Uferverbaus zu be-achten (Abb. 4.47):

4.5 Untersuchung, Herstellung und Nachweis der Tragfähigkeit von zur Verflüssigung neigenden Kippen im Böschungshinterland – Sicherheit gegen Grundbruch infolge Verflüssigung

Ein Grundbruch infolge Verflüssigung tritt ein, wenn der auflastnahe Lockergesteinsuntergrund so stark belastet wird, dass sich unter ihm mehr oder weniger ausgeprägte Gleit- und Verflüssi-gungsbereiche bilden, in denen die Scherfestig-keit des Bodens überwunden wird (LMBV 1998). Solche Vorgänge sind zu befürchten, wenn sich Geräte oder andere schwere Objekte auf Kippen mit hohem Grundwasserstand befinden und zu-sätzliche statische bzw. dynamische Lasten ein-tragen. Abbildung 4.48 zeigt ein solches Ereignis.

Andere mögliche Auslöser von Verflüssi-gungsvorgängen auf Kippenflächen können inne-re Initiale (plötzliches Zusammenbrechen „hän-gengebliebener Sackungen“ oder von „Hohl-räumen“ in der Kippe etc.) oder wetterbedingte dynamische Lasten und Einwirkungen (z. B. Stürme und Orkane, die zu starken Baum- und Wurzelballenbewegungen führen, Starkregen, Luftdruckänderungen) sein. Diese werden inner-halb der Themenkomplexe, „Geländebrüche in-folge Verflüssigung“ oder „Geländeeinbrüche in-folge Verflüssigung“ betrachtet. Abbildung 4.49 zeigt einen Geländeeinbruch infolge Verflüssi-gung in einem Waldgebiet des ehemaligen Tage-baus Schlabendorf-Süd.

Aufgrund der in letzter Zeit auf Kippenflächen vermehrt eingetretenen großräumigen Verflüssi-gungsereignisse laufen derzeit umfangreiche wis-senschaftliche Untersuchungen zur Beherrschung des Problems, die noch nicht abgeschlossen sind.

Die nachfolgenden Ausführungen stellen vor-rangig den aktuellen Kenntnisstand zum Umgang mit der Thematik „Grundbruch infolge Verflüssi-gung“ dar.

Der Projektträger der Sanierung, die LMBV mbH, hat die Gesamtproblematik bereits zu Zei-ten erkannt, als die Sicherung der Tagebaurest-lochböschungen und ihrer Uferbereiche im Mit-telpunkt aller Bemühungen stand, und systemati-sche Betrachtungen veranlasst (BIUG 2005), um die land- und forstwirtschaftliche Nutzung von Kippenflächen zu ermöglichen.

Unter Berücksichtigung der prognostizierten Endwasserstände sind Aussagen erforderlich, ob mit den dann jeweils vorhandenen Grundwasser-flurabständen die in den Regionalen Sanierungs-plänen der Länder vorgesehene Folgenutzung (z. B. landwirtschaftliche Nutzung (LN) oder forstwirtschaftliche Nutzung (FN)) möglich sind bzw. welche Einschränkungen sich diesbezüglich ergeben könnten. Maßgebend ist hierbei die Ge-währleistung der Tragfähigkeit des Kippenunter-grundes unter den Bedingungen der entsprechend der vorgesehenen Folgenutzung auftretenden möglichen Belastungsfälle (z. B. Belastung durch das Begehen durch Menschen, durch den Einsatz von Gerätetechnik und durch Fahrzeugverkehr). Aufgrund des gekippten, locker gelagerten meist sandigen Untergrundes und seiner spezifischen Eigenschaften ist dabei neben der Ermittlung von Sackungsbeträgen insbesondere die Sicherheit gegen Grundbruch infolge einer Verflüssigung des Untergrundes nachzuweisen.

β

Abb. 4.46 Befestigungs-grenzen eines Flächen-verbaus. (LMBV 2001)

188 A. Vogt et al.

Ziel spezifischer Grundbruchberechnungen sind in Verbindung mit spezifischen Sackungsbe-rechnungen letztendlich Karten definierter Kip-penflächentypen, in denen entweder• belastungsabhängige Nutzungsbeschränkun-

gen oder• Maßnahmen zur Gewährleistung einer defi-

nierten Nutzungdargestellt sind.

Für die Sanierungsgebiete der ehem. Tagebau-felder Spreetal/Bluno und Spreetal-Nordost lie-gen diesbezügliche Standsicherheitseinschätzun-gen vor. Im Ergebnis von Abschätzungen zum Sackungsbetrag und von belastungsabhängigen Grundbruchberechnungen sind entsprechende

Karten mit Kippenflächenklassifikationen er-stellt worden. Auf Grundlage dieser speziellen Karten werden z. B. Wegekonzepte präzisiert oder im Hinblick auf die Folgenutzung notwen-dige Sanierungsmaßnahmen geplant und durch-geführt. Die prinzipielle Vorgehensweise bei der Erarbeitung dieser Gutachten ist der Übersicht in Abbildung 4.50 zu entnehmen.

Abbildung 4.51 zeigt prinzipielle geomet-rische Bedingungen, die bei der Beurteilung der Tragfähigkeit des Kippenuntergrundes im Hinterland sanierter Restlochbereiche von Re-levanz sind. In dieser Abbildung sind auch wesentliche zu erfassende geometrische Daten eingetragen.

Abb. 4.47 Algorithmus für die Bemessung eines Ufer-verbaus. (LMBV 2001)


Für charakteristische Bereiche sind techno-logisch-geometrische Profile zu erstellen, aus denen Minimal- bzw. Maximalwerte der in Abbil-dung 4.51 angegebenen Größen zu erkennen sind.

Für die systematischen Berechnungen wurde auf ein einfaches Kippen- und Belastungsmodell zurückgegriffen (Abb. 4.52), das auf der Gelände-oberfläche (GOF) eine Last p ansetzt. Wegen der relativ geringen erdfeuchten Überdeckung herdf. werden im Ergebnis dynamischer Belastungen (z. B. rasche und häufige Überfahrten von Kraft-fahrzeugen oder Verdichtungsgeräten, Biegebe-lastungen von dem Wind ausgesetzten Bäumen

oder von auf der Kippe errichteten Windenergie-anlagen) in der wassergesättigten verflüssigungs-gefährdeten Kippe unterhalb des Grundwasser-spiegels (GWS) Porenwasserüberdrücke erzeugt, die auf einen bestimmten radialen Bereich (siehe auch die Risskanten in Abbildung 4.48) um die Last herum ( rkrit + A) begrenzt sind.

Neben erarbeiteten Kippenklassifikationskar-ten, die• im Hinterland der Stützkörper entstehende

Wasser- und Feuchtflächen• lastabhängige Einsatzgrenzen für land- und

forstwirtschaftliche Gerätetypen• nicht trittsichere Bereiche• Kippenbereiche für erforderliche Auffüllun-

gen zur Gewährleistung von erforderlichen erdfeuchten Überdeckungen herdf.,erf. für gege-bene Lasten oder

• Bereiche mit erforderlicher flächenhafter oder partieller Verdichtung im Hinterland der Tage-baurestseen und ufernaher Stützkörper.

aufzeigen, zeigt Tabelle 4.6 für ganz bestimmte Gerätelasten p und Einsatzgewichte G für ein de-finiertes Kippengebiet objektbezogene erforder-liche erdfeuchte Überdeckungen herdf., erf. .

Für die Gewährleistung der „Trittsicherheit“ auf den unverdichteten und unbewachsenen Kip-penbereichen im Hinterland von Stützkörpern ist als Orientierungswert eine erdfeuchte Über-deckung von herdf.,erf. ≥ 1 m erforderlich. In Be-reichen mit herdf. < 1 m ist die „Trittsicherheit“ dann im Allgemeinen gewährleistet, wenn eine flächenhafte Durchwurzelung des Bodens (Wald, dicht stehendes Strauchwerk ⇒ „biologische Be-wehrung“) vorhanden ist bzw. eine Oberflächen-verdichtung erfolgt bzw. erfolgte.

Das auf Kippenflächen im Hinterland von Stützkörpern einzurichtende Monitoring sollte mindestens folgende Kontrollen umfassen:1. Überprüfung der hergestellten Auffüllungen

und Fahrdämme hinsichtlich der geotech-nischen Vorgaben (Böschungsneigungen, Mächtigkeit der Auffüllung, hergestellte Lagerungsdichte) entsprechend gültiger Nor-men,

2. Ermittlung der Setzungen und Sackungen an der Geländeoberfläche (Langzeitmessungen),

3. Überwachung und Aufnahme der Seewas-serspiegel und Messung des Grundwasser-

Abb. 4.48 Grundbruch infolge Verflüssigung des Unter-grundes bei der Überfahrt einer Drucksonde auf unver-dichteter Kippe im Schlabendorfer Revier (2005) bei einem Grundwasserflurabstand von herdf. = 1,5 m. Im Bild sind die Sprudellöcher (Porenwasserüberdruckabbau) und die Risskanten des Einsenkungsbereiches deutlich zu er-kennen. (Foto: Stein/GMB 2005)

Abb. 4.49 Geländeeinbruch in einem Waldgrundstück infolge Verflüssigung des Untergrundes, ausgelöst wäh-rend eines Sturmereignisses im Schlabendorfer Revier (Foto: BIUG 2008)

190 A. Vogt et al.

Abb. 4.50 Ablaufschema zur Beurteilung der Tragfähigkeit von Kippenbereichen im Hinterland sanierter Restloch-bereiche (BIUG 2005)


Flächenersatzlast p[kN/m²]

erforderliche erdfeuchte Überdeckungherdf., erf. [m] nach Sackung

luftbereifte Technik6 (Einsatzgewicht 10 t) ≥ 1,5> 6 (Einsatzgewicht 10 t)

bis16,7 (Einsatzgewicht bis 30 t)

≥ 2,0

> 16,7 (Einsatzgewicht > 30 t)bis

30 (Einsatzgewicht bis 50 t)≥ 3,0

kettenbetriebene Technik100 (Einsatzgewicht 60 t) ≥ 3,0

Tab. 4.6 Erforderliche erd-feuchte Überdeckungen herdf.,erf. bei unterschiedlich großen Verkehrslasten für den Endzustand (nach Abschluss der Sackungen) zur Ver-meidung von Grundbrüchen infolge Verflüssigung (beim Befahren der ebenen Kippen-oberfläche mit Fahrzeugen). (BIUG 2005)

Abb. 4.51 Prinzipskizze zu erfassender geometrischer Daten (BIUG 2005). HKges. Mächtigkeit der Gesamtkip-pe, HK1…HKl Mächtigkeit der einzelnen Kippenscheiben, HW, Ist /HW, End Mächtigkeit der wassergesättigten Kippe im Ist-Zustand bzw. nach Erreichen des Grundwasserend-zustandes, ΔhW noch zu erwartender Grundwasserwie-deranstieg, herdf.,Ist /herdf.,End Mächtigkeit der erdfeuchten Kippe im Ist-Zustand bzw. nach Erreichen des Grund-

wasserendzustandes (Flurabstand), TE Tiefe einer Mulde bzw. Mächtigkeit eines evtl. geplanten Massenauftrages, HA Höhe einer Kippendüne bzw. Mächtigkeit eines evtl. geplanten Massenauftrages, BE Breite der Kippentieflage bzw. Sohlbreite bei evtl. geplantem Massenabtrag/ Ein-schnitt, BA Kronenbreite der Kippendüne bzw. eines evtl. geplanten Massenauftrages, ßE, ßA Böschungswinkel

Abb. 4.52 Prinzipskizze zum Ansatz von Porenwas-serüberdrücken infolge eines dynamischen Lasteintrags auf der Kippenoberfläche

192 A. Vogt et al.

standes in einer ausreichenden Anzahl von Grundwassermessstellen,

4. Überwachung der biologischen Entwicklung (Bewuchs, Ausbildung eines Wurzelgeflechts, Anwachsen dornreichen Gewächses zur Si-cherstellung des eingeschränkten Zugangs zu z. B. nicht trittsicheren Bereichen bzw. zur Vermeidung eines unbeabsichtigten Betretens dieser Bereiche).

Nach Vorliegen der entsprechenden Untersu-chungen wird nach Erreichen des Grundwasser-endzustandes die Anfertigung eines abschließen-den Standsicherheitsnachweises für die Kippen-flächen im Hinterland sanierter Restlochrandbe-reiche empfohlen.

4.6 Haupt- und Abschlussgutachten zum Nachweis des Sanierungs-erfolges und als Voraussetzung für das Ende der Bergaufsicht

In (Förster 2002) wurden Anforderungen an Haupt- und Abschlussgutachten zum Nachweis der bodenmechanischen und hydromechanischen Stabilität von Restlochböschungen festgeschrie-ben.

Aufgabe von Hauptgutachten und Abschluss-gutachten ist die Bewertung durchgeführter Ge-staltungs- und Sicherungsmaßnahmen (Sanie-rungsmaßnahmen) an Objekten des Bergbaues hinsichtlich der sicheren nachbergbaulichen Nutzbarkeit und damit des Beendens der Berg-aufsicht.

Das Hauptgutachten betrachtet in erster Linie den Zustand unmittelbar nach den durchgeführ-ten Sanierungsarbeiten, eventuell vor dem Er-reichen des Belastungsendzustandes. Allerdings ist auch der Beanspruchungsfall zu bedenken, der durch vermutlich erst später (im Endzustand) eintretende Bedingungen charakterisiert wird.

Ein Abschlussgutachten wird erst zum Zeit-punkt des Erreichens der Bedingungen des End-zustandes oder dann angefertigt, wenn die Be-dingungen des Endzustandes exakt absehbar sind. Gegenstand des Abschlussgutachtens ist dann im Wesentlichen ein Vergleich der sich tat-sächlich eingestellten Bedingungen mit denen im

Hauptgutachten berücksichtigten. In vielen Fäl-len, nämlich dann, wenn der Zustand nach der Sanierung dem Endzustand entspricht oder die Bedingungen des Endzustandes zum Zeitpunkt der Bearbeitung des Hauptgutachtens genau be-kannt sind, können Haupt- und Abschlussgutach-ten identisch sein. Ergänzende Arbeiten machen sich dann erforderlich, wenn beim Vergleich der im Hauptgutachten bewerteten Bedingungen mit den tatsächlich aufgetretenen Verhältnissen er-hebliche Differenzen festgestellt werden.

Ergebnis des Haupt- und Abschlussgutachtens ist der Nachweis bzw. die Bestätigung der boden-mechanischen und hydromechanischen Stabilität der gewachsenen und gekippten Böschungen und Böschungssysteme unter Beachtung der im Ab-schlussbetriebsplan vorgegebenen Folgenutzung. Der Schwerpunkt dieser Nachweise liegt bei set-zungsfließgefährdeten Kippenböschungen. Hier ist der Nachweis der erforderlichen Verdichtung stabilisierter Kippen und Kippenböschungen zur dauerhaften Beseitigung der Gefahr spontaner Verflüssigung und des Auftretens von Setzungs-fließrutschungen zu erbringen.

Die Haupt- und Abschlussgutachten sind cha-rakterisiert durch:Unterlagen

Alle bodenmechanischen, hydrogeologischen und technologischen Unterlagen• der Sanierungsplanung und der Ausführung

der Sanierung und• zur Dokumentation der Arbeiten in den ein-

zelnen Sanierungsphasen.Inhalt• in der Aufgabenstellung genannte Aufgaben

und• die dabei erzielten Ergebnisse.Dazu gehören u. a.:• Beschreibung des Untersuchungsgebietes und

dessen kartenmäßige Darstellung mit Anga-ben zum Liegenden, zur Restlochsohle, zur Böschungsgeometrie, zu Bermen, zum Hin-terland der Böschungen, zu Anlagen, Straßen und Bauwerken im Restlochbereich und zu schützenden Objekten

• Angaben zu geologischen Verhältnissen und Lockergesteinen, zur Schichtung, zum Ein-


fallen potenzieller Gleitflächen, zu Grenzen zwischen geologischen bzw. bodenphysikali-schen Grundgesamtheiten

• Angaben zu den hydrogeologischen Bedin-gungen, zu Wasserständen im Restloch und in den Böschungen, in Kanälen und Gräben, Wasserstandsschwankungen (Ist-/Endzu-stand), Strömungsverhältnissen, hydrauli-schen Gefällen, speziellen hydrologischen Besonderheiten sowie Flutungsverläufen und Grundwasserflurabständen

• Angaben zu Probenahmen mit dem Entnah-meort, der Entnahmeteufe, der Ansprache der Probe sowie ihrer Zuordnung (Grundgesamt-heiten)

• Ergebnisberichte zu bodenphysikalischen Laboruntersuchungen – Klassifikationskenn-zahlen (materialbeschreibende und zustands-beschreibende Kennzahlen), Berechnungs-kennzahlen (Scherfestigkeiten, Wichten, Sackungsmaße)

• Ergebnisberichte von Felduntersuchungen vor (und gegebenenfalls während) der Sanierung mit lagemäßiger Einmessung− Drucksondierungen− radiometrische Kombinationsdrucksondie-

rungen mit Nachweis der Kalibrierung− sonstige geophysikalische Untersuchungen

(z. B. seismische Tomographie, Gravimet-rie Geoelektrik)

− ungestörte Probenahme (Frostproben)− Belastungs- (Verflüssigungs-)test in situ.

Speziell für setzungsfließgefährdete Kippen und Kippenböschungen kommen hinzu:• quantitative Beschreibung der angetroffenen

Lockergesteine und ihrer Verteilung in den für die Standsicherheit relevanten Bereichen

• Konzeption für Felduntersuchungen als Basis der Bemessung der Verdichtungsmaßnahmen

• Ergebnisdokumentation dieser Untersuchun-gen

• definitive Angaben zum Böschungskörper, zur Böschungsgeometrie, zur Lage und Dimensio-nierung (Teufe, Breite, Länge, Überdeckung) zu verdichtender Bereiche („versteckte“ Dämme); Angaben zur Vorlandsicherung, zu

Tragfähigkeitsbereichen in Uferzonen („Tritt-sicherheit“ – Begehbarkeit)

• detaillierte Vorgaben zum Verfahren der Ver-dichtung (Sprengverdichtung, Rütteldruck-verdichtung, Sonderverfahren) bzw. zur Böschungsgestaltung (z. B. Abflachen)

• Angaben über die durch die Sanierungs-maßnahmen in verschiedenen Bereichen des Böschungskörpers zu erreichenden Dichten (Dichteverteilung), also Angaben zum Sanie-rungsziel; ρd, erf. und/oder (ø’, c’)erf. als Funk-tion des Ortes

• detaillierte Vorgaben zur Vorlandsicherung• Vorgaben zum Erreichen einer Trittsicherheit

und Grundbruchsicherheit bei geländenahem Grundwasserstand – falls erforderlich

• Beziehungen zwischen den Lockergesteins-dichten und den durch sie bestimmten Festig-keiten

• Standsicherheitsnachweise unter Voraus-setzung des Erreichens eines vorgegebenen Sanierungszieles.

Speziell für gewachsene Böschungen kommen hinzu:• bodenphysikalische Parameter anstehender

Lockergesteine, Festigkeit längs Trennflächen• definitive Angaben zur erforderlichen

Böschungsgeometrie (Böschungshöhen und Neigungen, Lage von Bermen)

• Vorgaben für die Herstellung der geforderten Böschungsgeometrie

• Standsicherheitsnachweise.Im Ergebnis der Haupt- und Abschlussgutachten sind abschließende Aussagen zur Qualität der Sa-nierung und zur vorgesehenen Folgenutzung zu nennen. Folgende Aussagen sind möglich:a. Die vorgegebene Folgenutzung ist uneinge-

schränkt bzw. unter bestimmten Einschrän-kungen möglich.

b. Zum Nachweis des erreichten Sanierungs-zieles sind in den zu benennenden Bereichen noch folgende Labor- und Felduntersuchun-gen (Mess- und Prüfprogramme) durchzufüh-ren und auszuwerten, um die Sanierungsquali-tät bewerten zu können.

194 A. Vogt et al.

c. Das Sanierungsziel ist nicht erreicht. Zu be-nennende Nacharbeiten sind mit den entspre-chenden Vorgaben erforderlich.

Die Aussagen gemäß b) und c) können nur tem-porär gültig sein. Die unter b) und c) vorgeschla-genen Arbeiten sind im Rahmen des Hauptgut-achtens durchzuführen.

Die Haupt- und Abschlussgutachten sind unter strikter Beachtung der Rahmengliederung für Standsicherheitsberechnungen nach (Richt-linie 2005, SächsBergVO 2009) zu erstellen (Abb. 4.53).

Abb. 4.53 Rahmengliederung zur Erarbeitung der Haupt- und Abschlussgutachten. (Richtlinie 2005, neu: SächsBerg-VO 2009)


4.7 Kombination geotechnischer und wasserwirtschaftlicher Maßnahmen zur Verbesserung der Situation im Umfeld von Tagebaurestseen

An jedem Tagebaurestloch werden Konzepte• sowohl zur geotechnischen und bergbaulichen

Sicherung von Kippen und Böschungen• als auch zur Steuerung der Wasserstände und

zur Beeinflussung der Gewässergüteentwick-lung

zeitversetzt oder gleichzeitig umgesetzt (Abb. 4.54). Da sich die einzelnen Sanierungs-maßnahmen sowohl innerhalb eines Tagebaurest-sees als auch restlochübergreifend gegenseitig in ihrer Wirkung beeinflussen können, müssen bei Planung und Durchführung von Sanierungsmaß-nahmen die mit anderen Maßnahmen möglichen Berührungspunkte berücksichtigt werden. An-dererseits eröffnen diese gegenseitigen Wech-selwirkungen Möglichkeiten für eine komplexe

Herangehensweise bei der Lösung von geotech-nischen und wasserwirtschaftlichen Sanierungs-aufgaben.

Geotechnische Sanierungsmaßnahmen finden oft in unmittelbarer Nähe zum oder im Verbrei-tungsgebiet des Grund- und Oberflächenwassers statt. Hierdurch können geotechnische Maßnah-men einen Einfluss auf die Grund- und Oberflä-chenwasserqualität haben (z. B. Mobilisierung von Säurepotential beim Einbringen von dyna-mischer Energie in den Untergrund mittels RDV, RSV, FGV, Sprengung). Andererseits können durch hydraulische Maßnahmen (Flutung, Über-leiter, Kanäle) die Grund- und Seewasserstände und durch Wasserbehandlungsmaßnahmen (z. B. Dicht- und Reaktionswände) die Gebirgsdurch-lässigkeiten, Festigkeiten und Dichten der die Tagebaurestseen umgebenden und die Kippen bildenden Lockergesteine verändert werden.

Der Geotechniker ist bemüht, bei der Planung geotechnischer Sanierungsaufgaben mögliche Kombinationen oder Wechselwirkungen mit dem

Abb. 4.54 Verfahren für geotechnische und wasserwirtschaftliche Sanierungsaufgaben

196 A. Vogt et al.

in der Abbildung 4.55 dargestellten Verfahren zur Verbesserung der Wasserbeschaffenheit saurer Tagebaurestseen im Interesse eines gut funktio-nierenden Speicherbetriebes zu nutzen.

Dabei sollen ohnehin notwendige geotech-nische Sanierungsaufgaben mit Maßnahmen zur Reduzierung des bergbaubedingten Säure-potentials unter Berücksichtigung der konkreten Standortverhältnisse gekoppelt werden. Genannt seien beispielhaft• der ergänzende Einsatz von Kalkbausteinen,

Kalkbruchsteinen, Kalkschotter im Zusam-menhang mit bautechnischen und wasserbau-lichen Maßnahmen

• die Verwendung alkalischer Fluide bei der RDV anstatt des sonst üblicherweise genutz-ten sauren Tagebaurestseewassers

• die Herstellung reaktiver Teppiche durch Zugabe von Kalkprodukten in den Verspül-prozess beim Einsatz von Saugspülbaggern, wie dies in den Jahren 2007/2008 bei der Wie-

derherstellung der Schutzgräben im Speicher-becken Lohsa II erfolgte (s. Abschn. 4.8.3).

Neben der Böschungssicherung und -gestaltung mit dem Ziel der Herstellung der geotechnischen Sicherheit sind im Rahmen der Sanierung was-serhaushaltliche, gewässergütewirtschaftliche, wasserbauliche und touristische Aspekte zu be-rücksichtigen. Dazu sehen die Planungsunterla-gen u. a. vor, die zukünftigen Seen durch Über-leiter bzw. Kanäle hydraulisch regelbar miteinan-der zu verbinden.

Nach Abschluss der Sanierungsarbeiten an den ehemaligen Tagebauen des Lausitzer Braun-kohlenreviers werden im Zuge des natürlichen Grundwasserwiederanstieges und durch Flutung im Verlauf der nächsten Jahre 31 größere Tage-baurestseen mit ca. 14.200 ha Wasserflächen ent-stehen. Bestandteil der Nachnutzungskonzepte ist auch die touristisch orientierte Schiffbarkeit (kleine Fahrgastschiffe, Sport- und Freizeitboo-te) auf und zwischen ausgewählten Tagebaurest-

Abb. 4.55 Verfahren zur Verbesserung der Beschaffenheit saurer Tagebaurestseen. (Lucke et al. 2007)


seen (Abb. 4.56). Die erweiterte Restlochkette beidseits der Landesgrenze zwischen dem Frei-staat Sachsen und dem Bundesland Branden-burg bildet mit 9 großen Tagebaurestseen einen Schwerpunkt in dem Konzept einer touristischen Folgenutzung.

Die auf Grundlage anerkannter Empfehlun-gen und Richtlinien erarbeiteten geotechnischen Gutachten (Standsicherheitsberechnungen als Standsicherheitsnachweise (SN) meist für ge-wachsene Böschungen bzw. als Standsicher-heitseinschätzungen (SE) meist für Kippenend-böschungen) zur Sicherung der Restloch- und Kanalböschungen sowie Wasserstraßenkonturen beinhalten neben dem Nachweis der langfristigen Stabilität der Böschungen bzw. Böschungssyste-me und Vorgaben von Maßnahmen zum Erhalt dieser Standsicherheit auch Vorgaben für die Ge-staltung der zukünftigen Uferböschungen zum Schutz gegen Windwelleneinfluss. Unter dem Aspekt der Schiffbarmachung der Tagebaurest-

seen sowie der Verbindungskanäle ist eine geo-technische und hydromechanische Bewertung der Ufer- und Kanalböschungen auch dahinge-hend erforderlich, inwieweit die bereits an den Restlochböschungen hergestellten bzw. geplan-ten Uferabflachungen bzw. Uferbefestigungen auch den spezifischen Anforderungen aus dem Schiffsverkehr genügen. Zusätzlich müssen die Ein- und Auslauftrichter der Verbindungskanäle geotechnisch und hydromechanisch bezüglich der Belastungen durch Wind- und Schiffswellen bemessen werden.

In den Verbindungskanälen selbst treten, wie in allen schiffbaren Kanälen, schiffsbedingte Be-lastungen auf, vor denen Böschungen und Soh-len mit entsprechenden Maßnahmen zu schützen sind. Des Weiteren sind bestimmte technische Bauwerke erforderlich, welche die Nutzung eines Gewässers als Wasserstraße überhaupt er-möglichen. Im Folgenden sollen einige Aspekte

Abb. 4.56 Übersicht über geplante Tagebaurestseen und schiffbare Verbindungen im Lausitzer Seenland. (Quelle: LMBV/Radke 2007)

198 A. Vogt et al.

der Schiffbarmachung der Verbindungskanäle dargestellt werden.

Anlage der Wasserstraßen Grundsätzlich sind zur Anlage der Kanäle zwei Varianten zu nennen, die entsprechende Vor- und Nachteile aufweisen:1. Der Kanalwasserspiegel korrespondiert mit

dem niedrigsten angeschlossenen Seewasser-spiegel− Erfordernis von nur einer Schleuse− u. U. tiefe Einschnitte erforderlich− nur bereichsweise Abdichtung der Kanal-

trasse.2. Der Kanal wird unabhängig von den Seewas-

serständen als Scheitelhaltung ausgebildet− Erfordernis von zwei Schleusen− Einschnitte für den Graben können mini-

miert werden− vollständige Abdichtung der Kanaltrasse

zwischen den Schleusen.Eine Kombination aus Variante 1 und Varian-te 2 ist ebenfalls denkbar. Zusätzlich ist bei der Anlage der Wasserstraßen zu berücksichtigen, ob z. B. Begegnungsverkehr möglich sein soll, gegebenenfalls abhängig von der Schiffs- oder Bootsklasse.

Technische Bauwerke für den Betrieb der Wasserstraßen Zum Betrieb einer Wasser-straße sind verschiedene technische Einrichtun-gen erforderlich, welche die Nutzung langfristig sicherstellen. Dies sind vor allem Schiffshebe-anlagen (Schleusen), bei fehlendem natürlichem Zufluss Pumpstationen, Wehranlagen, Sicher-heitstore bei Scheitelhaltungen, evtl. Entnahme- und Einleitungsbauwerke sowie bei vorhandener Dichtung Sickerwassermessstellen, um deren Funktion zu kontrollieren.

