Verschlusssystem mit Äquipotenzialsegmenten für die ... · 2 Das diesem Bericht zugrunde liegende Vorhaben wurde mit Mitteln des Bundesministe-riums für Bildung und Forschung unter

Schlussbericht

Verschlusssystem mit Äquipotenzialsegmenten für die untertägige Entsorgung (UTD und ELA) gefährlicher Abfälle zur Sicherstellung der homogenen Befeuchtung der Dicht-

elemente und zur Verbesserung der Langzeitstabilität

Hydraulic sealing system with equipotential layers for underground storage of hazardous waste

to ensure homogeneous wetting of sealing layers for improvement of long term stability

Förderkennzeichen: 02C0922

HinteresWiderlager

Dichtsegmente (monolithisch)

VorderesWiderlager

Äquipotenzialsegmente

PermeablesSegment

DichtendesSegment

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Das diesem Bericht zugrunde liegende Vorhaben wurde mit Mitteln des Bundesministe-riums für Bildung und Forschung unter dem Förderkennzeichen 02C0922 gefördert. Die Verantwortung für den Inhalt dieser Veröffentlichung liegt bei den Autoren. Rainer Schuhmann Katja Emmerich Gerhard Kemper Franz Königer Kompetenzzentrum für Materialfeuchte CMM Karlsruher Institut für Technologie in Kooperation mit: Wolfram Kudla Mathias Gruner Wolfgang Gaßner Martin Hofmann Sebastian Szczyrba TU Bergakademie Freiberg Tom Schanz Martin M. Zimmerer Maria Datcheva Ruhr-Universität Bochum und Bauhaus-Universität Weimar Karlsruhe, Dezember 2009

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Inhaltsverzeichnis

Zusammenfassung 5

1. Ziele des Projektes 11

2. Beleg der Machbarkeit und Vorbereitung der Versuche, Modell-Gesetze (Konzeption des Verschlussbauwerkes, Versuchsplanung)

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2.1 Abfallmengen, Potenzial ablagerungsbedürftiger Abfälle 132.2 Baumaterial: Qualität, Geotechnik, Bau- und Sicherheitstechnik 132.3 Konzeption des Verschlussbauwerkes 142.4 Wahl der Materialien und der Materialfolge 152.5 Eignung für unterschiedliche Wirtsgesteine 152.6 Monitoring- und Messsystem 162.7 Vorbereitung der Versuche, Versuchsmaßstab, Modellgesetze 182.8 Zusammenfassung 193. Materialdesign und Materialuntersuchungen für das

Äquipotenzialsegment (ÄS) und das Dichtsegment (DS) 21

3.1 Materialdesign für das ÄS 213.1.1 Anforderungen 213.1.2 hydraulische Charakterisierung natürlicher Materialien 213.1.3 Mineralogische Grundcharakterisierung natürlicher Materialien und

technisch aufbereiteter mineralischer Rohstoffe 26

3.1.4 Hydraulische Charakterisierung von Mischungen aus technisch auf-bereiteten mineralischen Rohstoffen

27

3.1.5 Synthese natürlicher Materialien aus technisch aufbereiteten minerali-schen Rohstoffen und deren hydraulische Eigenschaften

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3.2 Materialuntersuchung für ÄS und DS 383.2.1 Mineralogische Untersuchungen Säulenversuche 383.2.2 Mineralogische Grundcharakterisierung DS 403.2.3 Turmversuche 1 bis 3 404. Unterstützung durch numerische Modellierungen

(Parameteridentifikation, Simulationsrechnungen) in Kooperation mit der Bauhausuniversität Weimar

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4.1 Phase 1: Konzept und Entwicklung 474.2 Phase 2: Sensitivitätsanalyse 494.3 Phase 3: Validierung 514.3.1 Theoretische Grundlagen des Thermo-Hydraulisch-Mechanischen

(THM) Modells 52

4.3.2 Numerische Simulation des HTV-1 534.3.3 Sensitivitätsanalyse zu Materialmodellparametern des HTV-1 564.3.4 Numerische Simulation und Sensitivitätsanalyse eines Feldversuchs 57

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5. Verifizierung des Systems im halbtechnischen Maßstab in Kooperation mit der Universität Bergakademie Freiberg

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5.1 Vorversuche 595.2 HTV-1: Simulierter Schachtverschluss 635.3 HTV-2: Simulierter Streckenverschluss 785.4 HTV-3: Belastungsversuch 925.4.1 Dimensionierung der Segmente 925.4.2 Verlauf der Feuchtefront an den parallel zu den Schichten eingebauten

Sensoren 95

5.4.3 Verlauf der Feuchtefront an den zwei durch alle Schichten eingebauten Sensoren

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5.4.4 Druckverlauf und Fluidmenge 1065.4.5 Feuchteverteilung und Ausdehnung der Schichten am Versuchsende 1065.5 Vergleich der Halbtechnikversuche 1116. Publikationen und Tagungsbeiträge 114

Referenzen 116

7. Danksagung 117

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Zusammenfassung Gefährliche Abfälle werden in Untertagedeponien (UTD) entsorgt. Dabei sind die gesetz-lichen Regelungen zu beachten. Als geeignete Endlager (ELA) dienen dazu speziell eingerichtete oder aufgelassene Bergwerke. Dort sollen die Abfälle dauerhaft und zuver-lässig von der Umwelt isoliert werden. Ziel ist es, die dort endgelagerten Abfälle möglichst schnell aus der Überwachung zu entlassen. Das kann nur dann erfolgen, wenn die Abfälle durch verlässliche, geologi-sche und geotechnische Barrieren von der Biosphäre abgeschirmt werden. Diese Barri-eren sind zum einen das anstehende Gebirge selbst, zum anderen die Verschlussbau-werke (Schacht-, Strecken- oder Bohrlochverschlüsse). Deren dauerhafte Funktionsfä-higkeit ist nachzuweisen. Um die langfristige Beständigkeit des Verschlussbauwerkes zu gewährleisten, wurde ein patentiertes gegliedertes Verschlusssystem entwickelt. Die Ziele des Vorhabens sind: • Design, konstruktiver Entwurf und Bau eines Verschlusses im Labormaßstab und

Validierung im halbtechnischen Maßstab • Einsatz geeigneter Messinstrumente für das Monitoring der Feuchtedynamik • Wertung der Ergebnisse zur Prognose der Langzeitstabilität und Langzeitfunktion

des Verschlussbauwerks Ein gestuftes Programm sollte diese Projektziele verifizieren. Zunächst wurden die Randbedingungen für die Lagerung der Abfälle ermittelt und die grundsätzliche Eignung des Verschlusssystems dafür belegt (Kapitel 2). Danach wurde das Material im Labor-maßstab für die einzelnen Segmente des gegliederten Verschlusssystems designed (Kapitel 3). Über das Verstehen der Kapillarität natürlicher Materialien konnten diese mit technisch aufbereiteten mineralischen Rohstoffen synthetisch nachgestellt und über ihre Mineralogie verifiziert werden. Mit numerischen Methoden (Kapitel 4) konnte nicht nur der Laboraufwand angepasst werden, sondern auch die Funktion grundsätzlich mit si-mulierten Versagensszenarien nachgewiesen werden. Das Up-Scaling in den halbtech-nischen Maßstab wird anhand dreier Versuche in Kapitel 5 beschrieben. Die grundsätzliche Machbarkeit des Verschlusssystems wurde im Projekt belegt (Kapitel 2). Neben der Darstellung der Notwendigkeit eines Verschlusssystems zur Endlagerung von Abfällen (Mengenprognose und Potenzial an gefährlichen oder besonders überwa-chungsbedürftigen Abfällen, Kapitel 2.1) konnte die Funktion des Systems unter Berück-sichtigung der Randbedingungen Verfügbarkeit der notwendigen Baumaterialien sowie Bau- und Sicherheitstechnik und der Geotechnik (Kapitel 2.2) bestätigt werden (Kapitel 2.3). Es wurde eine Vorauswahl der Materialien sowie deren Abfolge im gegliederten Verschlusssystem getroffen (Kapitel 2.4) und die Eignung für verschiedene Wirtsgestei-ne untersucht (Kapitel 2.5). Ein geeignetes Messsystem zum Online-Monitoring der Feuchtedynamik wurde validiert (Kapitel 2.6) und für die weiteren Versuchsbegleitungen weiterentwickelt. Schlussendlich konnten mit einem anerkannten Verfahren die Parame-ter bestimmt werden, die bei der Übertragung des Systems in den Modellmaßstab ent-scheidend sind, nämlich die Fluideigenschaften und die Geometrie.

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In Kapitel 3 wurde das Materialdesign für das Äquipotenzialsegment (ÄS) und das Dichtsegment (DS) festgelegt und die eingesetzten und gewählten Rohmaterialien geo-technisch, bodenhydraulisch und mineralogisch untersucht. Die Anforderungen an die Materialien für das ÄS wurden definiert (Kapitel 3.1). Dafür galt es zunächst natürliche Materialien hydraulisch unter Verwendung verschiedener Fluide zu charakterisieren (Kapitel 3.1.2). Dies erfolgte in einer speziell entwickelten Laboreinrichtung, der “Steig-apparatur“. Nach der Quantifizierung von möglichen störenden Einflüssen (Randeffekte, Temperatur, Dichte, Homogenität u.a.) konnten geeignete Materialien identifiziert wer-den. Die Gewährleistung der räumlichen und zeitlichen Verfügbarkeit der Materialien zum Bau der Verschlüsse erforderte es, technisch aufbereitete mineralische Rohstoffe mit in die Untersuchungen aufzunehmen. Diese wurden, genau so wie die natürlichen Rohstoffe, mineralogisch charakterisiert (Kapitel 3.1.3). Während der Versuchsdurchfüh-rung wurde deutlich, dass der gewünschte Effekt, nämlich ein schnelles kapillares Stei-gen (hohe Saugspannung mit entsprechendem Porengefüge) und ein „Brechen“ vorei-lender Feuchtefronten („Fingering“) mit einer hohen Dränageleistung, zu einem minera-logischen Kompromiss führen muss. In Absprache mit externen Experten konnten Quali-tätskriterien festgelegt werden. Als „Benchmark“ wurde eine kapillare Steighöhe von 300 cm (entsprechend einem pF-Wert von ca. 2,5) in möglichst kurzer Zeit gesetzt. Für den geplanten ersten Versuch im halbtechnischen Maßstab (HTV-1) wurde als ÄS zunächst Feinsand sowie eine technische Mischung (M33) eingesetzt. Bei diesem Ver-such wurde ein Schachtverschluss simuliert, der im ÄS vordringlich eine horizontale Ausbreitung des Fluides erfordert. Aufgrund der weiteren Untersuchungen wurde klar, dass nur Gemische die beiden Krite-rien (Brechen der Finger, kapillarer Aufstieg) erfüllen können. Hierfür wurden geeignete natürliche Materialien aus technisch aufbereiteten Rohstoffen durch Mischung nachge-stellt (synthetisiert). Diese synthetischen siltigen (schluffigen) Materialien wurden im La-bor hydraulisch charakterisiert (Kapitel 3.1.4 und 3.1.5). Für den zweiten Versuch im halbtechnischen Maßstab (HTV-2), der einen Streckenver-schluss simulierte, wurde dieselbe Mischung (M33) wie im HTV-1 eingesetzt, da sich diese kapillarhydraulisch bewährt hatte. So konnten die beiden Versuche hydraulisch vergleichbar gefahren und die notwendigen Schlüsse zur Optimierung der Materialien im ÄS gezogen werden. Parallel wurden die Materialien in der Steigapparatur hydraulisch untersucht (Kapitel 3.2.1). Neben Steiggeschwindigkeit und Feuchteverteilung über die Säulenhöhe war die Variation des Salzgehaltes nach Beaufschlagung mit einer Steinsalzlauge von Interesse. Es bestand die Vermutung, dass Salz aus der Lauge während des Transports durch das Mineralgemisch ausfallen könnte. Jedoch wurde lediglich im Säulenfussbereich ein leichter Chromatographieeffekt detektiert. Ferner wurde nachgewiesen, dass der Carbonatgehalt, der für den kapillaren Aufstieg wesentlich verantwortlich ist, über die Säule konstant bleibt. Die mineralogische Grundcharakterisierung der DS (Kapitel 3.2.2) konnte auf Basis der vorliegenden umfangreichen Literaturquellen vorgenommen wer-den. Der Schwerpunkt der Materialuntersuchungen für das DS Material lag deshalb auf der mineralogisch/geochemischen Analyse der Proben, die in Säulen- und Turmversu-chen (AP 2) sowie Technikumsversuchen (AP 4) über verschiedene Zeiträume einer Steinsalzlauge ausgesetzt waren.

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In den Turmversuchen 1 bis 3 (Kapitel 3.2.3) wurden die Wechselwirkungen zwischen den ÄS und DS beim kapillaren Steigen untersucht. Dabei wurde nachgewiesen, dass in den ÄS der kapillare Aufstieg stattfindet und die DS aus den ÄS bewässert werden. Auch die Umwandlung des natürlichen Ca/Mg-reichen Montmorillonit im Bentonit Calci-gel (DS) aufgrund der Durchströmung mit der Salzlauge in einen Na-belegten Smectit konnte nachgewiesen werden. Über das gesamte Bentonitprofil (DS) nahm der Basis-abstand des Smectits kontinuierlich in Richtung Laugenzutritt ab. Mithilfe des nun ver-fügbaren Smectitmodells in der Rietveld-Software AutoQuan konnte dieser Prozess auch semi-quantitativ beschrieben werden. Kapitel 4 zeigt die Unterstützung der Versuche im Labor- und im halbtechnischen Maß-stab durch numerische Simulation (Kooperation mit der Professur Bodenmechanik an der Bauhausuniversität Weimar). Zunächst wurden die Parameter grundsätzlich defi-niert. Das war erforderlich, da verschiedene natur- und ingenieurwissenschaftliche Dis-ziplinen beteiligt sind. Danach wurde das Modell entwickelt (Kapitel 4.1) und, über eine Sensitivitätsanalyse jene Parameter identifiziert, welche das zugrunde liegende boden-hydraulische Modell maßgeblich beeinflussen (Kapitel 4.2). Dadurch ließ sich der not-wendige mineralogische Laboraufwand einschränken. Außerdem war es nun möglich, die grundsätzliche Funktion des Verschlusssystems für verschiedene Versagensszenarien nachzuweisen. Derzeit wird das Modell validiert (Kapitel 4.3) und auf einen Realfall angewendet. Die Verifizierung des Verschlusssystems im halbtechnischen Maßstab erfolgt in Koope-ration mit der TU Freiberg, Bergakademie (Kapitel 5). Im dortigen Technikum werden die im Labor entwickelten Materialmischungen getestet. Bei einem Scale-Up-Faktor vom Labor zum Technikum von ca. 12 bis 14 können so evtl. Randeinflüsse weitgehend aus-geschlossen werden. Bis zum Realmaßstab ist ein weiterer Scale-Up-Faktor von min-destens 5 erforderlich. In einem Vorversuch (Kapitel 5.1) wurde das gewählte Messsystem unter Technikumsbedingungen getestet und die Anordnung der Sensoren endgültig definiert. Dabei wurde deutlich, dass die Belastung auf den Sensorkabeln durch die Verschiebun-gen der Materialien beim Quellen des Bentonits abgetragen werden müssen, da es an-sonsten zum Kabelbruch kommen kann. Eine Modifikation der Sensorkabel löste dieses Problem. Die Anordnung der Segmente im Verschlusssystem und deren Funktion unter Zutritt einer Steinsalzlauge wurden im ersten Versuch im halbtechnischen Maßstab (HTV-1), der einen Schachtverschluss simulierte, getestet (Kapitel 5.2). Die DS wurden mittels Sandlinsen geschwächt, um an diesen Stellen einen präferenziellen Fluss zu provozie-ren. Tatsächlich eilte die Lauge im Bereich der Sandlinsen voraus. Mit dieser inhomoge-nen Durchfeuchtung der DS konnte die Wirkung der ÄS belegt werden. Die voreilende Feuchtefront wurde in den ÄS gebrochen und über deren gesamten Querschnitt homo-gen verteilt. Das DS wurde so nachträglich auch „von hinten“ aus dem nachfolgenden ÄS homogen befeuchtet. Der Laugenangriff auf das darüber liegende DS erfolgte über die gesamte Fläche des ÄS. Stufenweise wurde das Druckregime der Lauge auf über 90 bar erhöht. Auch nach über einem Jahr Versuchszeit war das Verschlusssystem dicht. Nach Beendigung des Versuches wurde der Verschluss rückgebaut und das Ma-terial mineralogisch und bodenhydraulisch erneut charakterisiert. Es wurde festgestellt, dass die Befeuchtung der DS aus den ÄS erfolgte aber dabei keine Salzan- oder

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Abreicherung aus der Lauge zu beobachten ist. Geometrische Verschiebungen der ein-zelnen Segmente resultierten zum Teil aus den Probenahmen selbst. Anschließend wurde der Versuch mit derselben geometrischen Anordnung der Segmen-te um 90° gedreht als simulierter Streckenverschluss (HTV-2) durchgeführt (Kapitel 5.3). Der Versuch lief 450 Tage. Derzeit liegen die feuchtesensorischen Ergebnisse vor, wäh-rend die mineralogischen Charakterisierungen noch nicht abgeschlossen sind (insge-samt über 1.000 Materialproben). Im Versuchsablauf wurde der Laugendruck langsamer als im HTV-1 erhöht, da zunächst durch den Einbau Randumläufigkeiten, gerade auch im Bereich der Firste, befürchtet wurden. Als sich diese Besorgnis als unbegründet her-ausstellte, wurde das Druckregime ähnlich wie im HTV-1 gefahren. Die grundsätzliche Eignung des Verschlusssystems auch für den Streckenverschluss wurde damit auf der Technikumsskala bestätigt. Die durch die eingebauten Störungen im DS am Fuß vorei-lende Feuchtefront wurde wieder im ÄS gebrochen und kapillar über den Querschnitt des ÄS verteilt. Eine homogene Benetzung des vorangehenden und des folgenden DS wurde so sichergestellt. Diese Funktion wurde an beiden DS belegt. Beim Ausbau der Materialien konnte beobachtet werden, dass die einzelnen Segmente ihre ursprüngliche Lage nur noch leicht verändert hatten. Der Verdacht, dass beim Ausbau von HTV-1 die Geometrie gestört wurde (Probenahme durch den gesamten Verschluss mit Verlage-rung von Feuchte) konnte damit gestützt werden. Die Ergebnisse aus dem HTV-1 und aus dem HTV-2 wurden mit dem HTV-3 verglichen (Kapitel 5.5). Die folgende Tabelle listet die wichtigsten Parameter der drei Versuche HTV-1 bis HTV-3 auf. HTV-1 HTV-2 HTV-3 Versuchsdauer [h] 9048 10700 12600 eingebrachtes Fluid-Volumen [l] 239 192 222 maximaler Druck [bar] 92 93 100 Dauer der max. Druckstufe [d] 202 140 508 Volumenstrom in den letzten 1000 h [ml/h] 5,8 2,1 1,3

Eindringrate bei 90 bar [m/s] 4,9*10-12 1,1*10-12 1,0*10-12 Der Streckenversuch lief durch das gewählte Druckregime deutlich langsamer. Die ein-gebauten Störzonen bewirkten eine voreilende Feuchtefront. Die Befeuchtung im DS1 war im Streckenversuch stärker ausgeprägt. Der Ablauf des Vordringens der Feuchte-front war in beiden Fällen vergleichbar. Die in den als Schacht (HTV-1) und Strecke (HTV-2) aufgebauten halbtechnischen Ver-suchen gewonnenen Ergebnisse wurden in einem weiteren halbtechnischen Aufbau HTV-3, ebenfalls als Strecke konzipiert, verifiziert (Kapitel 5.4). Im Gegensatz zu den vorherigen Versuchen waren die DS und ÄS schlanker ausgelegt und Änderungen in der Beaufschlagung mit Fluid erfolgte in kürzeren Zeitabständen und mit höheren Druckstufen als in den vorangegangenen HTV. Zusätzlich wurde das Bauwerk durch Druckpulse mit zunehmender Stärke beansprucht. Der Versuch sollte beendet werden, wenn ein „Durchschlagen“ der Lauge durch das Bauwerk erfolgt.

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Das System war jedoch dicht und der Versuch lief in diesem Zustand weiter, um dem Bentonit die Reaktion mit der Steinsalzlauge über einen langen Zeitraum zu ermögli-chen. Daraus sollen Erkenntnisse über die Einlagerung von Salz in das Material und den Ionenaustausch zwischen Bentonit und Salzlauge gewonnen werden (Kinetik). Der Ver-such wurde im November 2007 gestartet und lief bis Anfang Mai 2009. Bis zum Projekt-ende konnte der Rückbau realisiert und die Proben für weiterführende Untersuchungen damit gesichert werden. Im Anhang sind die Publikationen, die bisher begleitend zur Projektumsetzung erschie-nen sind, aufgeführt. Das Thema konnte auf zahlreichen nationalen und internationalen Tagungen und Symposien einem größeren Publikum vorgestellt und diskutiert werden. Wir danken dem BMBF und BMWi für die Projektförderung (Projektnummer 02C0922) und der Projektträgerschaft Karlsruhe für die wertvollen Diskussionsbeiträge und die engagierte Projektbegleitung.

