Die Verwendung des HSSmall-Modells bei FE

Die Verwendung des HSSmall-Modells bei FE
8. Mai 2009
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Die Verwendung des HSSmall-Modells bei FE-Berechnungen
für die Gebrauchstauglichkeit für KBE-Konstruktionen
1) Herold, Andreas
IBH Herold & Partner Ingenieure, Weimar
2) von Wolffersdorff, Peter-Andreas
BAUGRUND DRESDEN Ingenieurgesellschaft mbH, Dresden
Kurzfassung: Neuartige Stoffgesetze, die erhöhte Steifigkeiten bei kleinen Dehnungen berücksichtigen,
erlauben es noch besser, das Materialverhalten von Böden realitätsnah abzubilden. Im vorliegenden
Aufsatz wird gezeigt, wie der Nachweis der Gebrauchstauglichkeit für KBE-Konstruktionen unter Anwendung des sogenannten HSSmall-Modells erfolgen kann. Die Ergebnisse belegen, dass sich damit
eine realitätsnahe Prognose der Verformungen für KBE-Konstruktionen ergeben kann. Die Ermittlung
der dafür erforderlichen bodenmechanischen Kennwerte im Labor wird erläutert. Weiterhin wird gezeigt, dass die Ergebnisse der Berechnungen sich mit den tatsächlichen zu erwartenden Verformungen
sehr gut decken. Hierzu werden die Ergebnisse von Großversuchen herangezogen und mit den Berechnungsergebnissen verglichen. Ergänzend wird an einem Beispiel dokumentiert, dass mit dem genannten Stoffgesetz auch dynamische Probleme berechnet werden können.
1. Einleitung
kes, bei deren Überschreitung die für die Nut-
Die Einführung der DIN 1054:2005-01 bringt
zung festgelegten Bedingungen nicht mehr er-
neben der Einführung des Partialsicherheits-
füllt werden können. Bei geotechnischen Kon-
konzeptes auch entscheidende Neuerungen im
struktionen beschränkt sich in der Regel die
Hinblick auf zu führende Verformungsnachwei-
Gewährleistung der Gebrauchstauglichkeit auf
se im Erd- und Grundbau mit sich. So wird ne-
Verformungsnachweise für Baugrund und/oder
ben dem
Bauwerk.
Die im Jahre 2008 fertig gestellte Neufassung
•
Grenzzustand der Tragfähigkeit auch
der EBGEO /1/ regelt im Abschnitt 3 die Nach-
•
der Grenzzustand der Gebrauchstaug-
weisführung im Grenzzustand der Gebrauchs-
lichkeit
tauglichkeit. Hierbei wird deckungsgleich mit
•
der DIN 1054:2005-01 die Berechnung der Ver-
als zu führende Nachweisgruppe im Zuge stati-
formungen in Abhängigkeit der geotechnischen
scher Berechnungen definiert. Dies bedeutet,
Kategorie verlangt. Berechnungen der zu er-
dass für alle Konstruktionen die Gebrauchs-
wartenden Verformungen für Konstruktionen
tauglichkeit nachzuweisen ist. Ein rechnerischer
aus KBE-Kunststoff-bewehrter Erde sind prob-
Nachweis der Gebrauchstauglichkeit umfasst
lematisch, weil der Verbundbaustoff aus Boden
alle Berechnungen zu Zuständen des Tragwer-
und Geokunststoffen nur näherungsweise mit
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Materialgesetzen abgebildet werden kann. In
1.1. HSSmall-Modell
/2/ wurde die Problematik bereits angerissen.
Grundsätzlich ist ein rein linear-elastisches
Für den praktisch tätigen Ingenieur ergibt sich
Verhalten, wie es das MC-Modell innerhalb des
nunmehr die Frage, wie die Ermittlung der zu
zulässigen Spannungsbereiches vorausgesetzt,
erwartenden Verformungen bzw. die Nachwei-
nur in einem sehr begrenzten Dehnungsbereich
se der Gebrauchstauglichkeit rechnerisch zu
(sehr kleine Dehnungen) für Böden zutreffend.
bewerkstelligen sind. Erste Ansätze für ein
Abbildung 1 zeigt die Größenordnungen von
Stoffmodell, das den Verbundstoff Boden-
Dehnungen und deren Zuordnung zu Laborver-
Geokunststoff beschreibt, sind in /3/ zu finden.
suchen und typischen geotechnischen Bauwer-
Die Forschung und Entwicklung auf dem Gebiet
ken.
der Stoffmodelle für die Einzelbaustoffe ist inzwischen weit vorangeschritten, so dass für
eine praxisnahe Anwendung diverse Modelle
zur Verfügung stehen. Sie erlauben eine einfache Ermittlung der Stoffmodellparameter und
liefern Ergebnisse mit hoher Wirklichkeitstreue.