Im Hinblick auf die Peripherie einer Wasser-straße ist insbesondere die Schaffung ausrei-chender Anker- und Liegeplätze im Bereich der Seen mit entsprechend geringen Wassertiefen und allen zugehörigen technischen Einrichtun-gen erforderlich. Dazu gehören Sanitärbereiche, Frisch-, Abwasser- und Stromanschlüsse, Betan-kungsmöglichkeiten, Slipanlagen sowie techni-scher Service.

Dauerhafte Liegeplätze müssen vor Wellen-wirkungen durch geeignete Maßnahmen ge-schützt werden. Dies kann beispielsweise mit der Schaffung künstlicher Buchtbereiche oder schwimmender Wellenbrecher gewährleistet werden. Gleiches gilt für die Schleusenvorhäfen, wenn diese sich im Mündungsbereich zu einem See befinden und damit den Wellenkräften aus-gesetzt sind.

Zusätzliche Ingenieurbauwerke Neben den wasserbaulichen Anlagen (Schleuse, Wehr, Ein- und Ausstiege, Vorhäfen, Ankerplätze und weitere infrastrukturelle Einrichtungen, wie Betankungsmöglichkeiten, Parkplätze, Versor-gungs- und Entsorgungseinrichtungen) sind u. U. Ingenieurbauwerke anzulegen. Diese sind z. B.• Brückenbauwerke• Durchlässe bzw. Überleitungen für Medien-

träger.Befinden sich die Wasserstraßen und die techni-schen und Ingenieurbauwerke auf zur Verflüssi-gung neigenden Kippen oder im Einflussbereich von Kippen, gelten für ihre Herstellung und Nut-zung die gleichen Regeln zur Gewährleistung der geotechnischen Sicherheit, wie für die bergbau-liche Sanierung beschrieben (s. Abb. 4.5).

Die Wiederherstellung des Wasserhaushaltes, deren Grundlagen und Strategien der wasser-haushaltlichen Sanierung sowie die Konzepte der Flutung und Wasserbehandlung werden im Ab-schnitt 5.1 ausführlicher behandeln.

4.8 Fallbeispiele

4.8.1 Tagebaurestloch Berzdorf

Übersicht zur Geologie und Hydrologie der Lagerstätte sowie zur Tagebauentwick-lung Südlich der Stadt Görlitz liegt der ehema-lige Tagebau Berzdorf. Er ist eine Beckenlager-stätte, die sich im Tertiär als Grabenstruktur an tektonischen Störungen verschiedener Richtun-gen einsenkte. Mit seinen Randbrüchen stellt es bei einem parallelen NNE-SSW-Streichen eine Fortsetzung des Ohre-Rift-Systems dar.


Eine Prinzipdarstellung der geologischen Ver-hältnisse ist in Abbildung 4.57 ersichtlich.

Das anstehende prätertiäre Grundgebirge im Bereich des Tagebaurestloches wird vom „Sei-denberger Granodiorit ” des Lausitzer Granodio-ritmassivs gebildet. Die im Prätertiär vorherr-schenden klimatischen Verhältnisse führten in Verbindung mit der einsetzenden Beckenbildung zu einer tiefgründigen kaolinitischen Verwitte-rung des Granodiorits.

Durch natürliche Abtragung ist die Verwit-terungszone auf den umliegenden Höhen stark reduziert. Das Kluftsystem des Granodiorits ist wasserführend. Deshalb wird der Granodiorit als Kluftwasserleiter bezeichnet.

Aufgrund von starken tektonischen Beanspru-chungen traten, bei gleichzeitiger Einsenkung des Berzdorfer Beckens, Risse in der Erdkruste auf. Die mit den Rissbildungen durchbrechende basaltische Lava führte zu einem tertiären Vulka-nismus mit Vulkankegeln, basaltischen Decken-ergüssen und basaltischen Tuffen. Im Bereich des Berzdorfer Beckens existiert zusätzlich zum prä-tertiären Grundgebirge somit auch ein Vulkanit-komplex aus Basalt. Im Untersuchungsgebiet der West- bis Südböschung ist teilweise ein basalt-oider Rücken ausgebildet, der in erster Linie im Bereich der Stützkippe 5 (Abb. 4.62) vorhanden ist.

Oberhalb von Granodiorit und Basalt stehen tertiäre Tone und Schluffe in Form von bindigen Schuttfächern (Umlagerungssedimente), Lie-gendtonen und -schluffen sowie „Schluffmul- den ” an.

Im Flözkomplex des Berzdorfer Tagebaues sind insgesamt 13 Flözbänke ausgebildet, die durch vorwiegend bindige Zwischenmittel be-grenzt werden.

Die oben genannten tertiären Ablagerungen werden durch quartäre (pleistozäne) Bildungen überlagert. Es handelt sich hierbei um Wechsel-lagerungen der Flüsse Neiße und Pließnitz, die überwiegend aus Kiessanden und Kiesen sowie Schluffen bestehen. Durch die tektonische Vor-belastung bzw. Beanspruchung entstanden pleis-tozäne Mulden, die steil einfallende Flanken auf-weisen. Diese Flanken stellen bodenmechanisch relevante Schichtgrenzen dar.

Im Tagebau Berzdorf erfolgten im Interesse einer maximalen Kohlenausbeute die Abraum- und Kohlengewinnung flankennah bzw. auf den Flanken selbst.

Aufgrund der Becken- bzw. Kesselform der Lagerstätte liegt bei nahezu allen anstehenden Lockergesteinsschichten ein mehr oder minder großes Schichteinfallen in Richtung Tagebau vor. Dadurch existiert eine Vielzahl natürlicher geo-logisch vorgegebener Schwächezonen (fossile

Abb. 4.57 Vereinfachtes Normalprofil der Lagerstätte Berzdorf. (Autorenkollektiv 2003)

200 A. Vogt et al.

Gleitflächen) in den Randböschungen des Rest-loches, die sich als rutschungsbegünstigend er-weisen können.

Die in der Vergangenheit erfolgten randlichen Großrutschungen im Gewachsenen und Instabili-täten an dem bereits teilweise vorhandenen Kip-penmaterial sowie Stauchungs- und Zerrungs-bewegungen an den Restkörpern des Flözkom-plexes sind als äußere Anzeichen für die Reak-tivierung der fossilen Schwächeflächen oder für Neubildungen von Gleitflächen zu werten.

Die Wasserführung des Tagebaues war an ein kompliziertes System von Grundwasserleitern gebunden, wobei häufig gespannte Verhältnisse auftraten, die sich zwangsläufig negativ auf die Böschungsstabilität auswirkten. Deshalb gestal-tete sich auch die Entwässerung des Tagebaues während des Abbaues sehr aufwendig.

Im Tagebau Berzdorf war deshalb bis zur Ein-stellung der Förderung die Streckenentwässe-rung notwendig.

Die hydrogeologischen Verhältnisse des ge-samten ehemaligen Tagebaugebietes werden heute durch die gegenwärtige Flutung des Tage-baurestloches bestimmt.

Entwicklung des Tagebaues Aufgrund tekto-nischer Beanspruchung bildeten sich in Teilen der Lagerstätte Berzdorf bereits relativ oberflächen-nahe Kohlenablagerungen aus, wie beispielswei-

se im westlichen Teil der ehemaligen Ortslage Berzdorf in Richtung Ortslage Neuberzdorf.

Mit der Kohlengewinnung wurde in diesem Gebiet bereits um 1835 begonnen. Der Abbau erfolgte im Tiefbau mittels kleiner 20 m bis 30 m tiefer Schächte und einer Streckenhöhe von einem Meter. Im Jahr 1872 wurde eine zentrale Wasserhaltung zur Absenkung und Beherrschung des Grundwassers in Betrieb genommen. Zu die-sem Zeitpunkt bewegte sich die Jahresförderleis-tung an Kohle zwischen 15.000 t und 25.000 t.

Mit schwieriger werdenden Abbaubedingun-gen verringerte sich die Jahresleistung an Roh-braunkohle jedoch erheblich, so dass zu Beginn des 20. Jahrhunderts eine umfangreiche Erkun-dung der Lagerstätte erfolgte. In deren Ergebnis sowie unter Berücksichtigung des wachsenden Kohlenbedarfs nach dem 1. Weltkrieg wurde der Braunkohlenabbau im Tiefbau beendet und im Jahr 1919 mit dem Aufschluss der Lagerstätte als Tagebau und 1922 mit dem Abbau im einfachen Tagebaubetrieb begonnen. Der Kohlentransport erfolgte mit Hunten über eine Kettenbahn zum eingerichteten Hochbunker (Abb. 4.58).

Die zunehmende Industrialisierung führte jedoch aus wirtschaftlichen Gründen bereits im Frühjahr 1927 zu einer ersten Stilllegung des Tagebaues mit anschließender Flutung des Rest-loches mit Wasser aus dem Fluss Pließnitz und dem Mühlgraben.

Abb. 4.58 Kohlenabbau im Jahr 1927. (Foto: Archiv LMBV)


Nach dem Ende des 2. Weltkrieges wurde zur Sicherung der territorialen Brennstoffversorgung im März 1946 mit der Sümpfung des Restloches westlich des Ortes Tauchritz begonnen. Die plan-mäßige Braunkohlenförderung erfolgte nach Be-endigung der Entwässerungsarbeiten ab Mitte 1946 durch Abbau von Hand im Tagebau.

Mit der stetig steigenden Rohkohlennachfrage wurde die Kohlenfreilegung durch Abraumbesei-tigung erforderlich. Bis zum Einsatz des ersten Tagebaugewinnungsgerätes, einem Eimerketten-bagger E 250, erfolgte die Abraumförderung mit Hacke und Schaufel oder kleineren Greifergerä-ten.

In den 1950er und 1960er Jahren des ver-gangenen Jahrhunderts folgte mit der steten Er-höhung der Förderleistung, der Inbetriebnahme des Kraftwerkes Hagenwerder (Werke I bis III) südlich von Tauchritz sowie dem Aufschluss des Nordfelds die Erweiterung des Tagebaues zu einem Großtagebau.

Der Kohlentransport zu den Kraftwerken er-folgte über Zug- und Bandanlagen. Ab dem Jahr 1977 erhielten die Kraftwerke in Hagenwerder die Kohle vollständig über Bandbetrieb.

Aufgrund der politischen und wirtschaftlichen Veränderungen Anfang der 90er Jahre wurden schrittweise Großgeräte zum Kohlenabbau außer Betrieb und Absetzer mit Bandanlagen zur Sanie-rung in Betrieb genommen.

Mit der Stilllegung des Kraftwerkes Hagen-werder Ende 1997 wurde die Kohlenförderung im Tagebau Berzdorf eingestellt.

Zurück blieb ein Tagebaurestloch mit einer Länge von ca. 5,5 km und einer Breite von 3,6 km. Die gesamte Fläche des übertägigen bergbaulich beeinflussten Areals beträgt mehr als 20 km2.

Mit Beginn der Wiederinbetriebnahme und Erweiterung des Tagebaues begannen bereits erste Sanierungsarbeiten durch das Auffahren von Halden aus Abraummaterial auf unverritz-tem Gelände.

Nach der Einstellung der Kohlenförderung im Jahr 1997 wurde unter Berücksichtigung der vor-gesehenen öffentlichen Nachnutzung mit der um-fassenden Sanierung des ehemaligen Tagebaues begonnen. Das Ziel war die Sicherung der zu-

künftigen Randböschungssysteme vor, während und nach der Flutung.

Rutschungen Wie bereits erwähnt, waren Rutschungen ständige Begleiter des Braunkoh-lenabbaues. Die bedeutendsten Rutschungen während des aktiven Bergbaues waren• Rutschung „D ” südlich der ehemaligen Orts-

lage Schönau im Zeitraum 1962/1965• Rutschung „I ” im Zeitraum 1967/1968 süd-

lich der ehemaligen Ortslage Neuberzdorf• Rutschung „H ” nordöstlich des alten Tage-

baues• Rutschung „P ” ab 1980/1981 südöstlich der

Ortslage Jauernick-Buschbach• Rutschung „R ” in den 1980er Jahren nörd-

lich von „P ” über die gesamte Teilstrecke des Nebenmuldenbereiches.

Einen Einblick in die Auswirkungen der Rutschung „P ” auf zu schützende Objekte im nordwestlichen Randbereich des ehemaligen Tagebaues geben die beiden nachfolgenden Abbildungen 4.59 und 4.60 (Autorenkollektiv 2003; Zeiß 1989).

Die Rutschung „P“ wies während der gesam-ten Gewinnungsphase in ihrem Rutschungsvo-lumen die größte Massenumlagerung auf. Sie beeinflusste dadurch entscheidend den Gewin-nungsprozess und somit die Tagebauentwicklung im gesamten Nordfeld (Grießl und Weber 2006).

Anhand der Überwachung des Bewegungs-ablaufes können folgende markscheiderische Messdaten zur Veranschaulichung dieser Groß-rutschung genannt werden:• in die Bewegung einbezogenes Volumen

− zu Beginn: 50 · 106 m3

− nach den Erweiterungen: 100 · 106 m3.• Entfernung zwischen passivem Bereich und

Abrisskante ca. 1.800 m• Entfernung zwischen Tagebauoberkante und

Abrisskante ca. 400 m• Gesamtbewegungen

− Translationsweiten 200 m bis 400 m− Absenkungen bis 60 m− Höhe an der Abrisskante bis 30 m

• Bewegungsgeschwindigkeiten− horizontal maximal vhmax = 80 cm/d bis

100 cm/d− horizontal durchschnittlich vh = 12 cm/d bis

15 cm/d

202 A. Vogt et al.

− vertikal maximal vvmax = 70 cm/d bis 100 cm/d

− vertikal durchschnittlich vv = 2 cm/d bis 4 cm/d.

Im Rahmen der komplexen geotechnischen und markscheiderischen Untersuchungen zur Rut-schung „P‛‛ wurde festgestellt, dass im gesamten Rutschungsgebiet das Hangende des Granodio-rits mit seinem hohen Verwitterungsgrad als akti-vierte Gleitfläche wirkte.

Erst mit dem Vortrieb der Innenkippe in das Nordfeld zu Beginn der 1990er Jahre nahmen die Bewegungen an Intensität ab.

Aber auch an den Innenkippen traten Stand-sicherheitsprobleme

• durch auftretende Plastifizierungen des Kip-penmaterials aufgrund der bodenphysikali-schen Eigenschaften in Verbindung mit den technologischen Randbedingungen (Gurt-bandförderung mit langen Förderwegen und zahlreichen Übergangsstellen) und

• bedingt durch das Relief des Grundgebirges mit seinen an der Basis der Innenkippe befind-lichen vorgegebenen Gleitflächen

auf.Diese Standsicherheitsprobleme traten in den

1970er und 1980er Jahren durch entsprechende Rutschungen zu Tage.

Im August 1977 ereignete sich eine Rutschung an der Tiefschüttung des Absetzers A2Rs(B)

Abb. 4.59 Ehemalige Straße von Jauernick-Buschbach nach Berzdorf im Februar 1982. (Foto: Kothe)

Abb. 4.60 Hauptabriss-kante der ehemaligen Rutschung „P‛‛ vor der Ortslage Jauernick-Busch-bach im Februar 1982. (Foto: Kothe)


8800.110 bei der Innenverkippung des Westfel-des. Innerhalb kürzester Zeit kam es zu erhebli-chen Massenumlagerungen.

Abbildung 4.61 zeigt nochmals deutlich, mit welchen Schwierigkeiten der Kohlenabbau im Tagebau Berzdorf verbunden war. Daraus lässt sich auch die Stabilitätsproblematik für die zu-künftige Nachnutzung ableiten.

Massenbewegung und Anlegen von Stützkip-pen Um die schwierigen Verhältnisse auch für die Nachnutzung standsicher zu beherrschen, waren zwangsläufig umfangreiche Erdbau-maßnahmen notwendig. Neben großräumigen Abflachungen und umfangreichen konstruktiven Maßnahmen lag der wesentlichste Aufwand in der Herstellung von Stützkippen.

Um den dazu notwendigen finanziellen Auf-wand in Grenzen zu halten, wurden sehr aufwen-dige geotechnische Optimierungsarbeiten durch-geführt. Wie der bisherige Flutungsprozess zeigt, wurden die hohen Anforderungen an die Stabilität erfüllt, wobei Böschungsbewegungen dokumen-tieren, dass auch hier Grenzfälle tangiert werden.

Unter geotechnischen Gesichtspunkten stel-len die vorhandenen Randböschungen der west-lichen bis südlichen Systeme ohne entsprechende Sicherungsmaßnahmen eine erhebliche Gefähr-dung der öffentlichen Sicherheit dar.

Der Sanierungsbergbau begann mit „Stützan-schüttungen‛‛ bereits im Jahr 1995. Diese Maß-nahmen beinhalteten in erster Linie die Arbeiten

für die Stützmassengewinnung, den Transport und den kippenseitigen Einbau.

In dem zu bewertenden Bereich des künfti-gen Tagebaurestsees wurden sechs Stützkippen eingebracht, wobei lediglich die Stützkörper Rutschung „P‛‛ sowie 4 und 5 als spätere Ufer-böschungen dienen werden. Die drei Stützkippen 1, 2 und 3 werden ausschließlich unterhalb des Endwasserspiegels liegen (Abb. 4.62).

Als Beispiel für die flächenhafte Ausdehnung der Stützkippen/Stützkörper im Tagebaurestsee wurde in Abbildung 4.63 der durch die Stützkip-pe 4 geführte geologische Schnitt vom Profil 40 dargestellt.

Die für den Einbau der einzelnen Stützkör-per erforderlichen Massen wurden ab Mitte der 1990er Jahre bis zum Jahr 2000 in erster Linie durch den Abbau von Abraummassen aus dem gesamten Baufeld III des Nordfeldes gewonnen. Die Lage der eingebauten Stützkippen bzw. Stütz-körper kann der nachfolgenden Abbildung 4.62 entnommen werden.

Mit dem Anlegen von fünf Gewinnungsschnit-ten im Baufeld III wurden in östliche und südli-che Richtung Endböschungssysteme geschaffen, die den Bedingungen der Dauerstandsicherheit entsprechen. In untergeordnetem Maße erfolgten Massenrückgewinnungen aus der Außenhalde „Neuberzdorfer Höhe‛‛ und aus der „Nordmulde‛‛ des Baufeldes I (Grießl und Weber 2006).

Die einzelnen Abraumschnitte wurden mittels Großgerätetechnik, d. h., Schaufelradbagger und

Abb. 4.61 Zentrum der Innenkippenrutschung an der Tiefschüttung des Ab-setzers A2Rs(B) 8800.110. (Autorenkollektiv 2003)

204 A. Vogt et al.

Abb. 4.62 Übersichtslageplan mit Stützkippen-/Stützkörperkontur. (Grießl und Weber 2006)

Abb. 4.63 Vereinfachte Darstellung des geologischen Schnittes Profil 40 durch die Stützkippe 4. (Grießl und Weber 2006)


Bandwagen im Schwenkbetrieb mit Gurtband-förderung bis in die vorgesehene Endstellung aufgefahren.

Die anschließende Verkippung der Stützkip-penmassen erfolgte überwiegend durch die im ehemaligen Tagebau Berzdorf in Betrieb befind-lichen Bandabsetzer in Tief- und Hochschüttung (Abb. 4.64).

Um die Stützkippen 4 und 5 in ihrer jeweiligen Kubatur auf ein Mindestmaß zu begrenzen, wur-den oberhalb beider Stützkippen in einer Höhe von + 210 m NN (Stützkippe 4) und + 188 m NN (Stützkippe 5) Aufweitungen in den jeweiligen Randböschungssystemen vorgenommen.

Die Böschungsneigung wurde dabei in Ab-hängigkeit von der späteren Nutzung der Bö-schungsabschnitte unterschiedlich hergestellt. Die geplanten Uferböschungen im Bereich des Wellenschlages + (182,5–188,0) m NN wurden mit unterschiedlichen Neigungen angelegt. Sie reichen von der Mindestneigung n = 1:10 im Biotop „P‛‛ bis hin zu einer deutlich flacheren Neigung von abschnittsweise nmax = 1:37 an der Stützkippe 5.

Die Stützkörperböschungen oberhalb der Höhe + 188 m NN wurden mit Neigungen zwi-schen n = 1:3 und n = 1:4 hergestellt.

Die sich im Bereich vom Biotop „P‛‛ ab der Höhe + 188 m NN an die Uferböschung anschlie-ßende Steilböschung aus Granodioritzersatz des Rutschungsereignisses „P‛‛ wurde nicht abge-flacht, da diese Einzelböschung einen Bestandteil des Biotops darstellt. Dieser Böschungsabschnitt befindet sich noch in seiner ursprünglichen Ab-rissgeometrie.

Für die in den Jahren 1995 bis 2000 mittels Großgerätetechnik aufgefahrenen Stützkippen wurden 52 Mio. m3 Erdmassen verkippt. Bis 2004 erfolgte dann die Endgestaltung der Stütz-kippen mit mobiler Erdbautechnik, dabei wurden etwa 54 Mio. m3 bewegt (Grießl et al. 2005).

Insgesamt wurden für die Stützkippen 106 Mio. m3 Massen bewegt. Tabelle 4.7 zeigt für verschiedene Stützkippen anteilig die umge-lagerten Massenanteile.

Standsicherheit der Böschungen während der Flutung

Bodenmechanische Berechnungskennwerte Die aufgeführten komplizierten geologischen und hydrogeologischen Verhältnisse sowie die dadurch oftmals verursachten Rutschungen schla-gen sich deutlich in den anzusetzenden boden-physikalischen Berechnungskennwerten für die Standsicherheitsuntersuchungen nieder.

Für die standsicherheitsrelevanten Böden, bestehend aus gewachsenen Böden und Kippen-material werden Rechenwerte verwendet, die so-wohl überwiegend aus Rückrechnungen von Rut-schungen als auch in früheren Kennwertanalysen zum Tagebau Berzdorf ermittelt wurden (VEB BUS Welzow 1981; Förster et al. 1997; Förster 1997).

In den Rückrechnungen wurden Festigkeits-minderungen in den vorgegebenen Gleitflächen (VG) ermittelt, die durch Kennwertanalysen be-stätigt wurden.

Die aus den Rückrechnungen angesetzten Scherfestigkeitsparameter liegen am unteren

Abb. 4.64 Bandabsetzer 1094 A2Rs(B) 8800.110 als Beispiel für die bei der Abraumverkippung einge-setzten Tagebaugroßgeräte. (Foto: LMBV)

206 A. Vogt et al.

Ende des Kennwertspektrums. Dieser Kennwert-ansatz hat sich bisher in der Praxis bewährt.

Daher werden bei Betrachtung des Versagens-falles „Abgleiten auf vorgegebenen polygonalen Prüfflächen“ die Festigkeiten nur in der Größe der wirksamen Gleit- bzw. Restfestigkeit (φ’VG = φ’R; c’VG = c’R) zum Ansatz gebracht.

In der nachfolgenden Tabelle 4.8 werden die in den Standsicherheitsuntersuchungen verwen-deten bodenmechanischen Rechenwerte zusam-menfassend angegeben (Grießl und Weber 2006).

Für den Tagebau liegt aufgrund der sehr wech-selhaften geologischen Verhältnisse eine Vielzahl an geologischen Profilen zu den Randböschungs-bereichen vor.

Treten an bestimmten Bodenschichten, wie zum Beispiel dem Schuttfächermaterial, Ver-änderungen in der Schichtzusammensetzung an einzelnen geologischen Profilen auf, wurden entsprechende Anpassungen der Rechenwerte vorgenommen. In der Tabelle sind deshalb die Bandbreiten der Rechenwerte aufgeführt (Grießl und Weber 2006; Förster 1997; Mukrasch 1999).

Standsicherheitsprobleme, Berechnungs-verfahren und Sicherheitskoeffizienten Für Standsicherheitsbetrachtungen lässt sich das Ta-gebaurestloch mit seinen Böschungen im heuti-gen Erscheinungsbild grob in drei Abschnitte unterteilen (Abb. 4.62):• die Randböschungssysteme mit Stützkörpern

aus Kippenmaterial von SW bis NO• die gewachsene Böschung mit Restkohle und

oberflächennah anstehendem Grundgebirge im Osten (Ostmarkscheide)

• die natürlich anstehenden Lockergesteinsbö-schungen mit im Bergbaubetrieb geschütteten Kippenböschungen und verfüllten Innenkip-penbereichen im Süden (Südböschung).

Die Flutungsphase stellt hinsichtlich der Stand-sicherheit einen kritischen Prozess dar, der durch

eine Vielzahl von Standsicherheitsproblemen ge-prägt ist. In einem untergeordneten Maß gilt dies auch für die Phase nach dem Erreichen des statio-nären hydrologischen Endzustandes.

Auf der Grundlage der Hydrogeologischen Berechnungen (Luckner 2006) werden die Flu-tungsphasen modelliert und die Wasserstands-linien für den stationären Endzustand auf eine Höhe von + (186,0–186,5) m NN prognostiziert, für die einzelnen Berechnungsprofile abgeleitet und in diese übertragen.

Im Bereich der Ostmarkscheide tritt durch das oberflächennah anstehende Grundgebirge zu-sätzlich zum steigenden Flutungswasserspiegel auch ein steigendes Druckwasserniveau auf. Es liegen Differenzen zwischen Flutungswasser-spiegel und Druckwasserniveau im Untergrund vor. Dieser Umstand hat einen großen Einfluss auf die Standsicherheitsverhältnisse.

In allen Fällen bestehen sowohl an den Kip-penböschungen als auch an den gewachsenen Böschungen Rutschungsgefahren in der Art von Translationsbewegungen auf vorgegebenen Schwächezonen (Versagensfall des Abgleitens des Böschungskörpers in seiner Gesamtheit sowie von Teilen des Körpers auf vorgegebenen polygonalen Gleitflächen).

Eine Ausnahme bildet der Restbereich der ehemaligen Rutschung P, jetzt Biotop P. Für die-sen Bereich ist generell davon auszugehen, dass die während des Rutschungsvorganges „P‛‛ akti-vierten Gleitflächen (VG) noch erhalten sind und bei erneuter Gleichgewichtsverletzung sofort reaktiviert werden. Aus diesem Grund sind hier Standsicherheitsuntersuchungen für den Versa-gensfall des Abgleitens auf geologisch vorgege-benen Gleitflächen besonders relevant.

Standsicherheitsprobleme hinsichtlich des Versagensfalles „Böschungsbruch auf kreiszylin-drischen Prüfflächen (KZP)“ treten in der Regel nur an Einzelböschungen aus geschüttetem Kip-penmaterial auf und sind für alle in Richtung des künftigen Berzdorfer Sees einfallenden Bö-schungskörper unter Beachtung des Flutungs-standes relevant.

Somit werden die Standsicherheitsuntersu-chungen am Tagebaurestloch Berzdorf für fol-gende Versagensmechanismen durchgeführt:

Tab. 4.7 Anteilig in Uferböschungen bildende Stützkip-pen eingebrachte Massen. (Grießl et al. 2005)Kippe Massenvolumen [m3]Stützkippe 3 8,3 Mio.Stützkippe 4 16,0 Mio.Stützkippe 5 6,5 Mio.ehemalige Rutschung „P‘‘ 7,0 Mio.


• Brucherscheinungen auf kreiszylindrischen Prüfflächen für Einzelböschungen und Böschungssysteme (KZP)

• Abgleiten auf vorgegebenen geologischen und/oder polygonalen Prüfflächen (VG).

Die Berechnungen zum Versagensfall der vorge-gebenen Prüffläche (VG) erfolgen unter Ansatz der Restscherfestigkeit für die VG, womit geo-technisch ungünstige Verhältnisse erfasst wer-

den. Für den Lastfall der kreiszylindrischen Prüf-fläche (KZP) werden materialmäßig die wirksa-men Bruchfestigkeiten angesetzt.

Die Standsicherheitsberechnungen werden nach den Vorgaben in (Richtlinie 2005; Sächs-BergVO 2009) für den Flutungsprozess und den stationären Endzustand im Tagebaurestsee durchgeführt.