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1. Ziele des Projektes Gefährliche Abfälle, die keiner weiteren Verwertung mehr zugeführt werden können, werden in Untertagedeponien (UTD) entsorgt. Dabei sind die gesetzlichen Regelungen (KrW-/AbfG, AtomG) mit den ausführenden Rechtsverordnungen und Verwaltungsvor-schriften (TA-Abfall), verbunden mit den anlagen-spezifischen Sicherheitsvorschriften zu beachten. Als geeignete Endlager dienen dazu speziell eingerichtete oder aufgelassene Bergwerke. Dort sollen die Abfälle dauerhaft und zuverlässig von der Umwelt isoliert werden. Eingelagert werden die Abfälle in Gebinden (z.B. bei strahlenden Abfällen in genormten Behältern) in ausgebrochenen Kavernen oder in Schächten und Strecken. Ziel ist es, die dort endgelagerten Abfälle möglichst schnell aus der Überwachung zu entlassen. Das kann nur dann erfolgen, wenn die Abfälle durch verlässliche, geologi-sche und geotechnische Barrieren von der Biosphäre abgeschirmt werden. Diese Barri-eren sind zum einen das anstehende Gebirge selbst, zum anderen die Verschlussbau-werke (Schacht-, Strecken- oder Bohrlochverschlüsse). Deren dauerhafte Funktionsfä-higkeit ist nachzuweisen. Zum Bau der Verschlüsse werden vorwiegend geotechnische Materialien, z.B. Bentoni-te, eingesetzt. Diese Materialien werden in Verschlussbauwerken, bestehend aus stati-schem Widerlager und dichtendem „Kern“, eingebaut. Dabei ist es wichtig, den Ver-schluss stabil gegen den Zufluss von Lösungen, beispielsweise aus dem Wirtsgestein, auszubilden. Die Bentonite werden möglichst trocken (Granulat, Pellets oder Ziegel) eingebaut, da sie bei Wasserberührung durch Wasseraufnahme quellen und Druck er-zeugen. Auf der anderen Seite sollten die Bentonite plastisch genug sein, sodass ein querschnittsfüllender Verschluss gebaut werden kann und eine mögliche Gebirgsdefor-mation nicht zum Versagen führt. Um die langfristige Beständigkeit des Verschlussbauwerkes zu gewährleisten, wurde ein patentiertes gegliedertes Verschlusssystem entwickelt. Die bisher im dichtenden Bereich homogen gebauten Verschlüsse werden in ein geglie-dertes System überführt. Dabei wechseln sich Schichten unterschiedlicher bodenhyd-raulischer Beschaffenheit ab. Schichten aus Bentonit übernehmen die Dichtungsfunktion (Dichtsegment – DS), Schichten aus rolligem Material (Durchlässigkeit liegt um mehrere Zehnerpotenzen über der des bindigen Materials) übernehmen den hydraulischen Po-tenzialausgleich (Äquipotenzialsegment - ÄS). Außerdem können im Material des ÄS Überwachungsinstrumente (Wassergehalt, Temperatur, Druck etc.) einfacher eingebaut und über lange Zeit betrieben werden. Das neue Verschlusssystem soll die inhomogene Feuchteausbreitung verhindern. Lokal durchdringendes Fluid wird im Äquipotenzialsegment flächig verteilt und bildet eine neue homogene Potenzialfläche. Schädliche, thermisch- und druckbedingte beschleunigende Rückkopplungen werden dadurch verhindert. Es kann sich eine neue homogene Feuchtefront im nächsten Kom-partiment ausbilden und die entstandenen Druckkräfte können sich gleichmäßig vertei-len. Geotechnische Barrieren (hier Schacht-, Strecken- und Bohrlochverschlüsse) in Unter-tagedeponien sind als nachweislich langzeitstabile Verschlussbauwerke auszubilden. Sie sind so zu konstruieren, dass sie möglichst schnell aus der Beobachtungs- und Überwachungsphase entlassen werden können. Da die Konzeption eines Verschluss-bauwerkes, bei dem Teile aufgrund mechanischer oder chemischer Beanspruchung ausfallen können, grundsätzlich zu verwerfen ist, muss die Konstruktion zwangsläufig Elemente mit Selbstheilungscharakter besitzen. Die Ziele des Vorhabens sind:

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• Design, konstruktiver Entwurf und Bau eines Verschlusses und Validierung im La-

bormaßstab und im halbtechnischen Maßstab, • Konzeption und Konstruktion geeigneter Messinstrumente zur Bestimmung der Aus-

breitung der Feuchte für ein Monitoring des Verschlussbauwerkes, • Beschreibung der Vorgänge im Verschlussbauwerk mittels numerischer Simulation, • Einsatz einer zerstörungsfreien Methode zur Bestimmung der Feuchteverteilung in

den Verschlüssen (Erweiterung von Projekt-Nr. 02C0800 und 02C0810). • Wertung der Ergebnisse zur Prognose der Langzeitstabilität und Langzeitfunktion

des geschichteten Verschlussbauwerks. Das Forschungsprojekt wurde von Mai 2002 bis Juni 2009 gemäß dem folgenden Zeit-plan (Bild 1.1) umgesetzt:

Bild 1.1: Projektzeitplan

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

Lf.-Nr. Arbeitsinhalt1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 33 34 35 36 37 38 39 40 41 42 43 44 45 46 47 48 49 50 51 52 53 54 55 56 57 58 59 60 61 62 63 64 65 66 67 68 69 70 71 72 73 74 75 76 77 78 79 80 81 82 83 84 85 86

AP1 Konz. des Verschl.bauwerkes, 1 Konzeption des Verschlussbauwerkes2 Wahl der Materialien und der Materialfolge3 Bautechnik für den Verschluss4 Messsysteme5 sicherheitsrelevante Randbedingungen6 Geeignetheit für untersch. Wirtsgesteine7 Vorbereitung der Materialuntersuchung

AP2 Materialuntersuchungen (MU)8 MU Dichtseg. (WG von Bentoniten)9 MU Dichtseg. (Wasserbindungsverhältnisse)

10 MU Dichtseg. (Mineralumwandl. in Barrieren)11 MU Äquip.seg. (Versuche, Materialdesign)

AP3 Numerische Modellierung12 Phase 1: Konzept und Entwicklung13 Phase 2: Sensitivitätsanalyse14 Phase 3: Validierung

AP4 Halbtechnischer Versuch15 Entwurf, Konstr. und Aufb. des Vers.standes16 Einbau des Verschlusses17 Einbringen der Messtechnik18 Durchführung der Versuche19 Auswertung, Ergebnisbericht

Meilensteine 1 2

Berichte X X X X X X X X X X X X X X XLegende:BearbeitungBegleitung, Beratung Stand: 30. Juni 2009

20052002 2003 2004 2006 2007 2008

laufender Monat

Zeitplan "Verschlusssystem mit Äquipotenzialsegmenten..." (02C0922)

2009

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2. Beleg der Machbarkeit und Vorbereitung der Versuche, Modell-Gesetze (Kon-zeption des Verschlussbauwerkes, Versuchsplanung) 2.1 Abfallmengen, Potenzial ablagerungsbedürftiger Abfälle Insgesamt fallen jährlich EU-weit ca. 1.300.000.000 t/a überwachungsbedürftige Abfälle an, davon aus Industrie 26%, Bergbau 29%, Abbruch 22% und feste Siedlungsabfälle 14%. Das Potenzial der gefährlichen Abfälle liegt mit ca. 2% des europäischen Abfall-aufkommens bei ca. 27.000.000 t/a (Quelle: Eustat 2000, S. 37). Die Abfallmengen stei-gen, sie haben sich vom Wirtschaftswachstum abgekoppelt. Die Menge der gefährlichen Abfälle ist mittlerweile abhängig von deren juristischen Definition (EUA, 2003). Die „Integrierte Deponie-Verordnung“ hat in ihrem Entwurf 2007 definiert, dass bestimm-te besonders überwachungsbedürftige und gefährliche Abfälle in Deponien der Klasse 5 zu lagern sind. Deponien der Klasse 5 sind Untertagedeponien (UTD). Als geeignete Standorte sind UTD im Salinar zu wählen, d.h., UTD sollen zukünftig nur noch im Salinar zulässig und genehmigungsfähig sein. 2.2 Baumaterial: Qualität, Geotechnik, Bau- und Sicherheitstechnik Baumaterialien für untertägige Verschlusssysteme müssen u.a. den Richtlinien zur An-nahme von Abfällen genügen. Gemäß der Richtlinie über Abfalldeponien der EU (RI 1999/31/EU zu §16 und Anhang II) sind einheitliche Verfahren zur Klassifizierung und Annahme von Abfällen auf Deponien festgelegt. Für die Annahme von Abfällen sind die Kriterien des Abschnitts 2 des Anhangs ab 16.07.2005 bindend. Im Punkt. 2.5. werden die Kriterien für die Annahme von Abfällen in UTD definiert: in der Anlage A die Sicher-heitsbewertung für die Abfallannahme in UTD, im Abs. 2 werden ausgeschlossene Abfälle (z.B. Reaktion mit Wasser, Volumenvergröße-rung, Gasbildung, Beeinträchtigung der Barrieren, biologisch abbaubar, Bildung eines giftigen oder explosiven Luft-Gas-Gemisches, ungenügende Stabilität, selbstentzünd-lich, gasförmig, flüchtig, mit pathogene Keimen) in einem Katalog aufgezählt, im Abs. 3 wird die Lagerung im Salz („Salzstöcke gelten als vollkommene Kapselung“) be-vorzugt und im Abs. 4 wird bei Lagerung im Festgestein die passive Lagerung vorausgesetzt, d.h., das Wiederbringen der Abfälle und Korrekturen an der Lagerung müssen möglich sein. Zur Festlegung der Baumaterialqualität werden die einschlägigen Gesetze und Verord-nungen herangezogen (VersatzVO, VersatzVwV, EUDepRI, DepVO etc.). Darin sind in Abhängigkeit vom Wirtsgestein Belastungsgrenzwerte (Eluate, Konzentrationen, Frach-ten) für das Lagergut angegeben. Diese dürfen auch für die Baumaterialien (z.B. bei Einsatz von Recyclingbaustoffen) nicht überschritten werden. Unter den Gesichtspunkten Baumaterialqualität, Geotechnik, Bau-/Sicherheitstechnik ist die Konstruktion des Verschlusssystems möglich, um diese Abfälle dauerhaft von der Biosphäre abzuschließen (Bild 2.1). Dazu sind Materialuntersuchungen (Arbeits-Phase 2) notwendig.

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2.3 Konzeption des Verschlussbauwerkes Wie oben geschildert, wird im Weiteren ein gegliedertes Verschlusssystem untersucht werden.

HinteresWiderlager

Dichtsegmente (monolithisch)

VorderesWiderlager

Äquipotenzialsegmente

PermeablesSegment

DichtendesSegment

Bild 2.1: Aufbau eines Verschlusssystems mit Äquipotenzialsegmenten (schematisch). Die einzelnen Segmente (Bild 2.2) haben folgende Aufgabe: Das Dichtsegment (DS) ist die eigentliche Dichtung. Beim Durchtritt einer Flüssigkeit durch das DS wird der hydro-statischen Druck abgebaut. Das Äquipotenzialsegment (ÄS) dient der Vergleichmäßigung der Befeuchtung der DS. Es kann, je nach Wirtsgestein und Ausbildung, Umläufigkeiten aufnehmen. Durch seine kapillaren Eigenschaften wird eine flächige Benetzung der Bentonitgrenzflächen gewährleistet. Damit leistet das ÄS einen wesentlichen Beitrag zur Stabilität des Ver-schlusses. Durch die geringeren Abmessungen der einzelnen Bauteile sind auch Vorfer-tigungen denkbar, wodurch das ÄS auch einen Beitrag zur Bau- und Sicherheitstechnik leistet.

Dicht-segment

Dicht-segment

Äquipotenzialsegment

QUmlauf

VerschlussQ

Bild 2.2: hydraulische Eigenschaften des ÄS (schematisch)

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Für die ÄS sind besonders zu untersuchen: die Grenzfläche zum Bentonit (DS) (Aus-trocknen, Risse, Temperatur, Wassertransport) und die Potenzialverhältnisse (kapillares Matrixpotenzial). Die Aufgaben der DS und ÄS konnten dargestellt und definiert werden. Mit der Bau- und Sicherheitstechnik konnten die kritischen Stellen identifiziert werden, die einer weiteren Untersuchung bedürfen (Grenzfläche DS-ÄS, Einbauzustand etc.). 2.4 Wahl der Materialien und der Materialfolge Das DS, i.d.R. bestehend aus bindigem Material (Bentonit), wird luftfeucht eingebracht und aus Formsteinen, Pellets, Briketts, Granulat oder Gemischen errichtet. Dazu liegen einschlägige und umfangreiche Erfahrungen vor. Das DS wird geometrisch jeweils we-sentlich kleiner errichtet werden, als die bisher bekannten Dichtmonolithe. Dadurch kön-nen höhere Anforderungen hinsichtlich Homogenität, Dichte und Ausbildung der Über-gänge zum anstehenden Gebirge (Ränder, insbesondere Firste) gewährleistet werden. Für die ÄS werden staubende, gasende, nicht biologisch inerte und korrosive Materia-lien (gemäß Bergrecht) ausgeschlossen. Bei der Konstruktion ist die Lage von Klüften, Rissen und Verwerfungen im Gebirge zu beachten. Die hydraulische Leistungsfähigkeit der ÄS muss entsprechend dimensioniert werden. Die Stabilität der ÄS, i.d.R. aus nicht standsicherem Material, ist durch geeignete bautechnische Maßnahmen zu gewährleis-ten. Auch muss das Korngerüst ausreichend steif sein, um z.B. Druck aus dem Gebirge aufnehmen zu können. Eine noch so geringe Volumenreduzierung im ÄS kann die ge-wünschte positive Wirkung des Quelldrucks aus dem DS ableiten. Das Material des ÄS muss so eingebaut werden, dass die Saugspannungsdifferenz im ÄS kein Austrocknen, auch während der Bauphase, im DS verursacht. Stabilität gegen Temperaturgradienten ist zu gewährleisten (thermisch induzierter Wassertransport). Auch ist die Möglichkeit der Vorkonfektionierung unter Beachtung der zulässigen Abmessungen und Gewichte perspektivisch zu berücksichtigen. Besondere Beachtung ist auf die Übergangszone vom DS zum ÄS zu legen. An dieser Grenzfläche sind besonders zu untersuchen • Austrocknen des Dichtsegmentes • Rissbildung im Dichtsegment • Feuchteverlust des Dichtsegmentes • Auswirkung eines Temperaturgradienten Die Materialien für DS und ÄS werden in der Arbeitsphase 2 untersucht. Hier wird der Schwerpunkt auf das Design der ÄS-Materialien gelegt. Für die Charakterisierung der bindigen Baustoffe im DS wird auf die umfangreiche Literatur zurückgegriffen. Die Un-tersuchungen an den Grenzflächen DS/ÄS werden aus der Arbeitsphase 4 (Versuche im halbtechnischen Maßstab) abgeleitet. 2.5 Eignung für unterschiedliche Wirtsgesteine Das Verschlusssystem soll für verschiedene Wirtsgesteine validiert werden. Bei den drei möglichen Gruppen sind folgende Besonderheiten zu berücksichtigen:

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Salz ist dicht per Definition. Die Auflockerungszone (ALZ, EDZ) um den Ausbruchsquer-schnitt ist als besonders wasser- bzw. fluidwegsam zu beachten. Es ist anzustreben, die erhöhte hydraulische Leitfähigkeit in der ALZ durch einen Gegendruck aus dem quellen-den Bentonit zu verringern. Nur so kann die Umläufigkeit des Verschlusssystems ver-hindert werden. Hier können die ÄS helfen. Wird ein ÄS in die ALZ eingebunden, kön-nen die Umläufigkeiten gefasst und gezielt in das ÄS abgeleitet werden. Hier wird eine flächige Benetzung der DS gewährleistet mit der Folge, dass die Ausbildung des Quell-drucks schneller und über das Verschlussbauwerk verteilt erfolgen wird. Die Konvergenz des Salinar ist bei der Bewertung der Langzeitstabilität zu berücksichtigen (siehe auch Berechnungen der Kali & Salz-AG, Kassel). Für Festgestein, beispielsweise Granit ist insbesondere zu beachten, dass Klüfte Was-serwegsamkeiten darstellen, die nicht unerhebliche Wassermengen transportieren kön-nen. Hier sind auch Schutzmaßnahmen gegen Ausspülen (Suffusion) erforderlich. Die Stabilität muss auch bei Erschütterungen gewährleistet bleiben. Bei der Auswahl der Baumaterialien ist u.a. die VersatzVO etc. zu beachten. Bei Einsatz des Systems im Ton ist ebenfalls u.a. die Beachtung der VersatzVO not-wendig. Ton bzw. Tonstein hat kaum Wasserwegsamkeiten, jedoch ist bei ausreichen-der Potenzialdifferenz Wassertransport möglich. Aufgrund der geotechnischen Ähnlich-keit des Wirtsgesteins zum Material des DS sind hier besondere Überlegungen zur Ma-terialauswahl zu treffen: der Übergang DS/Wirtsgestein ist so auszubilden, dass evtl. auftretende Verwerfungen im Wirtsgestein sich nicht ungehindert durch den Verschluss fortpflanzen. Auch ist für ausreichende Stabilität im Bauzustand zu sorgen. Die Bedeu-tung von Wassertransport bei Temperaturgradienten wurde z.B. im „Heater-Experiment“ in Mont Terri untersucht. Grundsätzlich ist das Verschlusssystem bei entsprechender Dimensionierung bei allen Wirtsgesteinen (Salz, Kristallin, Ton) möglich. 2.6 Monitoring- und Messsystem Die einzusetzende Überwachungs-Messtechnik besteht aus einem TDR-Messsystem mit über Koaxialkabel angeschlossenen Sensorkabeln. Da mehrere Sensoren eingebaut werden müssen, wird zwischen dem zweckmäßigerweise außerhalb des Dichtungsbau-werkes installierten TDR-Gerät und den Sensoren innerhalb ein Multiplexer zwischen-geschaltet. Es sind zwei Varianten möglich: ein zentraler Multiplexer außerhalb des Dichtbauwerkes, wobei alle Koaxialkabel der Sensoren zu dem Multiplexer zu führen sind (bei vielen Sensoren bedeutet das eine beträchtliche Störung des Dichtungsbau-werkes), und ein dezentraler Multiplexer eingebaut im Bauwerk (hier führt nur ein Koaxi-alkabel zum TDR-Messgerät). TDR-Messgerät und Multiplexer sind in beiden Fällen ortsnah zum Dichtungsbauwerk einzubauen, da zum Erreichen einer ausreichenden Messgenauigkeit die Leitungslänge zwischen Messgerät und Sensorkabel wegen ihrer elektrischen Verluste höchstens 50 m betragen soll. Die Sensoren können wie folgt in das Dichtungsbauwerk eingebaut werden: • Es werden alle Segmente überwacht. Mit Ergebnissen aus Vorversuchen (siehe Ka-

pitel 5.1 in Freiberg) hat sich diese Art der Überwachung bestätigt. Das Fortschreiten einer Feuchtefront ist gut verfolgbar, wobei aus Gründen der Redundanz mindestens zwei Sensorkabel einzubauen sind. Es besteht eine geringe Gefahr des Wasser-

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durchbruchs entlang der Sensorkabel (hat sich in den Versuchen im halbtechnischen Maßstab, siehe Kapitel 5.2 und 5.3, nicht bestätigt).

• Es werden alle Segmente überwacht. Dazu ist, je nach Anzahl der Segmente, eine große Anzahl an Sensoren erforderlich, was die Störung des Bauwerkes durch die Zuleitungen vergrößert (ist möglich, bei sorgfältigem Einbau durch Versuche belegt).

• Es werden nur die ÄS überwacht. Der Feuchteverlauf entlang des Dichtungs-bauwerkes ist nicht detektierbar. In Vorversuchen muss die Dichtheit und Funktion der Segmente bestätigt sein. Es sind nur wenige Sensoren für die Überwachung notwendig.

Die in den Vorversuchen gewonnenen Erfahrungen konnten im Laufe der Versuche be-stätigt werden. Um die Genauigkeit der Anzeige der Feuchtesensoren zu belegen, wur-de ein Experiment in einem Plexiglasturm durchgeführt.

Bild 2.3: Validierung der Sensoren. Links: Anordnung der Sensoren an den Schichtgren-

zen, Rechts: verfüllte Elemente (links ist das DS) mit Sensoren an den Schicht-grenzen (jeweils 2) und in den Schichtmitten (jeweils 1)

Dieser Plexiglasturm wurde in vier Einzelfächer (Bild 2.3) unterteilt, von denen die drei ersten als ÄS und das vierte als DS ausgebildet wurden. An den Schichtgrenzen wurden jeweils zwei Sensoren eingebracht, zusätzlich noch jeweils ein Sensor in der Schichtmit-te. Der Turm wurde drucklos von unten bewässert – das Wasser musste kapillar auf-steigen. Die Zunahme der Füllhöhe durch die Bewässerung in den einzelnen Elemente wurde neben der elektrophysikalischen Messung auch optisch verfolgt, um über einen Vergleich der beiden Methoden das TDR-Messverfahren zu validieren. Die gemessenen und abgelesenen Werte (Bild 2.4) stimmen zu jedem Versuchszeit-punkt überein. Das Messsystem kann somit auch im Salinar eingesetzt werden.

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Bild 2.4: Vergleich des kapillaren Steigens. Links: Sensoren der TDR-Messtechnik,

Rechts: abgelesen und abgemessen. 2.7 Vorbereitung der Versuche, Versuchsmaßstab, Modellgesetze In der Fluidmechanik und Thermodynamik verwendet man zur Abschätzung der Ein-flussgrößen die Dimensionsanalyse (siehe Truckbrodt „Fluidmechanik“, Springer-Verlag, 4. Auflage 1996). Es gilt: jede physikalische Größe lässt sich als Potenzprodukt der Grunddimensionen [L, T, M, K] darstellen, wobei L die Länge, T die Zeit, M die Masse und K die Temperatur repräsentieren. Es entstehen bei n dimensionslosen Größen und m Dimensionen n - m dimensionslose Argumente (Buckingham Pi-Theorem) Die Durchfeuchtung im Verschluss lässt sich als Funktion des Flusses darstellen:

Q = f(ku, ρFl, νFl, g, B, y, v) (K = konst.) mit ku ungesättigte hydraulische Leitfähigkeit, ρFl Dichte der Flüssigkeit, νFl Zähigkeit der Flüssigkeit, g Erdbeschleunigung, B und y geometrische Längen (Breite, Höhe, Tiefe) und v die Geschwindigkeit. Der Verschluss sei zum Beobachtungszeitpunkt in Takt, d.h. Q = 0. Der Energieverlust im Verschluss entspricht dem auflastenden hydrostatischen Druck. Gewählt werden als Bezugsgrößen:

ρFl, y, v Damit können alle anderen Größen dimensionslos in dargestellt werden, z.B. wird die ungesättigte hydraulische Leitfähigkeit:

[ku] = [y]a1 [ρFl]b1 [v]c1 Diese Prozedur wird für alle Größen umgesetzt. Löst man nach den Exponenten auf, so erhält man 4 Kennzahlen:

(ku/v), (ν/v*y), (g*y/v2), (B/y)

Zeit [d] Zeit [d]

19

Ergebnis: Eigenschaften des Fluids und die Geometrie bleiben erhalten. Der Versuchs-maßstab kann mithilfe der Dimensionsanalyse festgelegt werden (für die AP 2, AP 4) 2.8 Zusammenfassung In der Arbeitsphase 1 (AP 1) konnten die Randbedingungen für das Forschungsprojekt geklärt werden. Jährlich fällt eine eher größer werdende Menge an Abfällen an, die un-tertägig entsorgt werden müssen. Das Material, mit dem das Verschlusssystem gebaut werden soll, muss hinsichtlich Qualität, geotechnischer Verfügbarkeit und hinsichtlich der bau- und sicherheitstechnischen Rahmenbedingungen geeignet sein. Geeignetes Material (sowohl für das ÄS als auch für das DS) wird in der Arbeitsphase designed und validiert. Mit dem eingebrachten patentierten Verschlusssystem, dessen Konzept belegt wird, ist ein System vorhanden, das für unterschiedliche Wirtgesteine geeignet ist. Mittels eines geeigneten Monitoringsystems ist es möglich, zumindest in der „kritischen“ Anfangspha-se das Gesamtsystem zu überwachen. Das Monitoringsystem ist auch im Salinar ein-setzbar. Mittels Dimensionsanalyse konnte gezeigt werden, dass die gewählten Versuchsmaß-stäbe im Labor (Arbeitsphase 2) und in halbtechnischer Größe (Arbeitsphase 4) eine Übertragung der gewonnenen Ergebnisse auf gewünschte Maßstäbe zulassen. Da so-wohl die Fluideigenschaften (Dichte, Zähigkeit), als auch die Geometrie (Maßstab, Brei-te:Länge-Verhältnis, Scale-up) erhalten bleiben, mussten die Versuche im Labormaß-stab sowohl mit Wasser und Salzlaugen durchgeführt werden. Ein weiteres Scale-up nach den Versuchen im halbtechnischen Maßstab um den Faktor 3 bis 4 erscheint zum heutigen Zeitpunkt notwendig, um dann auf den Realmaßstab schließen zu können.