Hierbei wird jedoch jeder Baustoff einzeln betrachtet.
Oft angewendete Stoffmodelle sind neben dem
Abbildung 1: Dehnungsbereiche nach /4/
Mohr-Coulomb-Modell (MC), das HardeningSoil-Modell (HS). Die Einfachheit des MC-
Wie der Darstellung zu entnehmen ist, kann ein
Modells gestattet eine schnelle und einfache
linear-elastisches Verhalten nur bei sehr klei-
Anwendung, berücksichtigt jedoch bodentypi-
nen Dehnungen (γs < 1x10 ) näherungsweise
sche Eigenschaften, wie spannungs- und ver-
angenommen werden. Dies wird im Übrigen
formungsabhängige Steifigkeiten oder die Last-
durch die Untersuchungen nach /5/ bestätigt.
geschichte nicht. Diesem Anspruch genügen
Wie weiterhin Abbildung 1 entnommen werden
höherwertige Stoffgesetze, wie das HS-Modell
kann, liegen die üblichen Dehnungsbereiche für
besser. Damit wird insbesondere
geotechnische Bauwerke weit außerhalb des
-6
linear-elastischen Bereiches. Für Verformungs•
•
eine spannungsabhängige Steifigkeit
berechnungen
und
Gebrauchstauglichkeit ist daher davon auszu-
die Lastgeschichte bei Erst-, Be- und
gehen, dass die Böden ein ausgeprägtes nicht-
Wiederbelastung
lineares Verhalten aufweisen. Demzufolge sollte
bei
den
bzw.
für
geforderten
Nachweise
Nachweisen
der
der
berücksichtigt. Mittlerweile sind auch in kom-
Gebrauchstauglichkeit auch ein realitätsnahes
merziellen
Stoffmodell, das diese komplexen Eigenschaf-
Programmen,
wie
z.B.
Plaxis-
Version 9.01, Stoffmodelle der neusten Genera-
ten
angemessen
tion, wie z.B. das HSSmall-Modell (HSS) /4/,
werden.
verfügbar. Es eignet sich sowohl für die Bear-
Das HSS-Modell ist eine Erweiterung des Har-
beitung statischer als auch dynamischer Aufga-
dening-Soil-Modells, mit der die erhöhten Stei-
benstellungen.
figkeiten im Bereich kleiner und sehr kleiner
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berücksichtigt,
verwendet
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Dehnungen und eine Verringerung der Steifig-
Die Parameter des HSS-Modells lassen sich
keiten bei größer werdenden Dehnungen be-
aus Triaxialversuchen (siehe Abbildung 2) und
rücksichtigt werden (siehe Abbildung 1). Hierfür
aus Resonant-Column-Versuchen bestimmen.
sind die beiden folgenden Parameter zusätzlich
Der Aufwand für die Parameterermittlung ist
zu den Materialparametern des regulären Har-
insgesamt gering.
dening-Soil-Modells erforderlich:
Der Vorteil, der sich bei Nutzung des HSSModells in Kombination mit dynamischen Beref
• Referenzwert des Schubmoduls G0
bei
rechnungen ergibt wird deutlich, wenn man sich
vor Augen führt, dass der aus der Bodendyna-
sehr kleinen Dehnungen,
• Schubdehnung γ0,7 bei 70 % des Referef
mik bekannte Effekt einer von der Dehnungsgröße abhängigen, viel größeren Steifigkeit, wie
renzwertes des Schubmoduls G0 .
sie in /6/ und /7/ beschrieben ist und in AbbilDie nachfolgende Gleichung nach /4/ zeigt den
dung 3 dargestellt ist, bereits seit langem be-
zugehörigen Zusammenhang zwischen G0
ref
kannt ist und damit in den Finite-Elemente-
und γ0,7. Es gilt:
Berechnungen Eingang finden kann.
Gs
=
G0
1
3 γ
1+ ⋅
7 γ 0.7
Durch Berücksichtigung des veränderten Steifigkeitsverhaltens bei kleinen Dehnungen kann
bei dynamischen Berechnungen die Hysterese
bei zyklischen Belastungen realistisch wiedergegeben werden (siehe Abbildung 9).