Tab. 4.8 Bodenmechanische Berechnungskennwerte. (Grießl und Weber 2006)Bodenschicht Reibungs-

winkelφ’ [°]

Restreibungs-winkelφ’VG = φ’R [°]

Kohäsionc’ [kN/m²]

Restkohäsionc’VG = c’R[kN/m²]

Wichteγ [kN/m3]

Kippenmaterial, erdfeucht 21,0 - 10,0 - 17,0– 18,5

Kippenmaterial, gesättigt 14,0 bei hK ≤ 30,0 m;18,0 bei hK > 30,0 m

- 3,0 - 18,0–20,0

Quartär (Pleistozän) 30,0– 35,0 - 3,0–10,0 - 18,5–20,0

Sedimentäre Tertiärschichten im Liegendena

23,0–25,0 - 10,0–15,0 - 17,0–20,0

Liegendschluff 25,0 - 10,0–15,0 - 15,5–18,5

Geschiebemergel 28,0 - 15,0 - 21,5Braunkohlenschluff 22,0 8,0 10,0–15,0 5,0 14,5–

17,5Restkohle, gestörtb 25,0 8,0 20,0–25,0 5,0 11,5–

14,5Restkohle, ungestörtb 30,0 8,0 30,0 5,0 11,5–

14,5Flöz 1.2 und Flöz 1.1b 30,0 8,0 30,0 5,0 11,5–

14,5Zwischenmittel 22,0 8,0 10,0 5,0 17,5Schuttfächermaterial, liegend und seitlich

22,0–25,0 7,2–14,0 15,0 5,0 18,5–20,5

Schuttfächer, gestört (erdfeucht) und ungestörtc

25,0 7,2–14,0 10,0 5,0 19,0

Schuttfächer, gestört (gesättigt)c 23,0 7,2–14,0 5,0 5,0 20,5Asche, nass 15,0 - 0,0 - 13,5Liegendton 22,0–25,0 7,2–14,0 10,0/ 13,0 5,0 16,0–

18,5granodioritisches Grundgebirge 24,0 7,2–14,0 15,0 5,0 20,0–

21,5basaltisches Grundgebirge 22,0 7,2–14,0 10,0 5,0 21,0

a Bei bindigen Begleitschichten der Flözbänkeb Liegt ein größerer Anteil an Zwischenmittel in der Kohle vor, wie zum Beispiel in der gestörten Restkohle, wird unter Berücksichtigung der Erfahrungen des Auftragnehmers zum Tagebaurestgewässer Berzdorf eine entsprechende Anpassung der Rechenwerte vorgenommen. Daher erfolgt für die vorkommenden Kohlenschichten in der Tabelle die Angabe einer Kennwertbandbreite für die Wichte und teilweise für die Kohäsion.c Bezieht sich ausschließlich auf den Bereich vom Biotop „P“

208 A. Vogt et al.

Zur Gewährleistung einer ausreichenden geo-technischen Standsicherheit in den zu untersu-chenden Böschungsbereichen des Tagebaurest-sees Berzdorf wird vom Sachverständigen für Geotechnik der Ansatz eines summarisch deter-ministischen Sicherheitskoeffizienten von:• Serf ≥ 1,10 für die Endgeometrie in der Flu-

tungsphase• Serf ≥ 1,30 für die Böschungsendgeometrie

nach Abschluss der Flutungfür ausreichend erachtet und den zu untersuchen-den erdstatischen Lastfällen in den Böschungen zugrunde gelegt.

Ein Sonderfall wird mit der Steilböschung vom Biotop „P‛‛ erfasst.

Anhand von langjährigen Beobachtungen des In-Situ-Verhaltens der Steilböschung ist festzu-stellen, dass die Steilböschung entlang der Ab-risskante der Rutschung „P‛‛ bereits länger als 15 Jahre existiert, ohne dass eine Rückverlagerung der Abrissoberkante von mehr als 2,0 m einge-treten ist.

Rasch verlaufende Böschungsbewegungen bzw. -brüche an der Steilböschung können somit ausgeschlossen werden. Der Sicherheitskoeffizi-ent für diesen Böschungsbereich liegt über dem Grenzzustand von S = 1,0, auch wenn aufgrund der geometrischen und bodenmechanischen Ver-hältnisse dies nicht durchgängig rechnerisch nachgewiesen werden kann.

Ergebnisse der Standsicherheitsuntersu-chungen Die Flutung des Tagebaurestloches erfolgt seit November 2002 mit Wasser aus den beiden im unmittelbaren Tagebauumfeld vorhan-denen Vorflutern, der Pließnitz und seit Februar 2004 der Lausitzer Neiße. Seitdem sind bis Ende 2009 ca. 275 Mio. m3 Flutungswasser in den See eingeleitet worden. Dies entspricht einem Füll-stand von 83 %. Die Seefläche, die nach Flu-tungsende ca. 965 ha beträgt, hat Ende 2009 mit einer Wasserspiegelhöhe von ca. + 180 m NN eine Größe von fast 845 ha erreicht.

Die drei nachfolgenden Abbildungen 4.65, 4.66 und 4.67 aus den Jahren 2004 bis 2009 ver-deutlichen das Flutungsgeschehen.

Da der Flutungsprozess die Böschungs-standsicherheit maßgeblich beeinflusst, wer-den seit Beginn der Fremdflutung im Jahr 2002

Abb. 4.65 Blick vom Neißeeinleiter auf den Tagebau-restsee im Juni 2004, Wasserspiegelhöhe etwa + 144 m NN. (Foto: GUB/Weber)

Abb. 4.66 Tagebaurestsee mit Blick auf die Abschnitte Stützkippe 4 und 5 im aktuellen Flutungsstand mit einer Wasserspiegelhöhe im künftigen Berzdorfer See von etwa + 166,4 m NN im April 2007. (Foto: GUB/Grießl)

Abb. 4.67 Ponton mit Flutungsanlage im Sommer 2009 bei einem Flutungsstand von + 179,0 m NN. (Foto: LMBV)


Standsicherheitsberechnungen für die Rand-böschungssysteme des ehemaligen Tagebaues unter Beachtung der nach den Pegelmessergeb-nissen aktualisierten hydrogeologischen Model-lierung durchgeführt.

Hierbei wurde für alle relevanten geologischen Profile des ehemaligen Tagebaues unter Berück-sichtigung aller maßgebenden geologischen, geotechnischen und geometrischen Verhältnisse die Standsicherheit geprüft. Die Berechnungen erfolgen für die aufgeführten Lastfälle und er-forderlichen summarischen deterministischen Sicherheitskoeffizienten.

In den Berechnungen wurde die fortschreiten-de Flutung durch den Ansatz verschiedener Was-serspiegel- und Druckwasserhöhen im Tagebau-restsee sowie Sickerlinien in den Böschungssys-temen simuliert. Aus den Berechnungen wurden anschließend für jedes Profil entsprechende Dia-gramme konstruiert, die den Sicherheitsverlauf während der Flutung prognostizieren.

Beispielhaft für den gesamten ehemaligen Tagebau Berzdorf zeigt Abbildung 4.68 das geo-technische Berechnungsmodell vom Profil SE35 mit dem kritischen Bruchkörper. Das Profil SE35 befindet sich innerhalb des Randböschungssys-tems der Ostmarkscheide.

Unter Berücksichtigung eines je nach Wasser-spiegelhöhe anzusetzenden Druckwasserniveaus wurde der Sicherheitsverlauf während der Flu-tung prognostiziert, wie in Abbildung 4.69 dar-gestellt.

Die Berechnungen am Profil SE35 haben ge-zeigt, dass sich unter Beachtung eines parallel aufgehenden Grund- und Druckwasserspiegels ab einsetzender Flutung die Standsicherheitsver-hältnisse in Richtung Bruchzustand bewegen, um sich dann nach erreichtem Minimum bis zum sta-tionären Endzustand in ihrem Wert wieder deut-lich zu verbessern. Nach Abschluss der Flutung bewegen sich die summarisch deterministischen Sicherheitskoeffizienten dauerhaft über dem ge-forderten bautechnischen Sicherheitswert für den Betriebszustand.

Böschungsverbaumaßnahmen Ausgehend von den Ergebnissen der Standsicherheitsberech-nungen wurden die einzelnen Randböschungs-systeme des ehemaligen Tagebaues Berzdorf für eine öffentliche Nutzung ausreichend standsi-cher hergestellt. Die Abbildungen 4.70 und 4.71 geben dazu einen Einblick.

Bereits während der Flutung sind die profi-lierten Böschungen verschiedenen durch Wind-wellen induzierten Belastungen ausgesetzt.

Um Schäden aus diesen Belastungen auf ein Minimum zu begrenzen, wurden die gefährdeten Uferbereiche der Randböschungssysteme mit Maßnahmen aus dem konstruktiven Wasserbau gesichert (Abb. 4.72).

Neben der geotechnisch notwendigen Profi-lierung spielen für die Gewährleistung der Sta-bilität des gesamten Tagebaurestloches die was-

Abb. 4.68 Geotechnisches Berechnungsmodell Profil SE35. (Grießl und Weber 2009)

210 A. Vogt et al.

Abb. 4.69 Verlauf des Standsicherheitskoeffizienten für das Profil SE 35 bei parallel aufgehendem Grund- und Druck-wasserspiegel. (Grießl und Weber 2009)

Abb. 4.70 Beispiel für eine standsichere Gestaltung der Böschungen im Hinblick auf eine spätere öffentliche Nut-zung (Rohprofilierung im Bereich Restort Deutsch-Os-sig). (Foto: GUB/Tynior)

Abb. 4.71 Blick auf einen Teilbereich der fertig gestell-ten und begrünten Stützkippe 4 im September 2009 bei einem Flutungsstand von + 179,75 m NN. (Foto: GUB/Weber)

Abb. 4.72 Übersichts-skizze mit der geotech-nischen und wasserbau-lichen Problemstellung bei der Sanierung der Randböschungssysteme (Friedrich 2006)


serbauliche Sicherung der Uferbereiche und der Erosionsschutz sowie die geordnete Entwässe-rung der freien Böschungen eine zentrale Rolle (s. Abschn. 4.4).

Dabei orientiert sich die wasserbauliche Planung an den durch die bodenmechanischen Standsicherheitsberechnungen vorgegebenen Böschungsneigungen und Geometrien, an den Windwellenparametern sowie den örtlichen Ma-terialparametern der Böschungen.

Darüber hinaus ist die vorgesehene Nachnut-zung der einzelnen Böschungsabschnitte von Be-deutung. In Abhängigkeit von diesen Randbedin-gungen werden zwei grundsätzliche Profilarten unterschieden:Ausgleichsprofile: Die Uferprofile streben in-

folge der Windwellenbe-lastung asymptotisch einen Gleichgewichtszustand an und werden deshalb nicht technisch gesichert,

Erosionsprofile: Die Uferprofile werden in-folge der Windwellenbelas-tung fortschreitend erodiert und zerstört. Hier sind was-serbauliche Sicherungen zwingend erforderlich.

Die wasserbautechnischen Ufersicherungen am Tagebaurestsee Berzdorf lassen sich entspre-chend der Belastungsparameter in vier grund-sätzliche Gruppen einteilen:• Deckwerksicherung aus Wasserbausteinen,

unverklammert und verklammert• Deckwerksicherung aus Wasserbausteinen in

Kombinationsbauweise mit ingenieurbiologi-schen Maßnahmen

• Gabionensicherung in Kombination mit Deck-werken

• Ansaatverfahren, teilweise in Kombination mit Geotextilien und Erosionsschutzmatten.

Die oben genannten Bauweisen kamen für Bö-schungsneigungen zwischen ca. 1:1,5 bis ca. 1:4 zum Einsatz. Standortspezifisch erfolgte entspre-chend den Nutzungsanforderungen die Anlage von Röhrichtzonen, Weichholz- und Hartholz-zonen.

Die Abbildungen 4.73 bis 4.74 zeigen ausge-wählte Bauweisen zur Ufersicherung.

Ein Beispiel für die umfassende Sicherung freier Böschungen und zukünftiger Uferbereiche liefert Abbildung 4.73. Hier sind im Vordergrund die Bermen- und Entwässerungssysteme sowie die Erosionsschutzmaßnahmen der freien Bö-schungen zu erkennen. Im Hintergrund schließen sich das Deckwerk der Ufersicherung mit teil-weise bereits angelegten Weich- und Hartholz-zonen an. Unterhalb der Holzzone wird sich die zukünftige Uferlinie einstellen.

Das Regelprofil in Abbildung 4.74 zeigt den grundsätzlichen Aufbau der langfristig geplanten Ufersicherung im Abschnitt Westmarkscheide/Nordwestmarkscheide nach Erreichen des ange-strebten Flutungswasserstandes.

Nach einer Bodenverdichtung werden auf dem Feinplanum eine Kiessandschicht sowie ein Geotextil eingebaut. Auf dieser Filter- und Sta-bilisierungsschicht erfolgt die Herstellung des Deckwerkes aus Wasserbausteinen LMB10/60 (Klasse III) auf Böschungen mit Neigungen zwi-schen 1:3 und 1:4.

Die Anlage der Röhrichtzonen folgt der spä-teren Entwicklung des Wasserspiegels im Tage-baurestsee.

Abb. 4.73 Uferverbau in flach- und mittel-geneigten Bereichen der Nordwestmarkscheide. (Foto: GUB/Friedrich)

212 A. Vogt et al.

Wesentlich steilere Böschungsverhältnisse mit Neigungen zwischen 1:1,5 und 1:3 liegen im Bö-schungsbereich unterhalb der Ortslage Deutsch-Ossig vor (Abb. 4.75). Hier wurden als zusätzli-che Maßnahmen eine Deckwerksverklammerung mit kolloidalem Mörtel und eine Fußsicherung mit Gabionen gewählt.

Die dargestellten Beispiele zeigen nur zwei mögliche Sicherungsbauweisen. Entsprechend den vielfältigen Gelände- und Nutzungssituatio-nen sind jeweils lokale Sicherungsabschnitte zu entwickeln und standortgemäß wasserbautech-nisch zu realisieren.

Zusammenfassung Für den Zeitraum nach der Einstellung der Braunkohlenförderung im Tage-bau Berzdorf im Jahr 1997 wurde im Rahmen der Abschlussbetriebsplanung ein Konzept für die Sanierung dieses Tagebaus erarbeitet. Schwer-punkte waren dabei

• die Herstellung dauerhaft standsicherer Böschungen

• der Rückbau der technischen Anlagen (Bag-ger, Transportanlagen, Entwässerung)

• die Flutung des Restloches• der Bau von Einrichtungen für die öffentliche

Folgenutzung (z. B. Sportboothafen, Strände)• die landschaftsplanerische Einbindung.Der spätere Berzdorfer See hat eine Seeflä-che von ca. 965 ha, ein Wasservolumen von ca. 333 Mio. m3 und eine maximale Tiefe von 70 m. Er wird damit einer der größten künstlichen Seen in Sachsen sein. Das Wasser für die Flutung des Berzdorfer Sees wird aus der Lausitzer Neiße und der Pließnitz, einem Nebenfluss der Lausitzer Neiße entnommen. Zusätzlich fließt dem Tage-bausee Wasser aus mehreren Kleinvorflutern zu.

Nach umfangreichen Vorarbeiten zur Gewähr-leistung der Standsicherheit des Böschungssys-tems z. B. durch Massenumlagerung, Böschungs-abflachung und Errichtung von Stützkippen sowie Rückbau vieler großtechnischer Anlagen begann die Flutung des Tagebaus aus der Pließ-nitz im November 2002 und aus der Lausitzer Neiße im Februar 2004.

Seitdem sind bis Ende 2010 ca. 275 Mio. m3 Flutungswasser in den See eingeleitet worden. Im Dezember 2009 hat die Seefläche eine Größe von fast 845 ha und eine maximale Seetiefe von ca. 65 m erreicht.

Die in regelmäßigen Abständen durchzufüh-renden Überprüfungen der Standsicherheit unter Berücksichtigung der sich verändernden hydro-geologischen Verhältnisse haben gezeigt, dass die Flutung bisher unter standsicheren Verhältnissen durchgeführt werden konnte. Die Berechnungs-ergebnisse werden somit in der Praxis bestätigt.

Abb. 4.75 Uferverbau Steiluferbereiche, im Be-reich Restortslage Deutsch-Ossig. (Foto: GUB/Tynior)

Abb. 4.74 Beispiel für die Planung einer konstruktiven Lösung Deckwerksaufbau mit Steinschüttung und geotex-tilem Filter, Böschungsneigung 1:4, im Bereich der Nord-westmarkscheide. (Foto: GUB/Friedrich)


Das dargestellte Beispiel des ehemaligen Braunkohlentagebaues Berzdorf zeigt deutlich, dass bei der Lösung komplexer geotechnisch-umwelttechnischer Probleme eine sehr enge Zu-sammenarbeit zwischen Auftraggeber, Behörden und Ausführungsunternehmen, aber auch mit den verschiedensten Ingenieuren und Naturwissen-schaftlern, notwendig ist.

Die Geotechnik spielt dabei sowohl für Pla-nung und Vorbereitung als auch für die Durch-führung der Sanierungsarbeiten und für die spä-tere Nutzung eine wesentliche Rolle. Nur durch die Gewährleistung standsicherer Verhältnisse in allen Phasen der Sanierung ist auch die vorgege-bene Zielstellung realisierbar.

Dass der Tagebaurestsee Berzdorf von der Öf-fentlichkeit bereits während der Flutungsphase große Akzeptanz findet, zeigen die steigenden Besucherzahlen zum alljährlich stattfindenden „Erlebnistag Berzdorfer See“ (Abb. 4.76).

An diesem Tag können die Besucher den Ta-gebaurestsee bereits für wassersportliche Aktivi-täten nutzen. Aufgrund der sich durch die schnel-le Flutung verbesserten Sicherheitsverhältnisse in den Böschungsbereichen kann seit 2007, zwi-schen Frühjahr und Herbst, unter Aufsicht Was-sersport mit Motor- und Segelbooten betrieben werden.

Abschließend zeigt Abbildung 4.77 eine Pa-noramaaufnahme des Berzdorfer Sees im Jahr 2009.

4.8.2 RL 13– ehemaliger Tagebau Schlabendorf Süd

Allgemeines Das Restloch 13, der zukünftige Stiebsdorfer See, befindet sich im südwestlichen Teil des ehemaligen Tagebaus Schlabendorf Süd, östlich der Ortschaft Fürstlich Drehna und west-lich der Ortslage Bergen. Die Autobahn BAB 13 Dresden – Berlin verläuft in ca. 6 km Entfernung östlich am RL 13 vorbei (Abb. 4.78).

Mit ca. 7.950 m Strossenlänge von der Koh-lenbahnausfahrt in der Nähe Schlabendorfs bis zum südwestlichen Ende bei der Ortschaft Bergen war der Tagebau Schlabendorf Süd der längste Tagebau im Lausitzer Revier.

Im Jahr 1975 wurde der Tagebau aufgeschlos-sen. Der Kohlenabbau wurde im Jahr 1976 be-gonnen. Ab 1977 erfolgte die Abraumförderung mittels einer Abraumförderbrücke (AFB) vom Typ F 34. Im Frühjahr 1978 wurde eine zweite AFB vom Typ F 34 eingesetzt. Um 171 Mio. t Kohle zu fördern, mussten 844 Mio. m3 Abraum bewegt werden. Die durch den Tagebaubetrieb in Anspruch genommene Fläche beträgt 3.300 ha. Dem Tagebau mussten die Orte Stiebsdorf, Wan-ninchen, Gliechow, Pademagk und Presenchen weichen. Land- und forstwirtschaftliche Flä-chen, das natürliche Vorflutsystem sowie Teile des Schlossparks Fürstlich Drehna wurden über-baggert. Der natürliche Wasserhaushalt des Ta-gebauumfeldes wurde durch den im Mittel um 46 m abgesenkten Grundwasserspiegel erheblich beeinflusst.

Die Stilllegung des Tagebaus Schlabendorf Süd erfolgte im April 1991 (LMBV 2007).

Nutzungsziel Das Restloch 13 wird Bestand-teil des Naturparks Niederlausitzer Landrücken sein. Der Stiebsdorfer See und das umgebende Gelände sind Eigentum der Heinz-Sielmann-Sif-tung. Das Umfeld des RL 13 soll nach Abschluss der bergmännischen Sanierungstätigkeit als Bio-top bzw. als natürliche Sukzessionsfläche (Rena-turierungsfläche) genutzt werden.

Der Stiebsdorfer See und seine Uferbereiche sollen ein ungestörtes Rückzugsgebiet für viele, auch geschützte und seltene Pflanzen- und Tier-arten, insbesondere Vögel, wie z. B. Schwarz-

Abb. 4.76 Wassersportliche Aktivitäten mit Motor-, Segel- und Drachenbooten am Erlebnistag Berzdorfer See. (Foto: GUB/Grießl)

214 A. Vogt et al.

storch, Kranich, Ortolan (Gartenammer), Schwarzkehlchen oder Rauhfußkauz bilden. Der entstehende hochwertige und abwechslungsrei-che Lebensraum wird aus Wasserflächen, Baum- und Strauchbewuchs, an trockenen Standorten aus Magerrasenflächen sowie Kraut- und Halb-strauchpflanzen bestehen.

Als zentraler Punkt für einen naturnahen, die Umwelt schonenden Tourismus wird das nörd-lich des RL 13 in Wanninchen liegende Besu-cherzentrum des Naturparks dienen. Durch ein weit verzweigtes und gut ausgebautes Wander- und Radwegenetz werden die Schönheit und

Einzigartigkeit der entstehenden Naturlandschaft erlebbar werden (LMBV 2007).

Eine besondere Herausforderung war und ist es, die bergmännischen Sanierungsarbeiten mit den Interessen des Naturschutzes in Einklang zu bringen, da die nicht standsicheren, setzungs-fließgefährdeten Uferböschungen bereits jetzt als Lebensraum für z. T. gefährdete Flora und Fauna fungieren. Insbesondere zu Beginn der Sa-nierungsarbeiten war seitens der Öffentlichkeit nicht immer Zustimmung für die aus geotech-nischer Sicht erforderlichen Sanierungsarbeiten und den damit verbundenen Eingriff in die Natur

Abb. 4.77 Gesamtansicht des Berzdorfer Sees im September 2009. (Foto: GUB/Weber)

Abb. 4.78 Ehemaliger Tagebau Schlabendorf Süd mit RL 13


der Bergbaufolgelandschaft gegeben. Infolge eingetretener Rutschungs- und Grundbruchereig-nisse ist mittlerweile das allgemeine Verständnis für die Notwendigkeit der Sanierungsarbeiten ge-wachsen.

Seitens des Projektträgers der Bergbausanie-rung, der LMBV mbH, wurde stets versucht, die Interessen und Belange des Naturschutzes bei der Durchführung der Sicherungsarbeiten zu berück-sichtigen. So ist vorgesehen, die Uferbereiche des zukünftigen Stiebsdorfer Sees bei der noch ausstehenden Ufergestaltung möglichst naturnah mit einem geschwungenen Verlauf der Uferlinie auszuführen.

Durchgeführte Maßnahmen zur dynamischen Kippenstabilisierung

Geotechnische Situation am RL 13 Die Kippe des RL 13 besteht überwiegend aus nicht bindigen (Feinkornanteil kleiner 5 %) bzw. schwach bindigen (der Feinkornanteil liegt zwischen 5 % und 15 %) enggestuften Seeser Sanden. Das aus einem (10…15) m mächtigen bindigen Ton- und Schluffkomplex bestehende gewachsene Liegende befindet sich etwa im Höhenniveau + (49…52) m NHN.

Die Kippenmächtigkeit liegt im Durchschnitt zwischen 30 m und 38 m.

Im locker gelagerten, wassergesättigten Zu-stand sind die Seeser Sande als akut zur Verflüs-sigung neigend und an restseenahen Böschungen als setzungsfließgefährdet einzustufen.

Bis zum Beginn der Sanierungsarbeiten (Sprengverdichtung im September 1996) wurde eine offene Wasserhaltung betrieben, um den Wasserstand im Restloch unterhalb des Höhen-niveaus von + 62,0 m NHN zu halten. Mit Beginn

der Sicherungsarbeiten wurde die Wasserhaltung nach Bedarf unterbrochen bzw. diskontinuierlich weiter betrieben.

Der prognostizierte maximale Endwasser-stand wird + 72,8 m NHN betragen. Es ist mit einer Schwankung des Wasserspiegels um ca. 0,3 m zwischen + 72,5 m NHN und + 72,8 m NHN zu rechnen.

Durch die Herstellung einer Vorflutanbindung an den reaktivierten Lorenzgraben, ein während des Tagebaubetriebes überbaggertes Fließgewäs-ser, wird das RL 13 an den innerhalb der Innen-kippe Schlabendorf Süd wieder entstehenden Ge-wässerverbund angeschlossen.

Bislang durchgeführte Sanierungsarbeiten am RL 13 Im Zeitraum 09/1996 bis 08/1997 wurde zur Ufersicherung der Kippenböschungen ein ca. 82 m bis 115 m breiter und etwa 2 km langer Sprengverdichtungsstützkörper zwischen dem gewachsenen Liegenden und dem Niveau + 63 m NHN (damaliger Grundwasserstand in der Kippe) hergestellt.

Daran anschließend erfolgte in den Jahren 1998 und 1999 die Komplettierung des Stützkör-pers oberhalb des sprengverdichteten Bereiches mittels Rütteldruckverdichtung auf etwa 80 m Breite. Unter Berücksichtigung des sich nach dem vollständigen Grundwasserwiederanstieg einstellenden Seewasserstandes von + 72,8 m NHN, der Geländehöhen von + (78…85) m NHN und einer aus Standsicherheitsgründen herzustel-lenden Verzahnung des RDV-Stützkörpers mit dem SPV-Stützkörper von mindestens 3 m (ca. bis + 60 m NHN) ergaben sich Rütteltiefen zwi-schen (18…25) m (Abb. 4.79).

Im Anschluss an die Komplettierung des Stützkörpers wurde mit der hydromechanischen

Abb. 4.79 Prinzipschnitt durch die südliche Kippenböschung des RL 13

216 A. Vogt et al.

Abflachung der im Südosten des RL 13 lie-genden Kippenböschungen begonnen. Ziel der Böschungsgestaltungsmaßnahmen war, die im Bereich des Stützkörpers und im ungesicherten Vorland liegenden sandigen Lockergesteine ins Restloch abzuspülen und gleichzeitig die Uferbö-schung im Bereich des Stützkörpers profilgerecht zu gestalten.

Infolge einer am 06.10.1998 im Rahmen der hydromechanischen Abflachungsarbeiten an der Südostböschung des Restloches 13 gegangenen Rutschung wurden die Sanierungsarbeiten zeit-weilig unterbrochen und erst im Jahr 1999 wei-tergeführt. Aufgrund des u. a. mit den geringen Neigungen der Spülkegel verbundenen geringen Baufortschritts wurde die hydromechanische Abflachung im Dezember 1999 vorläufig einge-stellt.

Da im Vorland der Stützkörper immer noch Geländehöhen deutlich oberhalb des Endwasser-standes vorhanden waren, wurden zur sicheren Durchführung der Ufergestaltungsmaßnahmen zusätzliche Verdichtungsarbeiten zur Vorfeldsta-bilisierung notwendig.

Aufgrund der Nähe des RL 13 zum rekonstru-ierten Schloss Fürstlich Drehna wurde von wei-teren Sprengverdichtungsarbeiten zur Vorfeldsta-bilisierung Abstand genommen.

Die Herstellung eines im Vorland der Alt-stützkörper liegenden versteckten RDV-Dammes wurde favorisiert. Zum Teil liegt dieser Neustütz-körper unmittelbar am Altstützkörper an, z. T. entsteht ein gegliederter Damm, wo zwischen Alt- und Neustützkörper ein unverdichteter Kip-penbereich verbleibt.

Mitte 2005 wurde mit der Verdichtung der Neustützkörper begonnen. Der im Südosten des RL 13 herzustellende Rütteldruckverdichtungs-körper wurde im Herbst 2005 fertig gestellt.

Bei den Verdichtungsarbeiten im nordwest-lichen Teil des RL 13 kam es im Oktober 2005 zu einer Setzungsfließrutschung. Die Auswirkun-gen dieser Rutschung (u. a. veränderter Uferbö-schungsverlauf) machten eine Überarbeitung der bestehenden Sanierungskonzeption erforderlich.

Im November 2007 wurden die Rütteldruck-verdichtungsarbeiten im Norden des RL 13 wie-der aufgenommen und im Jahr 2008 beendet.

Nach Beendigung der RDV-Arbeiten ist die Endgestaltung der Uferböschungen vorzuneh-men. Anschließend ist der qualitative und quan-titative Verdichtungsnachweis als Grundlage für die Erarbeitung der Haupt- und Abschlussgut-achten zu erbringen.

Besonderheit bei der hydromechanischen Abflachung am RL 13 Mit dem Abtrag der im Vorland der Stützkörper befindlichen ungesicher-ten Lockergesteinsmassen (Überhöhen) durch Abspülen ins Restloch und dem Herstellen der Uferböschungen erfolgte die Realisierung der 3. Phase des Sanierungskonzeptes.

Das Grundprinzip der hydromechanischen Abflachung sah vor, aus dem Restsee entnom-menes Wasser an der zu gestaltenden Kippenbö-schung an einer geeigneten, ca. (50…80) m vom Ufer entfernten Stelle frei auslaufen zu lassen. In der Folge bildete sich eine Spülrinne, zu der Raupen die seitlich der Spülrinne gelagerten un-gesicherten Lockergesteinsmassen zuschoben (Abb. 4.80). Im wassergefüllten Restloch kam es zur Sedimentation der abgespülten Lockergestei-ne und zum Aufbau eines Spülkegels.

Am 06.10.1998 kam es während dieser Arbei-ten zu einer großflächigen Rutschung.

Im Ergebnis des Ereignisses erfolgten geo-technische Untersuchungen zur detaillierten Erkundung des Sickerwasserstromes im Spül-rinnenbereich (u. a. mittels Rammsondierungen während und nach dem Spülprozess).

Abb. 4.80 Blick auf eine sich durch frei auslaufendes Spülwasser ausgebildete Spülrinne. (Foto: BIUG)


Es wurde festgestellt:• Durch die Spülwassereinleitung bildete sich

unterhalb der Spülrinne ein kontinuierlicher Sickerwasserstrom aus (Versickerungsge-schwindigkeit vs ≈ 4 · 10−4 m/s).