20

21

3. Materialdesign und Materialuntersuchungen für das Äquipotenzialsegment (ÄS) und das Dichtsegment (DS) 3.1 Materialdesign für das ÄS 3.1.1 Anforderungen Die ÄS dienen zur Homogenisierung der Feuchte, um diese an das DS möglichst gleich-förmig weiterzuleiten. Dabei soll das Material einen vertikalen Wassertransport entspre-chend der Höhe des Streckenverschlusses leisten. Als Benchmark wurde eine kapillare Steighöhe von 300 cm (entsprechend einem pF-Wert von ca. 2,5) festgelegt. Gleichzei-tig soll der Wassertransport möglichst rasch erfolgen; so gilt es einen Kompromiss zwi-schen Kapillarität und Leitfähigkeit zu finden. Die Parameter Steighöhe und Steigge-schwindigkeit sind tendenziell gegenläufig. Durch die Wahl der Materialkomponenten gilt es das Optimum herauszufinden. Die ÄS-Materialien müssen eine deutlich höhere hyd-raulische Leitfähigkeit als das Dichtsegment besitzen und eine deutlich niedrigere Kapil-larität. Im Falle des Schachtverschlusses ist die notwendige Steighöhe vergleichsweise gering und das Material kann auf höhere Wasserleitfähigkeit (Geschwindigkeit) optimiert wer-den. Im Falle der Streckenverschlüsse ist die Höhe des Bauwerkes die maßgebende Zahl. Grundsätzlich sind feinsandige und siltige (schluffige) Materialien für die ÄS geeignet. Geringe Anteile an Ton, die sich als Überzug über die Sandkörner legen, können eben-falls dienlich sein. Ein ÄS sollte aber auch ein möglichst großes Porenvolumen als Puffer für das aufge-nommene Wasser anbieten. Dies steht in Konkurrenz mit der kapillaren Steighöhe und der mechanischen Stabilität. Die ÄS müssen eine hohe statische Stabilität aufweisen und dürfen nicht durch Befeuch-tung schrumpfen oder Setzungen aufweisen. Dies wird durch ein entsprechendes Korn-gerüst und optimierter Mischung von Einzelkomponenten erreicht. Damit wird auch er-reicht, dass der Quelldruck der DS ungehindert wirken kann und ggf. durch die ÄS ho-mogenisiert wird. Die Eigenschaften hinsichtlich des Wassertransports müssen weitgehend konstant sein, es sollte also keine Verschlämmungen oder sonstigen Verlagerungen im ÄS geben. Das Material darf dabei auch keine chemischen Reaktionen hervorrufen und Prozesse oder Austauschvorgänge auslösen, die der Funktion des Dichtsegments widersprechen. Zu beachten ist dabei, dass Untertage auch höhere Temperaturen und aggressive Wässer angetroffen werden, denen das Material widerstehen muss und dennoch seine ge-wünschten Eigenschaften zeigt. Wichtig ist zudem, dass das Material bergmännisch gewonnen werden kann und in zerti-fizierter und gleichbleibender Qualität über längere Zeiträume auch in größeren Mengen lieferbar ist. 3.1.2 Hydraulische Charakterisierung natürlicher Materialien Zur Bestimmung der gewünschten Materialeigenschaften wurde eine Steigapparatur entwickelt. Als Probengefäße dienen 3 m lange Plexiglasrohre von 46 mm Innen- und 50 mm Außendurchmesser. Die Rohre stehen während des Versuches senkrecht. Dafür wurde zunächst eine Halterung für 10 Säulen gebaut, diese dann durch eine stabilere,

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welche 20 Säulen (Bild 3.1) fasst, ersetzt. Neben dem Basisbrett, auf dem die Säulen in Bechergläsern stehen, gibt es 2 Führungsbretter, in welche die Rohre eingestellt wer-den. Das untere Führungsbrett ist tischähnlich mit dem Basisbrett in 75 cm Höhe ver-bunden und wird dadurch sehr stabil. In 290 cm Höhe ist das obere Führungsbrett, also nahe der Oberkante der Rohre (Bild 3.1). Die Plexiglasrohre stehen während des Versuches in Bechergläsern, die etwas Sand/Kies enthalten und gegen die Probe mit einem Filterpapier abgegrenzt sind. In den Bechergläsern wird Wasser bis zu einer bestimmten Marke aufgefüllt und das jeweils zugeführte Wasser volumetrisch bestimmt. Die steigende Wasserfront wird visuell an-hand der Verfärbung des Substrates detektiert. Es sollten Höhen von 300 cm überwunden werden, dies entspricht einem pF-Wert von 2,5. Dabei galt es Materialen zu finden, welche diese Anforderung erfüllen. Außerdem musste herausgefunden werden, welche Menge an Wasser diese Materialien aufneh-men und welche Transportgeschwindigkeit sie erreichen. Dabei spielt das Liquid (ent-salztes Wasser, Salzlauge) eine wesentliche Rolle. Je feiner das Material ist, desto grö-ßer ist die Steighöhe. Diese Materialien sind jedoch bezüglich der Wasserleitfähigkeit eher langsam. Dabei ist davon auszugehen, dass die langsamsten Materialen am ehes-ten die geforderte Steighöhe erreichen. Gleichzeitig soll auch die Volumenänderung des Materials durch Setzung, Quellung oder Schrumpfung quantifiziert werden. Das Material wurde von oben in das Rohr in Portionen von jeweils etwa 1 kg eingeschüt-tet. Es stellte sich zunächst eine lockere Schüttdichte ein. Anfangs wurde versucht, das Material mittels eines Stempels zu verdichten. Dies war jedoch durch die hohe Mantel-reibung nicht praktikabel. Bei verschiedenen Versuchen hat sich das wiederholte Klop-fen mittels eines Hammerstils als optimal herausgestellt. Kurze, kräftige Schläge wurden angewendet, bis keine Setzung des Materials mehr zu erkennen war. Es wurden etwa 5 l verdichtetes Material pro Rohr benötigt. Die Materialmenge (Gewicht) wurde ermittelt und so eine Einbaudichte errechnet. Die untere Öffnung des Rohres war mit einem Filterpapier verschlossen, durch welches das Wasser eintreten konnte. In ein 800 ml Becherglas wurden etwa 5 mm Grobsand eingefüllt und darauf das Rohr mit der Probe gestellt. Die 200 ml Markierung wurde als Wasserpegel gewählt. Dieser lag damit etwa 3 cm oberhalb der Rohröffnung. Zu Beginn des Versuches wurden 100 ml Fluid vorgelegt, was dann etwa dieser 200 ml Markierung entsprach. Der Startzeitpunkt wurde protokolliert. Der Fluidstand im Becherglas wurde nun möglichst konstant gehalten, jedes Nachfüllen wurde zeitlich und mengenmäßig erfasst, typischerweise zusammen mit der Ablesung der Steighöhen. Meist war die Steighöhe an einer deutlichen Verfärbung des Materials zu erkennen, teilweise wurde auch mit gefärbten Lösungen gearbeitet. Die Fluidbewegung war am Anfang des Versuches sehr schnell und wurde mit Dauer des Versuches immer langsamer. Anfangs musste stündlich, gegen Ende nur noch wö-chentlich abgelesen werden. Nach Konstanz der Steigung der Fluidfront verbleibt der Versuch noch etwas, um die zusätzliche Fluidaufnahme zu beobachten. Nach Beendigung wurde jeder Versuch rückgebaut. Hierbei wurde Material systema-tisch aus verschiedenen Höhen gewonnen und der Wassergehalt bestimmt. Dieses Ma-terial wurde dann weiteren mineralogisch-chemischen Analysen zugeführt.

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Bild 3.1: Steigapparatur für 20 Proben

Anfänglich wurde davon ausgegangen, dass ein Feinsand bereits gute Steighöhen er-reichen kann und dieser durch Verharzung (Verfahren im Gießereibetrieb) noch auf 3 m optimierbar ist. Bei einem Mittelkorn von 100 µm sind pF-Werte in der Literatur von 2,3 genannt. Dies entspricht einer Steighöhe von 200 cm. Aufgrund der unterschiedlichen Be- und Entwässerungskurven (Hysterese) bestehen große Unterschiede in der pF-Bestimmung, die meist bei Entwässerung vorgenommen wird. Damit lag die Vermutung nahe, dass die tatsächlichen Steighöhen in technischen Anwendungen niedriger ausfal-len. Der vom den Nivelsteiner Feinsandwerken bezogene Feinsand N45 erreichte nur eine Steighöhe von 60 cm (Bild 3.2). Das Material war zwar anfangs sehr schnell, wurde dann langsam und blieb stehen. Dennoch ist dieses Material für Schachtverschlüsse gut geeignet, da hier die Kapillarität von untergeordneter Bedeutung ist. Dies wurde durch einen horizontalen Rohrversuch verifiziert, bei dem die Wasserfront sogar gegen ein geschlossenes luftdichtes Ende ankam. Dies ging zwar mit geringeren Feuchtegehalten aber unter Verlagerung der Luft in die Grobporen und Bewegung des Wassers durch die Feinporen einher. In der Steigapparatur wurden anschließend verschiedene, vor allem lehmige natürliche Materialien in Bezug auf das Steigen der Wasserfront untersucht: • Heiligensteiner Gelblehm • Heiligensteiner Rheinweiß

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• Heiligensteiner Braunlehm • Heiligensteiner Humussand • Steinmehl Grüner Jan • Buhler Lößlehm • Eisenberger Klebsand Einige dieser Materialien wurden im Aufschlussbereich der Kiesgrube Zimmermann bei Heiligenstein gewonnen. Alle Materialien wurden luftgetrocknet und anschließend sanft gemörsert und über ein 630 µm Sieb von gröberen Anteilen befreit. Damit wurde sicher-gestellt, dass eine gute Homogenität besteht und alle größeren Aggregate zerstoßen wurden. Die Materialien wurden wie beschrieben in die Steigapparatur eingebaut. Alle Materialien besitzen einen signifikanten Schluffanteil, insbesondere der Gelblehm ist sehr schluffreich. Der Braunlehm zeigt eine stärkere Fe-Oxidation mit leichter Humusan-reicherung. Der Humussand wurde im Bereich des Ah/Ap Horizontes gewonnen und sollte die Funktion von organischer Substanz repräsentieren. Diese Materialien wurden nur gesiebt, härtere Aggregate gab es kaum. Das Material Rheinweiß ist ein sandig-schluffiges Material, das durch aufsteigende Grundwässer mit Carbonaten stark ange-reichert ist. Diese Schichten sind im Bereich des Oberrheingrabens typisch und bilden recht harte Zwischenschichten. Das Material musste gemörsert werden, da es feste Ag-gregate gebildet hatte. Das Steinmehl Grüner Jan ist ein Produkt aus dem Gärtnereibe-darf und dient zur Versorgung des Bodens mit Mineralien. Die Grobfraktion wurde durch Siebung abgetrennt, sodass nur Mittelsand bis Schluff verblieben. Der Buhler Lößlehm repräsentiert die hauptsächlich feinsandige Schlufffraktion der nörd-lichen Elsässer Lößzone, also eine quartäre äolische Ablagerung. Die Aggregate, wel-che sich nach Trocknung gebildet hatten, wurden zerstoßen und gesiebt. Der Eisenberger Klebsand ist ein sandig-toniges Material, das sehr stabile Aggregate bildet. Dieses natürliche Material wurde früher als Gießereisand verwendet. Die Aggre-gate waren sehr hart und mussten intensiv gemörsert werden, ohne jedoch die Sand-fraktion zu zerkleinern. Unter den natürlichen Materialien zeigten der Heiligensteiner Gelblehm und Rheinweiß die gewünschten Eigenschaften (Bild 3.2) und wurden für weitere Versuche ausgewählt. Beide Materialien sind carbonatreich. Daraus lässt sich schließen, dass Carbonate die Benetzung erleichtern und somit eine schnellere Wasserbewegung zumindest initiieren.

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Bild 3.2: Steigversuche mit natürlichen Materialien mit entsalztem Wasser Da das entwickelte SANDWICH-System für untertägige Verschlussbauwerke wirtsgesteinunabhängig funktionieren soll, wurden die Steigeigenschaften der ÄS-Materialien auch mit einer Steinsalzlauge getestet. Für die DS Materialien ist bekannt, dass Steinsalzlauge den stärksten Einfluss auf die Materialeigenschaften hat und damit die Testergebnisse eher konservativen Charakter besitzen im Vergleich zu anderen möglichen anstehenden Wässern (Sitz et al., 2003). Die eingesetzte Steinsalzlauge mit einer Dichte von 1,15 g/ml wurde aus Steinsalz von Salzdetfurth hergestellt. Die quantitative Phasenanalyse ergab einen Phasenbestand von 98% Halit und 2% Anhydrit. Weitere Phasen, die nach der chemischen Analyse zu erwarten waren, sind unterhalb der röntgenographischen Bestimmungsgrenze in der Probe enthalten. Um während der Experimente ein Auskristallisieren der Salzlauge, z.B. infolge von Temperaturänderungen, zu verhindern, wurde aus einer nahezu gesättigten Lösung (Dichte 1,20 g/ml) eine Lauge mit der Dichte 1,15 g/ml hergestellt und für alle Experimente verwendet. Die Konzentration der Lauge entspricht damit etwa 4 M. Damit haben 100 g Lauge ein Volumen von 86,8 ml und bestehen aus 20,5 g NaCl sowie 79,5 g Wasser, was einem Feststoff-zu-Flüssigkeitsverhältnis von 0,26 entspricht. Grundsätzlich ist das dichtere Liquid langsamer als entsalztes Wasser, auch machen sich Temperaturunterschiede deutlicher bemerkbar, da der Sättigungsgrad stark von T abhängt. Rheinweiß, das zuvor beste natürliche Material fällt mit der Steinsalzlauge etwas hinter den Gelblehm zurück. Beide Materialien schaffen aber auch mit der Lauge die 300 cm Marke (Bild 3.3).

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Gelblehm

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Bild 3.3: Steigversuche Gelblehm: Vergleich entsalztes Wasser zu Steinsalzlauge (Dichte:

1,15 g/ml), obere Kurven Steighöhe, untere Kurven Fluidverbrauch 3.1.3 Mineralogische Grundcharakterisierung natürlicher Materialien und tech-

nisch aufbereiteter mineralischer Rohstoffe Sowohl die natürlichen Trainingsmaterialien als auch die technisch aufbereiteten mine-ralischen Rohstoffe wurden zunächst hinsichtlich ihrer spezifischen Dichte, der spezifi-schen Oberfläche und dem Wassergehalt im Gleichgewicht mit der Luftfeuchtigkeit so-wie ihres Gesamtcarbonatgehaltes charakterisiert. Die spezifische Dichte aller Materia-lien lag dabei entsprechend dem Phasenbestand zwischen 2,6 und 2,8 g/cm3. Die spezi-fische Oberfläche variiert mit der Korngröße und liegt für die natürlichen schluffigen Ma-terialien Gelblehm und Rheinweiß bei etwa 10 m2/g. Für den Arginotec GI wurde im Vergleich eine spezifische Oberfläche von 83 m2/g bestimmt. Der Wassergehalt aller Materialien lag unter 1%. Bezüglich des Carbonatgehaltes der natürlichen schluffigen Materialien lassen sich zwei Gruppen von Materialien unterscheiden. Während die meis-ten Proben Carbonatgehalte unter 10% aufweisen, zeichnen sich die Proben Heiligen-steiner Rheinweiß und Gelblehm durch beachtliche Carbonatgehalte von 54 bzw. 22% aus. Nur diese Materialien erreichten (zunächst mit VE Wasser) die gewünschte Steig-höhe von 300 cm. Daraufhin wurde der Phasenbestand dieser Materialien sowie tech-nisch aufbereiteter mineralischer Rohstoffe, die zur Herstellung von technischen Mi-schungen infrage kamen, quantitativ mittels Rietveldanalyse der Röntgendiffraktogramme sorgfältig präparierter Pulverproben (texturarm) bestimmt (Tab. 3.1 ).

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NaCl Lauge

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NaCl Lauge

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Tabelle 3.1: Quantitativer Phasenbestand der natürlichen ÄS Materialien und Komponenten technischer Mischungen

Material 1:1

Schicht-silicate

2:1 Schichtsilicate

Carbonate andere

Quarz Feld-

spatea Kaolinite Illit/ Mus-kovit Chlorit Calcit Dolomit

[%] [%] [%] [%] [%] [%] [%]

Heiligensteiner Rheinweiß 24 7 - 3 2 59 2 -

Heiligensteiner Gelblehm 39 19 - 11 5 24 2 -

Feinsand (N45) 99 1 - - - - - - Kaolin (Amberg) - - 81 17 2 - - - Hydraulicher Kalk HD x - - - - x -

Fe-Sulfate

Muschelkalk BMK 5 - - 10 6 50 29 -

Arginotec GI Spuren Spuren 10 78 - 12 - - Quarz/Feldspat Mischung FS700

14 55 28 3 - - - -

a Orthoklas + Plagioklase Der hydraulische Kalk ist aufgrund des hohen Anteils an Fe-Sulfaten trotz zunächst po-sitiven Einflusses auf das Steigverhalten nicht für den Einsatz in untertägigen Ver-schlussbauten geeignet. 3.1.4 Hydraulische Charakterisierung von Mischungen aus technisch aufbereite-

ten mineralischen Rohstoffen Neben den natürlichen Materialien wurden Mischungen aus technisch aufbereiteten mi-neralischen Rohstoffen hergestellt. Als Gerüst wurde jeweils der Feinsand N45 verwen-det. Technisch aufbereitete mineralische Rohstoffe mit hauptsächlich siltiger Korngröße sind i.d.R. Abfallprodukte und aufgrund fehlender Anwendungen kommerziell nicht ver-wertbar. Da uns zunächst keine Materialien mit der gewünschten Spezifikation bekannt waren, wurden die technischen Mischungen mit den bestmöglichen Ersatzstoffen herge-stellt. Neben nichtquellfähigen Tonmineralen aus einem Kaolin (Amberger Kaolin) wur-den Hydraulischer Kalk (Heidelberger Zement AG) und Muschelkalk (BMK Filterkalk) als Komponenten getestet, da die natürlichen Materialien mit den besten Steigeigenschaf-ten hohe Carbonatgehalte aufwiesen. Außerdem wurden Mischungen mit geringen An-teilen an quellfähigen Tonmineralen des Bentonits (Calcigel), der auch für die DS einge-setzt werden sollte, getestet (Tab. 3.2).

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Tabelle 3.2: Mischungen aus technisch aufbereiteten mineralischen Rohstoffen Mischung N45 Amberger

Kaolin Hydraulischer

Kalk HD Muschelkalk

BMK Calcigel

[%] [%] [%] [%] [%] M1 94 6 M2 92 8 M10 91,8 1,8 4,6 1,8 M11 87 2,6 6,9 2,6 M12 95,2 0,95 2,9 0,95 M21 70 16 14 M33 70 15 15

Die Mischungen M1 und M2 hatten zum Ziel, ein Kaolincoating um die Sandkörner zu bilden, um so die Oberfläche zu vergrößern und gleichzeitig die Porendurchmesser zu verringern. Grundsätzlich funktionierte dies (Bild 3.4). Die Steighöhen mit entsalztem Wasser waren deutlich besser als beim reinen N45. Die Geschwindigkeit der Wasser-front war jedoch gering.

Bild 3.4: Steigversuche mit entsalztem Wasser, Mischungen aus technisch aufbereiteten mineralischen Rohstoffen

Den Mischungen M10-M12 wurde Calcigel beigemischt, was jedoch zu einer Stagnation des Aufstieges führte. Selbst diese geringen Mengen an Bentonit verhinderten ab 1,5 m ein weiteres Steigen. Diese Mischungen wurden nicht weiter betrachtet.

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M21 M33

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M1

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In den Mischungen M21 und M33 wurde der Anteil an Carbonaten deutlich erhöht. Es wurden zwei unterschiedliche Kalke als Carbonatlieferanten getestet. Die Mischung M21 zeigte enorme Steiggeschwindigkeiten. Die Mischung M33 verhielt sich mit entsalztem Wasser vergleichbar zum Gelblehm und Rheinweiß. Im Vergleich zum entsalzten Wasser verhielten sich einige Mischungen mit der Stein-salzlauge gänzlich anders. Die Mischung M21 stagniert mit der Salzlauge bei einer ge-ringen Steighöhe (Bild 3.5). Da bei der Phasenanalyse zudem hohe Anteile an Sulfatphasen bestimmt wurden, wurde der hydraulische Kalk als Carbonatlieferant ver-worfen. Die Mischung M33 erreicht auch mit der Steinsalzlauge die geforderten 300 cm Steig-höhe (Bild 3.5).

Bild 3.5: Steigversuche mit Steinsalzlauge (Dichte: 1,15 g/ml); Vergleich zwischen natürli- chen Materialien und Mischungen

Die Materialien wurden systematisch ausgebaut und der Feuchtgehalt gravimetrisch in verschiedenen Höhen gemessen, was ungefähr einer pF-Kurve der Bewässerung ent-spricht. Diese Kurve liegt beim Gelblehm zwischen 36% und 15%, beim Rheinweiß so-gar zwischen 49% und 19% (siehe Kapitel 3.2.1). Diese hohen Werte wurden bei den Mischungen nicht erreicht. Nachdem sich M33 sowohl mit entsalztem Wasser, als auch mit der Steinsalzlauge, in Bezug auf die hydraulischen Eigenschaften und die Materialanforderungen bewährt hat-te, wurde dieses Material in den beiden ersten Versuchen im Technikumsmaßstab (HTV-1 und HTV-2, siehe Kapitel 5.) als ÄS Material eingesetzt. Parallel dazu wurden weitere Säulenversuche durchgeführt, um Möglichkeiten für eine Konfektionierung des Materials vor dem Einbau zu testen. Zudem wurden Untersuchungen hinsichtlich des optimalen Carbonatgehaltes dieser Mischung durchgeführt.

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Mit einem Variogramm wurde in fünf zeitgleich durchgeführten Steigversuchen die Streuung der Ergebnisse durch Inhomogenitäten der Mischung, Sortierung beim Befüllen und sonstiger Einflüsse bilanziert. Dafür wurde eine neu gemischte Charge M33 unter der Bezeichnung M51 verwendet. Es hat sich gezeigt, dass die Steigversuche sehr homogen verliefen, was die Steighö-hen, Geschwindigkeit und Wasserverbrauch anbelangt (Bild 3.6). Die 3 m-Marke wurde bei allen Säulen erreicht. Nahe der 3 m-Marke gab es Unterschiede. Diese wurden ver-mutlich durch kleinere Inhomogenitäten oder setzungsbedingte Abrisse verursacht, die erst bei den final benötigten höheren Saugspannungen zum Tragen kamen.

Bild 3.6: Variogramm M51 (M33) mit entsalztem Wasser, H1-H5 Steighöhen und WV1- WV5 Fluidverbrauch

Die Wassergehalte der einzelnen Säulen waren sehr ähnlich, jedoch enthielten hier die geringfügig schnelleren Säulen beim Steigversuch auch die höheren Wassergehalte im oberen Bereich. Sehr deutlich wurde hier, was auch schon bei den Wassergehalten aus den vorangegangenen Steigversuchen beobachtet wurde. Der Anstieg der Kurven än-dert sich bei etwa 1-1,5 m (Bild 3.7). Vermutlich wurde hier ein Porenraum zwischen Sandkörnern wirksam, der oberhalb nicht mehr kapillar bewässert werden konnte.

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Bild 3.7: Wassergehalte WG1-WG5 aus dem Variogramm M51 (M33)

Um die Möglichkeiten und den Einfluss der Konfektionierung des Materials M33 zu tes-ten, wurde ein Teil des Materials befeuchtet, anschließend wieder getrocknet und vor-sichtig zerkleinert. Damit sollte erreicht werden, dass geringere Setzungen während des Versuches auftreten. Zwar war die Setzung des so konfektionierten Materials geringer, gleichzeitig war es etwas langsamer als das unbehandelte Material. Dieser Vergleich wurde mit Leitungswasser, Lauge und mit entsalztem Wasser durchgeführt. Die Säulen wurden nach Versuchsende systematisch rückgebaut. Bei den Steigversuchen zeigte sich, dass die Lauge im unkonfektionierten Material lang-samer stieg als im konfektionierten Material (Bild 3.8). Mit entsalztem Wasser war der Aufstieg dagegen etwas schneller, d.h. die Konfektionierung kann bei dichteren Fluiden hilfreich sein. Das bestätigte sich auch beim Rückbau. Konfektioniertes Material unter Wasserbeaufschlagung nahm etwas weniger Wasser auf. Mit der Lauge war das kon-fektionierte Material etwas besser. Bei Leitungswasser gab es kaum Unterschiede. Schlussendlich wird man beim realen Einbau, mit z.B. konfektionierten Formsteinen, Bedingungen vorfinden, was zu leichten Veränderungen der Eigenschaften führt. Dieses Verhalten wäre durch eingehendere Untersuchungen zu verifizieren.