Somit ist das Stoffmodell speziell für Berech-
Abbildung 3: Statische / dynamische Steifemoduln nach /6/
nungen geeignet, bei denen duktile Konstruktionen (z. B. KBE) sowohl unter dynamischen als
Mit dem HSS-Modell ist daher eine relativ ein-
auch unter statischen Beanspruchungen unter-
fache Beschreibung des Bodenverhaltens unter
sucht werden sollen.
zeitlich veränderlichen Belastungen möglich.
Da das Stoffmodell auch hysteretisches Verhalten einschließt, wird bei dynamischen Berechnungen ein „Materialdämpfung“ erreicht, ohne
dass zusätzliche Dämpfung (z. B RayleighDämpfung) angenommen werden muss.
Eine ausführliche Beschreibung des Stoffgesetzes findet sich /4/.
Abbildung 2: Parameterdefinition für das HSS-Modell nach
/4/
1.2. Laboruntersuchungen
An zwei verschiedenen Sandböden wurden
umfangreiche Laboruntersuchungen durchge-
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führt. Diese beiden Böden für die im Abschnitt 2
hier verzichtet. Mit den ermittelten Parameter
beschriebenen
für das HSS-Modell wurden die Großversuche
Großversuche
(Großversuch
mit Plaxis 9.01 modelliert und nachgerechnet.
„Riga“; Versuch „Cottbus“) verwendet.
Die Sande wurden zur Bestimmung erforderlichen Stoffgesetzparameter für das HSS-Modell
2. Großversuche
untersucht. Nachfolgend sind die ermittelten
An 2 Großversuchen konnten umfangreiche
Parameter für den Versuchssand des Großver-
Messungen bei statischen und dynamischen
suches „Cottbus“ exemplarisch dargestellt.
Belastungen durchgeführt werden. Damit ergab
sich die Möglichkeit des direkten Vergleiches
Tabelle 1: Parameter
für
HSS-Modell,
Versuchssand
„Cottbus“
Parameter:
gend werden die einzelnen Versuchssituationen
Dimension:
[kg/m3]
[kg/m3]
[1]
[1]
[°]
[kN/m2]
[°]
[kN/m2]
[1]
[kN/m2]
ρ
ρd
Dpr
w
ϕ´
c´
ψ
pref
m
zwischen Messung und Berechnung. Nachfol-
[kN/m2]
[kN/m2]
νur
[1]
Rf
[1]
[kN/m2]
τ0.7
[1]
Wert:
1840
1763
∼ 1,00
0,043
38,3
1,0
6,02
100,00
0,88
79.400,00
Legende:
Einbaudichte
Einbautrockendichte
Verdichtungsgrad
Wassergehalt
Reibungswinkel
Kohäsion
Dilatanzwinkel
Referenzspannung
Steifeexponent
Referenzwert des Steifemoduls
und deren Ablauf näher beschrieben.
2.1. Großversuch „Riga“
Im Jahr 2008 wurde ein Großversuch an einem
53.900,00 Referenzwert des Elastizitätsmoduls bei der
Hälfte der Scherbruchspannung
145.900,00 Referenzwert des Elastizitätsmoduls bei
Entlastung und Wiederbelastung
0,28 Querdehnungszahl bei Entlastung und
Wiederbelastung
0,84 Spannungsverhältnis
98.400,00 Referenzwert des Schubmoduls bei kleinen
Dehnungen
6,89 ⋅ 10-4 Referenzwert der Schubdehnung bei etwa
72,2% Abminderung des Schubmoduls
ausgeführten Bauwerk in Riga, an einer 6 m
hohen
KBE-Konstruktion
durchgeführt.
Die
Randdaten und versuchstechnischen Bedingungen sind in /8/ ausführlich beschrieben. Abbildung 5 zeigt den Messquerschnitt und die
Abbildung 4 zeigt die Ergebnisse eines durch-
Belastungssituationen.
geführten Versuches im Triaxialgerät bei einer
2
Referenzspannung von 100 kN/m . Aufgetragen sind Deviatorspannung und Vertikaldeformationen. Die Versuchsdurchführung wurde mit
einmaliger Entlastung bei ca. 1% Vertikaldeformation durchgeführt.