• Etwa 1/8 der in die Spülrinne eingeleiteten Spülwassermenge versickert in den locker gelagerten Untergrund, ehe es zur Spülke-gelausbildung im freien Seewasser beitragen kann.

• Durch den entstehenden Sickerwasserstrom sättigten sich die vor Beginn der Abspül-maßnahmen erdfeuchten Sande unterhalb der Spülrinne bis zum Grundwasserspiegel auf (Abb. 4.81). Dieser Vorgang ist mit einer deut-lichen Erhöhung der Verflüssigungsgefahr verbunden.

Solange die hydromechanische Abflachung ohne den Einsatz von Raupen betrieben wird, stellt die Methode des Verspülens ein sicheres Sanierungs-verfahren dar, mit dessen Hilfe später zur Ver-flüssigung neigende Sande in den See verbracht werden und ein abgeflachtes Ufer entsteht.

Durch den Sickerwasserstrom entsteht ein auf die Lockergesteinspartikel wirkender spe-zifischer Strömungsdruck. Aufgrund der star-ken Durchlässigkeit der am RL 13 anstehenden Sande ( kf = 4 · 10−4 m/s) und der Schwerkraftwir-kung kann ein Strömungsvorgang angenommen werden. Der sich aus der Sickerwasserströmung und daraus folgenden Strömungsdichte allein

ergebende Einfluss auf die Standsicherheit der Böschung und der in sie integrierten Spülrinne selbst ist gering.

Anders verhält es sich, wenn der wassergesät-tigte Spülrinnenuntergrund durch Erdbaugeräte (z. B. Planierraupen) dynamisch angeregt wird. Dann kann es zur Verflüssigung und zum Weg-fließen von Teilen der Spülrinne kommen.

Aus diesen Ergebnissen ergaben sich für die Weiterführung der hydromechanischen Abfla-chung am RL 13 folgende Festlegungen:• Der Einsatz der der Spülrinne Sandmassen

zuschiebenden Raupen ist nur noch im Hinter-land (nicht seitlich im Bereich des sich ausbil-denden Sickerwasserstromes) der Spülrinne zulässig.

• Durch zyklische Fahrweise (Abstellen des Wasserzuflusses in die Spülrinne) ist eine periodische Entwässerung des aufgesättigten, ursprünglich erdfeuchten Lockergesteines zu gewährleisten, um den Ein- und Verspülpro-zess störungsfrei realisieren zu können.

4.8.3 Das Speichersystem LOHSA II

Nutzungsziele Das Speichersystem LOHSA II mit den drei Speicherbecken (SB) Lohsa II, Drei-weibern und Burghammer ist eines der großen Wasserspeicherbauvorhaben in den neuen Bun-

Abb. 4.81 Prinzipskiz-ze zur Ausbildung eines Sickerwasserstromes unter einer Spülrinne

218 A. Vogt et al.

desländern. Es stellt das Kernelement des ost-sächsischen Seenverbundes dar (Abb. 4.82). Die Hauptaufgabe des Speichersystems besteht in der Niedrigwasseraufhöhung der Spree zur Rehabi-litierung des durch den jahrzehntelangen Braun-kohlenbergbau beeinflussten Wasserhaushaltes der Lausitz sowohl in quantitativer als auch in qualitativer Hinsicht.

Mit einem voraussichtlichen nutzbaren Spei-chervolumen von ca. 61 Mio. m3 bildet das SB Lohsa II das Hauptelement des Speichersystems LOHSA II (Tab. 4.9).

Funktionsweise des Speichersystems LOHSA II Die Speicherbecken Dreiweibern, Lohsa II und Burghammer sind durch wasserbauliche Anlagen sowohl mit den Vorflutern (Spree und Kleine Spree) als auch untereinander verbunden.

Aus Tabelle 4.9 ist ersichtlich, dass die ein-zelnen Seen unterschiedliche Stauniveaus besit-zen. Diese begründen sich aus der allgemeinen, bergbaulich und durch den Sanierungsbergbau überprägten hydrogeologischen Situation und der annähernd Süd-Nord ausgerichteten Grund-wasserströmung. Das am höchsten gelegene SB Dreiweibern kann über einen Zuleiter von der Kleinen Spree mit bis zu Q = 3 m3/s gespeist wer-

Abb. 4.82 Eingliederung des Speichersystems LOHSA II im wasserwirtschaftlichen Planungskonzept Ostsachsen/Brandenburg. (Luckner et al. 1997)

Tab. 4.9 Ausgewählte Daten der Tagebaurestseen im Speichersystem LOHSA IIehemaliger Tagebau

Tagebaurestsee Nutzungsziele Wasserflächeca. [km2]

Volumena

ca. [Mio. m3]Staulamelle[m NN]

Dreiweibern SB Dreiweibern S, F, B 2,86 35,0/5,6 116,0…118,0Lohsa II SB Lohsa II S 10,81 97,3/60,6 109,5…116,4Burghammer Bernsteinsee S, L, B 4,45 36,0/6,0 107,5…109,0

SB Speicherbecken, S Speicher, F Fischerei, L Landschaftssee, B Badeseea Seevolumen/nutzbares Speichervolumen (Staulamelle)


den. Vom SB Dreiweibern ist über einen Über-leiter eine gesteuerte Ableitung zum SB Lohsa II mit bis zu Q = 3 m3/s möglich.

Für die Flutung des SB Lohsa II ist jedoch hauptsächlich der Einleiter von der Spree vorge-sehen, der eine Zuleitung von bis zu Q = 15 m3/s ermöglicht. Zur bedarfsgerechten Ableitung aus dem SB Lohsa II dient der Überleiter Lohsa II – Burghammer. Dieser ca. 1,5 km lange Tunnel wurde 1996/1997 im unterirdischen Rohrvor-trieb im gewachsenen „Damm“ zwischen den SB Lohsa II und Burghammer hergestellt und ver-fügt bei einem Innendurchmesser von 3,0 m über eine maximale Kapazität von Q = 10 m3/s. In den Überleiter wird eine Wasserbehandlungsanlage integriert werden, welche die Steuerung und Ver-besserung der Qualität des zum SB Burghammer weitergeleiteten Wassers ermöglicht.

Das im Speichersystem LOHSA II am tiefs-ten liegende SB Burghammer verfügt neben der Überleitung aus dem SB Lohsa II über einen zweiten Einleiter, der aus der Kleinen Spree bis Q = 2 m3/s heranführt.

Letztendlich erfolgt die Ausleitung aus dem SB Burghammer und damit aus dem Speicher-system LOHSA II über den Ableiter Burgham-mer mit bis zu Q = 7 m3/s in die Kleine Spree, die bei Spreewitz in die Spree einmündet.

Über die Spree und die Kleine Spree ist das Speichersystem LOHSA II mit den umliegen-den Tagebauseen verbunden und ist damit Teil des wasserwirtschaftlichen Gesamtsystems der Oberflächengewässer in der Lausitzer Bergbau-folgelandschaft.

Die Tagebaue des Speichersystems LOHSA IIDer ehemalige Tagebau Dreiweibern Nörd-

lich der Ortslage Lohsa befindet sich das Tage-baurestloch bzw. Speicherbecken Dreiweibern. Bei dem Abbau des Restkohlenfeldes Dreiwei-bern im Zeitraum 1981 bis 1989 wurde erstmals in der Lausitz die Direktversturztechnologie ein-gesetzt (s. Abschn. 2.2) (Lodig 1994). Bereits im Tagebaubetrieb wurde die geplante Nachnutzung als Wasserspeicher und Erholungssee berück-sichtigt. Daher liegt die Innenkippe nahezu voll-ständig unterhalb des Minimalstauniveaus. In Bereichen der Süd- bis Westböschung, wo die

in die Staulamelle hinein ansteigende Kippe an der gewachsenen Böschung anliegt, erfolgte eine Kippensicherung mittels SPV (sowohl als Tiefenverdichtung als auch als Auflegerspren-gungen), Fallgewichtsverdichtung und Leichter Rütteldruckverdichtung.

Im äußersten Nordosten bestand durch die Kohlenbahnausfahrt eine offene Verbindung zum ehem. Tagebau Lohsa, die nach Einstellung der Kohlenförderung durch einen Trenndamm aus Aschen des Kraftwerkes Boxberg geschlossen wurde.

Der ehemalige Tagebau Lohsa Der ehe-malige Tagebau Lohsa bestand aus fünf Bau-feldern. Südlich der Ortschaft Lohsa liegen die Baufelder I und II. Mit den mit einem Kanal ver-bundenen Tagebauseen Mortka und Friedersdorf („Silbersee“) bilden diese das Speichersystem LOHSA I.

Das SB Lohsa II nimmt einen großen Teil der Baufelder III bis V des ehemaligen Tage-baus Lohsa ein. Der Kohlenabbau erfolgte hier im Zeitraum 1950 bis 1984. In den Jahren 1959 und 1960 gingen zwei Abraumförderbrücken F34 in Betrieb (Lodig 1994). Während und nach der Betriebszeit wurden auch Vorschnittmassen aus den benachbarten Tagebauen Bärwalde und Scheibe mit verkippt. Sie bilden die „Außenkip-pe Bärwalde“, im Osten des ehemaligen Tage-baus Lohsa (im Baufeldes IV), und die Hochkip-pe bzw. „Außenkippe Scheibe“, im Nordwesten (Baufeld V).

Der ehemalige Tagebau Burghammer Nordwestlich an das SB Lohsa II schließt der ehemalige Tagebau Burghammer an. Aufschluss und Abbau fanden hier von 1959 bis 1973 statt. Die Tagebau- und Kippenentwicklung erfolgte im Brücken- und Absetzerbetrieb. Im Zeitraum von 1974 bis 1997 wurde das RL Burghammer als industrielle Absetzanlage für Aschetrüben aus dem Kraftwerk Schwarze Pumpe genutzt. Die Spülkegel dienten u. a. auch zur Sicherung der gewachsenen Endböschung. Außerdem wur-den wiederholt in geringeren Mengen Eisenhy-droxidschlämme (bis ins Jahr 2000) und Sande (1996/97) eingespült. Zur Sicherung der Kip-penböschung wurden im Zeitraum von 1996 bis 2002 in mehreren Phasen „versteckte Dämme“

220 A. Vogt et al.

(s. u.) mittels Sprengverdichtung (SPV) und Rütteldruckverdichtung (RDV) hergestellt. Wäh-rend der SPV-Arbeiten im nordöstlichen Kippen-bereich ereignete sich im September 1996 eine Setzungsfließrutschung mit ca. 500 m Breite und einer Rückgriffweite von ca. 750 m (Rutschungs-volumen ca. 4 Mio. m3). Als ein rutschungsbe-günstigender Faktor wurden erhöhte hydrauli-sche Gradienten ermittelt, die sich infolge von zeitgleich stattgefundenen Spül- und Versatz-arbeiten an (in den gewachsenen Randbereichen liegenden) Schächten und Strecken ausgebildet hatten.

Die physische Gliederung des SB Lohsa II als Besonderheit Während die Speicherbecken Dreiweibern und Burghammer aus jeweils nur einer größeren Hohlform bestehen, wird das SB Lohsa II aus fünf Teilrestseen unterschiedlicher Flächengröße und Tiefe gebildet, die allerdings seit dem Anstieg des Seewasserspiegels auf > + 107,5 m NN eine gemeinsame Wasserflä-che bilden (Abb. 4.84). Die einzelnen Tieflagen grenzen jeweils an gewachsene Tagebaurand-böschungen an und werden durch Innenkippen-massen voneinander getrennt, die im Zentrum des ehem. Tagebaus Höhen bis ca. + 130 m NN erreichen und somit deutlich über das vorgese-hene Maximalstauniveau von + 116,4 m NN hinausragen. Da eine vollständige Einebnung oder eine vollständige geotechnische Siche-rung der Innenkippe nach der Einstellung des Tagebaubetriebes nicht möglich waren, wurden Schutzgräben angelegt, die den Zentralteil der ungesicherten Innenkippe von den gewachsenen bzw. geotechnisch gesicherten Uferbereichen trennen. Die Sohle der Schutzgräben befindet sich bei ca.+ 107,5 m NN, so dass, entsprechend behördlichen Forderungen, auch bei Minimal-stau eine Wassertiefe von 2 m gewährleistet ist. Damit erfüllen die Schutzgräben zum einen eine physische Trenn- und Schutzfunktion (s. u.), zum anderen gewährleisten sie gleichzeitig den Was-seraustausch zwischen den fünf Tieflagen des SB Lohsa II und damit die ungehinderte Fließverbin-dung zwischen den Einleitern und dem Ableiter des Speichers.

Charakteristiken der geotechnischen Situa-tion des Sanierungsgebietes Die Kippenent-wicklung der Tagebaue des Speichersystems LOHSA II erfolgte im Abraumförderbrücken-betrieb und/oder durch Direktversturz, z. T. mit nachfolgend darüber angelegter Absetzerkippe.

Entsprechend dem als Deckgebirge abgetra-genen Material (vorwiegend Untere und Obere Talsande des Lausitzer Urstromtales) kamen vorwiegend Fein- bis Mittelsande mit Feinkorn-anteilen (FKA) von < 10 % zum Versturz. Diese sind entsprechend ihrer granulometrischen Zu-sammensetzung bei vollständiger Wassersätti-gung größtenteils als zur Verflüssigung neigend einzustufen. Infolge des großräumig wieder ansteigenden Grundwasserspiegels und der gleichzeitigen (saisonalen) Flutung der Tage-baurestlöcher werden die erdfeucht verstürzten Kippensande zunehmend aufgesättigt. Hieraus resultierte das Erfordernis, die spätere Nutzung der Tagebaurestseen als Speicherbecken durch die Sanierung aller die späteren Ufer des Was-serspeichers bildenden Kippenböschungen geo-technisch abzusichern. Beispielsweise beträgt die Länge der am SB Lohsa II sanierten Kippen-böschungen ca. 11 km bei Kippenmächtigkeiten von ca. (35–50) m.

Sicherung der TagebauböschungenTechnologien und Phasen der Sanierung

an den Kippenböschungen Ein häufig ange-wendetes Grundprinzip der Kippensanierung ist die Herstellung von Stützkörpern, so genannter „versteckter Dämme“, durch das Verdichten der vorwiegend locker gelagerten Kippensande bis in größere Tiefen, zumeist bis zum Kippenliegen-den. Das Ziel ist, in ausgewählten Kippenberei-chen die Lagerungsdichte des Kippenmaterials so weit zu erhöhen, dass Verflüssigungen ausge-schlossen werden können. Derartige Stützkörper sind bei qualitätsgerechter Herstellung nachweis-lich in der Lage, ein Setzungsfließen der im Hin-terland an die Stützkörper angrenzenden, nicht verdichteten Kippenbereiche völlig auszuschlie-ßen und im Stützkörper-Vorland u. U. eintretende Setzungsfließereignisse in ihrem Rückgriff zu begrenzen.


An den Kippenböschungen des SB Lohsa II wurden die Stützkörper größtenteils vollständig zwischen der ehemaligen Tagebausohle (Kip-penliegendes) und der Geländeoberfläche her-gestellt. Lokal ergaben sich so Verdichtungs-tiefen von ca. 50 m. Die notwendige Breite der Stützkörper wird zum einen durch die durch sie zu erfüllende Stützfunktion bestimmt. Zum an-deren ergibt sie sich aus dem Erfordernis der Gestaltung einer im späteren Uferbereich hydro-mechanisch widerstandsfähigen und daher relativ flach geneigten Böschung (LMBV 2001). Hierzu wurden in aufwendigen hydromechanischen und geotechnischen Versuchen (u. a. Großversuch in einem Wellenkanal) und Berechnungen (Wind- und Wellendaten, Entwicklung des Porenwas-serdruckes usw.) hydromechanische Ausgleichs-profile ermittelt. Für Lohsa II ergeben sich je nach Exposition der Böschungen erforderliche Ausgleichsneigungen zwischen 1:15 und 1:20 (Abb. 4.83). Ebenfalls zu berücksichtigen war und ist die bergamtliche Forderung, dass die (tritt-)

sichere Gestaltung der Böschungen bis 2,0 m unter das Minimalstauniveau ( + 109,5 m NN) reichen muss. Aus all diesen Randbedingungen resultieren letztlich (infolge der großen Staula-melle von 6,9 m im SB Lohsa II) erforderliche Stützkörperbreiten von ca. 160 m.

Bei der Böschungssicherung wurden und wer-den in Lohsa II hauptsächlich folgende Techno-logien eingesetzt:• Sprengverdichtung (SPV):

− Stützkörperherstellung− gezielte Rutschungsauslösung− dynamische Probebelastung

• Rütteldruckverdichtung (RDV):− Stützkörperherstellung

• Böschungsprofilierung:− hydraulisch (Spülen) und erdbautechnisch− Herstellen der erforderlichen Böschungs-

neigungen− in verschiedenen Phasen als Vor- und Fein-

profilierung

Abb. 4.83 Schematische Darstellung der Böschungssanierung im ehemaligen Tagebau Lohsa (Speicherbecken Lohsa II)

222 A. Vogt et al.

• Oberflächenverdichtung mittels Vibrations-walze (VWV):− Herstellung der „Trittsicherheit“ einer defi-

nierten Oberflächenschicht• Leichte Rütteldruckverdichtung (LRV):

− oberflächennahe Verdichtung (bis ca. 8 m Mächtigkeit) mittels Rüttelflaschen durch ein amphibisches Trägergerät

− Einsatz vorwiegend in Flachwasserberei-chen (bis ca. 4 m Tiefe) und an exponierten Stellen.

Die Anwendung der einzelnen Technologien er-folgte in Sanierungsphasen (Abb. 4.83), ange-passt an den Anstieg des Restloch- und Grund-wasserspiegels.

Die ersten Sanierungsschritte wurden zwangs-läufig auf noch vollkommen unverdichteter, set-zungsfließgefährdeter Kippe durchgeführt, so dass wegen des möglichen Auslösens von Set-zungsfließrutschungen während der Sanierungs-arbeiten ein besonders hoher geotechnischer Sicherheitsstandard erforderlich war. Die an-gewendeten Grundlagen für die Konzeption der Sanierungsarbeiten beruhten in erster Linie auf den vom Bundesministerium für Bildung und Forschung geförderten und vom Projektträger der Braunkohlesanierung co-finanzierten, unter wissenschaftlicher Leitung von Förster und Gu-dehus durchgeführten Forschungen zur Proble-matik des Setzungsfließens, die in (LMBV 1998) zusammengefasst sind.

Sicherung von Böschungen durch Verbau In ausgewählten Bereichen sowohl des SB Lohsa II als auch der SB Dreiweibern und Burghammer erfolgte die Böschungssicherung mittels Linien-verbau (Gabionen) oder mittels Flächenverbau (definiert aufgebaute Steinschüttung). Im Unter-schied zu den SB Dreiweibern und Burghammer, wo diese Arten der Böschungssicherung – wie meist üblich – nur an gewachsenen Böschungen erfolgten, war im SB Lohsa II der Flächenver-bau z. T. auch in verdichteten Kippenbereichen erforderlich. Zum einen betrifft dies den Bereich des Einleiters von der Spree, wo aufgrund der Flutungsmengen bis Q = 15 m3/s hohe hydrody-namische Belastungen der Böschungen auftre-ten, die einen Verbau erforderlich machten. Zum anderen betroffen ist ein 700 m langer Abschnitt

an der Außenkippe Scheibe, der aufgrund der im Hinterland anschließenden Hochkippe aus Platz-gründen nicht auf das erforderliche Ausgleichs-profil abgeflacht werden konnte und daher eines Windwellenschutzes bedurfte.

Hydromechanische Selbstgestaltung der gewachsenen Böschung Mit dem Ende des ak-tiven Bergbaus im Tagebau Lohsa war keine vor-bereitende Gestaltung der gewachsenen Rand-böschungen für die spätere Nutzung als Wasser-speicher erfolgt. Daher ist im SB Lohsa II, ins-besondere infolge der großen Staulamelle von 6,9 m Höhe, mit einer langfristig anhaltenden, natürlichen hydromechanischen Abflachung der gewachsenen Böschungen durch Erosion und Windwellenwirkung zu rechnen. Diese Selbst-gestaltung wurde im Sanierungsrahmenplan für den Wasserspeicher Lohsa II (RP OL-NS 1997) insofern berücksichtigt, als dass ein Sicherheits-streifen festgelegt wurde, der eine natürliche Ab-flachung der gewachsenen Böschung auf eine Neigung von 1:20 einräumt. Dieser Sicherheits-streifen wurde im Risswerk mit einer Sicher-heitslinie eingegrenzt und es wurde festgelegt, hier „Nutzungen auszuschließen“. Arbeiten im Rahmen der Sanierung, der Gefahrenabwehr und der vorbereitenden Böschungsbereinigung (z. B. Holzung) sind innerhalb des Sicherheitsstreifens statthaft, erfordern aber jeweils eine geotechni-sche Bewertung und Freigabe durch den zustän-digen Sachverständigen für Geotechnik.

Die Inselproblematik und das Schutzgraben-konzept Nach Beendigung des aktiven Berg-baus war ein Großteil des Tagebaugeländes des jetzigen SB Lohsa II, insbesondere der Kippen, zur Nutzung als militärisches Übungsgelände vorgesehen, für das keine Notwendigkeit von Gestaltungs- und Sicherungsmaßnahmen im Interesse der öffentlichen Sicherheit bestand. Dem entsprechend hatte in der Endphase des Bergbaus auch keine Vorbereitung des Tagebaus für eine öffentliche Nachnutzung stattgefunden. Die militärische Nutzung dieses Standortes ent-fiel jedoch mit der politischen Wende und der Wiedervereinigung 1989/1990. Damit bestand nun die Aufgabe einer zusätzlichen Gestaltung


und Sanierung des ehemaligen Tagebaues ent-sprechend dem Nutzungskonzept als Wasserspei-cher.

Generell sind alle unverdichteten Kippen-bereiche im Sanierungsgebiet, also auch die In-nenkippe, als zu Verflüssigungen neigend einzu-stufen, wenn die entsprechenden hydraulischen und geotechnischen Randbedingungen gegeben sind. Grundanliegen und Sanierungszielstellung war es daher, alle gefährdeten Gebiete entweder durch geeignete geotechnische Maßnahmen zu stabilisieren oder gegen ein Betreten und Befah-ren zu sperren.

Zum Erreichen dieser Zielstellung standen mehrere Sanierungsvarianten zur Diskussion, die zum einen den Abtrag der Innenkippe auf ein Höhenniveau unterhalb des Minimalstauniveaus und zum anderen unterschiedliche Schutzgraben-lösungen vorsahen. Gleichzeitig wurden mehrere Varianten zur Lage und Mächtigkeit der Staula-melle bewertet.

Die Entscheidung erfolgte zugunsten einer Schutzgrabenlösung, wobei die Nutzung des Wasserspeichers in Übereinstimmung mit dem Landratsamt Hoyerswerda und dem Bergamt Hoyerswerda folgendermaßen definiert wurde (Schoewe 1995):

„Der Speicher dient allein wasserwirtschaft-lichen Zwecken. Eine touristische Nutzung ist nicht vorgesehen, so daß auf eine Sicherung der Inselbereiche verzichtet wird. Ein direkter Zugang zur Insel wird durch die Anlegung von Schutzgräben unterbunden. Auf die verbleiben-den Gefährdungen, die von der Insel ausgehen werden, ist sichtbar und dauerhaft hinzuweisen, wobei das Prinzip des Vertrauens darauf, daß die Hinweise und Verbote respektiert werden, Grundlage der Gesamtlösung ist.“

Zunächst wurde eine Schutzgrabenvariante mit einer Staulamelle von + (108,0–118,0) m NN („Maximalvariante“) gewählt. Die Untergrenze der Staulamelle wurde jedoch auf + 109,5 m NN angehoben. Ausschlaggebend hierfür war der nach der Einstellung der bergbaulichen Wasser-haltung rasche Wiederanstieg des Grundwasser-spiegels von ca. 1,2 m/a und der damit verbun-dene Zeitdruck für den Großgeräteeinsatz auf der Innenkippe, um den aus Gründen der geotechni-

schen Sicherheit erforderlichen Mindestflurab-stand von 6 m einzuhalten.

Dennoch kam es bei der Schutzgrabenbagge-rung am Schutzgraben (SG) Nord am 01.11.1995 zu einem Geländebruch von 500 m Länge, mit Rückgriffen bis ca. 65 m ins Hinterland der bis 21 m hohen Böschung. Im Bereich der Arbeits-ebene traten Hebungen bis ca. 6 m auf. Dabei wurden der eingesetzte Schaufelradbagger, der Bandwagen und der Gurtbandförderer um ca. 2 m angehoben. Nach geotechnischer Rückrech-nung und Auswertung des Ereignisses erfolgte eine Rampen- und Entlastungsbaggerung auf hö-herem Geländeniveau (bis ca. + 113 m NN) und anschließend, ohne weitere außerplanmäßige Ereignisse, die Weiterführung der Schutzgraben-profilierung bis auf + 107,5 m NN.

Nach der Anhebung der Untergrenze der Stau-lamelle von + 108,0 m NN auf + 109,5 m NN er-folgte auf Basis hydrologischer und ökologischer Untersuchungen, eine Anpassung der Ober-grenze der Staulamelle von + 118,0 m NN auf + 116,4 m NN.

Die letztendlich für das SB Lohsa II festge-legte Sanierungsvariante ist folgendermaßen ge-kennzeichnet:• Staulamelle: + (109,5–116,4) m NN

(Δhw = 6,9 m)• Beibehaltung der Randschläuche und Herstel-

lung von Schutzgräben mit einem Sohlniveau von + 107,5 m NN (Wasserüberdeckung stets > 2,0 m) und einer Breite von ≥ 200 m

• Böschungsgestaltung in den Stützkörperberei-chen mit Neigungen zwischen 1:15 und 1:20 (in Abhängigkeit der Lage der Böschung zur Hauptwindrichtung) zwischen + 107,5 m NN und + 118,0 m NN

• trittsichere Gestaltung aller zu Fuß erreich-baren Kippenbereiche bis 2,0 m Wassertiefe bzw. innerhalb der Grenzen von + (107,5–118,0) m NN.

Primär wurde den Schutzgräben (und den Rand-gräben gleichermaßen) die Funktion zugeordnet, ein Betreten der ungesicherten Inselbereiche zu verhindern (s. o. stehende Nutzungsdefinition). Dazu tragen sowohl die festgelegte Breite wie auch die vorgesehene Mindestwassertiefe bei (s. o.). Insgesamt haben die Schutz- und Rand-

224 A. Vogt et al.

gräben jedoch komplexere, sich z. T. gegenseitig bedingende Aufgaben zu erfüllen:1. Verhinderung eines unbewussten Betretens

der ungesicherten, setzungsfließgefährdeten Inselbereiche

2. Schutz der Uferbereiche des Wasserspeichers und der zum Wasserspeicher gehörenden bau-lichen Anlagen (Ein- und Ableiterbauwerke) gegen unerwünschte Auswirkungen eventuel-ler vom Inselbereich ausgehender Setzungs-fließrutschungen (Massenbewegungen und Schwallwellen)

3. Absicherung der geohydrologisch-wasser-wirtschaftlichen Aufgaben des Speicherbe-ckens Lohsa II.

Durch das Anlegen der drei Schutzgräben (SG AK Bärwalde, SG Nord und SG AK Scheibe; von 1995 bis 1996) wurde der Zentralbereich der Innenkippe von der gewachsenen Nordböschung und den Kippenbereichen AK Scheibe und AK Bärwalde abgetrennt. Nach Süden ergibt sich die Abgrenzung zum gewachsenen Ufer durch den ca. (300 bis 600) m breiten Westrandschlauch. Im Zentrum des SB Lohsa II ist somit eine momentan (bei einem Wasserspiegel von ca. + 110,5 m NN) ca. 2,3 km2 große Insel verblieben.

Die Rutschung der Insel Lohsa II vom 19.11.2001 und ihre Folgen Am 19.11.2001 ereignete sich im SB Lohsa II eine ausgedehnte Rutschung an der Inselböschung. Die Rutschung erfasste den mittleren und östlichen Teil der Insel und führte zu großflächigen Deformationen und Blockaden im Schutzgraben SG AK Bärwalde und im mittleren und östlichen Abschnitt des SG Nord.

Infolge der eingetretenen Deformationen und Blockaden konnten beide Schutzgräben die ihnen zugewiesenen Funktionen nicht mehr erfüllen. Der westlich der Insel gelegene SG AK Schei-be und der Westrandschlauch (südlich der Insel) blieben unbeeinflusst, da die westlichen bis süd-lichen Inselbereiche stabil geblieben waren.

Im Inneren der Insel hatten großräumige Sa-ckungen stattgefunden, die sich dann in Form von Setzungsfließrutschungen zunächst in östli-che Richtung fortsetzten. Mit dem Erreichen des N–S orientierten Schutzgrabens AK Bärwalde

wurden die Fließbewegungen nach Süden und Norden abgelenkt.