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Bild 3.8: Steighöhen der konfektionierten Mischung M33, durchgehende Linie: unbehan- deltes Material, gestrichelte Linie: konfektioniertes Material

Grundsätzlich hatte sich gezeigt, dass carbonathaltige Materialien schnell auf Wasser reagieren und große Steighöhen rasch erreichen. Dies ist jedoch nicht mit der Kör-nungsverteilung respektive Porengrößenverteilung allein zu belegen. Daher wurde zur Stützung dieser Vermutung der Kalkgehalt zum Kaolinanteil variiert. Sieben unterschied-liche Mischungen wurden hergestellt (Tab. 3.3). Tabelle 3.3: Mischungen mit variierendem Kalk/Kaolin Verhältnis Mischung N45 Muschelkalk BMK Amberger Kaolin [%] [%] [%] M101 70 30 0 M102 70 25 5 M103 70 20 10 M104 (M33, M51) 70 15 15 M105 70 10 20 M106 70 5 25 M107 70 0 30

Hier wurde besonders auf die Bemessung von Schüttdichte und Einbaudichte (Bild 3.9) geachtet, was schon beobachtete Probleme in den Versuchen erklärt. Kaolin besitzt we-gen seiner großen Oberfläche eine sehr geringe Dichte, welche sich bei Befeuchtung durch Setzung erhöht. Daher ist Kaolin in größeren Mengen in einer Mischung verant-wortlich für Setzungserscheinungen, was die Nutzung für ÄS erschwert. Auf eine ent-sprechende Vorverdichtung und ggf. Konfektionierung ist zu achten. Das benutze Kalkmehl ist dagegen sehr stabil und lässt sich mit größerer Dichte einbauen.

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entsalztes Wasser

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Bild 3.9: Einbaudichten bei variierendem Kalk/Kaolin-Verhältnis

Bild 3.10: Steigkurven des Kalk-Kaolin Ratioversuchs ab 1 m Steighöhe (M104 = M33)

Die kalkreichen Mischungen starteten am schnellsten, einen gewissen Feinanteil brauchten diese, um die 3 m zu erreichen. Andererseits waren die kaolinreichen Mi-schungen sehr anfällig für Setzungen und Rissbildungen. Diese führten teilweise (bei

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Schüttdichte [kg/l] Einbaudichte [kg/l] Porenvolumen [l/l]

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Schüttdichte [kg/l] Einbaudichte [kg/l] Porenvolumen [l/l]Schüttdichte [kg/l] Einbaudichte [kg/l]Einbaudichte [kg/l] Porenvolumen [l/l]Porenvolumen [l/l]

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M106 und M107) zu Kapillarabrissen, die sich erst wieder durch Klopfen an der Säule beheben ließen. Bei den Mischungen M101und M102 waren keine Setzungen zu beobachten. Die mini-malen Setzungserscheinungen bei M103 äußerten sich durch leichte Rissbildung. M103 erreichte die 3 m-Marke am schnellsten und wies gleichzeitig den höchsten Wasserver-brauch auf (Bild 3.11). Die Proben mit höheren Kaolingehalten erreichten die gewünsch-te Steighöhe später und zeigten deutliche Setzungserscheinungen. Die Kurve der Was-serverteilung (Bild 3.11) wurde nach Abbau ermittelt. Auch hier zeigt sich die Mischung M103 als die effektivste.

Bild 3.11: Wassergehalte der Mischungen mit unterschiedlichem Kalk/Kaolin-Verhältnis

3.1.5 Synthese natürlicher Materialien aus technisch aufbereiteten mineralischen

Rohstoffen und deren hydraulische Eigenschaften Nach intensiver Recherche wurde ein Quarz-Feldspatgemisch (FS 700) aus der Kaolin-aufbereitung mit einer Korngrößenverteilung zwischen 5 und 150 µm gefunden, welches geeignet ist, die vielversprechenden natürlichen Materialien (Gelblehm und Rheinweiß) für die ÄS in technischem Maßstab nachzubilden. Um den Kaolinit aus den Mischungen möglichst vollständig zu ersetzen, wurde außerdem ein feinkörniger Illit (Arginotec, GI) mit einem D95 von 40 µm und einem D50 von 2 µm verwendet. Beide Materialien ent-halten geringe Anteile an Kaolinit (Tab. 3.1). Mit diesen neuen Rohstoffen wurden zunächst die Mischungen M210 (65%N45 / 15%BMK / 5%K / 15% Arginotec) und M220 (65%N45 / 15%BMK / 5%K / 15%FS700) hergestellt. Die Versuche mit den jeweiligen Mischungen wurden parallel mit entsalztem Wasser und mit Steinsalzlauge gestartet. Tatsächlich bewirkte die Schlufffraktion bei gleichzeiti-ger Reduktion des Kaolinanteils ein setzungsarmes Verhalten. Die Einbaudichte konnte erhöht werden. Dennoch war die Fluidfront ausreichend schnell, wobei FS700-Mischungen grundsätzlich schneller liefen, als die mit Arginotec. Daher wurde die Mi-

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schung M230 (60%N45 / 20%BMK / 20%FS700) unter Verzicht auf Kaolin und Arginotec hergestellt und getestet (Bild 3.12).

Bild 3.12: Steigkurven der neuen Mischungen M210, M220, M230 im Vergleich zu M103

Diese Materialien schnitten nochmals besser ab, als der bisherige Favorit M103. Auch die Stabilität war ausreichend, Setzungen oder Rissbildung gab es nicht. Anschließend wurden die beiden natürlichen Materialien Gelblehm und Rheinweiß syn-thetisch nachgebildet. Das Gleichungssystem zur Berechnung der Mischungsverhältnisse aus FS700, Arginotec GI und Muschelkalk Heilbronn ist nicht eindeutig lösbar. Aus diesem Grund wurden die Mischungen so berechnet, dass der Carbonatgehalt mit den natürlichen Ma-terialien annähernd übereinstimmt (Tab. 3.4). Tabelle 3.4: Phasenbestand natürlicher und synthetischer Gelblehm und Rheinweiß

Material 1:1

Schicht-silicate

2:1 Schichtsilicate Carbonate

Quarz Feldspatea Σ Kaolinit Illit/ Mus-kovit Chlorit Σ Calcit Dolomit Σ

[%] [%] [%] [%] [%] [%] [%] [%] [%] [%] RW 24 7 31 - 3 2 5 59 2 61 sRW 21 20 59 GL 39 19 58 - 11 5 16 24 2 28 sGL 10 33 43 20 13 - 33 25

a) Orthoklas + Plagioklase Daraus ergibt sich für den synthetischen Gelblehm: 30% BMK, 60% FS700, 10% Arginotec und für das synthetische Rheinweiß: 75% BMK, 25% FS700.

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M210M220

M230M103

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Die zwei synthetischen Mischungen wurden mit entsalztem Wasser und der Steinsalz-lauge gestartet. Der synthetische Gelblehm zeigt sehr gutes Steigverhalten (besser als der natürliche), jedoch deutliche Setzungen. Das synthetische Rheinweiß entspricht in der Geschwindigkeit dem natürlichen, auch hier sind extreme Setzungen zu erkennen. Grundsätzlich sind die Laufkurven von synthetischen und natürlichen Materialien nicht vergleichbar, hier ist die Korngröße und Lagerungsstruktur von Bedeutung, zumindest im Bereich der geringeren Saugspannungen. Die Setzungen führen zu Abrissen und daher zu teilweise unterbrochenen Wasserbewegungen. Diesen Materialien fehlen of-fensichtlich das Gerüst, bzw. stabile Aggregate, im Gegensatz zu den natürlichen und sie sind in dieser Form ungeeignet. Dennoch ist das Steigverhalten hervorragend. Auf Basis der vorangegangenen Erkenntnisse wurde ein optimiertes Material (M1000) entwickelt, das aus 33% N45 als Gerüst, 17% Kalk, 42% FS700 sowie 8% Arginotec besteht. Damit entsprechen die Feinkomponenten denen des Gelblehms. Dieser Ver-such wurde wieder mit entsalztem Wasser und Steinsalzlauge gestartet. Bereits nach 120 Tagen war er bei 300 cm angekommen und damit vergleichbar mit dem syntheti-schen Gelblehm, dafür aber sehr stabil hinsichtlich Setzungen und durch einige zusätzli-che Mittelporen in der Startphase sogar schneller. Auch in Kontakt mit der Steinsalzlau-ge war das Material M1000 kaum langsamer als der synthetische Gelblehm, anfangs war die Steiggeschwindigkeit sogar etwas schneller (Bild 3.13) und erreichte nach ca. 220 d die 3 m-Marke (nicht abgebildet). Von den geeigneten Materialien scheint dies momentan der Spitzenreiter zu sein, weshalb diese Mischung auch im HTV-3 verwendet wird.

Bild 3.13: Steigkurven von M1000, natürlichen und synthetischen Gelblehm (sGelblehm), durchgehende Linie: entsalztes Wasser, gestrichelte Linie: Steinsalzlauge

Im Vergleich zu den synthetischen und den natürlichen Gelblehmen scheint der M1000 hervorragend die gewünschten Bedingungen zu erfüllen. Da keine Setzungen aufgetre-ten sind, wurde dieses Material einer Variogrammuntersuchung unterzogen.

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sGelblehm Gelblehm

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Zwei Säulen wurden vorsichtig in Schräglage befüllt, um ein Entmischen beim Befüllen zu vermeiden. Drei weitere Säulen wurden standardmäßig gefüllt. Diese fünf Säulen wurden mit VE-Wasser beaufschlagt. Daneben wurden noch zwei Säulen schräg und standardmäßig befüllt und mit Lauge beaufschlagt. Eine weitere Standardröhre wurde oben luftdicht verschlossen und mit entsalztem Wasser gestartet. Die schräg befüllten Rohre liefen ein wenig schneller, die anderen verhielten sich aber ähnlich. Durch die schräge Befüllung wird eine Entmischung besser vermieden als beim senkrechten Einschütten des Materials. Beim letzteren führt dies zu einem Gradienten der Korngrößenverteilung. Das erklärt, warum diese anfangs etwas schneller laufen als die „Schrägen“, dann aber am Ende etwas durch die inhomogenere Saugspannung an Geschwindigkeit einbüßen. Dieser Effekt ist bei der Lauge nicht erkennbar. Die Probe, welche oben verschlossen ist, zeigte anfangs ein stark verzögertes Steigen, später überholte diese aber die Laugenproben. Es ist nicht auszuschließen, dass eine Öffnung entstand, welche die Luft entweichen ließ oder zumindest nach angestautem Druck die-se Luft frei gibt. In der Summe zeigt sich erneut, dass das Material M1000 die bisher besten Eigenschaf-ten der getesteten Materialien besitzt und reproduzierbare Messwerte liefert (Bild 3.14). Die Varianz ist durch Einbaumethoden und Liquid bedingt.

Bild 3.14: Variogramm mit M1000

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Verbrauch in m

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Zeit in Tagen

Steighöhen und Liquidverbrauch

Nr.1 S VE Nr.2 S VE Nr.3 N VE Nr.4 N VE Nr.5 N VENr.6 N L Nr.7 SB L Nr.8 SB L Nr.9 NLD VE VE‐1VE‐2 VE‐3 VE‐4 VE‐5 L‐6L‐7 L‐8 VE‐9

Verbrauch Salzlauge

Verbrauch VE‐Wasser

Steighöhen Salzlauge

SteighöhenVE‐Wasser

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3.2 Materialuntersuchung für ÄS und DS 3.2.1 Mineralogische Untersuchungen Säulenversuche Um die Salzkonzentration in einer großen Anzahl von Proben aus den Säulen-, Turm- und Technikumsversuchen bestimmen zu können, wurden Leitfähigkeitsmessungen in dispergierten Proben als Methode ausgewählt. Die Daten wurden punktuell durch Ionenchromatographiemessungen und quantitative Röntgenbeugungsanalyse an ge-trockneten Proben validiert und bestätigt. Entsprechend dem zu erwartenden Konzentrationsbereich des Salzes von 8 bis 80 mmol/l in den Suspensionen (linearer Bereich der Leitfähigkeit) wurde eine Kalibrierkurve erstellt (Bild 3.15).

Bild 3.15: Gemessene Leitfähigkeiten einer verdünnten Steinsalzlösung (25°C)

Durch Rückbau der Säulenversuche von mit Gelblehm und Rheinweiß mit Salzlauge wurden je 30 Proben gewonnen und der Wasser- sowie der Salzgehalt bestimmt. Im Hinblick auf die bevorstehenden Materialuntersuchungen an den Technikumsversuchen und der damit verbundenen großen Probenanzahl wurden verschiedene Methoden (Leitfähigkeitsmessungen, Ionenchromatographie sowie Röntgenbeugung und Rietveldanalyse) zur Bestimmung des Salzgehaltes bzgl. der Aussagekraft, des Zeit-aufwandes und der Messzeitverfügbarkeit evaluiert. Während die Leitfähigkeitsmessungen (LF) einen Summenparameter aus allen löslichen Ionen darstellt, wurden mittels Ionenchromatographie (IC) nur die Chloridionen be-stimmt. Der absolute Gehalt der mineralischen Phasen kann nur mittels Röntgenbeu-gung und Rietveldanalyse ermittelt werden. Allerdings ist der Zeitaufwand zu hoch, so-dass dieses Verfahren nur zur Validierung für ausgewählte Proben geeignet ist.

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Leitfähigkeit [mS/cm] 25 °C

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Bild 3.16: Verteilung der Feuchte (blaue Quadrate) und des Salzgehaltes (grüne Quadrate .. IC; rote Kreise .. LF 25°C) im Steigversuch Gelblehm (links) und Rheinweiß (rechts) mit Lauge

Für den Gelblehm wurde über Leitfähigkeitsmessungen und IC im unteren Säulenbe-reich 8% (Probe 2) bzw. 7,7% (Probe 2) Salz (stöchiometrisch auf NaCl) und im oberen Bereich 3,2% (Probe 29) bzw. 3,2% (Probe 29) Salz gefunden. Die Rietveldanalyse ergab 9% (Probe 1) unten und 0% (Probe 30) oben (Bild 3.16). Beim Rheinweiß wurden etwas höhere Gehalte bestimmt: 3,2% (LF)/3,5% (IC) oben und 10,2% (LF)/9.7% (IC) unten (Bild 3.16). Für den Gelblehm wurde außerdem mittels Rietveldanalyse nachgewiesen, dass der Carbonatgehalt über die Säule konstant bleibt. Dazu muss der Gesamtcarbonatgehalt auf den salzfreien Feststoffgehalt normiert betrachtet werden. Bild 3.16 zeigt den nahezu parallelen Verlauf von Feuchte und NaCl-Gehalt mit der Steighöhe. Bildet man jedoch den Quotienten aus beiden Größen, beobachtet man ei-nen scheinbaren Chromatographieeffekt. Das Verhältnis beträgt für den Gelblehm am Säulenfuß 0,3 und sinkt auf 0,21 bis zum oberen Ende der Säule. Für den Rheinweiß sinkt das Verhältnis ebenfalls von 0,31 am Säulenfuß auf 0,21 am Säulenkopf. (Die Pro-

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ben 1 und 30 werden jeweils aus der Betrachtung ausgeschlossen, da hier Präparati-onseffekte auf die Analysenergebnisse nicht ausgeschlossen werden können.) 3.2.2 Mineralogische Grundcharakterisierung DS Für die DS wurde ein natürlicher Ca/Mg-reicher Bentonit aus Bayern (D) mit der Han-delsbezeichnung Calcigel ausgewählt. Dieses Material wurde bereits umfangreich auf seine Eignung als Dichtmaterial untersucht (z.B. NAGRA TB 82-05, TB 83-12, TB 86-14, Sitz et al., 2003). Der Schwerpunkt der Materialuntersuchungen für das DS Material liegt deshalb auf der mineralogisch/geochemischen Analyse der Proben, die in Säulen- und Turmversuchen (AP 2) sowie Technikumsversuchen (AP 4) über verschiedene Zeiträume einer Stein-salzlauge ausgesetzt waren. 3.2.3 Turmversuche 1 bis 3 Es wurde ein 1,5 m hoher Messturm (Bild 3.17) entwickelt, welcher in 4 Kammern aufge-teilt werden kann. Durch die 1 cm starken Plexiglaswände kann der Befeuchtungsfort-schritt des eingebrachten Materials gut beobachtet werden. An den Frontseiten gibt es Öffnungen, durch welche Fluid zugeführt werden kann.

Bild 3.17: Messturm mit eingebauten Trennblechen und den TDR Sensoren Unten steht der Turm in einer Wanne, das Material ist durch eine Schlitzplatte am Herausfallen gesichert. So kann großflächig Liquid angeboten werden. Die Schlitzplatte kann jedoch auch mit ihrer glatten Seite gegen die Basisfläche des Turmes z.B. mit Sili-kon verklebt werden, dann ist der Turm nur am oberen Ende offen. Dies wurde für die Versuche so gewählt. Die Kammern sind mit Aluminiumblechen getrennt, welche nach Befüllung herausgezogen werden können. Die TDR-Kabel wurden entweder am Boden verklebt und dann nach oben gespannt oder gegen die Bleche an der Schichtgrenze

41

verklemmt und die Klemmwinkel nach Einfüllen des Materials herausgezogen. Die TDR-Sensorkabel wurden über einen Multiplexer an einen TDR100 angeschlossen und die Messkurven mittels PC aufgezeichnet. Die Bewässerung erfolgte vorwiegend druckfrei, d.h. es wurde kontinuierlich in ein offenes Gefäß das Liquid zugeführt. Der Feuchteauftstieg war also rein kapillar. Turmversuch 1 Ziel des ersten Turmversuches war es, die Konkurrenzsituation zwischen verschiedenen Substraten und eventuell auftretende Übergangseffekte zu untersuchen. Dazu wurden vier Schichten seitlich bewässert. Einer Schicht aus Bentonit, als DS, wur-de von einer Seite ein ÄS vorgelagert, von der anderen Seite zwei weitere ÄS Materia-lien nachgeschaltet (Bild 3.18). Die TDR Messkabel waren in der Grenzschicht und je-weils an den Seiten eingebaut. Das jeweils vorgelagerte ÄS befeuchtete den Bentonit, wobei das Wasser im ÄS etwas höher stieg als im Bentonit, also nicht von Bentonit unmittelbar leer gesaugt wurde. Nach Abstellen der Wasserzufuhr endete das Steigen im ÄS relativ rasch, während das DS noch etwas Wasser aus dem ÄS aufnahm. Auch die TDR-Messung funktionierte sehr gut und konnte die abgelesenen Steighöhen gut wiedergeben (siehe Kap. 2.6). Der Versuch wurde vorzeitig beendet, nachdem die Apparatur bereits Risse durch den Quelldruck des Bentonits bekam. Grundsätzlich konnte aber die Funktionsweise klar beobachtet und gemessen werden.

Bild 3.18: Schichtaufbau im Turmversuch 1 Turmversuch 2 In einem zweiten Turmversuch waren drei ÄS, bestehend aus unterschiedlichen kapilla-ren Mischungen, einem DS vorgelagert. Dieser Versuch wurde nur von einer Seite mit Lauge befeuchtet. Das dem DS direkt vorgelagerte ÄS bestand aus M33, die ÄS davor aus ähnlichen Mischungen jedoch mit jeweils höherem Sandanteil (Bild 3.19). Der Ver-

Calcigel

M11

M12

M10

13 1211 14

10

3 4 21

5

9

6

7 8

SensorenWasserzugabe

42

suchsturm wurde von unten druckfrei bewässert, wobei immer ausreichend Salzlauge (1,15 g/l) angeboten wurde.

Bild 3.19: Einbau der TDR Kabel (oben) und Ansicht der ÄS Schichten und des DS kurz nach Versuchsbeginn

Zu Beginn wurden die ÄS ähnlich schnell bewässert und zeigten ein Steigen in Abhän-gigkeit von der Einlaufstelle. Mit zunehmender Versuchsdauer drang die Lauge tiefer in die ÄS ein und die unterschiedlichen kapillaren Eigenschaften bildeten sich heraus. Das hintere ÄS gabt dabei stark verzögert Wasser an das DS ab, ein deutlicher Höhenunter-schied (60 zu 30 cm) wurde festgestellt. Damit wurde die grundsätzliche Eignung für salinare Wässer bewiesen. Dieser Vorlauf des ÄS zog sich bis zur maximalen Turmhöhe von 1,5 m durch. Insgesamt wurden 35 Liter Lauge aufgenommen. Der vom ÄS be-feuchtete Bentonit zeigte deutliches Quellen, der Turm musste entsprechend stabilisiert werden. Der Turmversuch wurde nach 200 Tagen angehalten, indem keine Lauge mehr angeboten wurde. Deren Aufnahme war gegen Ende stark abgesunken. Damit konnte nachgewiesen werden, dass die ÄS durch die dosierte Befeuchtung den Quellvorgang mit Salzlauge ermöglichen. Die gleichzeitig durchgeführten TDR Messun-

M31 90% N45 5% Kaolin 5% BMK Kalk


Bentonit -Cacigel


43

gen bestätigen auch hier diesen Vorgang und spiegeln die abgelesenen Steighöhen sehr gut wieder. Der Turmversuch wurde nach zweimonatiger Ruhephase abgebaut und das hinterste ÄS (M33) sowie das DS beprobt. Die Feuchteverteilung nach Ofentrocknung zeigt, dass sich offensichtlich das Dichtsegment auch im Nachhinein aus dem Wasserangebot des ÄS bedient hat. Auch ein Anstieg der Feuchtefront im DS wurde nach Beendigung der Wasserzufuhr festgestellt, ein gewünschter Effekt. Das hinterste ÄS hatte schlussendlich einen Feuchtegehalt von 10 Gew.% im unteren und 7% im oberen Bereich . Der Bentonit wies dagegen 46,1% (unten) bis 37,1% (oben) bzw. im unteren 35% und 26% (korrigiert mit Ausgangswassergehalt von ca. 11 Gew.%) im oberen Bereich auf. Dies sind erwartete Werte. Der Salzgehalt nahm nach oben hin von 7,1% auf 5,6% ab. Damit ergibt sich für den Bentonit im DS des Turmversuches (außer in den randlichen Proben) ein Verhältnis von 0,20 bis 0,22 zwischen Salzgehalt und aufgenommener Feuchte. Im Gegensatz dazu wurde für den M33 im ÄS ein Verhältnis von 0,28 bis 0,29 bestimmt. Der Wassergehalt im M33 betrug am Versuchsende 10% (unten) bis 6,8% (oben). Der Salzgehalt sank von 3,0% (unten) auf 2,1% (oben).