Deviatorspannung [kN/m²]
200,00
150,00
100,00
Abbildung 5: Großversuch „Riga“, Messquerschnitt
50,00
Die Versuchsdurchführung erfolgte mittels Tod-
0,00
0,00
1,00
2,00
3,00
4,00
5,00
6,00
7,00
8,00
9,00
10,00
Vertikaldeformation [%]
Abbildung 4: Ergebnis eines Triaxialversuches
last. Die Todlast ist in einzelnen Stufen mit Betonplatten appliziert worden. Da reguläre Belastungen aus LKW-Verkehr simuliert werden soll-
Zusätzlich sind Resonant-Column-Versuche für
ten, wurde jeweils die doppelte prognostizierte
die Bestimmung des Schubmoduls bei kleiner
Flächenlast für die Verkehrssituation als stati-
Dehnung durchgeführt worden. Auf eine Dar-
sche Last aufgebracht. Über den Versuchszeit-
stellung der Resonant-Column-Versuche wird
raum von 3 Tagen wurden die Horizontal- und
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die Vertikalverschiebungen der Wandfront ge-
Die Versuche sind in /9/ und /10/ beschrieben,
messen. Während der dynamischen Belas-
Abbildung 8 zeigt den Messquerschnitt mit In-
tungsphasen mittels einer 12,5 t Vibrationswal-
strumentierung, Abbildung 9 die Lastaufbrin-
ze wurden Schwinggeschwindigkeitsmessun-
gung mit einer schweren Vibrationswalze.
gen ausgeführt. Die statische Last wurde in
mehreren Stufen aufgebracht und am Ende des
Versuchs
vollständig
entlastet.
Abbildung 6
zeigt den gesamten Versuchsablauf, Abbildung 7 den Versuchsaufbau mit Todlast.
Loading path - total
Static loading Stage 1
G = 41 kN/m²
Static loading Stage 2
G = 82 kN/m²
Static and dynamic loading
G = 82 kN/m² + Walze a = 6.00 m (12,5 t)
Unloading Stage 1
G = 41 kN/m²
Unloading Stage 2
G = 0.00 kN/m²
Dynamic tests
Distance = 5.00 m
Dynamic tests
Distance = 3.00 m
Dynamic tests
Distance = 1.00 m
Abbildung 6: Großversuch „Riga“, Versuchsablauf
Abbildung 8: Versuch „Cottbus“, Messquerschnitt
Abbildung 7: Großversuch „Riga“
2.2.
Großversuch „Cottbus“
Im Rahmen eines Kooperationsforschungsvorhabens wurden an der BTU Cottbus sind insge-
Abbildung 9: Versuch „Cottbus“, Dynamische Einwirkung
samt 2 Großversuche mit unterschiedlichen
Frontsystemen geplant und realisiert. Dabei
Ziel
wurden Geogittertyp und Abstand sowie die
Elemente-Methode (Plaxis, Version 9.01) war
statischen Einwirkungen variiert. Zusätzlich sind
es, die Berechnungsergebnisse und die Mess-
unterschiedliche dynamische Einwirkungen mit
ergebnisse zu vergleichen und Aussagen über
Variation von Frequenz und Lastamplitude auf-
die Eignung und die Qualität des verwendeten
gebracht worden.
Stoffmodells zu geben.
der
Nachrechnungen
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mit
der
Finite-
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2.3. Messergebnisse und Vergleich
sehr gut mit den Versuchsergebnissen. Die Er-
Die Abbildungen 10 und 11 zeigen die Ergeb-
gebnisse mit dem MC-Modell weichen bereits
nisse der Nachrechnung für den Versuch „Cott-
ab ca. 50 % der Bruchlast deutliche von den
bus“. Die Modellgeometrie und die Horizontal-
Messergebnissen ab und liefern zu kleine Ver-
verformungen für eine Auflast von 350 kN/m²,
formungen. Der Grund dafür ist, dass mit MC-
die die Berechnung mit dem MC-Modell erge-
Modell die hier nachweisbare, deutliche Nichtli-
ben haben, sind in Abbildung 10 dargestellt. Für
nearität der Steifigkeitsfunktion nach Abbil-
einen Messpunkt in Höhe von 3,75 m über UK
dung 1 nicht berücksichtigt werden kann.