Ursache des Rutschungsereignisses war die Verflüssigung unverdichteter, locker gelagerter, nicht bindiger Sande, begünstigt bzw. ausgelöst durch ein großflächiges Durchströmen der Insel und das relativ rasche Aufsättigen bisher erd-feuchter Sande nach einer intensiven Flutungs-phase. Diese Flutungsphase hatte kurz vor der Rutschung zum Zusammenschluss mehrerer bis dahin getrennter Teilwasserflächen des SB Lohsa II und zu starken Veränderungen der hydrauli-schen Bedingungen in der Innenkippe, respektive der Insel, geführt.

Der Einflussbereich der Rutschung hat eine Größe von ca. 2,2 km2 und das mobilisierte Kip-penvolumen wurde auf ca. 30 Mio. m3 geschätzt.

Mit Ausnahme der beiden genannten Schutz-gräben wurden durch das Ereignis keine sanier-ten Kippenbereiche in Mitleidenschaft gezogen. Die Rutschung war auf zwei mittels Vibrations-walzenverdichtung (VWV) oberflächig verdich-tete Hochflächen sowie auf kurzer Länge auf den Stützkörper der AK Bärwalde getroffen und wurde hier abgelenkt bzw. gestoppt (Abb. 4.84). Die sanierten Kippenbereiche hatten somit nach-weislich und bestimmungsgemäß einer extremen Belastung standgehalten und eine weitere Aus-breitung des Setzungsfließens verhindert.

Zwar war bei der Aufstellung des Schutzgra-benkonzeptes mit davon ausgegangen worden, dass Rutschungen in der Flutungsphase des Was-serspeichers unvermeidbar sind, die Rutschung vom 19.11.2001 war jedoch im Vorfeld in Aus-maß und Komplexität nicht prognostizierbar. Das Ereignis wurde jedoch zum Anlass für eine grundlegende Prüfung der geotechnischen Situa-tion der Insel genommen.

Neubewertung des Insel- und Schutzgraben-konzeptes Nach der Rutschung wurde die Insel hinsichtlich ihrer Standsicherheit während der weiteren Flutung des SB Lohsa II neu bewer-tet (Keßler und Erler 2002). Dabei bestätigte sich, dass mit der weiteren Flutung und auch im späteren Speicherbetrieb immer wieder lokale Rutschungen der Insel zu erwarten sind. Eine Notwendigkeit zur kompletten geotechnischen Sicherung der Insel leitete sich hieraus aber nicht


ab. Gegen ein solches Vorhaben sprechen auch Größenordnung, Dauer, Kosten und technologi-sche Aspekte sowie die Problematik der Sicher-heit für Personal und Gerätetechnik. Gleiches gilt auch für einen vollständigen Abtrag der Insel und deren Verbringen in die Totraumbereiche des Speichers. Eine Volumenbilanzierung der abzu-tragenden Inselmassen und der zur Verfügung stehenden Totraumbereiche ergab zudem, dass im Falle einer vollständigen Einebnung der Insel das Minimalstauniveau angehoben werden müsste, um die geforderte Mindestwassertiefe von 2 m zu gewährleisten. Dies hätte eine Reduzierung des nutzbaren Stauvolumens bedeutet und schied daher als Sanierungsoption aus.

Bei den Standsicherheitsuntersuchungen an der Insel wurde für einen Böschungsabschnitt im Süden der Insel „Grenzgleichgewicht“, d. h. eine nicht ausreichende bodenmechanische Si-cherheit, festgestellt. Allerdings wurden die Aufnahmekapazität und die Schutzwirkung des vorgelagerten Westrandschlauches für mögliche Rutschungen als ausreichend bewertet, so dass sich kein unmittelbarer Handlungsbedarf ergab. Im November 2002 kam es dann zu einer spon-tanen Rutschung der Südböschung der Insel, womit sich die Ergebnisse der Standsicherheits-bewertungen bestätigten.

Ein zweiter kritischer Bereich wurde im Nor-den der Insel festgestellt, wo für höhere Wasser-spiegel Rutschungen prognostiziert wurden, die zu Blockaden des Schutzgrabens SG Nord führen würden. Hier wurde als Vorsorgemaßnahme im Sommer 2004 eine Teilsicherung der Insel vor-genommen.

Insgesamt wurde die „Insellösung“ als Teil des Sanierungskonzeptes des Wasserspeichers Lohsa II bestätigt (Keßler und Erler 2002). Hie-raus leitete sich direkt ab, dass eine Wiederher-stellung der beiden deformierten Schutzgräben erforderlich ist. Allerdings war aufgrund der veränderten geotechnischen Situation der Insel – die Rutschung vom 19.11.2001 hatte in erheb-lichem Maße Rutschungspotential abgebaut – eine Neubewertung der Schutzgrabengeometrie erforderlich. Geotechnische und hydraulische Berechnungen ergaben, dass die Wiederherstel-lung der Schutzgräben in der ursprünglichen Breite von 200 m nicht erforderlich ist (Keßler und Erler 2002; Luckner 2002). Eine Mindest-breite von 100 m bei Minimalstau konnte als ausreichend nachgewiesen werden. An der bei Minimalstau in den Schutzgräben zu gewährleis-tenden Mindestwassertiefe von 2 m wurde nicht zuletzt unter Beachtung bergamtlicher Vorgaben festgehalten. Das Sohlniveau der wieder herzu-

Abb. 4.84 Panorama des Speicherbeckens Lohsa II – mit der Insel, angrenzenden Restseebereichen und den nach der Rutschung vom 19.11.2001 wieder herzustellen-den Schutzgräben SG Nord und SG AK Bärwalde (Blick von Ost nach West). 1 Teilsee RL Nordostmarkscheide, 2 Aufpressungen infolge der Rutschung der Insel vom

19.11.2001, 3 Teilsee Westrandschlauch, 4 Teilsee RL Teilfeld 1/2, 5 Teilsee Nordmarkscheide, 6 Ableiter SB Lohsa II, 7 SB Burghammer, 8 SB Dreiweibern, Strich-linie: Einflussbereich der Rutschung, Pfeile: hauptsäch-liche Fließrichtungen der Massen

226 A. Vogt et al.

stellenden Schutzgräben wurde daher wieder auf + 107,5 m NN festgelegt.

Teilsicherung der Insel im Sommer 2004 Bei dem im Vortext erwähnten „kritischen Bereich“ im Norden der Insel handelte es sich um ein ca. 600 m langes und 100 m breites Plateau an der Insel, parallel zum SG Nord, das im Jahr 1996 im Rahmen der Schutzgrabenbaggerung des SG Nord durch eine Entlastungsbaggerung entstand. Für höhere Seewasserspiegel wurden hier Rut-schungen prognostiziert (Keßler und Erler 2002), die aufgrund der vorliegenden Ausfließbedingun-gen (Kippengeometrie, Wasserspiegelverhält-nisse, Strossenrichtung) zu weiteren Blockaden des SG Nord hätten führen können. Entsprechend der Zielstellung eines möglichst störungs- und restriktionsfreien Speicherbetriebes waren Maß-nahmen zur Vermeidung derartiger Behinderun-gen zu treffen, bevor die als kritisch bewerteten Wasserspiegelhöhen erreicht werden. Als Vorsor-gemaßnahme wurde im Sommer 2004 eine Teil-sicherung der Insel entlang des SG Nord durch Sprengungen vorgenommen.

Eine besondere Herausforderung bei dieser Maßnahme bestand darin, dass sie auf der un-gesicherten Insel durchzuführen war. Im Vorfeld durchgeführte Laborversuche an vor Ort entnom-menen Proben sowie Feldversuche und zusätz-liche Standsicherheitsberechnungen bestätigten eine ausreichende geotechnische Sicherheit für den Personen- und Geräteeinsatz auf dem Plateau im Maßnahmezeitraum. Strenge Verhaltensan-forderungen und eine permanente gutachterliche Überwachung dienten der weiteren Reduzierung des Restrisikos.

Eine weitere Herausforderung stellte dar, dass durch die Sprengungen keine größeren Rut-schungen der Insel in den SG Nord hinein ausge-löst werden durften. Die Maßnahme wurde daher in drei Phasen realisiert.

In der ersten Phase erfolgte eine Probebelas-tung und Teilverdichtung des Plateaus mittels schonenden Sprengens. Damit wurde ein speziell bemessener „schwebender SPV-Stützkörper“ als Widerlager für die zweite Phase hergestellt. In dieser zweiten Phase erfolgte mittels Spren-gungen die Probebelastung und Teilsicherung

der das Plateau inselseitig begrenzenden, ca. 9 m hohen Böschungen. Das Sprengregime und die Ladungsmengen wurden so bemessen, dass die Böschungsfußbereiche gezielt verdichtet werden konnten, ohne das vorgelagerte Plateau zu zer-stören und Rutschungen in den SG Nord auszu-lösen.

Abschließend wurde in der dritten Phase eine geotechnisch nicht sicherbare Inselspitze durch Rutschungsauslösung (Sprengung) gezielt in Richtung eines angrenzenden Totraumbereiches (RL Teilfeld 1/2) zum Ausfließen gebracht und so als potentielle Störungsquelle beseitigt.

Für weitere Böschungsbereiche der Insel wurde kein unmittelbarer Handlungsbedarf für Sicherungsmaßnahmen an der Insel festgestellt.

Grundbruchsicherheit im unverdichteten Hinterland der Stützkörper Die geotech-nischen Sicherungsmaßnahmen erfolgen vor-nehmlich in den Böschungsbereichen in Form von „versteckten Dämmen“ bzw. Stützkörpern (s. o.). Demzufolge bleiben die Kippenbereiche im Hinterland der Stützkörper zunächst weitest-gehend unverdichtet. Ausnahmen bilden lokale Sicherungsmaßnahmen, z. B. für Flussläufe, Kanäle, Teiche, für Ausbau und Sicherung der Infrastruktur und z. B. auch für Windparkanla-gen. Dabei erfolgen Sackungsvorwegnahmen mittels Sprengungen und/oder die Herstellung von Stützkörpern mittels RDV und/oder Fallge-wichtsverdichtung. Die Stützkörper werden je nach Erfordernis bis zum Kippenliegenden oder auch nur mit speziell bemessener Mächtigkeit als „schwebender Stützkörper“ ausgeführt.

Für den Großteil der Flächen im Stützkörper-hinterland ist jedoch eine rein land- und forst-wirtschaftliche Nutzung vorgesehen, bis hin zur Ausweisung als Landschaftsschutzgebiet bzw. Biosphärenreservat. Aufgrund ihrer Ausdehnung ist es nicht möglich und auch nicht sinnvoll, die Tagebaukippen von vornherein flächendeckend zu verdichten.

Das Verbleiben der Kippe in einem unver-dichteten, also zumeist lockeren Lagerungszu-stand bedeutet allerdings, dass hier die Gefahr von plötzlichen, ungleichmäßigen Sackungen und von Grundbrüchen bzw. Geländeeinbrüchen


infolge Verflüssigung bestehen bleibt. Ursachen für diese Ereignisse können z. B. sein:• Aufsättigung locker gelagerter Kippenhori-

zonte infolge des nachbergbaulichen Grund-wasserwiederanstieges

• Grundwasserspiegelschwankungen, saisonal oder z. B. infolge Speicherbewirtschaftung

• Veränderungen der Grundwasserströmungs-richtung und/oder hydraulischer Gradienten

• äußere statische und/oder dynamische Zusatz-lasten (z. B. durch Baumaßnahmen, Fahr-zeuge, extreme Wettersituationen, Erdbeben).

Grundsätzlich stellen Grundbrüche bzw. Gelän-deeinbrüche, sofern sie sich im Bereich oder in der Nähe einer ungesicherten Böschung ereignen, auch ein mögliches Initial für Setzungsfließrut-schungen dar. Alle im Speichersystem LOHSA II hergestellten „versteckten Dämme“ sind so be-messen, dass sie einer Verflüssigung der Kippe vor und hinter dem Stützkörper standhalten.

Zur Überwachung des Setzungs- und Sa-ckungsverhaltens der Kippe wurden im Bereich des SB Lohsa II im Rahmen des Aufbaus eines komplexen geotechnisch-geohydraulischen Mo-nitorings insgesamt neun Setzungspegel instal-liert. Diese reichen bis ins Liegende und wurden mit einem magnetischen Messsystem ausgerüs-tet. Die Setzungspegel sind an das hydrogeolo-gische Messstellennetz gekoppelt und erlauben so eine Korrelation der Setzungsdaten und der Grundwasserspiegelentwicklung in der Kippe.

Der Grad der bestehenden Grundbruch-/Ge-ländeeinbruchgefahr richtet sich neben den rein bodenmechanischen Parametern, zu denen für die Hinterlandbereiche meist nur vereinzelt de-taillierte Kenntnisse vorliegen, vor allem nach dem Grundwasserflurabstand und nach dem Sa-ckungsverhalten, welches u. a. wesentlich durch die Geschwindigkeit des Grundwasserwiederan-stieges bestimmt wird (Reichel 1997a).

Generell nimmt die Grundbruch-/Geländeein-bruchgefahr mit abnehmender erdfeuchter Über-deckung zu. Je nach vorgesehener Nutzungsart des Kippengeländes ergeben sich unterschiedli-che Ansprüche an Höhe und Lagerungsdichte der zu gewährleistenden erdfeuchten Überdeckungs-schicht. Im Allgemeinen besteht für eine weni-ger anspruchsvolle land- und forstwirtschaftliche

Nutzung eine Mindestforderung von hü = 2 m. Kippenbereiche, in denen die jeweils anzusetzen-den Anforderungen nicht erfüllt werden, können i. d. R. auf Grundlage hydrogeologischer Modell-rechnungen ermittelt werden. Ist keine ausrei-chende erdfeuchte Überdeckung gegeben, kann diese durch entsprechende Geländeaufhöhung hergestellt werden. Alternativ kann auch eine geotechnische Sicherung, z. B. durch Stützkör-per (bis zum Liegenden oder auch „schwebend“) und/oder durch wasserbauliche Maßnahmen er-folgen. Im Stützkörperhinterland des SB Lohsa II existieren Tieflagen, die rechtzeitig vor dem Er-reichen kritischer Grundwasserflurabstände mit-tels Fallgewichtsverdichtung gesichert und als Innenkippenteiche ausgebaut wurden. Sie die-nen, zusammen mit einem System aus ebenfalls mittels schwebender Stützkörper gesicherten und ausgebauten Gräben („Fließe“), der Innenkip-penentwässerung.

Die bei der Stützkörperherstellung eintretende Verdichtung des Kippenmaterials führt zwangs-läufig zu einer Reduzierung dessen hydraulischer Leitfähigkeit und somit zu Veränderungen der hydraulischen Verhältnisse. Um die hergestellten „versteckten Dämme“ bei der hydrogeologischen Modellbildung adäquat zu berücksichtigen, wurde im Frühjahr 2004 an einem im Grundwas-seranstrom stehenden Stützkörperabschnitt des SB Lohsa II erstmals ein Pumpversuch durchge-führt, der den Nachweis der hydraulischen Wirk-samkeit von „versteckten Dämmen“ zum Ziel hatte. Während des Pumpversuchs gelang die exakte hydraulische Abbildung der Lage der hin-teren Stützkörpergrenze. Dabei wurde zwischen unverdichteter und verdichteter Kippe eine Dif-ferenz des kf -Wertes von ca. einer halben Zeh-nerpotenz nachgewiesen:• unverdichtete Kippe (Hinterland):

kf = (4–9) · 10−4 m/s• verdichtete Kippe (Stützkörper):

kf = (1–3) · 10−4 m/s.Auffällig ist dabei außerdem, dass sich infolge der Verdichtung der Wertebereich der Durch-lässigkeit verengt hat. Dies ist als Indiz für eine sanierungsbedingte Homogenisierung der Durchlässigkeit, respektive der Lagerungsdichte, zu werten. Mit dem Pumpversuch gelang somit

228 A. Vogt et al.

nicht nur der angestrebte Nachweis der hydrau-lischen Wirksamkeit von Stützkörpern, sondern gleichzeitig auch ein räumlicher qualitativer Ver-dichtungsnachweis.

Infolge der geringeren hydraulischen Durch-lässigkeit von „versteckten Dämmen“ ist im Falle ihrer Lage im Grundwasseranstrom zwangsläu-fig mit einer rückwärtigen Anhebung der Grund-wasseroberfläche (gegenüber dem Zustand ohne Stützkörper) zu rechnen. Für den konkreten Fall am SB Lohsa II beträgt dieser tatsächlich einige Dezimeter, führt aber im betreffenden Hinter-landbereich nicht zu zusätzlichem Sanierungs-bedarf.

Von der Problematik unzureichender Grund-wasserflurabstände im unverdichteten Hinterland ist u. a. eine ca. 2,5 ha große, teils bewaldete, teils landwirtschaftlich genutzte Geländesenke im südlichen Anstrombereich des SB Lohsa II betroffen. Im Zentrum der Senke, innerhalb des Waldes, hat sich bereits eine 7.000 m2 große offe-ne Wasserfläche ausgebildet. Aufgrund der nicht ausreichenden geotechnischen Sicherheit leitete sich für die Tieflage ein Sicherungs- bzw. Sanie-rungsbedarf ab. Die Geländesenke wurde im Jahr 2009 nach geotechnischen Vorgaben geholzt, gerodet und anschließend mit Kippensanden bis zur erforderlichen Mindestüberdeckung kontrol-liert aufgefüllt. Für die Maßnahme, insbesondere für das geotechnisch anspruchsvolle Verkippen verflüssigungsgefährdeter Sande ins Wasser, wurden spezielle Technologievorgaben und Ver-haltensanforderungen sowie ein Programm für

Porenwasserdruck-Tests und ein Monitoringpro-gramm erstellt.

Nach der Auffüllung der Tieflage erfolgen eine Renaturierung und Wiederaufforstung des bei der Baumaßnahme in Anspruch genommenen Bereiches.

Herstellung eines weitgehend restriktions-freien Wasserspeichers

Gefahrenabwehr zur Gewährleistung der öffentlichen Sicherheit Grundlage für die Folgenutzung der Bergbaufolgegebiete ist die Abwehr aller Gefahren für die öffentliche Sicher-heit. Schwerpunkte der Gefahrenabwehr sind (Luckner et al. 1997):• das Herstellen der geotechnischen Sicherheit

an den Kippenböschungen, den gewachsenen Böschungen und im Hinterland

• das Verhindern der Versauerung der Restseen, der Vorflut und des Grundwassers

• das Verhindern des Verschleppens der Folge-nutzung

• die Beseitigung der Rückfallgefahr.Die Gefahrenabwehr muss zügig erfolgen, Wirk-samkeit und Nachhaltigkeit gewährleisten und dabei ökologisch und wirtschaftlich tragfähig sein.

Verknüpfung geotechnischer, wasserwirt-schaftlicher und ökologischer Aspekte der Sanierung Die Sanierungsschwerpunkte am Speichersystem LOHSA II sind auf die Herstel-lung eines weitgehend restriktionsfreien Wasser-speichers ausgerichtet (Abb. 4.85).

Ziel: weitgehend restriktionsfreier Speicherbetrieb

Aufgaben: MonitoringSteuerungSicherung/WartungNachsorge

Schwerpunkte: Schnittstellen/WechselwirkungenGeotechnische und öffentliche SicherheitGewährleistung wasserwirtschaftlicher ProzesseNachhaltige Gewährleistung der Gewässerbeschaffenheit

Flutung Speicherung Ableitung

Ziel: weitgehend restriktionsfreier Speicherbetrieb

Flutung Speicherung Ableitung

Abb. 4.85 Schema – weit-gehend restriktionsfreier Speicherbetrieb


Für die geotechnische Sanierung bedeutet ein weitgehend restriktionsfreier Speicherbetrieb, dass sämtliche Elemente des Speichers so zu ge-stalten und/oder zu sichern sind, dass nachteilige Beeinträchtigungen des Speicherbetriebes aus-geschlossen werden. Dieses Ziel lässt sich mit vertretbarem Aufwand und in der zur Verfügung stehenden Zeit nur umsetzen, wenn Umfang und Aufwand für die Sanierung optimiert und die vertretbaren Restrisiken abgeschätzt werden.

Zusätzlich ist zu berücksichtigen, dass allein die vorgesehene Nutzungsdauer der Speicher und deren naturnaher Gestaltungscharakter einen „verschleißfreien“ Betrieb nahezu unmöglich machen. Langfristige natürliche Veränderungen des Speichers sind unvermeidlich. Ihre mögli-chen Auswirkungen auf die Speicherbewirtschaf-tung und auf die öffentliche Nutzung müssen frühzeitig erkannt, bewertet und erforderlichen-falls in ihren nachteiligen Auswirkungen be-grenzt werden. Nach der Sanierung bildet somit die wasserwirtschaftliche Nachsorge mit ihren Leistungspositionen• Unterhalten von Ufern und Böschungen• Warten und Instandhalten von wasserwirt-

schaftlichen Anlagen• Stabilisieren der Gewässergüte• Monitoring von Wasserstand und Wassergüte

im Gewässer und im angrenzenden Gebirgedie Stützen der geforderten Nachhaltigkeit der Sanierung und eines zuverlässigen Speicherbe-triebes.

Die geotechnische Sicherung bildet die Grundlage für die zügige Flutung und Inbetrieb-nahme der Speicher. Vor dem Hintergrund der durch den Grundwasserwiederanstieg und den Zustrom saurer Grundwässer bedingten Ver-sauerung der Seen werden seit einigen Jahren im SB Lohsa II ohnehin notwendige geotechnische Sanierungsarbeiten mit Maßnahmen zur Ver-besserung der See- und Grundwasserqualität ge-koppelt. Die nach der Rutschung der Insel vom 19.11.2001 erforderliche Wiederherstellung der Schutzgräben erforderte die Umlagerungen von ca. 540.000 m3 gerutschter und aufgepresster Massen. Ein Großteil davon wurde mittels Saug-spülbagger umgesetzt. Dabei wurden dem Spül-strom Kalkproduktgemische zugeführt und das entstehende Sand-Kalk-Gemisch als „Reaktiver

Teppich“ in ausgewählten Böschungsbereichen innerhalb der Staulamelle aufgespült. Ziel der Maßnahme ist die Verbesserung der Lebensbe-dingungen für benthische Organismen innerhalb der stark zur Versauerung neigenden „semisub-hydrischen“ Bereiche der Staulamelle.

Dem Routinebetrieb gingen drei wissenschaft-lich geplante und begleitete Tests im Rahmen eines Demonstrationsprojektes voraus, aus denen sich verbesserte Kenntnisse zu Anwendungs-möglichkeiten und – grenzen dieser gekoppelten Technologie ergaben.

Aufbau eines komplexen Monitoringsys-tems am Wasserspeicher Lohsa II Am Was-serspeicher Lohsa II wird seit mehreren Jahren ein komplexes geotechnisch-geohydraulisches Monitoringsystem aufgebaut (Keßler und Erler 2002). Die Notwendigkeit hierfür begründet sich aus der zentralen wasserwirtschaftlichen Bedeu-tung des Speichers und den Anforderungen, die sich aus der – zumindest in der Lausitz – einzig-artig großen Speicherlamelle von 6,9 m ergeben. Die wesentlichsten Elemente des Monitoringsys-tems sind• geodätische Profile an Kippenböschungen

und gewachsenen Böschungen (fest instal-lierte Messpunkte)

• hydrogeologische Messprofile zur Überwa-chung der Sickerlinien in den Randböschun-gen des Speichers (Grundwassermessstellen)

• digitale Geländemodelle auf Basis von Luft-bildauswertungen und Lotungen

• Setzungspegel zur Überwachung des Set-zungs- und Sackungsverhaltens der Kippe

• Erfassung meteorologischer Daten• Überwachung und Kontrolle der wasserbauli-

chen Anlagen (Ein- und Ableiter, Flächenver-baubereiche)

• Messungen des Dichtefeldes der Böschungs-körper

• Windwellen- und Strömungsmessungen (per-spektivisch)

• Porenwasserdruckmessungen im Wellen-schlagbereich (perspektivisch).

Alle Elemente des Monitoringsystems sind so angelegt bzw. gekoppelt, dass sich ihre Aussagen stützen und ergänzen. Dabei ist eine Anbindung an das bestehende hydrogeologische Monitoring-system gegeben. Außerdem ist eine Kopplung

230 A. Vogt et al.

mit dem separat aufzubauenden Monitoringsys-tem im „Damm“ zwischen den Speicherbecken SB Lohsa II und SB Burghammer vorgesehen.

Das geotechnisch-geohydraulische Monito-ringkonzept sieht eine Unterteilung in drei Mess-perioden vor:Messperiode 1: Abschluss der Sanierung und

erster vollständiger EinstauMessperiode 2: Erste Betriebszeit nach dem

ersten Vollstau, Übergang in den regulären Speicherbetrieb

Messperiode 3: Geotechnisches Gleichge-wicht, weitere Betriebszeit im regulären Speicherbetrieb

Neben der zeitlichen Gliederung der Kontrolle und Überwachung wird auch eine auf bestimmte Bewertungsziele ausgerichtete Unterteilung des Monitorings in drei verschiedene Messprogram-me vorgenommen:Kurzzeitmessprogramm: Kontrolle der Sa-

nierungsergebnis-se

Langzeitmessprogramm: Überwachung des Wasserspeichers während der Erst-flutung und des Speicherbetriebes

Ergänzungsmessprogramm: Beobachtung des Verhaltens der den Wasserspei-cher begren-zenden Kippen während der Erst-flutung und des Speicherbetrie-bes.

Zusammenfassung Die seit beinahe zwei Jahrzehnten andauernde Sanierung und Umge-staltung der Tagebaue des Wasserspeichersys-tems LOHSA II als zukünftiges Kernelement des ostsächsischen Seenverbundes wurde seit ihrem Beginn als planerisch, wissenschaftlich und technologisch anspruchsvolle Maßnahme verstanden und realisiert. Über die Dauer der bisherigen Sanierung bot sich vor allem auf tech-nologischem Gebiet die Möglichkeit, vorhande-nes Know-How einzusetzen und zu optimieren und neue Technologien anzuwenden. Mit der

voranschreitenden Flutung des Speichersystems treten die wasserwirtschaftlichen Aspekte des Speicheraufbaus und der Speichernutzung immer mehr in den Vordergrund. Die geotechnischen Aufgabenstellungen wandeln sich dabei vom rei-nen, großmaßstäblichen Sanierungsbergbau hin zu immer spezifischeren, andauernden Heraus-forderungen.

Das gewachsene Verständnis für die Kom-plexität des Gesamtsystems „Wasserspeicher“ lässt immer deutlicher erkennen, wie eng wasser-wirtschaftliche, bergbauliche, hydrochemische, geohydraulische, geotechnische und umweltre-levante Fragen miteinander verknüpft sind und dass zielorientierte Lösungen fachübergreifende Aufgaben darstellen.

Dies gilt in gleichem Maße für die Beendi-gung der Sanierungstätigkeit, die Kontrolle der Sanierungsergebnisse, die weitere Flutung und die Überwachung des Speichersystems während seiner regulären Nutzung.

4.8.4 Böschungsbewegung im Bereich der Südböschung des Tage-baurestloches Nachterstedt am 18.07.2009

Geologie und HydrogeologieRegionalgeologischer Überblick Das Tagebau-restloch Nachterstedt (Concordiasee), an dem am 18.07.2009 eine großvolumige Böschungsbe-wegung mit mehr als 4 Mio. m³ Bodenmaterial stattgefunden hat, liegt mit den angrenzenden Seeländereien im Braunkohlenbecken Nachter-stedt-Schadeleben/Königsaue auf dem Nord-westteil des Ascherslebener Sattels und dessen Randsenken, die infolge von Bruchfaltentektonik entstanden sind.

Die in Abb. 4.86 dargestellte, abstrahierte Schnittdarstellung dokumentiert schematisch die geologische Situation im Bereich der Seelän-dereien und des Braunkohlenbeckens von Frose.

Hydrogeologischer Überblick Die hydrogeo-logische Situation im Untersuchungsgebiet ist durch einen Wechsel von Grundwasserleitern (GWL) und Grundwassergeringleitern (GWGL) gekennzeichnet.


Die tief liegenden Zechsteinsalze wurden am Ascherslebener Sattel hoch gedrückt. Beim Kon-takt mit Grundwasser werden die Salze gelöst. Der Zechsteinanhydrit wurde durch das Grund-wasser zu wasserlöslichem Gips umgewandelt, wodurch ein aktiver Karst-Grundwasserleiter mit Klüften, Spalten und Höhlen entstanden ist.

Im Lockergesteinsstockwerk bilden die ter-tiären Kohlen, Schluffe, Tone und die quartären Geschiebemergel die Grundwassergeringleiter, die Grundwasserleiter werden aus Sanden sowie Kiesen aufgebaut.

Die Subrosionsresiduate des Staßfurt-Steinsal-zes (Zechstein) haben eine große Bedeutung für die hydrogeologische Situation. Sie setzen sich aus stark kavernösen und geklüfteten Gipsen mit hoher Profildurchlässigkeit zusammen. Dieser „Gips-Hut“ des Ascherslebener Sattels stellt einen typi-

schen Karstgrundwasserleiter dar. Seine Mächtig-keit überschreitet im Top der Salzstruktur 100 m.