Bild 3.20: Röntgendiffraktogramme (Pulver, lufttrockene Proben, CuKα) a) Bentonit oben

(T1SW1B; XRD339AS.raw), natürliche Ca/Mg-(Na) Mischbelegung; b) Bentonit unten (T1SW22B; XRD336AS.raw) Na-ausgetauschter Bentonit

Der natürlich Ca/Mg-reiche Montmorillonit im Bentonit Calcigel wandelt sich aufgrund der Durchströmung mit der Salzlauge in einen Na-belegten Smectit um (Bild 3.20). Wäh-rend in der oberen Probe (1) schon NaCl nachgewiesen werden kann, entspricht der Basisabstand d001 des Montmorillonits mit 14,6 Å im lufttrockenen Zustand noch der zweiwertigen Belegung des Rohmaterials. In der unteren Probe (22) sind die einwerti-gen Na-Ionen dominierend in der Zwischenschicht, wofür der d001 von 12,6 Å charakte-

Lin

(Cou

nts)

0

100

200

300

400

500

2-Theta - Scale3 10 20 30 40 50 60

a)

b)

Calcite (05-0586) Quartz (74-1811) Halite (05-0628)

14.6

Å12

.6 Å

10 Å

Illit/

Mus

kovi

t

7.2

ÅK

aolin

it

Feld

spät

e

Lin

(Cou

nts)

0

100

200

300

400

500

2-Theta - Scale3 10 20 30 40 50 60

a)

b)

Calcite (05-0586) Quartz (74-1811) Halite (05-0628)

Lin

(Cou

nts)

0

100

200

300

400

500

2-Theta - Scale3 10 20 30 40 50 60

Lin

(Cou

nts)

0

100

200

300

400

500

2-Theta - Scale3 10 20 30 40 50 60

a)

b)

Calcite (05-0586) Quartz (74-1811) Halite (05-0628)Calcite (05-0586) Calcite (05-0586) Quartz (74-1811)Quartz (74-1811) Halite (05-0628)Halite (05-0628)

14.6

Å12

.6 Å

10 Å

Illit/

Mus

kovi

t

7.2

ÅK

aolin

it

Feld

spät

e

44

ristisch ist. Über das gesamte Bentonitprofil nimmt der Basisabstand des Smectits konti-nuierlich in Richtung Laugenzutritt ab. Mithilfe des nun verfügbaren Smectitmodells in der Rietveld-Software AutoQuan kann dieser Prozess auch quantitativ beschrieben werden. Tabelle 3.4 zeigt den Phasenbe-stand ausgewählter Proben aus dem Bentonitprofil. Man sieht deutlich die Abnahme der zweiwertigen Kationen in der Zwischenschicht des Montmorillonites. Da die Selektivität der Zwischenschichten für Ca höher ist als für Mg (Lagaly, 1993), wird Mg verstärkt ge-gen Na ausgetauscht, bevor Ca durch Na ersetzt wird. Tabelle 3.4: Phasenbestand Calcigel roh und im Turmversuch 2 nach Durchströmung mit ei-

ner Steinsalzlauge der Dichte 1,15 g/ml Calcigel 1 (oben) 4 10 18 22 (unten) Calcit 3 3 3 3 3 2 Dolomit 5 5 5 5 5 5 Halit 5 4 6 6 8 Kaolinit 2 1 2 3 2 2 Illit/Muskovit 11 14 15 13 13 12 Plagioklas/Albit 2 3 3 2 4 4 Quarz 8 9 9 6 7 9 Montmorillonit 1w Ca 39 35 37 43 11 2w Ca - 17 11 19 8 8 2w Mg 30 8 11 2 Σ zweiwertige Belegung

69 60 59 62 21 8

1w Na - 39 50 Σ 100 100 100 100 100 100

Die Analysen der Leitfähigkeit beweisen, dass tatsächlich Salzlauge in den Bentonit ein-gedrungen ist. Es wurde ein Umtausch von Calcium durch Natrium festgestellt. Die Leit-fähigkeitsmessung zeigte eine ungleiche Verteilung der Salzkonzentration in ÄS und DS bezogen auf den Wasser- respektive Laugengehalt. Dies zeigt, dass das ÄS eine Re-duktion der Salinarität bewirkt hat. Die gemessene Salzkonzentration, bezogen auf die Feuchtemenge, ist von ÄS zu DS durchschnittlich 15% verschieden. Offensichtlich wur-de auch über die Dampfphase Feuchte aus den ÄS an das DS abgeben, was zu einer Salzanreicherung im ÄS und zu einer „scheinbaren“ Abreicherung in DS führt. Ein zusätzlich durchgeführter Perkolationsversuch mit Lauge am N45er Feinsand hat noch keinen klaren Beweis zu einer Adsorption von NaCl an Quarzoberflächen ergeben, auch wenn dies teilweise diskutiert wird.

45

Turmversuch 3 Mit dem neuen Material M1000 sowie zwei „Verdünnungen mit N45“ davon wurde ein Turmversuch aufgebaut und mit 1 m Vordruck der Salzlauge gestartet. Binnen zwei Ta-gen wurde 24 Liter Lauge zugeführt, dann aber wegen Undichtigkeit am Turmfuß im Weiteren druckfrei angeboten. Die verschiedenen Materialien zeigen nun im weiteren Verlauf das erwartete Verhalten, bei der „Schockbeaufschlagung“ wurde die Lauge we-niger differenziert transportiert. Hier ist die gute Saugspannung dem normalen Wasser-transport hinderlich. Der Versuch wurde abgebrochen, da weiter zugeführte Lauge teil-weise wieder aus dem undichten System austrat und so keine quantitative Bilanzierung mehr möglich wurde.

46

47

4. Unterstützung durch numerische Modellierungen (Parameteridentifikation, Si-mulationsrechnungen) in Kooperation mit der Bauhausuniversität Weimar 4.1 Phase 1: Konzept und Entwicklung In Kooperation mit der Bauhausuniversität Weimar, Professur für Bodenmechanik, wur-den die Voraussetzungen zur numerischen Modellierung des gegliederten Verschluss-systems geschaffen. Eine zunächst erstellte Parameterliste diente dazu, den „Sprach-gebrauch“ der verschiedenen beteiligten wissenschaftlichen Disziplinen zu definieren. Die Parameterliste (Tabelle 4.1) wurde in die Homepage www.untertageverschluss.de eingestellt und so der Öffentlichkeit zugänglich gemacht. Für die Modellierung wurden dann im zweiten Schritt folgende notwendigen Parameter identifiziert. Aufbauend auf den Modellen nach van-Genuchten werden u.a. erforderlich: Tabelle 4.1: Parameterliste für die numerische Simulation (elastische und plastische Parame-

ter), Material 1 für DS, Material 2 für ÄS

Weitere Voraussetzungen für die numerische Modellierung waren: • Fluss in einer homogenen Probe,

48

• die einzelnen Schichten des gegliederten Verschlusssystems bestehen aus homo-genem Material. Sie können verschiedene mechanische und hydraulische Eigen-schaften besitzen,

• im Makromaßstab ist das Volumen nicht homogen, es sind Einschlüsse verschiede-ner Sieblinien und verschiedener hydraulischer Eigenschaften möglich,

• das gegliederte Verschlusssystem ist schichtweise aufgebaut. Die van-Genuchten-Parameter wurden wie folgt festgelegt (Tabelle 4.2): Tabelle 4.2: Parameter nach van-Genuchten (beispielhaft für die Modellierung), Material 1 für

Dichtsegment, Material 2 für Äquipotenzialsegment

Modelliert wurden ein senkrechtes „Schacht“-Modell und ein waagrechtes „Strecken“-Modell (Bild 4.1). Zwischen die drei Dichtsegmente (DS) wurden zwei Äquipotenzialsegmente (ÄS) platziert.

Bild 4.1: Modellnetz für ein waagrechtes „Strecken“-Modell Die Bewässerung wurde simuliert. Im Folgenden ist der „Endzustand“ nach vollkomme-ner Benetzung der DS dargestellt (Bild 4.2).

Bild 4.2: „Endzustand“ der Benetzung für ein waagrechtes „Strecken“-Modell

DS DS DS ÄS ÄS

49

Bemerkenswert ist dabei, dass wegen der dynamischen Saugspannungsverhältnisse im Verlauf der Benetzung zuerst die ÄS bewässern, dann aus den ÄS die DS bewässert werden und im „Endzustand“ die Feuchte aus den ÄS in den DS aufgesogen wird. Die numerische Simulation bestätigt die homogene Benetzung der DS. Im Weiteren wurde, mit Bezug auf die Erfahrungen der Bergakademie Freiberg in Sondershausen, eine Ver-letzung der DS simuliert. Dort hat sich bei einer plötzlichen hydraulischen Belastung der DS-Stirn entlang den Fugen der Bentonitpresslinge die Feuchte durch den gesamten Bentonitkörper durchgeschlagen. Aus Bild 4.3 wird ersichtlich, dass hier, dargestellt für einen Schachtverschluss, im „Endzustand“ eine ähnliche Feuchteverteilung wie in Bild 4.2 erreicht wird. Offensichtlich wird die in der Störung vorlaufende Feuchte (provozier-tes Fingering) im ÄS gebrochen und ein Durchschlagen ist nicht zu besorgen.

Bild 4.3: „Endzustand“ der Benetzung für ein senkrechtes „Schacht“-Modell mit gestörten

DS Zusammenfassend konnte in der ersten Phase die Funktion des gegliederten Ver-schlusssystems belegt werden. Im Weiteren war vorgesehen, die Möglichkeit des präfe-renziellen Fließens in die Materialeigenschaften aufzunehmen (Anisotropie, Inhomogeni-tät). Dazu wäre aber ein dem Projekt nicht gerechtfertigter Aufwand zur Ermittlung der notwendigen Parameter erforderlich gewesen. Daher wurde, in Abstimmung mit der Pro-jektträgerschaft, zunächst eine Sensitivitätsanalyse durchgeführt. Dabei sollten die den instationären Fluss bestimmenden Parameter identifiziert werden. 4.2 Phase 2: Sensitivitätsanalyse Zur Grundlage der Parameteridentifikation wurden die Grunduntersuchungen (Steigver-suche in der Steigapparatur, siehe Kapitel 3) zur Materialfindung herangezogen. Hier waren die Randbedingungen: kapillare Steighöhe, Wasserverbrauch, Steiggeschwindig-keit und Materialeigenschaften (bodenmechanisch, mineralogisch und bodenhydrau-lisch) bekannt. Bild 4.4 zeigt nochmals die erste Steigapparatur zum Nachweis der kapil-laren Steighöhe von 300 cm. Weiter wurden die hydraulischen Modellierungsparameter nach van-Genuchten, Kozeny und Darcy herangezogen. Damit wurden die intrinsische hydraulische Permeabilität (k11 = k22 = k33), die relative hydraulische Permeabilität (un-gesättigte hydraulische Leitfähigkeit) und die Boden-Wasser-Charakteristik berücksich-tigt. Folgerichtig wurden die vier Parameter: P (Porosität), S (Sättigungsgrad), k (hydraulische Leitfähigkeit) und λ (Bodeneigen-schaft) als maßgeblich erkannt.

50

Bild 4.4: Steigapparatur zum Nachweis der Materialeignung (kapillare Steighöhe > 300

cm), rechts: modellierte Feuchtverteilung zum Ende des Versuchs Anhand des Materials M33 (70% Feinsand – N45, 15% Kalk und 15% Kaolin) wurde der kapillare Aufstieg simuliert und die Parameter an Hand der gewonnenen Versuchsdaten validiert. Im Bild 4.4 ist die mit der gemessenen Feuchteverteilung abgeglichene Feuch-teverteilung abgebildet. Dieser Abgleich der berechneten zu den gemessenen Wasser-gehalten wurde bei Variation der vier identifizierten Parameter nacheinander durchge-führt. Beispielhaft ist in Bild 4.5 die Variation der hydraulischen Leitfähigkeit dargestellt.

Bild 4.5: Parametervariation: Variation der hydraulischen Leitfähigkeit

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

0 0,25 0,5 0,75 1

Saturation [-]

Hei

ght i

n Tu

be [m

]

measurements

k11=k22=k33=3.65E-13k11=k22=k33=4E-11

0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0 50 100 150 200 250 300Time [d]

Satu

ratio

n in

Nod

e N

r. 1

[-]

desired equilibrium for saturationk11=k22=k33=3.65E-13k11=k22=k33=4E-11

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

0 0,5 1

Saturation [-]

Hei

ght i

n Tu

be [m

]

Measurements after200 days

51

Die gewonnenen Werte wurden in einem weiteren Schritt statistisch aufbereitet. Nach einer Anpassung an die Steiggeschwindigkeit, die ebenfalls in den Laborversuchen er-mittelt wurde, konnte das optimale „Fitting“ für die Parameter berechnet werden. Die Feuchteverteilung im Versuch wird durch die numerische Berechnung fast ideal wieder-gegeben (Bild 4.6).

Bild 4.6: Optimales Parameterfitting Stärksten Einfluss auf die Optimierung hatte der Parameter Porosität. Die Sensitivitäts-analyse hat also ergeben, dass aufwändige Materialanalysen im Schlämmkornbereich unterbleiben können. Auch ist die individuelle Beschreibung der Bentonite im DS (einge-setzt wird ein binäres Gemisch aus Pellets und Kissen) nicht erforderlich. Ausreichend sind die aus der Literatur, z.B. aus NAGRA-Berichten, zugänglichen Werte. 4.3 Phase 3: Validierung Die Validierung des numerischen Modells wird anhand des ersten Versuches im halb-technischen Maßstabs (HTV-1, Geometrie und Mineralogie siehe in Kapitel 3 und Köni-ger et al., 2008) durchgeführt. Aufgrund der exzentrischen Anordnung von Sandlinsen in den DS zur Simulation even-tueller Inhomogenitäten der Dichtmaterialien war eine axialsymmetrische numerische Modellierung nicht möglich. Zwei Methoden werden daher in diesem Bericht gegenüber-gestellt: Eine zweidimensionale Modellierung im ebenen Spannungszustand und eine dreidimensionale Modellierung. In einem dreidimensionalen System können zwar alle inhomogenen bodenmechanischen und hydraulischen Eigenschaften berücksichtigt werden, eine Simulation ist aber in der Regel außerordentlich zeitaufwändig. Da die Ka-librierung eines numerischen Modells in Form von inversen Analysen bzw. Sensitivitäts-analysen sehr viele Simulationen benötigen, aber auch exzentrische Inhomogenitäten in Form von Sandlinsen im Bentonit modelliert werden müssen, wird das numerische Ex-periment als Grundlage für diese Analysen im ebenen Spannungszustand modelliert. Dennoch erfolgt am Ende dieses Abschnitts eine Gegenüberstellung eines zweidimen-sionalen ebenen und eines dreidimensionalen räumlichen Modells des HTV-1. Die Mate-

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

0 0,25 0,5 0,75 1

Saturation [-]

Hei

ght i

n Tu

be [m

]

52

rialmodellparameter werden dem kalibrierten zweidimensionalen numerischen Modell entnommen. Der halbtechnische Versuch wurde mit drei Materialien numerisch abgebildet: Bentonit, M33 und N45. Die Schotterschichten am unteren und oberen Rand des Versuchskör-pers wurden numerisch als sehr steifes Material (hoher Young Modul) mit sehr hoher hydraulischer Leitfähigkeit modelliert. Die sehr hohe hydraulische Leitfähigkeit der Schotterschicht und die anschließende geringe hydraulische Leitfähigkeit der Bentonitschicht führen an der Schichtgrenze zu hohen Gradienten und damit numeri-schen Instabilitäten bei der Lösung der Gleichungssysteme (in erster Linie bei der initia-len Berechnung eines Gleichgewichtszustands (Bilanzgleichungen des Fluids)). Da die Schotterschichten nicht Gegenstand des eigentlichen Versuchsablaufs sind, werden sie im numerischen Modell nicht berücksichtigt. Anschließend wurden die am HTV-1 kalibrierten Materialmodellparameter zur Simulation eines Feldexperiments (einem geplanten Verschluss der Durchörterung der Bergwerke der Süd-West-Salz in Heilbronn und Kochendorf) verwendet. An diesem synthetischen Experiment wird mit Hilfe von Sensitivitätsanalysen der sich verändernde zeitliche Ein-fluss ausgewählter Materialmodellparameter untersucht.

4.3.1 Theoretische Grundlagen des Thermo-Hydraulisch-Mechanischen (THM) Modells Die das Thermo-Hydraulisch-Mechanische Verhalten beschreibende Gleichungen wer-den in vier Hauptgruppen untergliedert: die Bilanzgleichungen, die KonstitutivenGleichungen, Gleichungen zur Beschreibung des Gleichgewichts sowie Festlegung von Anfangs- und Randbedingungen. In diesem Bericht wurden die Glei-chungen zur Beschreibung der Massenbilanzen nach dem Konzept der Mischungstheo-rie nach den Arbeiten von [Olivella et al., 1994 (u.a.)] formuliert. Die Massenbilanz der Festkörper setzt sich aus dem Partikelzu- bzw. Partikelabfluss und der Deformation des betrachteten Repräsentativen Volumenelements mit

( )( ) ( ) 01 =∇+− sstjφθ

∂∂ (4.1)

zusammen. Darin beschreibt θs die Masse der Bodenpartikel im Repräsentativen Volu-menelement, js den Partikelzu- bzw. Partikelabfluss und φ den Porenanteil. Der

Nablaoperator ∇ bezeichnet die räumlichen partiellen Ableitungenzy ∂

∂∂∂

∂∂

=∇x

.

Da das Porenfluid als Flüssige und als Gasphase im repräsentativen Volumenelement vorkommt, wird die Massenbilanz des Porenfluids zu

( ) ( ) wwg

wlg

wgl

wl fSS

t=+∇++ jjφθθ

∂∂ (4.2)

Darin beschreibt θlw die Masse des Porenfluids in Flüssiger Form, θg

w das Porenfluid in Gasform und jlw und jgw den Zu- bzw. Ablfuss des Porenfluids. Der externe Zu- bzw. Ab-fluss des Porenfluids wird mit Hilfe von fw beschrieben. Im aktuellen Projekt wurde das Problem als gekoppeltes Mechanisch-Hydraulisches Modell berechnet. Die in den numerischen Modellen verwendeten konstitutiven Ansät-ze für den mechanischen Part werden mit Hilfe der Spannungs-Zustandsvariablen (Netto Spannung, Saugspannung)

53

Nettospannung: Ι= gtotal p-σσ ; Saugspannung: lg pps −= (4.3)

den zerlegten Dehnungs-Zustandsvariablen pe ddd εεε += (4.4)

in den elastischen und plastischen Anteil beschrieben. Der elastische volumetrische Dehnungsanteil wird jeweils in Abhängigkeit der effektiven Spannung und der Saug-spannung beschrieben. Der hydraulische Part wird mithilfe der Intrinsischen Durchlässigkeit, der Saugspan-nungs-Sättigungsbeziehung und der relativen Durchlässigkeit beschrieben. Die Randbedingungen werden in Form von Kräften und/oder Massenzu- bzw. Abflüs-sen definiert.

4.3.2 Numerische Simulation des HTV-1 Das vorliegende Projekt wurde mithilfe des Programms Code_Bright [UPC Barcelona] modelliert. Die Modellparameter zur Beschreibung des mechanischen Verhaltens der Materialien M33 und N45 wurden in einem ersten Schritt aus Geiser (1999) für schluffige Materialien im teilgesättigten Zustand entnommen. Die in einem ersten Versuch verwendeten hyd-raulischen Modellparameter stammen aus Arbeiten von Schanz (2006). Die Modellpa-rameter zur Beschreibung des mechanischen und hydraulischen Verhaltens von Bento-nit wurden aus Code_Bright (2002) entnommen. Temperaturschwankungen während des Testverlaufs wurden nicht berücksichtigt. Die Temperatur wurde während des Test-verlaufs mit 20° C festgesetzt. Alle Modellparameter wurden in den Tabellen 3.1 bis 3.8 in der Anlage 1 zusammengefasst. Die Abmessungen des numerischen Modells orientieren sich am Versuchskörper des HTV-1. Eine axialsymmetrische Implementierung schied aus Gründen der Modellierung von exzentrisch angeordneten im Test installierten Inhomogenitäten aus. Das numeri-sche Modell wurde als zweidimensionales Modell im ebenen Spannungszustand model-liert (Bild 4.7). Die am unteren und oberen Rand im Versuch angeordneten Schotter-schichten wurden im numerischen Modell aus Stabilitätsgründen nicht mitmodelliert: Die Durchlässigkeit der Schotterschichten ist um ein Vielfaches höher als die der unmittelbar angrenzenden Bentonitschicht. Der hohe Gradient der Durchlässigkeit an der Schicht-grenze führt in Code_Bright zu Konvergenzproblemen im Iterationsprozess. Alle Ränder wurden als unverschieblicher Rand modelliert. Es wurde festgelegt, dass nur am unte-ren Rand Fluid zu, bzw. abfließen kann. Der im wirklichen Versuch stufenweise aufge-brachte Flüssigkeitsdruck wurde im numerischen Modell analog zur Realität in 18 Zeit-schritten simuliert (Tabelle 4.1 Anlage 1).

54

1400

400

800

300

100

150

400

150

150

300

200

200

N45

N45

M33

Bentonite

N45

Bentonite

N45

Bentonite

Bild 4.7: Numerisches Modell des HTV-1 (seitenverkehrt)

Die initialen Zustände im numerischen Modell haben wesentlichen Einfluss auf den Si-mulationsverlauf. Daher ist es wichtig, die realen Wassergehalte und Porenanteile (Po-renzahlen) zu modellieren. Die initialen Wassergehalte wurden aus dem Bericht zur ach-ten Projektsitzung (TOP 4), die Trockendichten aus [HTV Äqui 1, Dr.-Ing. M. Gruner, M. Hofman, W. Gaßner- p. 5] entnommen. Die Porenanteile bzw. Porenzahlen (e) wurden aus den Trockendichten sowie den Spezifischen Dichten der Bodenpartikel mit Gl. (4.5) rückgerechnet. Die Sättigungen Sl der verwendeten Materialien werden mit Hilfe von Gl. (4.6) (Vw: Volumen des Wassers, Vv: Volumen der Poren; w: Wassergehalt; e: Poren-zahl des Bodens). Der initiale Porenfluiddruck wird nach [Van Genuchten, 1980] und Gleichung (4.8) modelliert. Die Anfangsbedingungen sind in Anlage 1 in Tabelle 4.2 zu-sammengefasst.

1s

d

e ρρ

= − ; .w s

lv

V G wSV e

= = ; v

s

VeV

=

11

1 g ll rle

ls rl

P PS SSS S P

λ

λ

−

−⎛ ⎞−⎛ ⎞− ⎜ ⎟= = + ⎜ ⎟⎜ ⎟− ⎝ ⎠⎜ ⎟⎝ ⎠

; oo

P P σσ

=

(4.5) (4.6) (4.7)

(4.8) (4.9)

Der Halbtechnische Versuch wurde mit zwei unterschiedlichen Durchlässigkeiten des Bentonits simuliert. Im ersten Fall betrug die intrinsische Durchlässigkeit k=6x10-20 m² im zweiten Fall k=1x10-19 m². Eine Gegenüberstellung der berechneten und gemessenen Sättigungsgrade am Ende des Versuchs nach 8878 Stunden zeigen Bilder 4.8 und 4.9.

55

Bild 4.8: Flüssigsättigung vs. Säulenhöhe-

nach 8878 h mit k = 6.0E-20 Bild 4.9: Flüssigsättigung vs. Säulenhöhe

nach 8878 h mit k = 1.0E-19

Die gemessenen Sättigungen stellen Mittelwerte in einer Schicht dar. Die berechnete Linie Ci führt durch die Inhomogenitäten (Sandlinsen), die Linie Di führt durch die unge-störten Bereiche. Weitere Abbildungen zum zeitlichen Verlauf der berechneten Sätti-gung, des zeitlichen Verlaufs der Spannungen sowie des Wassergehalts bei Versuchs-ausbau sind in Anlage 1 in den Bildern 4.1 bis 4.30, des zeitlichen Verlaufs der Saug-spannung und der Verschiebung in Anlage1 in den Bildern 4.32 bis 4.36 zu finden. In Bild 4.10 wurde die im Versuch zugeführte Fluidmenge (Quadrate) der berechneten ge-genübergestellt. Da die Kiesschichten am unteren und oberen Rand des HTV-1 im nu-merischen Modell nicht abgebildet werden, wurden die Fluidmengen, welche in diesen Bereichen aufgenommen werden aus der Gesamtbilanz abgezogen und in Bild 4.10 (Dreiecke) aufgetragen.

Bild 4.10: Simulation und Experiment: Fluidmenge und Druck vs. Zeit

Bild 4.11: Zugeführte Fluidmenge

Um die Frage zu klären, ob ein zweidimensionales numerisches Modell zur Simulation des HTV-1 ausreicht, die wesentlichen beobachteten Effekte abzubilden, wurde in ei-nem zweiten numerischen Modell der HTV-1 dreidimensional abgebildet. In diesem Mo-dell konnten die mithilfe der Sandlinsen konstruierten Inhomogenitäten wirklichkeitsge-treu abgebildet werden. Die Berechnungszeiten erhöhten sich im Gegensatz zum zwei-dimensionalen Modell im ebenen Spannungs-Verformungszustand erheblich. Da das Volumen der Sandlinsen im zweidimensionalen Modell größer ist, als das im dreidimensionalen Modell, treten in diesen Bereichen im zweidimensionalen Modell hö-here Durchflussraten auf. Daher ist der Sättigungsgrad in diesen Bereichen höher als im

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

0 200 400 600 800 1000 1200 1400Height (mm)

Liqu

id s

atur

atio

n-S

Result of Mesurement Simulation Line Ci Simulation Line Di

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

0 200 400 600 800 1000 1200 1400Height (mm)

Liqu

id s

atur

atio

n-S

Result of Mesurement Simulation Line Ci Simulation Line Di

0

50

100

150

200

250

0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000 9000

Time (hr)

Liqu

id p

ress

ure

(MPa

)

0

2

4

6

8

10

Flui

d in

put (

l)

simulation k1

mesurement

Simulation k2

Meas. subtracted gravel V

Applied liquid pressure

0

10

20

30

40

50

60

70

80

0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000 9000Time (hrs)

Liqu

id in

put (

liter

)

2D model k1=6E-203D model k=k1Simulation k2

56

dreidimensionalen Modell (vertikale Linie durch den gestörten Bereich, Bild 5.4 Anlage 1). Aufgrund des höheren Gesamtfluiddurchflusses im zweidimensionalen Modell kann das zweidimensionale Modell mehr Flüssigkeit aufnehmen, als das dreidimensionale Modell (Bild 4.11).