Konstruktion sind in Abbildung 11 die Messer-
Der Großversuch in Riga wurde mit mehreren
gebnisse sowie die Berechnungsergebnisse bei
Belastungsphasen ausgeführt. In Abbildung 12
Verwendung des MC-Modells und des HSS-
sind die auf die Wandhöhe bezogenen Front-
Modells als Verläufe der Horizontalverformun-
verformungen sind für den gesamten Ver-
gen gegenübergestellt.
suchsablauf dargestellt.
650,0
625,0
600,0
575,0
550,0
525,0
500,0
475,0
450,0
425,0
400,0
375,0
350,0
325,0
300,0
275,0
250,0
225,0
200,0
175,0
150,0
125,0
100,0
75,0
50,0
25,0
0,0
static load const.
g = 82 kN/m²
19.3.08 9:36
19.3.08 8:24
19.3.08 7:12
19.3.08 6:00
19.3.08 4:48
19.3.08 3:36
19.3.08 2:24
19.3.08 1:12
19.3.08 0:00
static load const.
g = 0 kN/m²
18.3.08 22:48
18.3.08 21:36
18.3.08 20:24
18.3.08 19:12
18.3.08 18:00
18.3.08 16:48
18.3.08 15:36
unloading
g = 82 .. 0 kN/m²
18.3.08 14:24
18.3.08 13:12
18.3.08 9:36
18.3.08 12:00
18.3.08 8:24
18.3.08 7:12
18.3.08 10:48
18.3.08 6:00
static loadstep 2
g = 82 kN/m²
18.3.08 4:48
18.3.08 3:36
18.3.08 2:24
18.3.08 1:12
18.3.08 0:00
17.3.08 22:48
17.3.08 21:36
17.3.08 20:24
static load const.
g = 41 kN/m²
17.3.08 19:12
17.3.08 18:00
17.3.08 16:48
17.3.08 15:36
17.3.08 14:24
17.3.08 13:12
static loadstep 1
g = 41 kN/m²
vertikale Last / vertical pressure [kN/m²]
dynamic load
( 3 times675,0
)
dynamic load
( 2 times )
17.3.08 12:00
Verformung / deformation [mm]
Last-Verformung / load - deformation history
5,750
5,500
5,250
5,000
4,750
4,500
4,250
4,000
3,750
3,500
3,250
3,000
2,750
2,500
2,250
2,000
1,750
1,500
1,250
1,000
0,750
0,500
0,250
0,000
-0,250
-0,500
-0,750
-1,000
Zeit / time [dd:mm:jj hh:mm]
1V
1H
2H
3H
Abbildung 12: Großversuch
Abbildung 10: Versuch „Cottbus“, Horizontalverformungen,
4H
5H
„Riga“,
6H
Last / pressure
Last-Zeitverlauf
der
Horizontalverformungen
statisch, 350 kN/m²
Abbildung 13 zeigt das FE-Modell und dessen
Berechnungsergebnisse im Zustand der maximalen statischen Belastung.
Horizontalverformung Punkt A [mm]
7,00
6,00
5,00
4,00
3,00
2,00
1,00
0,00
50
100
150
200
250
300
350
Auflast [kN/m²]
Verf ormung gemessen
Verformung gerechnet (HSSmall)
Verf ormung gerechnet (MC)
Abbildung 11: Versuch „Cottbus“, Vergleich der Horizontalverformungen, statisch, H = 3,75 m (Front)
Abbildung 13: Großversuch „Riga“, Horizontalverformungen,
Wie aus Abbildung 11 erkennbar ist, decken
statisch, 82 kN/m²
sich die Berechnungsergebnisse des HSSModell sowohl für kleine Auflaststufen als auch
Der in Abbildung 14 dargestellte Vergleich der
für die Bruchlastbereiche (350 – 400 kN/m²)
Berechnungsergebnisse zwischen dem MCModell und dem HSS-Modell zeigt auch hier
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den o. g. Mangel des MC-Modells. Der nach
zeigen für statische und dynamische Ein-
dem HSS-Modell berechnete Verlauf der Hori-
wirkungen gute Übereinstimmung.
zontalverformungen über die Wandhöhe bei
•
Die Aufwendungen für die Ermittlung der
maximaler statischer Belastung stimmt wieder-
Parameter für das HSSmall-Modell sind im
um gut mit dem gemessenen Verlauf überein,
Vergleich zur Qualitätssteigerung der Be-
wohin nach dem MC-Modell die Verformungen
rechnungsergebnisse gering.
im Vergleich zu den Messergebnissen deutlich
•
Die bodendynamische Systemeigenschaft
unterschätzt werden und nur der qualitative
der Materialdämpfung kann mit dem HSS-
Verlauf wiedergeben wird.