Am SW-Rand des Salzsattels ist im Bereich der Seeländereien eine tiefreichende Destruktions-zone eingeschnitten. Dieses rinnenartige Element mit einer Mächtigkeit von ca. 80 m bis 100 m und einer Basislage von bis max. ca. -30 m NHN enthält eine inhomogene, stark lagerungsgestörte Wechselfolge von Tonen, Schluffen, Sanden und Kiesen. Aufgrund starker vertikaler und horizon-taler Veränderlichkeit der Gesteinsbeschaffenheit ist sie als hydrogeologische Einheit mit Grund-wasserleiter-Charakter einzustufen.

Das übrige Quartär ist im Untersuchungsge-biet flächendeckend mit einer sehr vielfältigen Lockergesteinsserie vertreten. Die Grundwasser-leiter des quartären Stockwerks stehen unterein-ander in hydraulischer Verbindung.

Abb. 4.86 Prinzipschnitt durch die Seeländereien und Randbereiche (HGN 1986)

232 A. Vogt et al.

Der hydrogeologisch bedeutsamste Grund-wasserleiter ist die Hauptterrasse des Saalekom-plexes.

Hydrogeologische Kurzbeschreibung der Kippen im Bereich TRL Nachterstedt Die Kippen als anthropogen entstandener Lockerge-steins-Komplex stellen unter hydrogeologischen Aspekten einen Sonderfall dar. Sie bestehen aus bis zu 70 m mächtigen, stark wechselgelagerten Gesteinen. Die Auffüllungen und Ablagerungen der Kippen und Halden setzen sich aus rolligem bis bindigem Lockergestein zusammen (Sande/Kiese sowie Schluffe; z. T. Kohle). Verfüll- oder Aufschüttmassen wirken gegenüber dem Grund-wasserleiter Quartär zwar meist als Grundwas-serhemmer, sind jedoch lokal permeabel und wasserdurchlässig und somit als Grundwasser-leiter wirksam.

Bedeutend für die historisch-bergbaulichen Entwässerungsmaßnahmen im Bereich Nach-terstedt war die Tatsache, dass auch die tieferen tertiären Aquifere des südlichen bis südöstlichen GW-Anstromes mit den Liegend-Grundwasser-leitern im inneren Restlochbereich hydraulisch verbunden sind und deshalb bis zur Außerbe-triebnahme sowie der Stilllegung des Tagebaus Nachterstedt z. T. durch die bergbaulichen Ent-wässerungselemente entlastet wurden.

Hydrodynamik – Historischer Ausgangs-zustand vor, während und nach Einstellung der bergbaulichen Wasserhaltung Der vor-bergbauliche Grundwasserspiegel lag nach den vorliegenden, historischen Unterlagen bei Aschersleben bei ca. +109 m NHN und östlich Gatersleben bei ca. +106 m NHN. Im Bereich der Seeländereien nördlich Frose dürfte die Grund-wasseroberfläche bei einem mittleren Niveau um +107 m NHN gelegen haben.

Im Nachterstedter Revier war der Bergbau auf Braunkohle nur durch eine dauerhafte Grund-wasserabsenkung und Wasserhaltung möglich. Zur Trockenlegung der Kohle wurde in den TRL Königsaue, Nachterstedt und Frose Grund- und Oberflächenwasser über Filterbrunnen, Stre-ckenentwässerung und offene Wasserhaltungen gehoben. Außerdem wurde über Jahrzehnte ein Wasserwerk (WW) zur öffentlichen Trinkwas-serversorgung im TRL Frose betrieben. Das Wasserspiegelniveau wurde durch die bergbau-

liche Wasserhaltung und durch das Wasserwerk bis unter die Sohle der Tagebaue abgesenkt. Im südlichen bis östlichen Grundwasseranstrom des Tagebaus Nachterstedt konzentrierte sich die bergmännische Wasserhaltung auf folgende aus-gewählte Entwässerungsschwerpunkte: • Vorfeldbereich mit dem ehemaligen „Werk-

pfeiler-Feld“• „Froser Wetterschacht“ im Altbergbaubereich • Wasserwerk Frose • Ostböschung mit dem Rutschungskessel• Hauptentlastungsbrunnen Hy Nac 95/80 im

GW-Anstrombereich des TRL Nachterstedt • Muldentiefstes I und II des TRL Nachterstedt • Seeländereien nördlich der Ortschaft Frose/

Froser LandstraßeIm TRL Königsaue wurde die Wasserhaltung 1991 außer Betrieb genommen. Ab dem 20. De-zember 1996 wurde die bergbauliche Wasser-haltung im TRL Nachterstedt mit dem Baufeld Schadeleben im Wesentlichen beendet.

Die dritte bedeutende Wasserhebung im TRL Frose wurde bis zur Umstellung auf die Rapp-bode-Fernwasserversorgung im März 1991 als Wasserwerk zur Trinkwassergewinnung betrie-ben.

Durch den Grundwasserzustrom und die Zu-führung von Wasser aus der Selke ab 1998 konn-te der Wasserspiegel im TRL Nachterstedt bis 6/2009 auf +81,92 m NHN steigen.

Hydrologische Situation im Bereich Frose und der Seeländereien Der Bereich nördlich der Ortschaft Frose liegt in den südöstlichen Seelän-dereien. Die Seeländereien werden vom Grund-wasser aus südwestlicher bis südlicher Richtung und aus Nordosten angeströmt. Im Gipshut des Ascherslebener Sattels (Karstgrundwasserlei-ter) ist eine nach Nordwesten gerichtete, dichte-beeinflusste Strömung ausgebildet. Hier treten die Salzwässer des Zechsteins (Salzrücken des Ascherslebener Sattel) über den Karstgrundwas-serleiter („Gipshut“) in die Lockergesteinsgrund-wasserleiter über und strömen in westliche bis nordwestliche Richtung zum TRL Nachterstedt ab (Destruktionsrinne, pleistozäne Grundwasser-leiter).

Grund- und Seewasserbeschaffenheit Die Grundwasserbeschaffenheit wird einerseits durch die Wechselwirkungen des Grundwassers mit den


quartären und tertiären Lockergesteinen und an-dererseits mit den löslichen Gesteinen des Zech-steins geprägt. Die nicht zechsteinbeeinflussten Wässer sind überwiegend Ca-(Mg)-SO4-HCO3 – Wässer und weisen eine Gesamtmineralisa-tion von etwa 1.000 mg/l bis 1.500 mg/l auf. Die zechsteinbeeinflussten Wässer im Lockergestein erreichen eine Gesamtmineralisation bis über 5.000 mg/l und weisen eine Beeinflussung durch Natriumchlorid (Na-Cl) auf.

Regionale Subrosion Im Ergebnis zur Unter-suchung der Karst- und Subrosionsproblematik im Umfeld der Böschungsbewegung in Nachter-stedt lässt sich zusammenfassend feststellen:• Die Verkarstung des Caprocks am Aschersle-

bener Salzsattel im Bereich der Seeländereien ist nachgewiesen. Die Entstehung von Höhlen in den Anhydriten und Gipsen des Hutgesteins ist anzunehmen.

• Für rezente Hohlraumbildungen in den Sulfat-gesteinen der Trias liegen keine Belege vor.

• Rezente Verkarstungsprozesse am Staßfurt-Salz können als gegeben angenommen wer-den. Die Ausbildung relevanter Hohlräume ist theoretisch möglich. Das Kollabieren der-artiger Hohlräume mit Auswirkungen bis an die Basis der von der Böschungsbewegung erfassten Kippenböden ist hypothetisch.

• Die Berücksichtigung von seismischen Ent-spannungen infolge flächenhafter Subrosion, z. B. am Salzspiegel, bietet eine aus karst-geologischer Sicht logische Erklärung für das Auftreten seismischer Ereignisse am Aschers-lebener Sattel. Der hypothetische Ansatz wird als Ursache für ein seismisches Initial der Böschungsbewegung vom 18.07.2009 als nicht unwahrscheinlich erachtet.

BergbauhistorieBergbauliche Entwicklung von 1849 bis 1989 Der Braunkohlenbergbau in und um Nach-terstedt war von Anfang an durch ein komplexes Zusammenwirken von Tagebau- und Tiefbau-maßnahmen geprägt, die zum Teil zeitlich auf-einander folgend, zum Teil auch zeitlich parallel abgelaufen sind. Im Ergebnis ist neben den Rest-löchern, den Halden und Kippen auch ein System aus Bruchfeldern und Altstrecken von sehr unter-schiedlicher Kubatur verblieben.

Die bergbauliche Entwicklung in der Braun-kohlengrube „Concordia“ kann technologisch in folgende drei Perioden eingeteilt werden:• Zeitraum 1849 bis 1929: Tagebaubetrieb und

untergeordnet Tiefbaubetrieb− Kohlenabbau im Bergbaugebiet Nachter-

stedt begann in den 50er Jahren des 19. Jahrhunderts. Anfänglich wurde die Kohle im Tiefbau (Pfeilerbruchbau) südöstlich der Ortslage Alt-Nachterstedt an der dama-ligen Landesgrenze Preußen-Anhalt abge-baut.

− Im Jahr 1928 begann die Schüttung der Halde 3 Nachterstedt.

− Hervorzuheben ist, dass über die gesamte Laufzeit des Grubenbetriebes Schwierig-keiten durch Liegendwasserdurchbrüche und Rutschungen etc. auftraten. Aufgrund der starken Wasserzuflüsse und hohen Wasserdrücke aus dem Liegenden wurde in den ersten Jahren im unteren Flözbereich eine bis zu 12 m, im Einzelfall auch 18 m, mächtige Kohlenbank an der Tagebausohle stehengelassen.

− Die Hauptgewinnung der Kohle fand wei-terhin im Tagebau statt. Die Entwässerung des Tiefbaus als auch die Kohlenförderung erfolgte über Schächte im Bereich des ehe-maligen Werkpfeilers (also in Richtung Norden).

− Die endgültige Einstellung des Tiefbaus erfolgte am 01. Juli 1929.

• Zeitraum 1930 bis 1965: ausschließlich Tage-baubetrieb– Ab 1930 gestaltete sich der Tagebaubetrieb

infolge der geologischen Verhältnisse, hier insbesondere von Quarziteinlagerungen, immer schwieriger.

– Im Tagebau erfolgte die Kohlenförderung durch Großraumwagen über Großraum-strecken zu untertägigen Großraumbun-kern (Bereich Werkpfeiler) und von dort über Transportbänder nach Übertage.

– Die anfallenden Abraummassen wur-den u. a. auf die Halde 2 Nachterstedt (1933–1935) und die Halde 1 (1935–1936) geschüttet.

234 A. Vogt et al.

– Ein Dammbruch und zahlreiche Rutschun-gen, wie z.B. das Ereignis vom 02. Februar 1959, Tagesbrüche, Liegendwasserdurch-brüche etc. haben sich im Zeitraum 1930–1945 ereignet.

– Die Ortslage Alt-Nachterstedt wurde im Zeitraum 1942–1952 überbaggert, nach-dem die Bewohner ab 1950 in das heutige Nachterstedt übersiedelt waren.

– Der Tagebau erreichte am 31. Oktober 1964 im Abraumbetrieb und am 31. März 1965 im Kohlenbetrieb (Südwestfeld) seine Endstellungen.

• Zeitraum nach 1965: Restkohlengewinnung im Tagebau

Wegen des weiter gestiegenen Bedarfs an Rohstoffen und in Kenntnis des großen Vor-kommens an hochwertiger Bitumenbraun-kohle unterhalb der Werksanlagen wurden zu Beginn der 1970er Jahre Vorbereitungen getroffen, um auch diese Kohle zu gewinnen. – Im Tagebau Nachterstedt wurde eine Rest-

auskohlung in folgenden Feldern vorge-nommen:

– Haldenvorschnitt (1975-1976) – Abbau Pfeiler Südwestfeld (1975-1977) – Abbau Werkpfeiler (1976-1987) – Abbau Kohlenpfeiler Sportplatz (1986-

1989) – Sonderkohlengewinnung +57 m NHN

(Hauptwasserhaltung) (1985-1986) – Restkohlengewinnung Bereich 1, Be-

reich 2 und Bereich 2-Erweiterung (1989-1990).

– Der Kohlenabbau im Bereich des Werkpfei-lers war mit erheblichen gewinnungstech-nischen, geologischen und hydrologischen Besonderheiten verbunden. Im Wesentli-chen sind dabei zu nennen:

– Konzentration von historischen unter-tägigen bergmännischen Auffahrungen (Mauerwerksreste von Strecken und Schächten, Streckenholz, Verfüllmate-rial etc.)

– Fundamentreste, Beton mit Eisenarmie-rungen (Abbruch Werksanlagen)

– alte Brandherde – Tagesbrüche

– Altlasten (Phenolteich) – Kippenmaterial – Restwasserstände in der Kippe und im

Liegenden – hoher Liegendwasserdruck – Wasseraustritte aus der Kohle infolge

Liegendwasserdruck.– Die endgültige Einstellung der Braunkoh-

lenförderung im Braunkohlenwerk Nach-terstedt erfolgte mit der Stilllegung des Tagebaues Schadeleben am 20. Dezem-ber 1991. Bereits freigelegte Kohle wurde dann noch bis 1994 gefördert.

Versatzmaßnahmen Braunkohlentiefbau nach 1994 Ab 1994 setzten umfangreiche Siche-rungs- und Sanierungsarbeiten im Tagebau Nachterstedt ein, die auch die Sicherung der his-torischen untertägigen bergmännischen Auffah-rungen umfassten, soweit diese bekannt waren. Zur Abriegelung von Teilbereichen wurden Rie-gel mit einem Beton-Splittgemisch gesetzt. In die Streckensysteme wurde eine Braunkohlenfilter-aschesuspension (BFA) eingespült, die aushärtet.

Arbeiten zur Sanierung des Tagebaurestloches vor der Böschungsbewegung am 18.07.2009Allgemeine Bemerkungen Die Sanierung der Böschungen erfolgte generell auf der Basis und entsprechend den Vorgaben der jeweils gültigen bodenmechanischen Standsicherheitsuntersu-chungen zur Erzielung dauerstandsicherer Ver-hältnisse.

Auf der Grundlage der verschiedenen Stand-sicherheitsuntersuchungen sind technologische Planungsunterlagen erarbeitet worden. Diese wurden als Ergänzungen zum Abschlussbetriebs-plan Tagebau Nachterstedt/Schadeleben und TRL Königsaue von der zuständigen Bergbehör-de des Landes Sachsen-Anhalt, dem Landesamt für Geologie und Bergwesen (LAGB) in Halle, geprüft und zugelassen.

Zur Bewertung der hydrologischen Verhält-nisse vor und während der Flutung des Tage-baurestloches wurde ein umfangreiches Monito-ringprogramm nach dem Montanhydrologischen Monitoring (MHM) realisiert. Das Hauptaugen-


merk dieses Monitoring lag in der Kontrolle und Beobachtung des Grundwasserwiederanstiegs und der Restlochflutung sowie der Auswertung der Messergebnisse entsprechend den hydrogeo-logischen Modellierungen.

Grundlegend wurde die Sanierung des Tage-baurestloches so vorgesehen, dass mit Erreichen des Endwasserstandes, der auf +103 m NHN in der 2. Ergänzung zum Abschlussbetriebsplan beantragt wurde, eine Nutzung für touristische Zwecke möglich wird.

In Nachterstedt wurden Teile der Böschung durch einen RDV-Damm gesichert, weil dort das Passagierschiff „Seelandperle“ zu Wartungs-arbeiten über eine Slip-Anlage an Land gebracht werden sollte. Bei dessen Herstellung wurde eine Altablagerung aus dem Jahr 1856 ff. festgestellt, die wiederum durch einen RDV-Damm gesichert worden ist.

Darstellung der Maßnahmen zur Böschungs-sanierung Schwerpunkt der Sanierungsarbeiten an den Böschungen zur Herstellung dauerstand-sicherer Verhältnisse waren die vom Tagebau hinterlassenen Innenkippen und Halden (Halde 1, Halde 2 und Halde 3). Die Abraummassen waren zum großen Teil auf Innenkippen verstürzt worden.

Im Ergebnis der Sanierungsarbeiten wurden im Bereich der Südböschung (Kippe) unterhalb des Aussichtspunktes folgende Böschungsnei-gungen hergestellt:• Böschung oberhalb

+115 m NHN:Neigung max. 1:3

• Böschungen zwischen +115 m NHN und +105,5 m NHN:

Neigung 1:5,6

• Böschungen zwischen +105,5 m NHN und 102,0 m NHN:

Neigung 1:10

• Böschungen zwischen +102,0 m NHN und Tagebauliegendem:

Neigung 1:10 und flacher

Um zu prüfen, ob die Restlochböschungen “ge-wöhnlichen dynamischen Belastungen“ stand-halten, wurden in den Jahren 1997 bis 2008 in jeweils definierten Zeitabständen, abhängig von der Geschwindigkeit des Anstieges des Seewas-serspiegels des Concordiasees insgesamt 6 dyna-

mische Probebelastungen mittels mehrerer zeit-lich nacheinander realisierter Testsprengungen an verschiedenen Böschungsstandorten durch-geführt.

Im Ergebnis der 6 realisierten dynamischen Probebelastungen ist festgestellt worden, dass bei keiner der Probebelastungen größere Anstie-ge des Porenwasserdrucks infolge der Sprengun-gen gemessen worden sind, die auf eine Verflüs-sigungsneigung im jeweiligen Böschungsbereich hingewiesen hätten. Es trat bei und nach den dy-namischen Probebelastungen keine signifikante Verflüssigung und auch keine Böschungsbewe-gung auf.

Sanierungsarbeiten in speziellen Bereichen der Innenkippe Nach Abschluss der Sanie-rungsarbeiten zur Herstellung der Sicherheit im unmittelbaren Böschungsbereich der Südbö-schung bzw. der gesamten Innenkippe wurden zusätzliche Maßnahmen zur Sicherung von Teil-bereichen der Innenkippe des Tagebaus notwen-dig. Sie umfassten die Bereiche• der Halde 3 Nachterstedt,• der Sliptrasse unterhalb des Aussichtspunktes

Nachterstedt für die Seelandperle,• der Sicherung der Altablagerung von Schwe-

lereirückständen und Maßnahmen zur Ober-flächenentwässerung.

Halde 3 Die Halde 3 ist in den Jahren zwischen 1928 bis 1955 entstanden. Sowohl die unterla-gernde Kippe, als auch die Halde selbst sind ins-gesamt von einem inhomogenen Bodenaufbau charakterisiert.

Zur Sicherung des nördlichen Teiles der Kip-penböschung der Halde 3 gegen Böschungsfuß-bruch wurde ein versteckter Damm (Stützkör-per) mittels Rütteldruckverdichtung in Raster-fahrweise hergestellt. Das Ziel bestand darin, die unterlagernden Kippenböschungen und den Böschungsfuß der Halde so zu verdichten, dass diese ohne weitere Sicherungsmaßnahmen und ohne weiteren Einsatz technischer Mittel für den Endwasserstand dauerhaft standsicher gegen Bö-schungsfußbruch sind.

Mit den Sanierungsarbeiten wurde auch eine Gestaltung der Böschung der Halde vorgenom-men. Die Sanierungsarbeiten wurden vom Juli

236 A. Vogt et al.

2005 bis September 2006 ausgeführt. Im Okto-ber 2006 wurde eine Anspritzbegrünung ausge-führt, um die Böschungen vor Erosionsschäden zu schützen.Anlegestelle Nachterstedt Im Zuge der infra-strukturellen Erschließungen sollte eine zusätz-liche Schiffsanlegestelle geschaffen werden. Hierzu wurden Sicherungsarbeiten mittels Erd-bau und Rütteldruckverdichtung (RDV 2007) im Zeitraum Mai bis Oktober 2007 ausgeführt. Zur Sicherung der Altablagerung wurde in den umlie-genden, außerhalb der Kontamination liegenden Kippenmassen der RDV-Stützkörper RDV 2009 hergestellt, um zu verhindern, dass die Altablage-rung oder Teile davon verlagert werden. Die Si-cherungsarbeiten wurden von Oktober 2008 bis zum April 2009 ausgeführt.

Böschungsbewegung im Bereich der Südböschung des Tagebaurestloches Nachterstedt am 18.07.2009Allgemeine Beschreibung der Böschungsbe-wegung Am frühen Morgen des 18.07.2009 hat sich an der Südböschung des Tagebaurestloches Nachterstedt, dem Concordiasee, eine großräu-mige Böschungsbewegung ereignet, bei der drei Doppelhaushälften und drei Bewohner der dorti-gen Wohnsiedlung „Am Ring“ in die Tiefe geris-sen worden sind (Abb. 4.87). Insgesamt sind rd. 4,5 Mio. m³ Erdreich in Bewegung geraten.

Im Bereich des Ufers wurde von der Bö-schungsbewegung ein rd. 550 m langer Bereich erfasst. Die Abrisskanten liegen rd. 400 m weit von der seinerzeitigen Uferlinie des Concordia-sees entfernt in der dortigen Altkippe. Die durch die Böschungsbewegung in den stehen gebliebe-nen Altkippen entstandenen Lockergesteinsbö-schungen sind an diesen Abrisskanten bis rd. 40 m hoch und besitzen Böschungswinkel bis zu 60° gegen die Horizontale (Böschungsneigung ca. 1 : 0,6). Diese am 18.07.2009 an den Abrisskanten in der Altkippe entstandenen, sehr steilen Lo-ckergesteinsböschungen sind seit der Böschungs-bewegung nahezu lagestabil.

Im Rutschungskessel hat sich ein kleiner See ca. 8 m hoch über dem Seeniveau des Concor-diasees gebildet. Neben dem kleinen See be-finden sich im Rutschungskessel auf verschie-denen Höhenniveaus weitere unterschiedlich große Wasserflächen, die z.T. offenbar von aus größerer Tiefe aufsteigenden Wässern aus dem Liegenden. Auch zeigten sich unmittelbar nach der Böschungsbewegung am 18.07.2009 und auch danach noch im Bereich des Rutschungs-kessels zahlreiche Strudellöcher mit Material-auswurf.

Zur Aufklärung und zur Erforschung der Ursache der Böschungsbewegung und zur Pla-nung der Sicherungs- und Sanierungsmaßnah-men wurde ein umfangreiches Monitoring- und

Abb. 4.87 Luftbildaufnahmen des Rutschungskessels nach der Böschungsbewegung in Nachterstedt am 18.07.2009 (Befliegung am 18.07.2009)links: Blick aus nordöstlicher Richtungrechts: Blick aus westlicher Richtung


Messprogramm mit einer Vielzahl von geotech-nischen, hydrogeologischen, geodätischen und geophysikalischen Messungen und Feld- und La-boruntersuchungen sowie ein umfangreiches Er-kundungsprogramm entworfen, das im Zuge der Arbeiten ergebnisbezogen fortgeschrieben und umgesetzt wurde.

Bei der Identifikation von Einflussfaktoren auf die Böschungsbewegung lag der Schwer-punkt der Ursachenforschung auf den potentiel-len Einflussfaktoren– Hydrogeologie/Aquifere– Altbergbau/Altstrecken– Geologie/Boden/Kippen/Gewachsenes– Dynamisches Initial/Seismologie inkl. deren eventueller Wechselwirkungen.

Auswertung von Informationen zum Ablauf der Böschungsbewegung Die Erstmeldung an die Kreiseinsatzleitstelle des Salzlandkreises in Staßfurt ging um 04:48 Uhr Mitteleuropäischer Sommerzeit (MESZ) durch eine Anwohnerin ein. Die Alarmauslösung erfolgte um 04:51 Uhr durch die Leitstelle.

Seismische Messungen Am Morgen des 18.07.2009, an dem die Böschungsbewegung in Nachterstedt aufgetreten ist, wurden von den seismologischen Observatorien und Stationen in Deutschland seismische Ereignisse registriert, die in enger zeitlicher und räumlicher Nähe zur Böschungsbewegung Nachterstedt stehen.

Als Quellen für seismische Daten standen in der weiteren und näheren Umgebung von Nach-terstedt folgende Messstationen bzw. Messnetze zur Verfügung:– das Seismologische Zentralobservatorium

der Bundesanstalt für Geowissenschaften und Rohstoffe (BGR), Hannover,

– das Netz des Seismo-Verbundes Sachsen inkl. Observatorium Collm der Universität Leipzig,

– das lokale Netz der BGR in Staßfurt.Die seismischen Messungen beginnen an den nächstgelegenen Messstationen mit einem höher-frequenten Vorgang, einem dynamischen Initial (Primärereignis), mit einer Vorzugsfrequenz von rd. 5 Hertz (Abb. 4.88). Die Universität Leipzig

gibt die aus dem höherfrequenten Vorgang resul-tierende Raumwellenmagnitude in ihrem Bul-letin für den Monat Juli 2009 mit ML = 1,0 an (Abb. 4.89).

Erst nach diesem höherfrequenten Initial ist ein zweiter seismischer Vorgang, das Sekundär-ereignis, aufgezeichnet worden. Die Universität Leipzig gibt die Magnitude des niederfrequen-ten Vorganges des Sekundärereignisses in ihrem Bulletin mit MS = 2,1 an (Abb. 4.89).

Die Messungen an den nächstgelegenen Mess-stationen belegen eindeutig und widerspruchsfrei das Auftreten zweier getrennter seismischer Er-eignisse, und zwar u.a. auch dadurch, dass die Zeitpunkte, die den höherfrequenten vom nieder-frequenten Vorgang bzw. vom Grundrauschen abgrenzen, an den verschieden weit entfernten Messstationen Staßfurt und Wimmelburg gleiche zeitliche Abstände besitzen (Abb. 4.88).

Die gemessenen zwei nacheinander aufgetre-tenen seismischen Vorgänge, das höherfrequente Primärereignis und das niederfrequente Sekun-därereignis, werden durch die Messungen an Lo-ckergesteinsrutschungen im ehemaligen Tagebau Spreetal und durch modelltheoretische durchge-führten Analysen widerspruchsfrei bestätigt.

Nach der Böschungsbewegung am 18.07.2009 veranlasste Untersuchungen und Maßnahmen im Rahmen der UrsachenforschungSofortmaßnahmen Unmittelbar nach der Bö-schungsbewegung am 18.07.2009 wurde der Sperrbereich „Sperrgebiet Erdrutsch Nachter-stedt“ mit der Allgemeinverfügung der Stadt Seeland vom 23.07.2009 festgelegt und am 24.10.2012 präzisiert.

Zur Festlegung der Regularien zum Betreten des Sperrbereichs und der Systematik und Me-thodik der Sicherheitssysteme wurden die Allge-meinen Verhaltensanforderungen für das „Sperr-gebiet Erdrutsch Nachterstedt“ im Tagebau Nachterstedt/Schadeleben erarbeitet. Auf Grund-lage der Allgemeinen Verhaltensanforderungen wurden im Rahmen der Ursachenforschung bzw. werden im Zuge der Planung und Umsetzung der Sicherungs- und Sanierungsmaßnahmen jeweils

238 A. Vogt et al.

themen- und maßnahmenbezogen „Spezielle Verhaltensanforderungen“ ausgearbeitet, um über diese Einzelfallbetrachtung das Sicherheits-bewusstsein aller Akteure zu schärfen.

Monitoring- und Überwachungsmaßnahmen/ Dispatchereinsatzkonzept Die Erkundungsmaß-nahmen zur Ursachenforschung wurden mit einem umfangreichen Monitoring- und Über-

f = 5,3 Hz

f = 0,8 Hz

Abb. 4.88 Gemessenes Primär- und Sekundärereignislinks: Seismogramme mit identischen Zeitabständen bei unterschiedlicher Stationsentfernung von Staßfurt und Wimmelburgrechts: Frequenzspektren des an der Station Staßfurt (STF1, Ost-West-Richtung) (Originaldaten BGR, LAGB; Farben und Marken a und b ergänzt)

Abb. 4.89 Ausriss aus dem Bulletin des Observatoriums Collm der Universität Leipzig für den Monat Juli 2009 (Univ. Leipzig, 2009)


wachungsprogramm gemäß den Anforderungen der Beobachtungsmethode begleitet. Ziel der Beobachtungsmethode ist es unter anderem, bei Deformationen eine Gefahren- und Risikoab-schätzung zu ermöglichen.

Es wurden u. a. folgende Monitoring- und Überwachungsmaßnahmen umgesetzt:• Tachymetermessungen an bis zu 38 Mess-

punkten im Bereich der ehemaligen Wohn-siedlung „Am Ring“

• Kontinuierliche Deformationsmessungen mit bis zu acht GPS-Sensoren (und einer GPS-Re-ferenzstation) zur Bestimmung von Lage- und Höhenänderungen im Bereich der ehemaligen Wohnsiedlung „Am Ring“

• Geophysikalische Mess- und Kontrolleinrich-tungen: – je zwei Neigungssensoren an vier Mess-

punkten im Bereich der ehemaligen Wohn-siedlung „Am Ring“ zur Erfassung von Neigungsänderungen sowie sieben hoch- und niederfrequente Seismometer an fünf Messpunkten im Bereich der ehemaligen Wohnsiedlung „Am Ring“ und der vorge-lagerten Slipanlage zur Erfassung seismi-scher Ereignisse

– neun hoch- und niederfrequente Seismo-meter an sieben Messpunkten im näheren Umfeld der ehemaligen Wohnsiedlung „Am Ring“

– drei niederfrequente Seismometer an Messpunkten im weiteren Umfeld des Concordiasees

• Bestimmung von Höhenänderungen mittels Nivellement entlang von acht böschungspar-allelen Messlinien mit insgesamt 138 Einzel-messpunkten rund um den Concordiasee

• Bestimmung von Lage- und Höhenänderun-gen mittels unterschiedlicher Messmethoden entlang von sechs zumeist quer zu den Mess-linien verlaufenden Messprofilen (davon ein Messprofil quasikontinuierlich) mit insgesamt 31 Einzelmesspunkten im südlichen bis öst-lichen Böschungsbereich des Concordiasees unterhalb der Halde 3 Nachterstedt sowie im Uferbereich des Concordiasees unterhalb der Halde 1 Königsaue am Überleiter zum TRL Königsaue.