4.3.3 Sensitivitätsanalyse zu Materialmodellparametern des HTV-1 Die Sensitivitätsanalyse ist eine Analyseform für komplexe physikalische Systeme und Probleme, bei der eine Grenzbetrachtung der Ergebnisse stattfindet. Dabei wird jeweils unter sonst gleichen Bedingungen ein Parameter (oder auch mehrere Parameter ge-meinsam) verändert und der Einfluss von Inputfaktoren (einzeln oder gemeinsam) auf bestimmte Ergebnisgrößen untersucht. Die Analyse kann mathematisch durch das Ana-lysieren von Modellgleichungen erfolgen oder auch durch die Verwendung von variierten einzelnen Inputfaktoren (Iterationsverfahren) und damit den Vergleich der Ergebnisse mit dem Ergebnis des Standardinputs. In der Geotechnik werden mithilfe der Sensitivitätsanalyse folgende Fragen beantwortet: 1. Anwendbarkeit eines numerischen Modells; 2. Größe und Art des Einflusses von Mo-dellparametern auf ausgewählte Eigenschaften in neuralgischen Modellbereichen; 3. welche Modellparameter können mit zugrunde liegenden Feld- / Labor- Messungen identifiziert werden; 4. Hilfe bei der Erstellung von Feld- / Baustellenüberwachungspro-grammen (wo und was muss im Labor / Feld gemessen werden, damit numerische Mo-delle basierend auf diesen Messungen kalibriert werden können). Die Sensitivitäten werden als partielle Ableitungen der Modellantwortgrößen nach den Eingabeparametern berechnet. Dabei bezeichnet Gleichung (4.10) die skalierte Sensiti-vität, Gleichung (4.11) die zusammengefasste skalierte Sensitivität und (4.12) die nor-mierte zusammengefasste skalierte Sensitivität.

ijj

ji wxxy

SS ⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

∂

∂=, ; ∑

=

=N

ijij SS

NCSS

1

2,

1 ; )max(CSS

CSS jj =γ (4.10) (4.11) (4.12)

Die Sensitivitätsanalyse wurde für den Sättigungsgrad und ausgewählte Materialmodell-parameter durchgeführt. Die Modellparameter, welche den Sättigungsgrad beeinflussen können, sind der initiale Porenanteil ( iniφ ), die initiale Sättigung (Sini), die initiale intrinsi-sche Durchlässigkeit (k0), die Parameter Lambda ( λ ) und 0P der Saugspannungs-Sättigungsbeziehung und der Parameter Lamda aus der relativen Durchlässigkeit ( .relλ ). Die Werte der variierten Modellparameter und deren Sensitivitäten wurden in Anlage 1 in Tabelle 6.1 zusammengefasst. Hier wurde gezeigt, dass der initiale Porenanteil der ersten Bentonitschicht (DS1 oder B1) wesentlichen Einfluss auf den Verlauf der Sätti-gung im numerischen Modell hat. Es wurde weiterhin gezeigt, dass die Modellparameter der Bentonitschichten den Sättigungsprozess mehr beeinflussen, als eine Variation der N45 Modellparameter (Bild 6.3, Anlage 1). Des Weiteren wird deutlich, dass der Einfluss der Modellparameter auf die Modellantwortgröße zeitlich variiert (Bild 6.2, Anlage 1).

57

4.3.4 Numerische Simulation und Sensitivitätsanalyse eines Feldversuchs Die Geometrie und die Materialabfolge entsprechen dem geplanten Feldversuch (Ver-schluss der Durchörterung der Bergwerke der Süd-West-Salz in Heilbronn und Kochendorf). Aus Modellierungs- und Skalierungsgründen wurde die Geometrie im Maßstab 1:3 numerisch modelliert (Bild 4.12).

Bild 4.12: Geometrie des geplanten Feldversuches

Da das Verschlussbauwerk untertage in einem ehemaligen Stollen installiert wird, wur-den im Modell die Ränder unverschieblich modelliert. Der Wasserdruck (8 MPa) wurde am linken Rand aufgebracht, an den restlichen Rändern wurde kein Fluidfluss zugelas-sen. Eine Sensitivitätsanalyse wurde für Materialparameter aus der Saugspannungs-Sättigungsbeziehung sowie der intrinsischen Durchlässigkeit aus den Bentonitschichten sowie den Äquipotenzialsegmenten (N45) durchgeführt. Damit ergeben sich sechs zu untersuchende Modellparameter (Tabelle 4.3). Tabelle 4.3: Ausgewählte Modellparameter für die Sensitivitätsanalyse

Standard Wert Minimal Wert Maximal Wert

Bentonit – (Retention Curve) P0 20 19 21 Bentonit - (Retention Curve) Lambda 0,18 0,162 0,198 Bentonit - (Intrinsic Permeability) k22 1,9E-19 1E-20 1E-19 N45 – (Retention Curve) P0 6,9E-4 0,000621 0,000759 N45 – (Retention Curve) Lambda 0,55 0,495 0,605 N45 – (Intrinsic Permeability) k22 8,4E-12 1E-12 1E-11 Bei dem numerisch zu modellierenden Feldversuch handelt es sich um ein syntheti-sches Experiment mit skalierten Abmessungen, in welchem die hydraulischen und Saugspannungs-Sättigungsparameter untersucht werden. Die Dauer des Durchflusses durch das gesamte Bauwerk wurde hier nicht betrachtet. Die Berechnung wurde ange-halten, sobald das letzte Bentonitsegment zu 100% gesättigt ist (Bild 4.13).

58

Bild 4.13: Fluidbewegung und –sättigung in den Querschnitten S1 bis S7 Aus Bild 4.13 wird deutlich, dass eine Endfließgeschwindigkeit in einem Querschnitt ein-tritt, sobald eine 100%ige Sättigung erreicht wird. Diese beträgt in diesem Experiment 1x10-10 m/s. Zur gleichen Zeit reduziert sich der Fluiddruck auf seinen endgültigen Wert (Bild 8.6 in Anlage 1). Zur Durchführung der Sensitivitätsanalyse wurden in der Mitte eines jeden Bentonitquerschnitts die Ergebnisgrößen (Fließgeschwindigkeit, Porenfluiddruck und Sättigungsgrad) über vier vertikal gleichmäßig verteilte Punkte untersucht und jeweils deren Mittelwert gebildet. Die skalierten Sensitivitäten (SS) wurden für jeden Quer-schnitt, jede Ergebnisgröße und jeden Modellparameter jeweils graphisch dargestellt (Bilder 8.7 bis 8.10 in Anlage 1). Aus den Bildern wird deutlich, dass die Fließgeschwin-digkeit, die Entwicklung des Porenfluiddrucks und die Entwicklung der totalen Spannung maßgeblich durch die intrinsische Durchlässigkeit sowie den Parametern aus der Saug-spannungs-Sättigungsbeziehung, Lambda und P0, des Bentonitmaterials beeinflusst werden. Die Äquipotenzialsegmente haben lediglich eine den Fluidfluss sowie den Sätti-gungsprozess homogenisierende Funktion und beeinflussen nicht die Fließbedingungen sowie die Spannungsentwicklungen der gesamten Konstruktion.

1E-14

1E-13

1E-12

1E-11

1E-10

1E-09

1E-081 10 100 1000 10000 100000

Time [days]

Flu

x in

cro

ss s

ecti

ons

[m/

s]

1.83m 3.00m 4.17m 5.33m 6.5m7.67m 8.83m

0,8

0,82

0,84

0,86

0,88

0,9

0,92

0,94

0,96

0,98

1

1 10 100 1000 10000 100000Time [days]

Liq

uid

Sat

ura

tion

in

cro

ss s

ecti

ons

1.83m 3.00m 4.17m 5.33m 6.5m7.67m 8.83m

59

5. Verifizierung des Systems im halbtechnischen Maßstab in Kooperation mit der Universität Bergakademie Freiberg 5.1 Vorversuche In Kapitel 2.6 sind die notwendige Messtechnik, die Sensoren und mögliche Einbauwei-sen für einen HTV beschrieben. Außerdem ergibt sich aus den dort dargestellten Unter-suchungen bei korrektem Einbau die Eignung des Systems zur Verfolgung von Feuchte-fronten mit einer Ortsauflösung von etwa fünf Zentimeter. Dies erlaubt eine komplette Überwachung der Fluidbewegungen innerhalb des Bauwerks, sowohl bei Wasser- als auch bei Laugeneinwirkung. Die Prüfung der Funktionsfähigkeit der Messtechnik erfolgte in einem Vorversuch in ei-nem in der Technikumshalle aufgestellten Druckbehälter (Bild 5.1). Der Behälter besteht aus einem Zylinder mit einer Innenhöhe von 1,8 m und 0,8 m Durchmesser. Boden und Deckel können zu Reinigungs- und Befüllzwecken abgenommen werden. Im Boden be-findet sich die Zuführung von Fluiden (z.B. Lauge). Flüssigkeit kann mittels einer druck-geregelten Pumpe bis zu einem Druck von etwa 100 bar in den Behälter gepresst wer-den. Die koaxialen Zuführungen zu den Sensoren erfolgen über Löcher im Deckel.

Bild 5.1: Versuchsstand in der Technikumshalle der TU Freiberg (Bergakademie)

Bild 5.2 zeigt den prinzipiellen Versuchsaufbau mit einer Schichtung aus mehreren, auf-einander folgende Lagen (von unten nach oben): • Kies-/Schotterschicht zur Verteilung des zugeführten Fluids über den gesamten

Querschnitt zur gleichmäßigen Befeuchtung der darüber aufgebauten Schicht • wechselnde Abfolge von Schichten (DS und ÄS) • Abschluss mit einer Kies-/Schotterschicht Die DS bestanden aus einem binären Gemisch aus Bentonitpellets und –granulat (Sitz et al. 2003), die ÄS sind aus Feinsand N45 eingebaut.

60

Bild 5.2 Aufbau des Vorversuchs

Die an dem einfachen zentralen Sensorkabel gemachten Beobachtungen treffen auch auf die u-förmig eingebauten Sensoren zu. Der Unterschied besteht darin, dass das Lei-tungsende mittels TDR-Messung sehr exakt zu bestimmen ist, während bei den beidsei-tig angeschlossenen Sensoren der tiefste Punkt, der etwa dem Leitungsende des einfa-chen Sensors entspricht, aufgrund von Verschiebungen während des Einbaus und der Verschleifung der TDR-Signale entlang der Leitung nicht exakt zu bestimmen ist. Die eingetragenen Positionswerte ergeben sich aus der Rückrechnung der bekannten Einbaumaße und der Laufzeit entlang dem Sensorkabel. Die Abweichung zur tatsächli-chen Position ist < 5 cm.

Bild 5.3: Verlauf der Feuchtefront am zentralen Sensor

FG Versuch No. 2 (09.04.02): salinarer Verschluss: Salz 250g/l, Kabel Mitte

1,1

1,15

1,2

1,25

1,3

1,35

1,4

1,45

1,5

23 25 27 29 31 33 35 37

Laufzeit in [ns]

Am

plitu

de

trocken 32 l; 1 h 34,5 l; 2 h 34,5 l; 3,5 h 35 l; 7,15 h 35,9 l; 24 h07.05.2002 4 bar 05.06.2002 16 bar 01.07.2002 40 bar 09.07.2002 40 bar 19.07.2002 70 bar

0 m 1,2 m0,7 0,85 1,06

1,10

2.1

2.2

3.1 3.2

1.1

1.2

Sensor-Anschlüsse

Mitte

R = 0,4 m

0,15 m

0,15 m

zumMessgerät

Schotter

Bentonit

Sand

Schotter, Split, Kies

Bentonit

Bentonit

Sand

Geotextil

Wassereinlass

grob/fein

ρ=1,65 g/cm3

ρ=1,70 g/cm3

grob/fein

grob/fein

ρ=1,65 g/cm3

l=2,4 ml = 1,2 m

ca. 0,2 m

0,2 m

0,35 m

0,12 m

0,27 m

0,11 m

0,7 m

l = 1,2

61

Während des Versuchsablaufes wurde der Druck stetig bis auf etwa 70 bar gesteigert. Wegen einer dreimonatigen Umbaupause in der Halle musste die Förderpumpe abge-schaltet werden, der Versuch konnte aber in dem erreichten Zustand stehen bleiben. Dadurch baute sich der von unten anliegende Druck im Behälter ab. Am Ende der Ru-hezeit wurde die Anlage wieder in Betrieb genommen, es konnten aber nur noch etwa 20 bar Druck aufgebracht werden. Dann traten Undichtigkeiten mit deutlichem Fluid-austritt am unteren Deckelflansch auf. Der Versuch musste beendet werden.

Bild 5.4: Leiterunterbrechungen an einem Sensorkabel infolge starker Zugkräfte

Im Verlauf der Ruhezeit war aufgefallen, dass zwei der u-förmig eingebrachten TAUPE-Sensoren deutlich veränderte Gesamtlaufzeitsignale zeigten. Die Untersuchung der be-troffenen Sensoren zeigte deutliche Lücken nach dem Ausbau in den Leiterverbindun-gen (Bild 5.4) an einer Stelle etwas unterhalb der oberen Sandschicht.

Bild 5.5: Rissbildung durch Druckentlastung über längere Zeit

Bei näherer Betrachtung ergibt sich ein Szenarium nach Bild 5.5: Der von unten anste-hende Druck presst die darüber liegenden Schichten nach oben und sorgt zusammen mit dem Quelldruck des befeuchteten Bentonits dafür, dass die oberen Schichten kom-

Anfangszustand Ende derDrucksteigerung

Ende der Ruhezeit Wiederbefüllung Ende Wiederbefüllung

Bentonit

Bentonit

Bentonit

Schotter

Sand

Sand

komprimiert

trocken

Feuchteübergang

gesättigt

Feuchteübergang FeuchteübergangFeuchteübergang

Rissbildung

Rissbildung Riss schrumpft

Wasserdruckbis 20 bar

druckloseRuhezeit(3 Monate)

Wasserdruckbis 70 bar

62

primiert werden. Dies führt zu einer Dichteänderung, die einen zusätzlichen Widerstand gegen das Vordringen des Fluids ausbildet. Nach dem Ausbau war festzustellen, dass sich die obere Sandschicht mit der darüber liegenden Bentonitschicht um ca. fünf Zentimeter angehoben hat. Nach Abschalten der Pumpe hat sich an eben dieser Stelle, die auch den Übergang vom trockenen zum feuchten Bereich markiert, der feuchte, untere Teil abgetrennt. Die dadurch auf die u-förmig eingebrachten Sensoren ausgeübte hohe Zug-Belastung durch die Haltekräfte aufgrund der Mantelreibung hat zu einer Überdehnung der Kupferleiter in den Sensoren und bis zu deren Abriss geführt. Dadurch kommt die unterschiedliche Laufzeit des Sig-nals zustande, was zum Lokalisieren der Bruchregion verwendet wird. Beim Wiederanfahren schloss sich der Spalt mit zunehmendem Wasserdruck. Bei ei-nem der zerstörten Sensorkabel „reparierte“ sich der Leiter dadurch und es wurde wie-der die komplette Sensorlänge angezeigt. Die Beanspruchung der Sensoren war höher als die zulässige Dehnung von 6%. Um die unzulässige Zugbeanspruchung durch wechselnde Belastung zu vermeiden, werden folglich keine u-förmig TAUPE-Sensoren in den weiteren Versuchen eingebaut.

63

5.2 HTV-1: Simulierter Schachtverschluss Der Aufbau des halbtechnischen Versuches HTV-1 (Bild 5.6) erfolgte senkrecht und entspricht damit dem Aufbau in einem senkrechten Schacht. Mit Druck eingepresste Steinsalzlauge sollte den zunehmenden Druck einer stetig steigenden Wassersäule im Schacht simulieren.

Der Aufbau besteht aus den folgenden Schichten: • der Boden wurde mit Schotter gefüllt, um die Salzlauge gleichmäßig auf die gesamte

Fläche zu verteilen. Diese Lage war mit einem Geotextil abgedeckt. Das Verstopfen der Schotterschicht mit Feinmaterial wurde so verhindert.

• die nächste Schicht wurde als DS1 aus Bentonit (Calcigel) mit einer Stärke von 0,2 m aufgebaut. Die Trockenrohdichte des binären Gemisches (siehe Kap. 5.1) be-trug etwa 1,5 g/cm3. Die geringere Dichte sollte der fortschreitenden Feuchtefront weniger Widerstand entgegen setzen. Eine höhere Einbaudichte würde den Quell-druck des Bentonits erhöhen und daher die Versuchsdauer verlängern. Zusätzlich wurde eine Feinsandlinse aus N45 (Bild 5.7) eingebaut. Sie sollte einen präferenziel-len Fließweg öffnen, um ein potenzielles Versagen des DS zu simulieren.

• darüber folgte das ÄS1, eine Schicht aus Feinsand N45 mit einer Stärke von 0,2 m. • es folgte ein weiteres Dichtsegment (DS2) mit gleichen Abmessungen und erneut mit

einer Feinsandlinse. Die Trockenrohdichte in DS2 war mit 1,6 g/ cm3 etwas höher als in DS1.

• das folgende ÄS2 wurde in zwei Schichten von je 0,15 m Stärke aufgeteilt. ÄS2a bestand aus Feinsand N45, ÄS2b aus der Mischung M33 (siehe Kap. 3).

• darüber befand sich das DS3 mit einer Mächtigkeit von 0,4 m. Die Trockenrohdichte in DS3 betrug etwa 1,65 g/cm3 und lag damit im Bereich der üblichen Verdichtung

Schichtung von DS und ÄS • Einbaudichte im DS nimmt nach

oben hin zu • 7 Druckgeber • Senkrecht eingebaute Sensor-

kabel 11und 12 - bilden die Steighöhe ab - zeigen Dichteunterschiede

und Dichteänderungen - zeigen Schichtungen

• Waagrecht eingebaute Sensor-kabel zeigen die Flächenaus-breitung

Bild 5.6: Aufbau und Sensorbestückung des HTV-1

64

beim Einbau von Bentonit in Dichtungsbauwerken. Diese Schicht sollte auf jeden Fall eine Dichtwirkung erzielen und verhindern, dass die Feuchtefront weiter vordringt.

• Das letzte Bauteil war eine abschließende Schotterschicht, welche den Quelldruck der darunter liegenden Schichten zum Deckel hin abbauen sollte.

Bild 5.7: Sandlinse und Sensoren in DS1 (Einbau der Sandlinse)

Das TDR-Messsystem mit den TAUPE-Sensoren sollte das räumliche Ausbreitungsver-halten der Feuchtefront aufzeichnen und darstellen. Von den Sensoren wurden zwei senkrecht durch alle Schichten hindurch eingebaut. Sie bildeten den Fortschritt der Feuchtefront ab. Der Sensor S12 durchstieß die übereinan-der liegenden Sandlinsen und konnte ein voreilendes Verhalten an dieser Stelle verfol-gen. Der zweite Sensor S11 überwachte die ungestörte Seite des Aufbaus. Aus dem Laufzeitunterschied der beiden Sensoren konnte das unterschiedliche Aufsteigen der Feuchte und die Reaktion der ÄS abgeleitet werden. Die Sensoren S1 und S4 lagen jeweils waagrecht in den Dichtsegmenten und ragten mit ihrem Ende in die Sandlinsen. Sie zeigten die waagrechte Ausbreitung der Salzlösung in der gestörten und der unge-störten Zone. In den Grenzschichten zwischen DS1 und ÄS1, ÄS1 und DS2, DS2 und ÄS2a, ÄS2a und ÄS2b und ÄS2b und DS3 waren weitere Sensoren (S2, S3, S5, S6, S7) zur Überwachung eingebaut. Sie meldeten jeweils die Feuchteverteilung in den Grenzschichten und gaben einen Hinweis über die Befeuchtung DS aus den ÄS von hinten. Weiter befanden sich in den ÄS drei Sensoren (S8, S9 und S10), die ringförmig und hochkant horizontal eingebaut waren. Sie erfassten zum einen die Flächenausdeh-nung der Feuchtefront und zum anderen das Steigverhalten als Summensignal. Sechs punktförmige Drucksensoren waren in die Schichten und direkt unter dem Deckel ein Flächendrucksensor (Glözl-Drucksensor) eingebaut. Als Fluid wurde eine fast gesättigte Salzlauge (Dichte 1,15 g/cm3) verwendet. Ein lang-samer Anstieg des Fluiddrucks mit einem Startwert von weniger als 1 bar sollte ein un-mittelbares Durchbrechen des ersten Dichtsegmentes verhindern. Die stufenweise Stei-gerung des Drucks bis auf 90 bar simulierte eine Wassersäule bis zu 900 m Höhe. Eine Druckerhöhung erfolgte, sobald der Fluidverbrauch stark zurückging und der Druck der Pumpe annähernd konstant blieb. Die senkrecht eingebauten Sensoren S11 und S12 lieferten folgende Aussage: • im trockenen Zustand sind die Kurven sehr ähnlich, daraus lässt sich die Schichtung

im Aufbau ablesen. Außerdem sind Dichteunterschiede (Signalamplitude höher: ge-

65

ringere Dichte, Signalamplitude niedriger: höhere Dichte) und/oder Unterschiede in der Dielektrizitätszahl (= Feuchtegehalt und elektrische Leitfähigkeit des Mediums; Signal höher: geringere Feuchte, Signal niedriger: höhere Feuchte) erkennbar. Der erste Anstieg von Null aus kennzeichnet den Anfang des Sensorkabels und be-schreibt den höheren Luftgehalt im Schotter.

• eine Signalabnahme als Parallelverschiebung über einen größeren Bereich ist die Auswirkung einer Zunahme der Dichte in diesem Bereich durch Kompression, die als Summe von Fluiddruck und Quelldruck im bereits befeuchteten Bentonit wirkt.

• damit ist es möglich, direkt den Verlauf der Feuchtefront im Bauwerk zu verfolgen: Sensor 11 ist benetzt ab 27.02.2005, Sensor 12 schon ab 15.02.2005. Hier wirkt sich deutlich die Störzone der Sandlinse aus, über die sich ein präferenzieller Fließweg im DS1 ausbildet und der die Front voreilen lässt.

Ende Juni 2005 hatte die Feuchtefront etwa die Hälfte der Höhe des Aufbaus erreicht.

Bild 5.8: Verlauf der Signalantwort von Sensor 11 über die Zeit

Bild 5.9: Verlauf der Signalantwort von Sensor 12 über die Zeit

-0.1

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

65 70 75 80 85travelling time [ns]

ampl

itude

[V]

15.02.200509.03.200503.04.200513.12.200519.02.2006

S11

DS3 ÄS2 DS2 ÄS1 DS1

-0.1

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

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65 70 75 80 85travelling time [ns]

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[V]

15.02.200509.03.200503.04.200513.12.200519.02.2006

S12

DS3 ÄS2 DS2 ÄS1 DS1

66

Der Versuch wurde über ein Jahr gefahren. Insgesamt lag über 200 Tage lang der Ma-ximaldruck von 90 bar an. Mit der Messtechnik war es möglich, das einseitige Vordrin-gen der Feuchtefront durch die DS und deren Ausgleich in den ÄS zu verfolgen. Vor dem nächsten DS stand die Feuchte wieder so an, dass eine homogene Benetzung des DS gewährleistet war. Weiter wurde das inhomogen durchfeuchtete, vorangehende DS von hinten her vom ÄS aus ebenfalls homogen benetzt. Damit wurde gewährleistet, dass sich der Quelldruck im Bentonit gleichmäßig aufbauen konnte. Die Verfolgung des Fortschreitens der Feuchtefront konnte visualisiert werden. So wur-de die Differenz des aktuellen zum trockenen Zustand direkt nach dem Einbau für die Sensoren S11 und S12 berechnet und diese grafisch aufgetragen. Des Weiteren wurde eine numerische Interpolation zwischen den beiden Sensoren verwendet, um eine Farb-flächendarstellung der Feuchteverteilung und -ausbreitung in einem Querschnitt des Aufbaus zu ermöglichen. In Bild 5.10 sind vier Ergebnisse dargestellt, welche markante Phasen im Versuchsverlauf abbilden.