Modell näherungsweise ohne zusätzliche
Dämpfungsvorgaben berücksichtigt werden.
•
Eine wirklichkeitsnahe Abschätzung der
Verformungen kann mit nutzerfreundlichen
Programmen, z. B. Plaxis Version 9.01,
auch bei Anwendung moderner Stoffmodelle, wie z. B. das HSS-Modell mit vertretbaren Aufwand realisiert werden.
Insgesamt ist einzuschätzen, dass der zeitliche
Aufwand für die Umsetzung und Abarbeitung
ingenieurpraktischen Belangen durchaus genügt und die Forderungen der DIN 1054:200501 sowie der EBGEO /1/ im Zuge der Nachweisführung
Abbildung 14: Großversuch „Riga“, Vergleich der Horizontalverformungen
für
den
Grenzzustand
der
Gebrauchstauglichkeit erfüllt werden können.
Eine weitere Anwendung kann daher empfohlen werden.
3. Zusammenfassung / Schlussfolgerungen
Der vorliegende Artikel beinhaltet einen direk-
4. Literatur
ten Vergleich von Messungen und Berechnun-
/1/ EBGEO 2008 – „Berechnung und Dimensi-
gen für 2 Stützkonstruktionen unter Nutzung
onierung von Erdkörpern mit Bewehrungs-
verschiedener Stoffmodelle. Es kann folgendes
einlagen aus Geokunststoffen“, Entwurf
Fazit gezogen werden:
Stand 02/2009a; Deutsche Gesellschaft für
Geotechnik e.V. (DGGT)
•
Das HSS-Modell ist für statische und dynamische Aufgabenstellungen und für Verformungsberechnungen
von
KBE-Kon-
struktionen mit nichtbindigen Füllböden gut
•
www.gb.bv.tum.de/fachsektion/b_ak-ak52.htm
/2/ Herold, A., (2007), 10 Jahre Verformungsbeobachtungen an KBE-Bauwerken – Ist
die Dehnsteifigkeit der Geokunststoffe der
geeignet.
Schlüssel zur korrekten Prognose des Ver-
Die Messergebnisse und die Berech-
formungsverhaltens
nungsergebnisse nach dem HSS-modell
werken?, Geotechnik 29(2007)2 S. 79 – 86
Datei:C:\Eigene Dateien vW\Dr. von Wolffersdorff\Veröffentlichungen\2009\HSS-Herold_von_Wolfersdorff_deutsch.doc
von
KBE-Stützbau-
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/3/ Ruiken, A. / Ziegler, M., Untersuchung des
Tragkraft-Verformungsverhaltens von geogitterbewehrtem Boden, Geotechnik Sonderheft 2009
/4/ Plaxis Software Delft (2008) Material Models Manual, Version 9.01, PLAXIS BV,
Netherlands,
/5/ Vucetic, M.,(1994), Cyclic Threshold Shear
Strains in Soils, ASCE, Journal of Geotechnical Engineering, Vol. 120, 1994, No. 12,
/6/ Santos, J.A. / Correia, A.G., Reference
threshold shear strain of soil application to
obtain a unique strain-dependent shear
th
modulus curve for soil, Proceedings 15 International Conference on Soil Mechanics
and Geotechnical Engineering 2001 (Istanbul, Turkey), Vol. 1: S. 267 – 270
/6/ Alplan, I., (1970), The geotechnical properties of soils. Earth-Science Reviews, 6: S. 5
– 49
/7/ Empfehlungen des Arbeitskreises “Baugrunddynamik”, (2002) Deutsche Gesellschaft für Geotechnik e.V. (DGGT)
/8/ Hangen, H. / Herold, A. / Gaisin, A. /
Arhipenko, R., Construction of the bridge
approach embankments for Riga’s South
th
Bridge: Case study, 11 Baltic Sea Conference Gdansk 2008, Conference Proceedings
/9/ Klapperich, H. / Herold, A., Neues rund
um’s Geogitter, 4. Geokunststoff Kolloquium, Bad Lauterberg, 2007, Tagungsband
/10/ Pachomov, D. / Vollmert, L. / Herold, A.,
Der Ansatz des horizontalen Erddruckes
auf die Front von KBE-Systemen, FSKGEO 2007, Sonderheft Geotechnik 2007
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