• Geotechnische Mess- und Kontrolleinrichtun-gen im Bereich des Ostufers und der Halde 3 – 7 Rutschungswarnanlagen zur Überwa-

chung der Böschungen zwischen Halde 3 und Froser Straße

– 3 Messgalgen zur Überwachung von Böschungsbewegungen im Bereich der Halde 3

– 4 Oberflächenextensometer zur Über-wachung von Böschungsbewegungen im Bereich der Halde 3

• Grundwasserstandsmessungen an 280 Grund-wassermessstellen und 52 Piezometermess-stellen, 28 Brunnen sowie Messungen des Seewasserstandes an 6 Pegellatten

• Inaugenscheinnahme der Böschungssys-teme und des Concordiasees mit regelmä-ßigen Befahrungen, Drohnenbefliegungen sowie arbeitsbegleitend kontinuierlich durch Böschungsbeobachter

• Überwachung des Rutschungsbereichs über zwei Videokameras

Alle aus den Monitoring- und Überwachungs-maßnahmen gewonnenen Ergebnisse werden beim Dispatcher erfasst, der die Schaltstelle zwi-schen den Arbeitsmannschaften und den Kont-rollorganen ist. Bei Überschreitung von Alarm-werten oder Auftreten sonstiger Anomalien/Un-regelmäßigkeiten, die das sofortige Einstellen der Arbeiten innerhalb des Sperrgebiets erforderlich machen, löst der Dispatcher die optischen/akusti-schen Warnanlagen aus. Anschließend informiert er entsprechend dem Alarmplan den bergrecht-lich Verantwortlichen und nach Erfordernis die öffentliche Rettungsleitstelle.

Durchgeführte Erkundungsmaßnahmen Im Zuge der Ursachenforschung ist die komplexe Lagerstättenstruktur in Nachterstedt mit Hilfe von 186 Aufschlussbohrungen an 88 Erkun-dungsstandorten sowohl an Land als auch auf dem Concordiasee unter Einsatz von 3 Pontons für die Bohr- und Sondierarbeiten mit insgesamt rd. 12.840 Bohrmetern sowie 28 Brunnenbohrun-gen erkundet worden (Abb. 4.90).

Als völlig neue Datenbasis für die Entwick-lung der neuen hydrogeologischen/hydrody-namischen und geotechnischen Modellbildung

240 A. Vogt et al.

wurden diese Ergebnisse in die Datenerhebung und Bewertung eingeführt.

Hinzu kommen die permanent aufgezeichne-ten Ergebnisse von 184, im Wesentlichen neu installierten Grundwassermessstellen inkl. Pie-zometern und die Ergebnisse von 71 Druckson-dierungen sowie ein Wiederanstiegsversuch zur kleinräumlichen und quantitativen Identifizie-rung der hydrogeologischen und hydrodynami-schen Anomalien.

Begleitend wurden bohrlochgeophysikalische Untersuchungen und Laboruntersuchungen an rd. 2.200 Bodenproben zur Bestimmung boden-dynamischer und hydrogeologischer Parameter vorgenommen.

Mit den im Concordiasee ausgeführten Tie-fenlotungen wurde festgestellt, dass Teile des Bodenmaterials der Böschungsbewegung offen-bar über die im Zentralbereich des Concordiasees gelegene Schwelle bis in das Seetiefste ins Feld Schadeleben transportiert worden sind.

Die hydrogeologische Situation im Bereich der Böschungsbewegung wird durch eine räum-lich eng begrenzte anomale Rinnenstruktur im obersten Liegendgrundwasserleiter, dem GWL

6.3, geprägt, die in Form einer Druckblase arte-sisch gespanntes Wasser mit einem Überdruck von 18 m weit unter das Stützkippensystem im Concordiasee transportiert (Abb. 4.91).

Eine der Ursachen für diese bis zum Zeitpunkt der Ursachenermittlung hinsichtlich ihres unge-wöhnlichen Habitus unbekannten hydrogeologi-schen Anomalie ist die bis dahin nicht bekannte Tatsache, dass der unter dem Stützkippensystem anstehende Liegendton trotz der lokal vorhande-nen anthropogenen Durchörterungen einen dich-ten Deckel bildet, wie aus den Wiederanstiegs-kurven der neu installierten Piezometer 2916, 2926, 2938 und 3045 und der Grundwassermess-stelle GWM 1870 (= Kontrollpegel P1870) her-vorgeht (Abb. 4.92).

Das Stützkippensystem besteht -mit zahlrei-chen Ausnahmen- an vielen Stellen aus engge-stuften gleichförmigen Tertiärsanden, die locker gelagert sind. Die Korngrößenverteilung dieser Sande liegt im Spektrum der verflüssigungsemp-findlichen Böden. Die Altkippe besteht aus mit-teldicht und dicht gelagerten Sanden und Kiesen (Abb. 4.93).

Abb. 4.90 Luftbild mit Bohrstandorten zur Ermittlung der Ursache der Böschungsbewegung Nachterstedt vom 18.07.2009


Abb. 4.91 Anomale Druckblase im Liegendgrundwasserleiter GWL 6.3 vor der Böschungsbewegung vom 18.07. 2009

Abb. 4.92 Messergebnisse des Wiederanstiegsversuchs im Liegendgrundwasserleiter GWL 6.3

242 A. Vogt et al.

Ergebnisse und Erkenntnisse aus der Ursachenforschung

Erkundungsbohrungen Altbergbau/Altstre-cken Alle durchgeführten Untersuchungen zum Altbergbau und alle Messungen in den Altstre-cken und im Umfeld der Altstrecken zeigen, dass die Bruchfelder und die Altstrecken lagestabil sind, und dass dort kein hydraulisches Regime herrscht, das auf eine hydraulisch wirksame Ver-bindung zwischen dem Restloch Frose, wo das Druckniveau mit rd. +112 m NHN 30 m höher liegt als am Concordiasee, zurückzuführen wäre.

Mit allen Kontrollbohrungen und den zugehö-rigen Messungen wurde festgestellt, dass die Alt-strecken verwahrt sind. Schon aus diesem Grund ist es nachvollziehbar, dass die Altstrecken kein schadensrelevantes hydraulisches Regime bil-den.

Mit den Untersuchungen der Altstrecken ist auch festgestellt worden, dass der unmittelbar nördlich vor dem Rutschungskessel im Concor-diasee liegende Restkohlenpfeiler an Ort und Stelle verblieben und unversehrt ist (vgl. Abb. 4.93). Dies gilt auch für die im Restkohlenpfeiler erbohrten Altstrecken, die verwahrt sind.

Der Altbergbau und die Altstrecken haben mit der Böschungsbewegung vom 18.07.2009 nichts zu tun.

Rechnerische Analyse des Ablaufs der Böschungsbewegung Basierend auf den durch die Messungen gewonnenen neuen Erkenntnis-sen konnte der Ablauf der Böschungsbewegung mit Hilfe von Böschungsberechnungen nach den allgemein anerkannten Regeln der Technik nach-vollzogen werden.

Die Böschungsbruchberechnungen wurden im Sinne einer Systemanalyse für die verschie-densten Stationen des Böschungssystems nach DIN 4084 durchgeführt. Als Belastungen wurden • der Wasser- und Strömungsdruck im Hangen-

den, dies sind die oberflächennahen quartären Schichten sowie die Alt- und Stützkippe, und

• der Wasser- und Strömungsdruck im Liegen-den, dies ist der artesisch gespanntes Wasser führende Grundwasserleiter GWL 6.3

auf das Böschungssystem aufgebracht. Variiert wurde die Belastung aus dem gemessenen dyna-mischen Initial mit der Magnitude ML = 1,0, das zu einer Horizontalbeschleunigung von 0,55 m/s2 geführt hat, und die Lage und Größe eines even-tuell vorhandenen hydraulischen Fensters, einer hydraulischen Verbindung, zwischen dem Grundwasserleiter GWL 6.3 und dem Stützkip-pensystem.

Die Böschungsbruchberechnungen ergeben, dass das Böschungssystem für den Fall, dass kein hydraulisches Fenster zwischen dem Grundwas-serleiter GWL 6.3 und dem Stützkippensystem

Abb. 4.93 Geotechnischer Schnitt durch den Rutschungskessel


vorhanden ist, für alle Lastkombinationen rech-nerisch standsicher ist; dies gilt auch für den Fall, dass das dynamische Initial mit der Magnitude ML = 1,0 auf das Böschungssystem einwirkt.

Wird bei der Böschungsbruchberechnung ein hydraulisches Fenster zwischen dem Grundwas-serleiter GWL 6.3 und dem Stützkippensystem dort angesetzt, wo es nach den Messungen lie-gen muss, dann ist die Böschung trotz des enor-men Strömungsdruckes immer noch rechnerisch standsicher; erst wenn eine zusätzliche Belastung durch das dynamische Initial einwirkt, kommt es zum Versagen und zum Ausfließen des Stütz-kippensystems, was zu dem von der Universität Leipzig gemessenen seismischen Sekundärereig-nis mit der Magnitude von MS = 2,1 geführt hat.

Dieses Sekundärereignis, die durch das Ver-sagen des Stützkippensystems fehlende Stützung der Altkippe und der nahezu unverändert hoch in der Altkippe anstehende Kippenwasserstand führ-ten in der Folge zum staffelbruchartigen, rück-schreitenden Versagen der Altkippe (Abb. 4.93).

Als Folge des Versagens des Stützkippensys-tems und der ersten Staffelbrüche der Altkippe und wegen des damit einhergehenden Verlusts der Bodenauflast verringerte sich die Sicherheit gegen hydraulischen Grundbruch im Bereich des Rutschungskessels auf η < 1. Als Folge, d.h. nach der Böschungsbewegung trat im Bereich des Rutschungskessels daher ein lokales Versa-gen in Form der Strudellöcher ein, nachdem das Stützkippensystem und die Altkippe abgerutscht waren. Der über die Sprudellöcher stattfindende Materialauswurf ist so lange aufgetreten, bis sich der Liegendwasserdruck im Grundwasserleiter GWL 6.3 soweit entspannt hat, dass sich im End-zustand ein bodenmechanisches und hydrodyna-misches Gleichgewicht gebildet hat.

Zusammenfassende Darstellung der Ursa-chen der Böschungsbewegung Die Scha-densursache für die Böschungsbewegung vom 18.07.2009 wurde auf der Basis der umfang-reich erhobenen Messdaten und der darauf aufbauenden, hinsichtlich Standsicherheitsbe-rechnungen in der DIN 4084 normativ geregel-ten Modellbildungen widerspruchsfrei wie folgt identifiziert: Die Böschungsbewegung ist durch

das Zusammentreffen der nicht bekannten und daher auch nicht vorhersehbaren dynamischen Belastung des Böschungssystems durch ein dynamisches Initial (Phase a-b, rot in Abb. 4.88) mit dem ebenfalls unvorhersehbaren, hohen artesischen Wasserüberdruck (Abb. 4.91), der eine Folge der anomalen lokalen Rinnenstruktur des Grundwasserleiters GWL 6.3 ist, verursacht worden.

In Abgrenzung zu den nicht abgerutschten Stützkippensystemen des Concordiasees zei-gen die Ursachenanalysen auch, warum die Bö-schungsbewegung dort und nur dort aufgetreten ist, wo sie aufgetreten ist, und warum sie nicht vor der Südwestböschung und auch nicht vor der Halde 3 aufgetreten ist. Die Ursache liegt darin, dass nur am Standort der Böschungsbewegung die zwei Elemente, gemessenes dynamisches Initial (Abb. 4.88 und Abb. 4.89) und gemesse-nes artesisch gespanntes Grundwasser, in der nur lokal ausgeprägten Rinnenstruktur des Grund-wasserleiters GWL 6.3 (Abb. 4.91) aufeinander treffen konnten. In allen anderen Böschungs-bereichen des Tagebaurestloches Nachterstedt (Concordiasee) konnte diese gemeinsame Last-einwirkung nicht auftreten, weil die Verhältnisse dort günstiger sind.

Daher sind auch die Ergebnisse aus der Ursa-chenermittlung des Ereignisses Nachterstedt nicht auf die anderen Braunkohlenreviere in Deutschland übertragbar.

4.8.5 Bauen auf bindigen Mischbo-denkippen im Mitteldeutschen Braunkohlenrevier

EinführungDie Braunkohlenförderung im Mitteldeutschen Revier hinterließ nach der Auskohlung im Tage-baubetrieb große Flächen, in denen die zwangs-weise mit gewonnenen Abraummassen verstürzt wurden. Die Innenkippen der Tagebaue belegen die bei der Kohlengewinnung anstehenden geo-logischen Schichten, deren Gewinnung, Trans-port und Versturz. In Mitteldeutschland kenn-zeichnen die anstehenden bindigen Horizonte maßgebend die Eigenschaften der Kippenböden.

244 A. Vogt et al.

Bergbauspezifische SituationTagebautechnologie Der Baugrund der

Tagebaufelder Zwenkau und Espenhain setzt sich aus einem Kippensystem zusammen, wel-ches aus der Kippe einer Abraumförderbrücke (AFB) als Basiskippscheibe und – Gelände bil-dend – Absetzerkippen besteht (Abb. 4.94). Die Gesamtmächtigkeit beträgt (50 bis 70) m.

Das bodenmechanische Verhalten in den Kippscheiben wird maßgeblich durch den berg-bautechnischen Prozess bestimmt. In Abhängig-keit von der Abbautechnik, der nachgeordneten Transport- und Versturztechnik erfolgte eine Durchmischung sowie mechanische Beanspru-chung der natürlichen Böden und es entstand ein neues Lockergestein.

Charakteristisch für mitteldeutsche Absetzer-kippen ist eine lamellenartige Schrägschichtung der in die Kippen eingebauten Massen, die aus der bergbautypischen Versturztechnologie re-sultiert und die dem Schüttwinkel der verstürz-ten Lockergesteinskomponenten entspricht (s. Abschn. 2.2).

Geologie/Bodenphysik Die Kippen unter-scheiden sich nicht nur in Stoffbestand und Ge-füge, sondern auch im Zustand und seinen me-chanischen Eigenschaften von dem natürlich gewachsenen Boden als Ausgangsgestein. Durch den vollkommenen Verlust aller Festigkeiten, die im natürlichen Lockergestein von der geologi-schen Vorspannung abhängen, liegt für das nun-mehr technogene Lockergestein ein quasi Erst-belastungszustand vor (DIN 18196: Auffüllung).

Das Kippenmassiv lagert auf tertiären Ta-gebau-Liegendsedimenten. Dabei handelt es sich um dicht gelagerte, schwach schluffige bis schluffige Sande und um Liegendschluff des Bornaer Hauptflözes. Das Kornspektrum der AFB-Kippe unterscheidet sich deutlich von dem der Absetzerkippen (Abb. 4.95).

Über die AFB erfolgten die Gewinnung und der Versturz von vorwiegend gleichmäßig abge-lagerten marinen Sedimenten, vertikal geschich-tet von Feinsand bis Schluff, mit Eimerketten-baggern. Dadurch entstand ein relativ gleich-mäßig gemischter und homogenisierter Kippen-boden. Nach DIN 18196 (2006) handelt es sich im Wesentlichen um einen Sand stark schluffig (SU*) bzw. Schluff leicht plastisch (UL).

Die Absetzerkippen besitzen einen ver-gleichsweise inhomogenen Aufbau. Es wurden die verschiedensten Lockergesteinskörper (Tone, Schluffe, Sande und Kiese) weitestgehend spora-disch und teilweise auf engem Raum wechselnd aufgebaut.

Hydrologie Die Kippen der Tagebaue Zwen-kau und Espenhain befinden sich innerhalb einer entstehenden Seenkette/Seenlandschaft.

Die hydrologischen Verhältnisse sind vom Grundwasserwiederanstieg nach dem aktiven Ta-gebaubetrieb geprägt. Dabei stellt sich die voll-ständige Grundwasserregeneration erst mit dem Ende der Flutung aller umliegenden Tagebaurest-seen ein.

Die Tagebaukippen stellen einen inhomoge-nen Körper dar, der aus kaum horizontierbaren Wechsellagerungen von Grundwasser leitenden und Grundwasser stauenden Schichten besteht. Diese Wechsellagerung und der relativ hohe An-teil an Grundwasser leitenden Sedimenten be-wirkt, dass die Kippen in sich hydraulisch ver-bunden sind. Die derzeitigen Verhältnisse sind jedoch nicht mit einer klassischen Grundwasser-führung zu beschreiben. Es haben sich material-abhängige Aufsättigungsbereiche ausgebildet, die erst im stationären Endzustand, d. h. zeit-abhängig, eine relativ durchgängige Linie der Grundwasserneubildung aufweisen.

Der Grundwasserwiederanstieg ist jedoch re-lativ weit fortgeschritten. Über weite Bereiche der Kippen ist die Aufsättigung bereits gelän-

Abb. 4.94 Tagebaubetrieb und Kippensystem. (Galilär und Bennewitz 2008)


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246 A. Vogt et al.

denah. Perspektivisch wird sich großräumig ein flurnaher bzw. Gelände bildender Grundwasser-stand ausbilden.

BAB A 38, Südumgehung Leipzig – Erfahrungen bei der Querung von Tagebaukippen aus geotechnischer SichtDie Bundesautobahn A 38 verbindet zur Entlas-tung und Ergänzung des Hauptstraßennetzes die Autobahnen Berlin-Nürnberg (A 9) und Magde-burg-Dresden (A 14) (Abb. 4.96).

Südlich der Stadt Leipzig quert sie als Süd-tangente die Braunkohlentagebaufelder Zwenkau und Espenhain (Galilär und Bennewitz 2008). Die Länge der Trasse über Tagebau-Kippenflä-chen beträgt ca. 10 km.

Kippenmodell und Baugrundproblematik Die Tagebaukippen werden nach (Formazin 1988) allgemeingültig unterteilt in Kippenbö-schungsbereich, Kippenrandbereich, Kippen-innenbereich und Tagebauböschungsbereich (Abb. 4.97).

Die Kippenböschung ist für ein Bebauen wei-testgehend auszuschließen. Für den Kippenrand-bereich kommt eine Bebauung nur in Ausnahme-fällen in Betracht.

Der Kippeninnenbereich macht das Hauptfeld der Kippenbebauung aus, Randeinflüsse entfal-len weitestgehend. Er ist nach (Dorschner 1965) über ein Neigungsverhältnis NV durch einen Ab-stand von NV = 1:15 ± 20 % (gemessen vom Bö-schungsfuß) definiert.

Der ehemalige Tagebauböschungsbereich be-inhaltet erhebliche geotechnische Unterschiede.

Abb. 4.96 Lage der Autobahn A 38 im Süd-raum Leipzig. (Galilär und Bennewitz 2008)


Aus der abgetreppt unterlagernden gewachse-nen Randböschung resultieren unterschiedliche Kippenmächtigkeiten. Die maßgebenden Ver-formungskomponenten im Hinblick auf eine Kippenbebauung wirken hier besonders kritisch. Es kann zu Setzungsdifferenzen, Schieflagen, Krümmungen, Zerrungen etc. kommen.

Das Kippenmassiv wird vertikal in drei Dich-tezonen gegliedert (Abb. 4.98).• Zone 1 von der Geländeoberfläche bis ca. 3 m

Tiefe ist in der Regel locker bis sehr locker. Verdichtungen resultieren aus mechanischen und/oder atmosphärischen Einwirkungen.

• Zone 2 beinhaltet den Bereich bis in (10 bis 15) m Tiefe. Dieser ist ebenfalls locker bis sehr locker gelagert; es erfolgt kaum eine Kornumlagerung/Verfestigung durch den Überlagerungsdruck.

• Die nachfolgende Zone 3 ist im Wesentlichen locker bis mitteldicht gelagert. In Abhängig-keit von den Bodeneigenschaften erfolgt mit zunehmender Tiefe ein Dichtezuwachs durch das überlagernde Kippeneigengewicht (Ein-tritt von Kornumlagerungen).

Der unmittelbare Baugrund in Form von Ab-setzerkippen ist neben der geringen Tragfähig-keit und dem hohen Verformungspotenzial sum-marisch wie folgt gekennzeichnet:• unregelmäßige Ablagerung verschiedener

Böden• wechselnde Festigkeitseigenschaften• im bautechnischen Sinn nicht versickerungs-

fähig• hohe Wasserempfindlichkeit• sehr große Frostempfindlichkeit.Kernpunkt ist das relativ große Verformungs-potenzial.

Verformungspotenzial Es wird in Eigensetzun-gen, Sackungen und Lastsetzungen unterschie-den.

Der Eigensetzungsanteil ergibt sich aus der Zusammendrückung der Kippe. Welchen Ge-setzen die Eigensetzungen der Tagebaukippen im Mitteldeutschen Raum folgen, kann durch

Abb. 4.97 Kippenmodell. (Galilär und Bennewitz 2008)

Abb. 4.98 Dichtestruktur der Kippe. (Galilär und Ben-newitz 2008)

248 A. Vogt et al.

markscheiderische Messungen belegt werden. Nach (Dorschner 1965) geht die Zeitsetzungs-kurve nach drei Jahren in eine Asymptote über. Zu diesem Zeitpunkt sind im Mittel 95 % der Eigensetzungen beendet, Kippeninnenflächen vorausgesetzt. Nach fünf Jahren sind ca. 99 % der Primärdeformationen abgeklungen.

Die letzten Schüttungen im Bereich der Auto-bahntrasse BAB A 38 erfolgten 1997, so dass die Eigensetzungen unkritisch sind. Sekundärsetzun-gen in Verbindung mit dem weiteren Grundwas-serwiederanstieg werden unter dem nachfolgen-den Punkt als Sättigungssetzungen ausgewiesen.

Sackungen als Folge des Verlustes der kapil-laren Haftfestigkeit durch Grundwasseranstieg sind erdstoff- und auflastspannungsabhängig und vorrangig in gleichförmigen sandigen Kippen-bereichen bei erstmaliger Wassersättigung zu er-warten. Sie sind im vorliegenden Fall der BAB A 38 aufgrund der Mischbodenkippencharakteri-stik nicht relevant.

Es sind jedoch im bindigen Boden Sättigungs-setzungen im Hinblick auf Makroporen (Klum-pen) in Form von volumetrischem Kriechen ein-zukalkulieren. Die Klumpen verlieren ihre kapil-lare Festigkeit. Dabei handelt es sich um einen Langzeiteffekt.

Der Verformungsanteil aus den möglichen Sättigungssetzungen infolge des noch zu erwar-tenden Grundwasserspiegels unterhalb Baugrund vergütender Maßnahmen ist rechnerisch schwer kalkulierbar und verbleibt als Baugrundrestrisiko.

Lastsetzungen sind vom jeweiligen Belas-tungsmodell abhängig und bedürfen bauobjekt-

spezifischer Berechnungen. Dabei hat die Kip-penliegezeit keinen entscheidenden Einfluss auf das Last-Setzungs-Verhalten.

Die größten Verformungen sind im Teufen-bereich bis ca. 15 m zu erwarten. Das Verfor-mungsverhalten im Zusammenhang mit einer ca. 10 m hohen Erdstoffaufhaldung als Vorbelastung wurde durch ein Horizontalinklinometer (HIK) kontrolliert (Abb. 4.99). Die maximalen Gesamt-verformungen liegen bei 1,1 m.

Das Zeit-Setzungs-Verhalten weist nach ca. 250 Tagen einen asymptotischen Verlauf aus.

Gründungstechnische SchlussfolgerungenNach (DIN 4020 2003) handelt es sich infolge

der schwierigen Baugrundverhältnisse, d. h.• „junge“ geologische Ablagerung• unkontrolliert geschüttete Geländeauffüllung• lockere Lagerung und Inhomogenität der

Tagebaukippe,um die komplizierteste Geotechnische Kategorie 3 mit einem erhöhten Baugrundrisiko.

Es muss davon ausgegangen werden, dass bei der Bebauung von Tagebaukippen die Grenzwer-te für den Eintritt architektonischer, konstruktiver oder funktioneller Schäden wesentlich schneller erreicht werden als beim Vorliegen eines ge-wachsenen Baugrundes. Es muss von erhöhten finanziellen und materiellen Aufwendungen für• Baugrundvergütung• spezielle Gestaltung der Gründungskörper• konstruktive Anpassungen• Anordnung von Versorgungsleitungenausgegangen werden.

Abb. 4.99 Messergebnis-se des Horizontalinklino-meters


Mit (LMBV 1999) liegen Empfehlungen und Bemessungsgrundlagen für das Bauen auf bin-digen Mischbodenkippen der Braunkohlentage-baue im Mitteldeutschen Revier vor, die für die Baumaßnahme BAB A 38 mit genutzt wurden.

Das Kriterium der Grenztragkraft ist bei einer Bebauung/Belastung nicht unbedingt repräsen-tativ. Bei Kippenböden wird der Grenzzustand der Gebrauchstauglichkeit „Verformung“ in der Regel eher zutreffen als der Grenzzustand der Gesamtstandsicherheit „Bruch“.

Es sind Maßnahmen zur Baugrundverbesse-rung erforderlich. Sie dienen im Wesentlichen den Zielen der Reduktion von Setzungen und Setzungsdifferenzen (Vergleichmäßigung des Baugrundes) sowie der Erhöhung der Tragfähig-keit.

Als Vergütungsmaßnahmen boten sich vor-dergründig Verfahren an, die eine tiefgreifende Verbesserung der inhomogenen Kippe ermögli-chen. Realisiert wurden Rüttelstopfverdichtung, Vertikaldrainagen, Fallgewichtsverdichtung, Be-wehrung mit Geokunststoffen und generell Vor-lastschüttungen.

Infolge der vorliegenden schwierigen geo-technischen Verhältnisse wurde ein separates Baulos „Groberdbau und Untergrundverbesse-rung“ durchgeführt.

BaugrundvergütungRüttelstopfverdichtung (RSV) Die Rüttelstopf-verdichtung mittels Schotter bzw. Kies gehört zu den Tiefenverdichtungsverfahren, bei denen mit speziellen Schleusenrüttlern Mischbodenkip-pen mit einem hohen Verformungspotenzial für bautechnische Zwecke verbessert werden. Sie ist eine Kombination aus Verdrängungs- und Rüttel-verdichtung (dynamische Bodenverdichtung).

Die Lagerungsdichte wird erhöht und der Baugrund homogenisiert. Die Stopfsäulen bewir-ken die Erhöhung der Festigkeit und Steifigkeit. Das Setzungs- und Tragverhalten wird verbes-sert. Damit können höhere Bodenpressungen zu-gelassen werden. Die Säulen wirken im Hinblick auf die relativ hohe Aufsättigung und Bindigkeit der anstehenden Tagebaukippe gleichzeitig als Vertikaldrainagen, u. a. zur Beschleunigung des

Porenwasserüberdruckabbaus. Sie schließen mit einer Dränschicht zur Abführung des austreten-den Wassers ab.

Schwerpunktbereiche für die Baugrundvergü-tung durch RSV waren die• Widerlagerbereiche der Ingenieurbauwerke• Anschlussdämme an die Brückenbauwerke• hohen Dämme auf kritischem Baugrund• Grenzbereiche Tagebaukippe/Gewachsenes.Die Bemessung der Rüttelstopfsäulen (Durch-messer, Tiefe, Rasterabstand) erfolgte differen-ziert je Ingenieurbauwerk und Dammhöhe nach der Lasteintragung. In den Übergangsbereichen von Brücken und Streckenbauwerken wurde das Raster der Stopfsäulen zur Erzielung einer Schleppwirkung allmählich vergrößert.

Die geotechnischen Randbedingungen, An-wendungsbereiche und technischen Parameter zeigt zusammenfassend Abbildung 4.100.

Vertikaldrainagen Zur Konsolidierungsbe-schleunigung wurden in der Dammstrecke bis in eine Tiefe von 10 m bis 15 m Vertikaldränagen eingebaut. Der Einbau erfolgte im Dreiecksraster mit einem Abstand von 3 m bis 5 m.

Fallgewichtsverdichtung (FGV) Die Fallge-wichtsverdichtung bewirkt wie die Stopfsäulen die Erhöhung der Dichte, Festigkeit und Steifig-keit. Es erfolgt eine Homogenisierung des Bau-grundes und das Verformungspotenzial wird deutlich reduziert. Voraussetzung ist, dass die Kippe nur schwach bindig und erdfeucht, d. h. nicht wassergesättigt ist.