Bild 5.10: Darstellung des Vordringens der Feuchtefront entlang der Sensoren S11 und S12 mit dem angelegten Druck zu verschiedenen Zeitpunkten. Die Schichtfolge ist jeweils oben schematisch eingezeichnet (hell = DS, dunkel = ÄS).

Im ersten Bild (27.02.2005) ist S11 noch nahezu unverändert, während auf der Seite mit der Störzone die Salzlauge bereits (S12) vordringt. An diesem Punkt trennen sich die zwei Kurven voneinander. Der Abstand des übereinander liegenden Teils beider Kurven gegen den Anfangszustand zeigt zusätzlich die Verdichtung des Materials in diesem Bereich. Sie nimmt im Versuchsverlauf deutlich zu. Das Farbflächenbild zeigt äquivalent auf der Seite von S12 eine erkennbare Verfärbung. Bei dem zweiten Bild (28.03.2005) ist das Fluid von unten her flächig ins DS1 vorge-drungen. Über die S12-Seite hat die Front ÄS1 erreicht und DS1 von oben her befeuch-tet. DS2 zeigt Anzeichen einer geringen, aber homogenen Einwirkung. S11 und S12

p = 5 bar

p = 90 bar

p = 20 bar

67

haben fast identisches Laufzeitverhalten, nur im Bereich von DS1 sind Unterschiede erkennbar. Das dritte Bild (04.09.2005) zeigt über S12, dass die Feuchte DS2 über die Sandlinse durchdrungen hat, während auf der Seite von S11 die Front noch nicht angekommen ist. Beide Kurven zeigen maximalen Abstand voneinander. Im Bereich von ÄS2a breitet sich die Feuchte in der Fläche aus und es beginnt die Bewässerung von DS2 von hinten. Das vierte Bild (19.02.2006) stellt die Endsituation dar. Im Bereich von ÄS2a/ÄS2b lie-gen die Kurven von S11 und S12 vollständig aufeinander, in den darunter liegenden Dichtsegmenten sind die noch vorhandenen Unterschiede in der Befeuchtung zwischen der gestörten und der ungestörten Seite klar erkennbar. Abbruchkriterium für den HTV-1 war der Beginn der Befeuchtung des DS3. Zusammen-fassend ist das Ergebnis in Bild 5.11 dargestellt.

Bild 5.11: Zustandsbeschreibung bei Versuchsende Im Weiteren erfolgt eine Diskussion der TDR-Signale ausgewählter Sensoren über den Verlauf des Versuchszeitraums: • Sensor S8 (Bild 5.12) ist ringförmig in ÄS1 eingelegt • die Benetzung beginnt Anfang März 2005 oberhalb der Störung durch die Sandlinse

in DS1, etwa in der Sensormitte • die Benetzung breitet sich nach beiden Enden des Sensors zunehmend hin aus, bis

ÄS1 komplett benetzt ist

Nur Dichteänderung in DS3, lediglich Grenzbereich zu ÄS2b befeuchtet: System ist dicht

DS2 wird von ÄS1 und von ÄS2 her be-feuchtet: Quelldruck

DS1 ist durchfeuchtet: Quelldruck

Homogenisierung der Feuchtefront, Material in ÄS2b verteilt Feuchte schneller als das in ÄS2a

Voreilende Feuchtefront durch Störzonen (Sandlinsen)

68

Bild 5.12: Zeitlicher Verlauf an Sensorkabel S8 • Sensor S3 (Bild 5.13) ist waagrechter Sensor in ÄS1/DS2-Grenzschicht • die Benetzung startet ab Mitte März 2005 homogen über die gesamte Länge • die homogene Benetzung verstärkt sich, der Sensoranfang bleibt etwas weniger

feucht • der Sensor ist Ende März 2005 komplett feucht • stark negative Amplitudenwerte zeigen eine Störung im Sensor (Kurzschluss am

Übergang Koaxialkabel zu Sensor) an

Bild 5.13: Zeitlicher Verlauf an Sensorkabel S3

69

Sensoren S5, S6, S7 (Bild 5.14): • Sensor S5 wird Ende März 2005 benetzt und ist Ende Januar 2006 komplett feucht • Sensor S6 wird Mitte August 2005 benetzt, ist Mitte Dezember 2005 komplett feucht • Sensor S7 startet Mitte September 2005 und ist Anfang Dezember 2005 komplett

feucht • die Sensoren S6 und S7 sind früher vollständig feucht, als Sensor S5, d.h., der Art-

Mix (ÄS2b) hat eine höhere Saugspannung als der Feinsand N45 (ÄS2a) und verteilt die Salzlösung besser in der Fläche

• es erfolgt eine annähernd homogene Befeuchtung in den ÄS2a und ÄS2b • der Sensor S6 in der Grenzfläche zwischen ÄS2a und ÄS2b liegt nur in Sand. Er

zeigt keine Verdichtung des Materials an, d.h., Sand ist inkompressibel. Das Absin-ken des Messsignals erfolgt nur über die Feuchtezunahme.

Bild 5.14: Zeitlicher Verlauf an den Sensorkabeln S5, S6, S7 in ÄS2a/Äs2b Die Aufzeichnungen von Fluiddruck, eingebrachter Flüssigkeitsmenge und des Druck-aufbaus im Versuchsaufbau beschreibt parallel zu den TDR-Sensoren das Fortschreiten der Feuchtefront (Bild 5.15): • der Druck in unbenetzten Regionen (Druckgeber M1 bis M6) folgte dem Glözl-

Erddruckgeber. • bei Benetzung stieg der Druck in der Schicht auf Fluid-Druck.

Start Benetzung: 14.08.05 Komplett feucht: 13.12.05






S7

S6

S5

70

• der Volumenstrom des eingepressten Fluids sank schnell auf Werte unter 0,1 l/h • bei 90 bar anliegendem Druck lag der Zufluss der Salzlösung bei weniger als 0,01 l/h • das insgesamt eingebrachte Fluidvolumen betrug ca. 240 l • die Verluste über Kabelundichtigkeit summierten sich auf weniger als 1 l

Bild 5.15: Ergebnisse der begleitenden Druckmessungen im Behälter und die eingeström-te Salzlösung

Die Ergebnisse des ersten Halbtechnikversuchs (HTV-1) im Druckbehälter lassen sich wie folgt zusammenfassen: • die gesteckten Ziele wurden erreicht (die Sensoren funktionieren und beschreiben

die Vorgänge im Druckbehälter) • alle physikalischen Parameter sind über Messtechnik darstellbar • gemessene Daten und Ausbaudaten stimmen überein • provozierte präferenzielle Fließwege sorgen für voreilende Feuchtefronten (Simulati-

on von Durchbrüchen aufgrund von z.B. Austrocknung mit Rissbildung, Randumläu-figkeiten, Fugenbildung bei Verwendung von Bentonitbausteinen, Sensoreinbau)

• in den ÄS erfolgt die Vergleichmäßigung der Salzlösung über die Fläche und die homogene Benetzung des davor liegenden und des folgenden DS

71

• das Material M33 in ÄS2b fördert die Feuchte schneller als der reine Sand und weist damit seine Funktionsfähigkeit nach

• am 19.02.2006 ist das System nahezu dicht, die Fluidmenge ist kleiner als 0,01 l/h bei 90 bar Fluiddruck, insgesamt werden 240 l an Salzlösung eingebracht

• 90 bar liegen insgesamt 200 Tagen an • es ergeben sich Verschiebungen im Aufbau durch Quellvorgänge im Bentonit (evtl.

auch durch Störungen des Regimes beim Rückbau) • es traten keine Durchbrüche entlang der Sensoren und keine Umläufigkeiten am

Rand auf Im Verlauf der Drucksteigerung waren an fünf Koaxialkabeln Salzbildung am Anschluss der Koaxialkabel an das Messsystem zu beobachten (Bild 5.16). Ursache war eine Un-dichtigkeit bei hohem Druck am Übergang zwischen dem Sensorkabel und dem Koaxi-alkabel an den Sensoren 1, 2, 3, 4 und 8. Dadurch wurde durch den anliegenden Druck und die Kapillarwirkung der Abschirmung Salzlauge durch das Abschirmgeflecht ge-drückt und trat aus dem Stecker aus. An der Eintrittsstelle bildete sich ein elektrischer Kurzschluss aus. Insgesamt sind in 21 Tagen auf diese Weise weniger als 1 Liter an Flüssigkeit dem System entzogen worden. Die Menge wurde separat gemessen und in der Darstellung von Bild 5.15 berücksichtigt. Auf die Messungen hat sich das nicht aus-gewirkt, da zu diesem Zeitpunkt die betroffenen Schichtungen bereits mit Flüssigkeit gesättigt waren. Für den zweiten halbtechnischen Versuch wurden die Übergänge zwi-schen Sensorkabeln und Koaxialkabeln verbessert und die Dichtigkeit konnte durch das Vergießen der Problemzone in Gussformen garantiert werden.

Bild 5.16: Undichtigkeiten an den Übergängen zu den Sensorkabeln. Ursprüngliche Versi-

on (oben) und Modifikation des Übergangs (unten). Im HTV-1 konnte die Möglichkeit, mittels leicht modifizierter Sensoren das Vordringen der Feuchte zu detektieren, belegt werden. Die konzentrierte Salzlösung als Benet-zungsflüssigkeit hatte die Messungen nicht negativ beeinflusst. Gleichzeitig konnte für den Fall „Schachtverschluss“ die Wirksamkeit des innovativen Verschlusssystems nachgewiesen werden. Es steht damit ein Monitoringsystem für untertägige Verschluss-systeme zur Verfügung.

72

Der Rückbau des Versuches HTV-1 zeigte, dass sich im Versuchsverlauf die Feuchte- und Druckausbreitung stark unterschiedlich bemerkbar gemacht haben (Bild 5.17). Im DS1 trat eine Ausdehnung nach oben hin auf, wobei die Trockenrohdichte signifikant zurückging. In der Mitte der Schicht fand eine leichte Aufwölbung statt. Die darüber liegende Sandschicht ÄS1 zeigte eine leichte Verdichtung an. DS2 veränderte sich markant. Es fand sowohl eine Auflockerung durch Quellen als auch eine starke Verformung statt, die die oberhalb DS2 liegende ÄS2a und ÄS2b deutlich beeinflussten. Die Dichte in den ÄS2a/2b war höher als die Einbaudichte. Das DS3 ver-dichtete sich durch Fluid- und Quelldruck.

Bild 5.17: Änderungen im Gefüge im Verlauf der Untersuchungen

Die Positionsveränderungen der Schichten gegen den Einbauzustand und ihre jeweilige Mächtigkeit sind im Versuchsaufbau in Tab. 5.1 dargestellt. Die befeuchteten Bentonitschichten DS1 und DS2 haben sich ausgedehnt, alle anderen Schichten wur-den komprimiert. Tab 5.1: Veränderung in der Lageposition der Schichten HTV-1 Einbau Ausbau

Abstand von OK

[cm]

Abstand von OK

[cm]

Schicht-stärke [cm]

Abstand von OK

[cm]

Abstand von OK

[cm]


Veränderung der Schicht-stärke [cm]

Veränderung der Position

[cm]

relatives Quellen

[%] Schotter 0 23 25 0 21,8 21,8 -3,2 -1,2 -12,80 DS3 23 63 40 21,8 56,1 34,3 -5,7 -6,9 -14,25 ÄS2b 63 80 17 56,1 71 14,9 -2,1 -9 -12,35 ÄS2a 80 95 15 71 84,8 13,8 -1,2 -10,2 -8,00 DS2 95 126 31 84,8 120,9 36,1 5,1 -5,1 16,45 ÄS1 126 146 20 120,9 139 18,1 -1,9 -7 -9,50 DS1 146 168 22 139 168 29 7 0 31,82 Summe -2

73

Nach Beendigung des HTV-1 wurde dieser zurückgebaut, um • die Sensoren zurückzugewinnen und hinsichtlich Langzeitverhaltens zu untersu-

chen, • die Position der eingebauten Schichten am Versuchsende zu bestimmen und • den Wassergehalt und die Salzkonzentration in den DS sowie in den ÄS zu be-

stimmen sowie mineralogische Veränderungen zu erfassen. Dazu wurde die Ver-schlusssäule in 21 Ebenen (P0-P20) (Tab. 5.2) nach einem definierten Raster (Bild 5.18) beprobt.

Tabelle 5.2: Ausbauebenen, Materialien, durchschnittliche Feuchte (geotechnischer Wasser-

gehalt), Salzgehalt und Salz/Feuchte-Verhältnis Ebene Durchschnittliche

Entfernung von der oberen Schotter-

schicht

Schicht Material Feuchte wGT

NaCl NaCl/ wGT

[mm] [%] [%] P0 218 C Calcigel 10,2 0,4 0,04 P1 318 C Calcigel 9,9 0,4 0,04 P2 414 C Calcigel 10,6 0,4 0,04 P3 509 C Calcigel 16,7 2,2 0,13 P4 550 C-D Calcigel/M33 18,6 3,2 0,17 P5 602 D M33 11,2 2,3 0,22 P6 653 D M33 6,4 1,6 0,25 P7 697 D-E M33/N45 5,7 1,5 0,25 P8 752 E N45 2,9 0,7 0,23 P9 801 E N45 7,2 1,5 0,21 P10 854 E-F N45/Calcigel 25,5 4,6 0,18 P11 902 F Calcigel 30,9 5,6 0,18 P12 955 F Calcigel 30,8 5,5 0,18 P13 1003 F/G Calcigel/N45

Linse 27,4 4,9 0,18

P14 1054 F/G Calcigel/N45 Linse

31,0 5,7 0,18

P15 1152 F/G Calcigel/N45 Linse

37,7 7,2 0,19

P16 1252 H N45 13,9 3,0 0,22 P17 1353 H N45 21,8 5,8 0,26 P18 1452 I Calcigel 39,9 6,8 0,17 P19 1551 I/K Calcigel/N45

Linse 41,5 8,3 0,20

P20 1650 I/K Calcigel/N45 Linse

44,4 7,9 0,18

74

Bild 5.18: Probenahmeraster Die Ebenen P4, P7 und P10 befanden sich jeweils an der Grenzfläche zwischen unter-schiedlichen Materialien. Die Probennahme der 525 Proben dauerte 40 d. Um Austrock-nung zu verhindern, wurde die Säule zwischen den Probennahmen mit einer Kunststoff-folie abgedeckt. Der Wassergehalt aller Proben wurde durch Trocknung bei 105 °C bis zur Gewichtskonstanz bestimmt (Tabelle 5.2). Für chemische und mineralogische Un-tersuchungen wurden die Proben durch sanftes Mörsern zerkleinert und homogenisiert und teilweise rehydratisiert. Der Salzgehalt (Tabelle 5.2) wurde durch Leitfähigkeitsmessungen an dispergierten Teilproben (siehe Kapitel 3) bestimmt und stichprobenartig durch ionenchromato-graphische Cl-Bestimmung überprüft. Die Kationenaustauschkapazität (KAK) sowie die Belegung der Smectit-Zwischen-schichten im Bentonit der DS wurden durch Austausch gegen Cu-Triethylentetraamin und anschließende Bestimmung der ausgetauschten Ionen mit ICP-OES gemessen. Alle Analysen wurden in Doppelbestimmung durchgeführt. Aus den ermittelten Wassergehalten ist ersichtlich, dass die Feuchtefront gerade das DS3 am Versuchsende erreicht hatte. Durch eine Rammkernbeprobung kam es mögli-cherweise zu Feuchteverschleppung, sodass die aus den Dichten und Wassergehalten ermittelte Sättigung in den ÄS über 100% liegt. In den DS betrug die Sättigung zunächst 33% und stieg im Versuchsverlauf auf 81% (DS1) bzw. 76% (DS2) an. Änderungen in der Dichte der DS führte zu einer Erhöhung der gesättigten hydrauli-schen Leitfähigkeit in DS1 und DS2 bzw. zu einer Erniedrigung der zu erwartenden ge-sättigten hydraulischen Leitfähigkeit in DS3 (Tab. 5.3, nach Sitz et al., 2003).

3 4

8

2

6 7

13

5

19 20

24

18

15 16

21

1412

9

17

11

2322

25

1

10

15 cm 15 cm 10 cm

3 4

8

2

6 7

13

5

19 20

24

18

15 16

21

1412

9

17

11

2322

25

1

10

15 cm 15 cm 10 cm

75

Tabelle 5.3: Dichte und gesättigte hydraulische Leitfähigkeit der DS am Versuchsbeginn und -ende

Segment Anfang Ende Dichte kf Dichte kf

[g/cm³] [m/s] [g/cm³] [m/s] DS1 1,53 4*10-11 1,15 DS2 1,55 3,7*10-11 1,32 3*10-10 DS3 1,66 1,3*10-11 1,93 1,1*10-12

Das Sandwichsystem ist eine Reihenschaltung von Elementen mit unterschiedlichen hydraulischen Leitfähigkeiten. Im „steady state“ wird die niedrigste hydraulische Leitfä-higkeit im System bestimmen. Während der Sättigung dominierte nach dem 2-Phasenmodell (Mayor et al., 2005) zunächst der advektive Feuchtetransport. Erst nach Zuquellen der Poren überwiegt der diffusionsgetriebene Feuchtetransport. Die ermittelten Salz/Feuchte-Verhältnisse in Tab. 5.2 deuten zunächst auf Rückhalte-prozesse (Membranverhalten) in den DS hin. Allerdings darf in der Bilanzierung der Feuchte der Ausgangswassergehalt des Bentonits nicht mit eingerechnet werden. Wird der Wassergehalt in den DS am Versuchsende um den Ausgangswassergehalt korri-giert, so ergibt sich für die DS ebenfalls ein Quotient aus Salzgehalt und Feuchte von 0.26, was dem Verhältnis der verwendeten Lauge entspricht. Bild 5.19 zeigt die Feuchteverteilung ausgewählter Ebenen im Detail.

P5 (ES2b): M33 P9 (ES2a): N45/Calcigel (DS2) P11 (DS2): Calcigel

P14 (DS2): Calcigel/N45 Linse P17 (ÄS1): N45 P19 (DS1): Calcigel/N45 Linse

Bild 5.19: Feuchteverteilung in 6 Probenahmeebenen (P5, P9, P11, P14, P17, P19)

76

In P19 (DS1) und P14 (DS2) sind die Feinsandlinsen aufgrund des geringeren Wasser-gehaltes deutlich zu erkennen. Die Feuchteverteilung in den Ebenen P17 (ÄS1) und P5 (ÄS2b) beweisen die Funktion der ÄS durch homogene Feuchteverteilung. In der Ebene P9 (ÄS2a) ist der eingequollene Bentonit zu erkennen. In der Ebene P11 (DS2) ist eine homogene Befeuchtung des Bentonits über der Störung durch homogene Bewässerung von dem nachfolgenden ÄS2a zu erkennen. Für das Salz (NaCl) ergaben sich gleiche Verteilungsmuster, weshalb hier auf eine Abbildung verzichtet wird. Daraus ergibt sich eine gleichmäßige Verteilung des Salz/Feuchte-Verhältnisses in allen Ebenen (Bild 5.20).

P5 (ES2b): M33 P9 (ES2a): N45/Calcigel (DS2) P11 (DS2): Calcigel

P14 (DS2): Calcigel/N45 Linse P17 (ÄS1): N45 P19 (DS1): Calcigel/N45 Linse

Bild 5.20: Salz/Feuchte-Verhältnis in 6 Probenahmeebenen (P5, P9, P11, P14, P17, P19) Die Bestimmung der austauschbaren Kationen aus den Smectit-Zwischenschichten ergab für das DS1 einen nahezu homogenen Austausch der Mg2+ und Ca2+ gegen Na+, wobei das Ca2+ noch nicht vollständig ausgetauscht war, obwohl der Bentonit mehr als der zweifachen KAK an Na+ über einen langen Zeitraum ausgesetzt war. In der Ebene P19 (DS2) über der Feinsandlinse ergibt sich ein differenzierteres Bild. Hier betrug die Differenz in der Einwirkzeit der Lauge auf der gestörten Seite zur unge-störten Seite etwa 4-5 Monate. Das Angebot an Na+ am Versuchsende betrug etwa die 1,6fache KAK des Calcigels. Während auf der gestörten Seite bereits etwa 90% des Mg2+ und etwa 50% des Ca2+ gegen Na+ ausgetauscht wurden, zeigte der Bentonit auf der ungestörten Seite noch nahezu die natürliche Ca2+/Mg2+ Belegung (Bild 5.21), trotz homogener Salzlaugenverteilung über die gesamte Ebene.

77

Bild 5.21: Ebene P11 (DS2): Calcigel Δt = 4-5 Monate Einwirkzeit der Salzlauge auf der gestörten und ungestörten Seite

Feuchte Salz

Ca²+ Mg²+

10%

100% 100%

50%

78

5.3 HTV-2: Simulierter Streckenverschluss Äquivalent zum Aufbau HTV-1, nur als Strecke konzipiert, wurde der HTV-2 aufgebaut. Zu diesem Zweck wurde die Aufhängung des Druckbehälters umgebaut und eine Schwenkvorrichtung sowie eine Verstärkung des Unterbaus integriert. So konnte der Behälter in der senkrechten Position befüllt, verschlossen und in die waagrechte Positi-on (Bild 5.22) gekippt werden.

Bild 5.22: HTV-2 als Streckenverschluss

Der Aufbau der Schichten (Bild 5.23) und die erzielten Einbaudichten entsprachen de-nen des HTV-1. Es wurden zwei waagrechte TAUPE-Sensoren (S11 und S12) durch das ganze Bau-werk und zehn TAUPE-Sensoren senkrecht in den einzelnen Schichten (ringförmig, S8 bis S10), bzw. in den Grenzschichten (S1 bis S7) eingebaut. 7 Drucksensoren lieferten als Zusatzinformation den Druck in den einzelnen Sektionen.

Bild 5.23: Maße und Schichtung des realen Aufbaus

79

Bild 5.24 zeigt die Einbausituation auf der Höhe der Sandlinse im DS2 und die Position der Sensoren (S4, S11, S12) an dieser Stelle, wobei S4 und S12 durch die Sandlinse hindurchgeführt sind.

Bild 5.24: Einbausituation bei 1,14 m (DS2) Die Einbauparameter der Dichtsegmente sind in Bild 5.25 beschrieben.

211,7 kg Calcigel-Pellets 155,1 kg Granualt ρtr= 1,64 g/cm³ 145,5 kg Calcigel-Pellets 82,5 kg Granualt 16,6 kg Sand ρtr= 1,62 g/cm³ 93,8 kg Calcigel-Pellets 50,2 kg Granualt 9,1kg Sand ρtr= 1,58 g/cm³

Bild 5.25: Einbauparameter der Dichte Der Versuch wurde am 31. Mai 2006 gestartet und die Salzlauge (Dichte 1,15 g/cm3) mit einem Druck um 1 bar angeboten. Wegen der Möglichkeit des Auftretens von Randum-läufigkeiten oder von Materialverschiebungen beim Kippvorgang erfolgte die Druckerhö-hung am Anfang moderat, um den Versuch nicht schon zu Beginn zu gefährden. Nach der schadensfreien Befüllung des Schotterraums breitete sich die Feuchte im DS1 nahezu homogen aus, wobei sie im Sohlenbereich mit den Sandlinsen voreilend war.