Anwendung fand die Maßnahme im Bereich des Dammes Auenhain an der Westgrenze des Tagebaufeldes Espenhain. Die so genannte Land-brücke wurde im Zeitraum von 1997 bis 1999 mittels Bandabsetzer geschüttet und ist im maß-gebenden Teufenbereich noch nicht wasserbeein-flusst. Der Feinkornanteil (Ton-, Schluffkorn) beträgt rd. 20 %.

Die Verdichtung erfolgte mit einer Fallmasse von 20 t (Grundfläche 2 m · 2 m) bei einer Fallhö-he von 20 m bis 30 m. Es wurden 2 Durchgänge mit einem Rastermaß von 3 m · 3 m realisiert. Zielgrößen waren eine Einflusstiefe von 10 m und ein Steifemodul ES ≥ 7 MN/m2 im Teufenbe-reich von T = (6 bis 8) m.

250 A. Vogt et al.

Die technischen Parameter zeigt zusammen-fassend Abbildung 4.101. Es konnten im 1. Durchgang Schlagtrichtertiefen von i. M. 90 cm und im 2. Durchgang von i. M. 45 cm ermittelt werden. Das Verdichtungsziel wurde erreicht.

Einsatz von Geokunststoffen Im Bereich der Autobahndämme mit geringen Höhen wurden zur Verbesserung der Tragfähigkeit und Mini-mierung von Setzungsdifferenzen zugfeste Geo-gitter nach dem Prinzip der „Bewehrten Erde“ (Bodenbewehrung) eingebaut.

Durch die Erde-Verbund-Konstruktion wurde zusätzlich ein baugrundtechnisches Vergleichmä-ßigen im kritischen Grenzbereich Tagebaukippe/Gewachsenes erreicht.

Vorbelastung Die Vorbelastung ist die ein-fachste Form der Baugrundverbesserung und wurde im vorliegenden Fall generell und durch-gängig (überhöht) praktiziert. Die Vorbelastung bewirkt eine Konsolidation mit der Vorwegnah-me sowie Beschleunigung der Setzungen und da-durch eine Verbesserung von Tragfähigkeit und Setzungsverhalten.

Die Erddämme konnten mit einem zeitlichen Vorlauf von ≥ 7 Monaten und mindesten 1 m überhöht realisiert werden. Die Widerlagerberei-che der Brückenbauwerke wurden dabei analog mit überformt.

Bautechnische Maßnahmen Baugrundver-gütung, Erd-Dammbau und die Gründung der

Ingenieurbauwerke wurden so aufeinander abge-stimmt, dass die Setzungsdifferenzen zwischen dem Brücken- und Streckenbau ein verträgli-ches Maß nicht überschreiten. Die Baugrund-vergütung in den Brückenbereichen erfolgte im Zusammenhang mit der Strecke. Der Groberdbau begann in den Bereichen mit großem Setzungs-potenzial (hohe Dämme, Brücken).

Die Brückenbauwerke wurden generell als Einfeldbauwerke mit Stützweiten von 37 m (Ü-Bauwerke) und 70 m (A-Bauwerke) realisiert und flach in Kombination mit Rüttelstopfsäulen gegründet. Sie wurden mit statisch bestimmten Überbauten als setzungsunempfindliche Kons-truktion errichtet. Die Konstruktionen können Grenzbewegungen der Bauwerksteile nach Lage und Höhe auch ohne sofortige Anpassungen auf-nehmen.

Die Brückenlager konnten so angeordnet wer-den, dass sie bei notwendigen Korrekturen merk-lich gerichtet (nachjustiert) oder ausgetauscht werden können. Hierbei waren auch Horizontal-verschiebungen zu beachten.

Aufgrund der Baugrundverhältnisse wurde die Autobahntrasse durchgängig im Dammprofil als lagenweise verdichtete Auflastschüttung mit Überhöhung realisiert. Infolge der perspektivisch flurnahen bzw. Gelände bildenden Wasserfüh-rung/-sättigung wurde in die Dammbasis eine kapillarwasserbrechende Filterdrainageschicht (d ≥ 1 m) eingebaut.

Abb. 4.100 Randbe-dingungen und technische Parameter der Rüttelstopf-verdichtung. (Foto: FCB GmbH Espenhain)


Im westlichen Trassenabschnitt (Tagebaufeld Zwenkau) betragen die Dammhöhen „nur“ (1,5 bis 2,5) m. Hier musste der Aufbau der Damm-schüttung/Pufferschicht gewährleisten, dass qua-sistatische und dynamische Einflüsse aus dem Fahrverkehr (Stoßkräfte, Schwingungen) nicht in die wassergesättigte Kippe eingeleitet werden. Tiefenwirkung und Reichweite quasistatischer und dynamischer Beanspruchungen sind rech-nerisch kaum ermittelbar; entscheidend ist das Dämpfungsverhalten des Bodens bzw. einer Er-de-Verbund-Konstruktion. Als Bewehrungslagen wurden Geokunststoffe eingebaut.

Der Fahrbahnoberbau muss im Hinblick auf Restsetzungen flexibel sein und biegeweich aus-gebildet werden. Es wurde eine bituminöse Bau-weise gewählt.

Das Bauvorhaben wurde durch geotechni-sche Beratung, messtechnische Überwachung, Qualitätssicherungsmaßnahmen im Erdbau und Grundwassermonitoring begleitet.

Geotechnisches Monitoring Zur Erfassung der Setzungen aus dem Untergrund, den Lastsetzun-gen und den Eigensetzungen des Autobahndam-mes wurden im Zuge des Groberdbaus• Setzungspegel (SP)• Hydrostatische Horizontal-Messrohre (HY)• Horizontal-Inklinometermessrohre (HIK)installiert (Abb. 4.102).

Die HIK wurden in den Widerlagerbereichen der Brückenbauwerke und die HY in der Basis der hohen Erdbauwerke (Brückenrampen und Dämme) eingebaut. Für die Strecke allgemein wurde auf klassische Setzungspegel orientiert.

In den Dammbereichen konnten als Maximal-setzung (Setzungsmulde) folgende Beträge er-mittelt werden (Tab. 4.10):

Den Zeit-Setzungsverlauf in Abhängigkeit von der Dammhöhe zeigt Abbildung 4.103. Es bestätigt sich, dass nach ca. 250 Tagen die Zeit-Setzungskurve in eine bauobjektbezogen unkriti-sche Asymptote übergeht.

Abb. 4.101 Randbe-dingungen und technische Parameter der Fallge-wichtsverdichtung. (Foto: FCB GmbH Espenhain)

Tab. 4.10 Maximalsetzungen (Setzungsmulde) in den DammbereichenDammhöhe [m] Setzung [m]3 0,227 0,4311 0,64

Abb. 4.102 Messschema von HY und HIK. (Galiläer und Bennewitz 2008)

252 A. Vogt et al.

Zusammenfassung Die Baugrund vergütenden Maßnahmen haben sich in Summe und als Ein-zelmaßnahmen bewährt.

Entscheidend war die Konzeption mit dem separaten Baulos „Groberdbau und Untergrund-verbesserung“. Vorrangig die Vorschüttung als Vorlast – überhöht und mit ausreichender Liege-zeit – wirkt bautechnisch positiv.

Die Streckenbaumaßnahme wurde durchgän-gig im Dammprofil realisiert. Infolge der pers-pektivisch flurnahen bzw. Gelände bildenden Wassersättigung erfolgte in der Dammbasis der Einbau einer Filterdränageschicht (d ≥ 1 m).

Die Gründung der Brücken erfolgte flach in Kombination mit Rüttelstopfverdichtung. Es handelt sich um Einfeldbauwerke mit statisch bestimmten Überbauten (setzungsunempfindli-che Konstruktionen). Die Brückenlager sind so angeordnet, dass sie bei notwendigen Korrektu-ren merklich gerichtet oder ausgetauscht werden können.

Abbildung 4.104 zeigt einen Ausschnitt der BAB A 38 mit dem Übergang Kippe – Gewach-senes und dem Brückenbauwerk über den Gewäs-serverbund Markkleeberger und Störmthaler See.

Für den Bau der BAB A 72 (Chemnitz – Leip-zig) werden die vorliegenden Erkenntnisse und Erfahrungen bei der Querung von Tagebaukip-pen genutzt. Nördlich der Ortslage Rötha liegen mit dem Tagebaufeld Espenhain analoge geo-technische Verhältnisse vor.

Zentraldeponie Cröbern – Erste geordnete Deponie auf einer BergbaukippeSicherung der Entsorgung Die Abfallentsor-gung der Stadt Leipzig und der westsächsischen Region erforderte für die Zeit nach der deut-schen Wiedervereinigung 1990 die Schaffung leistungsfähiger Deponien im Umfeld. Die vor-handenen Entsorgungsanlagen entsprachen nicht mehr den Umweltanforderungen.

Mit dem Wissen aus dem Braunkohlenberg-bau machten sich Technologen und Geotechniker aus dem Bergbau daran, devastierte Flächen des Bergbaus für eine sichere Entsorgung der Abfälle herzurichten. Besonders noch nicht wieder urbar gemachte Flächen auf den Kippen der Tagebaue

stellten ökonomische und ökologische Alternati-ven zu anderen landschaftlichen Flächen dar.

Als ein günstiger Standort für eine geordnete Deponie bot sich die Innenfläche des Tagebaues Espenhain an. Mit ihrer Lage zu den umliegenden Ortschaften und zu Leipzig, die bereits vorhande-ne Anbindung an das Straßen- und Gleisnetz und das Vorhandensein weiterer Versorgungsleitun-gen stellte die Fläche einen optimalen Standort für eine Zentraldeponie dar. Zusätzlich bestand hier noch die Möglichkeit, mit Hilfe der vorhan-denen Bergbautechnik vorbereitende Arbeiten zu realisieren, Materialdepots und Testfelder anzu-legen und eine Machbarkeitsstudie für das Vor-haben zu erarbeiten (Abb. 4.105).

Der Aufbau der Kippe entspricht dem Unter-grund der Autobahn BAB A 38, die in un-mittelbarer Nähe an der Deponie vorbeiführt (Abschn. 4.8.5.2).

Vorbereitende Untersuchungen Zur Bewer-tung des Setzungspotenzials im geplanten Stand-ortbereich der Deponie kam die noch vorhandene Technik des Bergbaus zum Einsatz. Unmittelbar hinter der Arbeitsebene des Absetzers instru-mentierten die Ingenieure ein Testfeld, in dem die verschiedensten Messelemente eingebaut wurden. Die Fläche erhielt mehrere Inklino-metermessrohre, Setzungspegel, Spannungsge-ber, Extensometer usw. Die Kippe selbst wurde abgebohrt und mit Drucksondierungen erkun-det, um deren Zusammensetzung zu belegen (Abb. 4.106). Nach Einmessung der gesamten Fläche und der Instrumentenlage schüttete der Absetzer eine Belastungsrippe bis 10 m Höhe. In den folgenden Monaten wurden die installierten Elemente gemessen und deren Ergebnisse ausge-wertet (Abb. 4.107).

Aufbauend auf die Ergebnisse der Messungen, den Auswertungen der Drucksondierungen und die parallel verlaufenden Laboruntersuchungen an den Kippenmassen konnte für das Kippen-system ein bodenmechanisches Modell erarbeitet werden, auf dessen Grundlage die vorhandenen Setzungspotenziale in den Kippscheiben für ein Deponiebauwerk bis zu einer Höhe von 65 m prognostiziert werden konnte. Der Einfluss des zu erwartenden Wiederanstieges des Grundwas-


Abb. 4.103 Zeit-Set-zungsverlauf in Abhängig-keit von der Dammhöhe. (Galiläer und Bennewitz 2008)

Abb. 4.104 Ausschnitt der BAB A 38 mit Übergang Kippe – Ge-wachsenes. (Galiläer und Bennewitz 2008)

Abb. 4.105 Ansicht der Zentraldeponie Cröbern. (Foto: FCB GmbH Espenhain)

254 A. Vogt et al.

hinter der Arbeitsebene des Absetzers geschüt-tet worden. Die Schüttung der Materialhalden fand unter Nutzung weiterer Setzungsmessungen statt, so dass die vorliegenden Materialkennwer-te weiter verbessert werden konnten. Eignungs-untersuchungen der Materialhalden erfolgten parallel zu deren Schüttung. Die verschiedenen Kippenböden sind in mehreren Versuchsfeldern unter Verwendung der geplanten Gerätetechnik für den Deponiebau getestet worden. Laserge-steuerte Raupen zur Einhaltung der Einbaula-genstärken, Verdichtungsgeräte verschiedener Tonnagen und Walzenausbildungen und die unterschiedlichsten Verdichtungsnachweise wur-den auf ihre Verwendbarkeit bei der Qualitätssi-cherung überprüft.

Die Planung der Deponie erfolgte in enger Zu-sammenarbeit zwischen den Tagebautechnolo-gen, Deponieplanern, Geotechnikern und Sach-verständigen für Böschungen. Die erzielten Er-gebnisse der parallel verlaufenden Untersuchun-gen wurden unmittelbar in die Planung integriert. So konnten zum Beispiel die Ergebnisse der Setzungsuntersuchungen unmittelbar durch zu-sätzliche Überhöhungen in die notwendigen Ge-fälle der Felder integriert werden und der später geplante Bau des Entwässerungstunnels begann sofort mit der Herstellung des Basisdichtungs-systems. Der Tunnel sollte nach erster Planung mit Ende der Verfüllung in den beiden Deponie-bereichen errichtet werden.

Prinzipieller Aufbau der Deponie Die Kons-truktion der Deponie genügt den Anforderun-gen der (TA Abfall 1991) und ist nach der (TA Siedlungsabfall 1993) planfestgestellt. Die höhe-ren Anforderungen für die Deponie nach der TA Abfall für Sonderabfälle stellt somit einen Ausgleich gegenüber dem höheren Risiko des Standortes gegenüber natürlichen Baugrundver-hältnissen dar. Das Basisdichtungssystem besteht dementsprechend aus den Teilen (Abb. 4.108)• Ringdamm als Bauwerksumschließung• Reliefgestaltung zur Schaffung der Gefälle-

verhältnisse• Geotechnische Barriere als Ausgleich unge-

nügender Eigenschaften der Kippe gegenüber

Abb. 4.106 Auswertung der Drucksondierungen

Abb. 4.107 Probefeld

sers in den Kippscheiben wurde mit einer hydro-geologischen Berechnung ermittelt.

Während der Erstellung der Planunterlagen und der Erarbeitung des Planfeststellungsantra-ges konnten durch den Bergbaubetrieb erforder-liche Abraummassen für die notwendigen Bau-teile des Multibarrierensystems bereitgestellt werden. In enger Zusammenarbeit der Tagebau-technologen und den verantwortlichen Geotech-nikern und Technikern der Deponieplanung sind dazu gezielt Abraummassen als Materialhalden


natürlichem Baugrund an Tragfähigkeit und Durchlässigkeit

• Mineralische Dichtung als Langzeitbarriere gegen Abfluss von Deponiesickerwasser

• Kunststoffdichtungsbahn als Dichtung und Diffusionssperre

• Basisdrainagesystem aus Sickerwasserrohren und Kiesdrainage.

Entsprechend der (TA Abfall 1991) bzw. der (TA Siedlungsabfall 1993) müssen die genannten Dichtungsbestandteile ganz bestimmte Anforde-rungen erfüllen. Zusätzlich übernehmen sie die Aufgaben aus dem konkreten Standort der De-ponie auf der Kippenfläche. Der Ringdamm um-schließt das Deponieareal wie ein Schüsselrand und nimmt zusätzlich die äußeren Elemente der Infrastruktur auf. Dazu zählen Zufahrtswege, Leitungen für Strom, Messelektronik, Sicker-wasser, Deponiegas etc. Zusätzlich verleiht der Ringdamm der Deponie eine stabile Fußstütze.

Die Reliefgestaltung schafft die Voraussetzun-gen für einen freien Abfluss des Sickerwassers aus der Deponiefläche. Zur Sicherung der Ge-fälleverhältnisse von mindestens 1 % Längsge-fälle und 3 % Quergefälle ist das Relief mit einer Überhöhung ausgestattet (3,75 % Längs- und 5,5 % Quergefälle nach Testfeldauswertung), um auch nach dem Abklingen der Setzungen die For-derungen zu erfüllen. Durch die Reliefgestaltung entstehen Felder mit einer Breite von ca. 50 m und einer Länge von ca. 150 m. Die Gefälle sind zur Mitte dieser Felder und in Richtung des Ent-wässerungstunnels und des Ringdammes ausge-richtet. Das Relief bildet auch die Basis für die Geotechnische Barriere. Festigkeitsvorausset-zungen von mindestens 95 % der Proctordichte sind zu gewährleisten.

Die Geotechnische Barriere ersetzt die gefor-derte und nicht vorhandene Geologische Barrie-re. Entsprechend der (TA Abfall 1991) besteht die Barriere aus 3,0 m Boden mit einem Durchlässig-keitskoeffizienten von kf ≤ 1 · 10−7 m/s und einer Festigkeit von mindestens 95 % der Proctordich-te. Die Barriere besteht aus 10 Lagen und besitzt durch einen Tonmineralanteil von mindestens 10 % ein hohes Schadstoffrückhaltepotenzial. Für die Herstellung der Geotechnischen Barrie-re kam bindiges Material aus der Absetzerkippe aus den Mittel- und Liegendschichten und AFB-Kippenmaterial aus den Deckschichten des Tage-baues Espenhain zum Einsatz, deren Eignungen vorher getestet wurden (Abb. 4.109).

Die Mineralische Dichtung besteht aus einer 1,5 m mächtigen Tonschicht, die in sechs Lagen hergestellt wurde. Gegenüber den Anforderungen der (TA Siedlungsabfall 1993) besitzt die Mine-ralische Dichtung somit die dreifache Mächtig-keit. Die einzelnen Lagen müssen einen Durch-lässigkeitskoeffizienten von kf ≤ 5 · 10−10 m/s und ebenfalls eine 95 %ige Proctordichte besitzen. Als Dichtungsmaterial kamen Tone aus den Ta-gebauen Haselbach, Bockwitz und der Tongrube Liebertwolkwitz zum Einsatz. Die letzte Lage der Mineralischen Dichtung ist mit kaolinischem Formsand oder zum Teil mit AFB-Kippenmate-rial versetzt, um so die Reibungsbeiwerte gegen-über der Kunststoffdichtungsbahn zu verbessern (Abb. 4.110).

Die Kunststoffdichtungsbahn (KDB) besteht aus Polyethylen hoher Dichte (PEHD) und ist 2,5 mm stark. An der Unterseite besitzt sie eine Profilierung. Die Oberseite ist glatt ausgebil-det. Durch diese Struktur wird die maßgebende Scherfuge oberhalb der Dichtungsbahn ange-

Abb. 4.108 Aufbau der Deponie Cröbern

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Abb. 4.110 Aufbau der Basisabdichtung

Abb. 4.109 Basisabdich-tung der Deponie in der Bauphase. (Foto: FCB GmbH Espenhain)


ordnet und im Falle einer Rutschung im Abfall-körper behält die Dichtung ihre Wirksamkeit. Zum Schutz der Dichtungsbahn liegt auf ihr eine 2,0 cm dicke Sandmatte.

Zur Fassung der Sickerwässer aus dem De-poniekörper ist auf der Sandmatte eine Kies-drainageschicht aus 16/32 gewaschenem Kies angeordnet, in der Sickerwasserdrainagerohre in der Feldmitte verlegt sind. Diese Drainagerohre sammeln das Sickerwasser und leiten es in den Entwässerungstunnel im Zentrum der Deponie und in die Schächte am Fuß des Ringdammes ab (Abb. 4.111). Von dort wird es mit Pumpen zur Aufbereitungsanlage der Deponie gefördert. Bis zur Aufbereitung in der Umkehrosmoseanlage lagert das Sickerwasser in gedichteten Becken.

Der beschriebene Dichtungsaufbau der De-ponie muss die vorher prognostizierten Unter-grundbewegungen durch die lockere Lagerung der Kippenmassen und der Belastung aus dem Deponiekörper schadlos aufnehmen. Eine Lecka-ge und die damit verbundene Kontamination der Kippe und des darin ansteigenden Grundwassers sind auszuschließen.

Aufbauend auf die Messergebnisse der Test-felder konnte für die geplante Deponie eine Set-zungsprognose erarbeitet werden. Die Prognose beruht auf dem Ansatz der Mächtigkeit der bei-

den Kippen von 70 m. Auf dieses Kippensystem wurden als Belastung das Basisdichtungssystem, der Abfallkörper und die zukünftige vorgeschrie-bene Oberflächenabdichtung zum Ansatz ge-bracht. Auf der Basis von geplanten Abfallarten fand auch eine Variation der Lasten unterschied-licher Abfälle in den Berechnungsansätzen statt. Für die voll ausgebaute Deponie mit 50 m Höhe betragen die prognostisch bestimmten Setzungen ca. 2,4 m an der Deponiebasis. Für die ursprüng-lich geplante Höhe der Deponie von 65 m sind ebenfalls Prognosen ermittelt worden. Diese Pro-gnosen bildeten für die Planung die zu beachten-den Größen.

Kontrollsysteme für das Setzungsverhalten Die Qualität der Prognose wird ständig durch Messungen und deren Auswertung kontrolliert. Diese Vorgehensweise entspricht der Beobach-tungsmethode nach (DIN 1054 2005). Hauptau-genmerk der Messungen liegen in den Elementen und Objekten der sicherheitsrelevanten Bauteile der Deponie. Dazu zählen vor allem die Elemente des Basisdichtungssystems und der Sickerwas-serfassung und -ableitung. Entsprechend der Lage der Bauteile erfolgte die Anordnung der einzelnen Beobachtungselemente.

Abb. 4.111 Entwässe-rungstunnel im Zentrum der Deponie. (Foto: FCB GmbH Espenhain)

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Die Vermessungen und Setzungsbeobachtun-gen basieren auf einem deponiebezogenen Ko-ordinatensystem. Dieses Baustellenkoordinaten-system wird in seiner Lage und Höhe kontinuier-lich mit dem Landesnetz abgeglichen. Das Bau-stellensystem ist entsprechend der geometrischen Figur der Deponie ausgerichtet und erleichtert so die örtliche Orientierung. Für dieses System befinden sich um die Deponie angeordnete Ver-messungsfestpunkte, auf deren Koordinaten die notwendigen Vermessungsleistungen bezogen werden. Da alle diese Festpunkte auf dem Kip-penkomplex liegen, bildet einer dieser Festpunk-te den Bezugspunkt für alle weiteren messtechni-schen Arbeiten. Das Setzungsverhalten des Ge-

samtkippensystems wird so in den Setzungen des Deponiekörpers nicht mit berücksichtigt.

Zum Einsatz der Setzungsmessungen sind verschiedene Systeme in und um die Deponie angeordnet. Hierzu zählen Festpunkte und Mess-stellen an Bauteilen, die wiederholt einer klas-sisch markscheiderischen Vermessung unter-liegen. Parallel zu den Entwässerungsleitungen in der Deponiebasis sind hydrostatische Mess-rohre und Inklinometermessrohre verlegt, deren Lage mit entsprechenden Sonden bestimmt wird (Abb. 4.112). Aus den Lagemessungen der Rohre werden über Folgemessungen die Setzungen be-stimmt.

Im Entwässerungstunnel sind weiterhin Messgeber instrumentiert, mit deren Hilfe per-manent die Lage des Tunnels bestimmbar ist (Abb. 4.113). Zur Aufnahme der Setzungen be-steht der Tunnel nicht aus einer durchgängigen Stahlbetonröhre, sondern ist aus einzelnen sechs bzw. acht Meter langen Elementen aufgebaut. An den Fugen können so Setzungen und eventuell auftretende Unterschiede konstruktiv aufgenom-men werden. Diese Bewegungen der Tunnelele-mente untereinander werden über Abstandsmes-sungen des permanent messenden Systems in Verbindung mit einem Computer verfolgt.

Der Entwässerungstunnel ist zusätzlich so ge-staltet, dass nach Abklingen der Setzungen das Sickerwasser immer noch im freien Gefälle aus dem Tunnel in die Sammelbecken am Tunnel-mund fließt. Entsprechend kann der Tunnel die geplanten Setzungen im Deponiezentrum von 2,4 m ohne eigene Beanspruchung aufnehmen.

Die Planung und Durchführung der Messun-gen aller wichtigen Bauteile der Deponie und der umliegenden Versorgungseinrichtungen beruht auf einer Beobachtungskonzeption, die speziell für die Zentraldeponie auf der Basis der (DIN 1054 2005) erarbeitet wurde. Grundgedanke der Beobachtungsmethode ist die Überwachung von Bauwerken und technischen Anlagen, deren Planung und Ausführung auf belegbaren Prog-nosen beruhen und in der Praxis über Messun-gen, Kontrollen und ständiger Beobachtung und Auswertung auf Plausibilität geprüft werden. Im Bedarfsfall sind auf der Basis der Messergeb-nisse Verifikationen der Randbedingungen der

Abb. 4.112 Inklinometermessrohr. (Galilär und Benne-witz 2008)

Abb. 4.113 Messgeber für Lagemessungen des Tunnels. (Foto: FCB GmbH Espenhain)


Prognosen vorzunehmen. Anpassungen an die technische Ausführung können anschließend die Gebrauchstauglichkeit der Anlagen sicherstellen.

In der Beobachtungskonzeption der Zentral-deponie sind die Forderungen aus dem Planfest-stellungsbeschluss und die bereits zwischenzeit-lich gewonnenen Erkenntnisse Bestandteil. Die Auswertung der Ergebnisse in mindestens halb-jährlichen Intervallen gestattete es bereits mehr-mals, die Konzeption anzupassen. Erkannte geo-technische Schwerpunkte erforderten erweiterte Untersuchungen. In anderen Bereichen konnte der Beobachtungsumfang reduziert werden.

Ergebnisse aus den Setzungsbeobachtun-gen Mit den begleitenden Untersuchungen und Messungen konnten bereits für die Bauausfüh-rung weitere Plananpassungen erarbeitet wer-den. Als Ergebnis können dafür die Vorbelastung des 3. Bauabschnittes und der Ringdammer-weiterung, die abgestufte Gestaltung von Bau-zwischenständen und die Abgrenzung einzelner Bereiche als „Anomalie“ aufgeführt werden. Als „Anomalie“ sind Kippenbereiche bezeichnet worden, in denen durch die Erkundung und durch Setzungsmessungen höhere Anteile an bindigen Kippenböden angetroffen wurden. Diese Böden sind vor allem Tone aus dem Liegenden des Tagebaues Espenhain, die durch Klumpenbil-

dung während der Gewinnung beim Versturz ein höheres Porenvolumen aufweisen und somit ein höheres Setzungspotenzial verursachen.

Im Bereich des Entwässerungstunnels befin-det sich eine solche „Anomalie“. Die Setzungs-messungen und die Nacherkundung ließen auf ein zusätzliches Setzungsmaß von 0,45 m schlie-ßen. Mit Kenntnis der voraussichtlichen Set-zungsgröße konnten technische Maßnahmen zur Beherrschung erarbeitet werden. Als mögliche Varianten sind durch die Gutachter die folgenden Methoden diskutiert worden:• Bodenaustausch im Anomaliebereich bis 10 m

Tiefe• Verbesserung der Bodenstruktur durch Injek-

tionen oder Stopfsäulen• Spannungsverteilung durch Matten oder Geo-

textilien• Überhöhter Einbau der Bauteile zur exakten

Lage nach den Setzungen.In der Diskussion der Gutachter und Sachver-ständigen fiel die Wahl auf den überhöhten Ein-bau mit einer zusätzlichen Beweglichkeit durch kürzere Tunnelsegmente und breitere Fugen (Abb. 4.114). Die normale Fugenbreite von 3 cm wurde auf 6 cm erweitert. Mit diesen technischen Anpassungen ist der Tunnel in der „Anomalie“ in der Lage, Krümmungsradien bis zu r = 400 m schadlos aufzunehmen. Die Beobachtungen in

Abb. 4.114 Tunnelaus-bau. (Foto: FCB GmbH Espenhain)

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den nächsten Jahren werden die Belege für die prognostizierten Setzungsentwicklungen liefern.

Die vorhandenen Messergebnisse der Set-zungsentwicklung in der Basis der Zentralde-ponie Cröbern seit 1990 belegen für den bisheri-gen Betrieb der Deponie eine gute Übereinstim-mung der Setzungsprognose mit den Setzungen (Abb. 4.115). Aus den Messergebnissen sind bisher keine Gefährdungen für die Sicherheit der Basisdichtungselemente erkennbar. Der Betrieb

der Deponie belegt die Machbarkeit solcher in-genieurtechnischen Anlagen auf Kippenflächen mit hohem Setzungspotenzial (Abb. 4.116). Die konsequente Anwendung der Beobachtungsme-thode in der Planung, Ausführung und Überwa-chung gestattet es auch, risikoreichere Projekte zu realisieren. Die gewonnenen Kenntnisse an der Zentraldeponie Cröbern für mitteldeutsche Braunkohlenkippen konnten bereits beim Bau der Bundesautobahn BAB 38 verwendet wer-den. Bei einer Fahrt auf der Autobahn südlich von Leipzig ist die Zentraldeponie Cröbern gut erkennbar.

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