80

Die Vorgänge im Versuchsablauf HTV-2 folgte weitgehend denen von HTV-1 und wird nachfolgend nur dort diskutiert, wo deutliche Abweichungen auftraten. Sensoren 11 und 12 (Bild 5.26): im trockenen Zustand sind die beiden Kurvenverläufe vergleichbar. Die Feuchte drang durch die Sandlinsen im Bereich des Sensors S12 deutlich schneller vor als im ungestörten Fall des Sensors S11. Auf der Seite von S12 (Sohle) wurde in den ersten Schichten DS1 und ÄS1 Sättigung erreicht. An der Firste (S11) waren die beiden Schichten nur feucht. In der weiteren Ausbreitung der Feuchte blieb die Firste deutlich trockener als der Sohlenbereich. Insgesamt war die Feuchtever-lagerung aber langsamer als beim HTV-1. Im Bereich des oberen Dichtsegmentes DS3 zeigte sich wiederum eine Zunahme der Dichte durch Kompression.

Bild 5.26: Veränderungen über die Zeit bei Sensor 11 und Sensor 12 In Bild 5.27 ist das Fortschreiten der Feuchtefront als Differenzsignal zum Anfangszu-stand der Sensoren S11 und S12 aufgetragen und die markanten Zustände beim Voreilen durch die Störzonen und dem Ausgleich in den Äquipotenzialsegmenten ÄS1 und ÄS2a/ÄS2b als Farbflächenbild dargestellt.

DS3 ÄS2 DS2ÄS1 DS1

DS3 ÄS2 DS2ÄS1 DS1

81

p = 96 bar

Bild 5.27: Fortschreiten der Feuchtefront bei den Sensoren 11 und 12 Bild 5.28 fasst die Vorgänge im Versuch zusammen.

Bild 5.28: Zusammenfassung der Vorgänge im Versuchsablauf von HTV-2 Als markante Sensoren zur Beschreibung des Versuchsablaufs wurden die Sensoren S1 und S2 (Bild 5.29) und die Sensoren S5, S6 und S7 (Bild 5.30) ausgewählt. Alle wei-teren Beschreibungen finden sich bei HTV-1 oder in Bild 5.27.

p = 0,17 bar p = 10 bar

p = 81 bar

DS1 ist durchfeuchtet: Quelldruck

Nur Druckaufbau in DS3, noch keine Befeuchtung der Grenzschicht zu ÄS2b Ablauf vergleichbar zu HTV 1

DS2 wird von ÄS1 und von ÄS2a her befeuch-tet: Quelldruck

Voreilende Feuchtefront durch Störzonen (Sandlinsen)

Vergleichmäßigung der Feuchtefront, Mix-Material in ÄS2b verteilt Feuchte schneller als N45-Feinsand in ÄS2a

82

Bild 5.29: Signalverlauf an den Sensoren S1 und S2

Bild 5.30: Signalverlauf an den Sensoren S5, S6 und S7

Sandlinse

83

Die Sandlinse ist bei Sensor S1 wegen ihrer geringeren Feuchte deutlich zu erkennen. Die Benetzung startete unmittelbar nach Versuchsbeginn am 31. Mai 2006 und stieg durch die Sandlinse zügig an. Am Versuchsende wurde Sättigung über die gesamte Länge erreicht. Sensor 2 wurde ab dem 15.06.2006 benetzt. Es trat bereits eine Ver-dichtung durch Quelldruck in DS1 auf. Die in Bild 5.29 und Bild 5.30 beschriebenen Vorgänge decken sich sehr gut mit den vorher dargestellten Beobachtungen an den Sensoren S11 und S12. Die Sensoren in dem geteilten Äquipotenzialsegment ÄS2a/2b demonstrieren, wie unterschiedlich weit die Feuchtefront vorgedrungen war. S5 und S7 zeigten auch hier die Dichteänderung durch den Fluid- und Quelldruck. Der Fuß von S5 war erst am Versuchsende sehr feucht, wogegen er anfangs nur wenig von der Salzlauge erfasst wurde. Die Benetzung begann bei diesem Sensor nach dem 04. Februar 2007 und war bis zum Versuchsende am 20.08.2007 nicht abgeschlossen. Beim Sensor S6 begann die Benetzung nach dem 01. Juli 2007 und schritt bis zum Ab-schluss des Versuchs nicht wesentlich fort. Die Veränderungen in den Kurven wurde im Wesentlichen durch die Feuchteänderung des ÄS2a initiiert. Eine Dichteänderung fand im Sand kaum statt. Der Sensor S7 zeigte sich von der Feuchte vollkommen unberührt, die Veränderungen im Signalverlauf über der Zeit rühren ausschließlich von den Dichteänderungen im DS3 her. Die Aufzeichnungen von Fluiddruck, eingebrachter Flüssigkeitsmenge und des Druck-aufbaus im Versuchsaufbau beschreibt, wie in HTV-1, parallel zu den TDR-Sensoren das Fortschreiten der Feuchtefront (Bild 5.31).

Bild 5.31: Fluid- und Druckaufzeichnung im Versuchsverlauf In Bild 5.31 sind diese dargestellt und werden im Folgenden beschrieben:

Druckgeber : M1 .. M3 Glözl M4 .. M6 Temperatur

Einströmende Fluidmenge kleiner 0,01 l/h

84

L-1

L-2 K-1-

7

M1-6

L-3-5

P1 P3

P5

P7P9

P11

P13

P15

P2

P4

P6

P8

P10

P12 P14

P16P17

P18 P19

Sand-linsen

• der Druck in den unbenetzten Regionen (Druckgeber M1 bis M6) folgt dem Glözl-Erddruckgeber

• bei Benetzung steigt der Druck in der Schicht auf den Fluid-Druck an • der Volumenstrom des eingepressten Fluids sinkt schnell auf Werte unter 0,1 l/h • bei 90 bar anliegendem Druck beträgt die einströmende Flüssigkeitsmenge weniger

als 0,01 l/h Salzlösung • am 20.08.2007 ist System nahezu dicht, Fluidmenge < 0,01 l/h bei 93 bar Fluiddruck,

insgesamt 191 l Fluidmenge • über 90 bar bis 100 bar liegen insgesamt etwa140 Tagen an Insgesamt führt das zu dem Ergebnis, dass • die Ziele in zweitem HTV erreicht werden • nur wegen der fortgeschrittenen Zeit der Versuch vorzeitig abgebrochen wurde, • die physikalischen Parameter über die eingesetzte Messtechnik sehr gut beschreib-

bar sind, • es gute Übereinstimmung mit den Ausbaudaten gibt, • die Salzlösung über Störzonen deutlich schneller vordringt, • in ÄS die Vergleichmäßigung der Salzlösung über die Fläche erfolgt und die homo-

gene Benetzung des davor liegenden und des folgenden DS bewirkt, • eine Verschiebung im Aufbau durch Quellvorgänge im Bentonit stattfindet, • das System dicht bleibt, • es trotz Horizontalversuch zu keinen Abböschungserscheinungen einzelner Schich-

ten kam, • zur Benetzung des oberen Bentonitelements der Versuch noch mindestens 8 Wo-

chen weiterbetrieben hätte werden müssen. Für die Probenahme (PN) wurde ein Schema erstellt (Bild 5.32) mit dem umfassend und in allen Ebenen reproduzierbar Material für die Auswertung entnommen werden konnte.

Bild 5.32: Anordnung der Probennahmestellen. Der Abstand zweier aufeinander folgenden Ebenen für die Entnahme der Proben war: • im trockenen/ feuchten Bereich: 10 cm • im Übergangsbereich: 5 cm • Anzahl der PN-Stellen: 20/ Ebene

85

Das ergab die in Bild 5.33 eingezeichneten Probenahmeebenen, die mit einem am Insti-tut für Bergbau der TU Freiberg entwickelten Probenahmepositionierer (Bild 5.34) beprobt wurden.

Bild 5.33: Lage der Probenahmeebenen (Maße in cm)

Bild 5.34: Probenahmestellenpositionierer Die Sättigungsfeuchte der Schichten ist im Wesentlichen abhängig von dem jeweiligen Porenvolumen. Je geringer also der Hohlraumanteil einer Schicht ist, desto geringer ist das Volumen an Salzlösung welches diese bis zur Sättigung aufnehmen kann. Nach DIN 18127 ergibt sich die Sättigungsfeuchte aus

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−⋅= 1

D

S

S

Wwρρ

ρρ

w – Salzlösungsgehalt bei Sättigung ρW – Dichte der Salzlösung (1,15 g/cm³) ρS – Korndichte des Materials (2,65 g/cm³) ρD – Trockendichte der Schicht(1,55 g/cm³)

86

Einen Überblick über die beim Rückbau bestimmten Wassergehalte gibt Tabelle 5.4, die neben den mittleren Wassergehalten auch die Standardabweichungen zeigt. Dabei wurden bei den Ebenen mit Sandlinsen die unterschiedlichen Materialien getrennt be-trachtet. Für jede Prüfebene wurde aus den Wassergehalten an den 20 Entnahmepunkten eine Isoliniendarstellung zur Wassergehaltsverteilung über die ge-samte Prüfebene ermittelt. Mit Ausnahme der Prüfebenen mit Sandlinsen zeigte sich bei den einzelnen Ebenen eine gleichmäßige Verteilung der Wassergehalte, die auch durch die geringen Stan-dardabweichungen in Tabelle bestätigt wird. Deutliche Unterschiede beim Wasserge-halt traten in den Ebenen E12 bis E15, E20 und E21 auf, in denen die Sandlinsen ange-schnitten wurden. Aufgrund des geringeren Porenanteils wurden im Sand deutlich ge-ringere Wassergehalte als im umgebenden Bentonit festgestellt. Die Wassergehalte der Proben, die an der Firste entnommen wurden, zeigten keine Er-höhung gegenüber den benachbarten Proben. Eine erhöhte Wasserwegsamkeit an der Firste während der Versuchsausführung ist damit nicht eingetreten.

87

Tabelle 5.4: HTV-2, Ergebnisse der Wassergehaltsbestimmung und abgeleitete mittlere Salzlösungsgehalte

Segment Ebene Material

Wassergehalt (Ofentrocknung 105 °C)

mittlerer Salz-

lösungs-gehalt bei Sättigung

Mittelwert Stan-dardabw.

DS 3

E-0 Bentonit 10,9% 0,2%

22,2%

E-1 Bentonit 11,0% 0,2%

E-2 Bentonit 11,0% 0,3%

E-3 Bentonit 11,1% 0,3%

E-4 Bentonit 11,5% 0,2%

ÄS 2b

E-5 M33 1,0% 1,0%

17,0% E-6 M33 0,9% 0,9%

E-7 M33 1,2% 1,1%

ÄS 2a

E-8 N45 0,5% 0,7%

27,1% E-9 N45 0,9% 1,2%

E-10 N45 1,6% 1,2%

DS 2 E-11 Bentonit 21,3% 1,7% 34,0%

DS 2 / SL 2

E-12 Bentonit 22,4% 3,1% 34,0%

N45 8,3% -- 30,8%

E-13 Bentonit 24,1% 2,0% 34,0%

N45 13,5% 1,5% 30,8%

E-14 Bentonit 27,2% 2,1% 34,0%

N45 15,9% 1,8% 30,8%

E-15 Bentonit 31,3% 1,8% 34,0%

N45 18,6% 1,4% 30,8%

DS 2 E-16 Bentonit 36,0% 2,5%

34,0% E-17 Bentonit 37,1% 0,8%

ÄS 1 E-18 N45 22,8% 0,8% 29,8%

DS 1 E-19 Bentonit 36,3% 1,3% 46,8%

DS 1 / SL 1

E-20 Bentonit 39,8% 1,6% 46,8%

N45 22,5% 0,3% 35,9%

E-21 Bentonit 44,0% 2,3% 46,8%

N45 23,8% 0,2% 35,9%

Die Salzlösungsgehalte bei Sättigung wurden mit der mittleren Trockendichte der jeweiligen Schicht ermittelt und dienen daher nur als Orientierungswerte.

88

Die Sättigungsfeuchte ist abhängig von der Dichte des Materials in einer Schicht und der Dichte des Fluids und liefert deshalb unterschiedliche Werte für die Sättigungsfeuchte. Unter der Annahme, dass der Salzgehalt der Lösung innerhalb der Probe variiert und die Bestimmung der Dichte der Schicht schwierig ist, wird in den nachfolgenden Dia-grammen (Bild 5.35) nur der Wassergehalt bezogen auf die Gesamtmasse der Probe ausgewiesen.

Bild 5.35: Ausbausituation bei den Ebenen P4 (E-4) und P6 (E-6) sowie P8 (E-8) und P11 (E-11) mit den zugehörigen Wassergehalten in Prozent

Zur besseren Beschreibung der Feuchteverteilung in dem Material wurden fünf Längs-schnitte LS1 bis LS5 (Bild 5.36) definiert, entlang denen die genommenen Proben zu Farbflächen interpoliert sind.

Bild 5.36: Feuchteverteilungszonen in Längsachse für die Auswertung der Proben

89

In den Bildern 5.37 bis 5.40 sind die Längsschnitte LS1 bis LS5 dargestellt, wobei auf LS4 verzichtet wurde, da diese Daten weitestgehend denen von LS3 entsprechen.

Bild 5.37: Längsschnitt (LS1) durch Konturbereich („Störungszonenseite“)

Bild 5.38: Längsschnitt (LS2) durch Störungszonen Die Störzonen treten in den Bildern 5.37 und 5.38 deutlich hervor, wobei die Sandlinsen sich aus den DS heraus pausen und in die nachfolgenden ÄS hineinwandern. Im DS2 nimmt der Wassergehalt deutlich ab und bildet in der Grenzschicht zwischen DS2 und ÄS2a nur noch einen schmalen aber homogenen Streifen mit 10 bis 14% (grav.) Was-sergehalt. Darüber sind das Sandmaterial und der M33 trocken, der Bentonit in DS3 hat die Einbaufeuchte von 8 bis 10%. Ähnliches ist auch in den Bildern 5.39 und 5.40 zu finden, die die Situation in einer zent-ralen Ebene und auf der ungestörten Seite darstellen.

90

Bild 5.39: Längsschnitt (LS3) durch zentralen Bereich

Bild 5.40: Längsschnitt (LS5) durch Konturbereich Der Vergleich der Abmessungen der Schichtungen und deren Position im Druckbehälter zwischen der Anfangssituation und dem Rückbau (Bild 5.41) zeigt, dass im Gegensatz zu HTV-1 sich bei HTV-2 keine signifikanten Veränderungen in der Geometrie oder Auf-lockerungen ergeben haben. Es treten aber auch hier Verschiebungen auf. Tabelle 5.4 zeigt die Beträge dieser Verschiebungen der einzelnen Schichten und ermit-telt daraus den Quellvorgang in den Dichtsegmenten. Auch hier liegt der Hauptanteil in DS1, welches nahezu gesättigt ist und weniger in DS2, welches mit einem relativen Quellfaktor von 8,67% sich deutlich weniger verändert hat. Das hängt mit dem langsa-meren Versuchsablauf (Steigerung des Drucks) gegenüber HTV-1 zusammen.

-160 -140 -120 -100 -80 -60 -40

-30

-20

-10

0

10

20

30

Wassergehalt [%]Längsschnitt - LS5 (P7-P6-P5-P4-P3)

Länge ab Deckel [cm]

Höh

e vo

n A

chse

[cm

]

02468101214161820222426283032343638404244464850

91

Bild 5.41: Gegenüberstellung der Positionen bei Ein- u. Rückbau HTV-2 Tab. 5.4: Veränderung in der Lageposition der Schichten HTV Äqui2

Einbau Ausbau

Position von OK

[cm}

Position von OK

[cm}


Position von OK

[cm}

Position von OK

[cm}


Veränderung der Schichtstärke

[cm]

Veränderung der Postion

[cm]

relatives Quellen

[%] Schotter 0 25 25 0 24,3 24,3 -0,7 -0,7 -2,80 DS3 25 69,5 44,5 24,3 65,9 41,6 -2,9 -3,6 -6,52 ÄS2b 69,5 84,5 15 65,9 78,2 12,3 -2,7 -6,3 -18,00ÄS2a 84,5 99,5 15 78,2 92,5 14,3 -0,7 -7 -4,67 DS2 99,5 129,5 30 92,5 125,1 32,6 2,6 -4,4 8,67 ÄS1 129,5 149,5 20 125,1 144,7 19,6 -0,4 -4,8 -2,00 DS1 149,5 169,5 20 144,7 169 24,3 4,3 -0,5 21,50 Summe -0,5

92

Bild 5.42: Ebene P19 (DS1, HTV-2): Calcigel Δt = 4-5 Monate Einwirkzeit der Salzlauge auf der gestörten und ungestörten Seite

Während im HTV-1 bereits ein nahezu homogener Austausch der Zwischenschicht-kationen des Smectits im Bentonit des DS1 beobachtet wurde, war der Kationenaus-tausch im DS1 des HTV-2 zu Versuchsende noch nicht abgeschlossen. Nur etwa 85% des ursprünglichen Mg2+ sowie ca. 50% des natürlichen Ca2+-Belages waren ausge-tauscht (Bild 5.42), während die Feuchte- und Salzverteilung sehr homogen waren. 5.4 HTV-3: Belastungsversuch Die Erkenntnisse, die in den vorangegangenen, als Schacht (HTV-1) und Strecke (HTV-2) aufgebauten, halbtechnischen Versuche gewonnenen wurden, sollten in einem weite-ren halbtechnischen Aufbau HTV-3, ebenfalls als Strecke konzipiert, verifiziert werden. Im Gegensatz zu den vorherigen Versuchen erfolgte die Beaufschlagung mit Fluid in schneller aufeinander folgenden Schritten und mit höheren Druckstufen. Zusätzlich be-anspruchten Druckpulse, die mittels eines Druckbehälters erzeugt wurden, das Bau-werk. 5.4.1 Dimensionierung der Segmente Der Aufbau (Bild 5.43) war gegenüber HTV-2 modifiziert und umfasste sowohl DS als auch ÄS mit geringerer Mächtigkeit. Weiter wurden zwei geteilte ÄS eingebaut, die mit unterschiedlich steigfähigem Material, N45 Feinsand und synthetischer Mischung M1000, in wechselnder Reihenfolge eine jeweils unterschiedliche Steighöhe zeigen soll-ten.

Feuchte Salz/Feuchte

48% 14%

78%82%

Ca²+ Mg²+

93

Bild 5.43: Aufbauskizze des HTV-3 Die hohe Belastung des Bauwerkes wurde zum einen durch bauliche Maßnahmen er-reicht, indem zum einen

• die Schichten nur ca. 15 cm dick ausgeführt waren, • in den ersten beiden Dichtsegmenten Sandlinsen als lokale Störungen eingebaut

wurden und • die durch alle Schichten reichenden Sensoren S11 und S12 als präferenzielle

Fließwege betrachtet werden können, und zum anderen

• das Druckregime durch die Beaufschlagung mit Fluid in schnellerer Abfolge und mit höheren Druckstufen forciert wurde und

• zusätzliche Druckpulse, erzeugt mittels eines Druckbehälters mit zunehmender Intensität, bei jedoch gleicher Menge an Fluid (16 l), besonders in der Anfahrphase, in der die Quellvorgänge in den DS noch nicht eingesetzt hatten, für eine hohe Belastung sorgten.

Die Salzlauge war identisch zu HTV-1 und HTV-2. Der Versuch sollte beendet werden, wenn ein Durchschlagen des Bauwerks bis zum letzten DS erfolgen würde. War das System dicht und keine nennenswerten Mengen an Fluid mehr einzubringen, sollte der Versuch in diesem Zustand weiterlaufen, um dem Bentonit die Wechselwirkung mit der Salzlauge zu ermöglichen. Daraus könnten Erkenntnisse über den Ionenaustausch zwi-schen Bentonit und Lauge und die Einlagerung von Salz in das Material gewonnen wer-den.

2 waagrechte Sensoren 10 senkrechte Sensoren

Einfaches ÄS (M1000)

Störzonen (Sandlinsen)

2x doppeltes ÄS (N45/M1000), Reihenfolge vertauscht

94

Außerdem war es interessant, ob sich eine gleichmäßige Verteilung der Lauge in den einzelnen Schichten einstellen und die gewünschte Funktion von ÄS und DS trotz der hohen Belastung ausbilden würde. Zusätzlich ermöglichte dies, das Verhalten des Bau-werkes und der Technik über einen langen Zeitraum zu verfolgen. Beim Anfahren des Versuches zeigte sich, dass ein Sensor nicht reagierte. Aus dem TDR-Signal war zu schließen, dass unmittelbar vor dem Übergang zwischen Koaxialka-bel (Zuleitung) und Sensorkabel die Leitung kurzgeschlossen war. Nach dem Öffnen und Abnehmen des Deckels war zu erkennen, dass sich das Koaxialkabel tatsächlich zwischen Deckel und Korpus des Behälters geschoben hat und beim Montieren des De-ckels abgequetscht worden war (Bild 5.44). Nach der Kabelreparatur konnte der Ver-such HTV-3 ordnungsgemäß angefahren werden.

Bild 5.44: Defekt an einem Sensor durch Abquetschen

95

5.4.2 Verlauf der Feuchtefront an den parallel zu den Schichten eingebauten Sensoren

Der HTV-3 startete am 26.11.2007 um 14:45 Uhr. Bild 5.45 zeigt das in den ersten 20 Tage gefahrene Druckregime, nach dem in diesem Zeitraum die maximale Belastung von 100 bar erreicht wurde.

Bild 5.45: Druckregime während der ersten 20 Tage Zuerst wurde der Schotterraum mit der maximalen Förderleistung der Pumpe mit Lauge gefüllt. Die anschließenden drei Druckpulse, die innerhalb der ersten 48 Stunden aufge-geben wurden, wobei der erste 12 bar und die nächsten beiden 16 bar betrugen, bean-spruchten das Bauwerk enorm. Sensor S1 in DS1 (Bild 5.46) zeigte eine zunehmende Befeuchtung mit homogenem Verlauf, der durch den ersten Druckpuls nach ca. zwei Stunden nicht wesentlich be-schleunigt wurde. Der zweite Druckstoß nach ca. 22 Stunden und der dritte nach 48 Stunden sorgten für das Auffüllen der Sandlinse in DS1, sichtbar in der Verlängerung der Laufzeit am Ende der Kurve, so dass bis Ende 2007 DS1 komplett durchfeuchtet war. S2 und S3 in den Grenzbereichen von ÄS1 zeigten ein ganz anderes Bild: der erste Druckstoß von 12 bar durchschlug DS1 komplett entlang der Sensoren S11 und S12. Der Durchschlag war am Ende von ÄS1 an der Firste (S11) nicht mehr zu sehen, tratt aber an der Sohle (S12) immer noch auf. Bereits nach dem zweiten Druckpuls ist ÄS1 mit Fluid gefüllt, was nach der Grafik von S3 vor allem von der Sohle her passierte. Dies lässt darauf schließen, dass die Sandlinse in DS1 nach deren Auffüllen für das be-schleunigte Fluten von ÄS1 verantwortlich war. Bei DS2 zeigt der Sensor S4 eine zunehmende homogene Befeuchtung, die erst nach dem dritten Druckstoß beschleunigt wurde. Danach erfolgte die weitere Feuchtezunah-me bis zur Sättigung kontinuierlich, auch hier besonders an der Sohle durch die zweite Sandlinse, bis Ende Juni 2008.

96

Bild 5.46: Ausbreitung der Lauge entlang der ersten vier (S1 bis S4) in den Schichten DS1, ÄS1, DS2 eingebrachten Sensoren

Bild 5.47: Ausbreitung der Lauge entlang der nächsten vier (S5 bis S8) in den Schichten ÄS2a, ÄS2b, DS3 eingebrachten Sensoren

97

Bild 5.47 belegt, dass auch ÄS2a (M1000) und ÄS2b (N45) durch die drei Druckpulse komplett geflutet wurden, allerdings war der Verlauf an den einzelnen Sensoren unter-schiedlich. Der erste Puls zeigte sich bei S5 am Sensor S12, bei Sensor S6 und S7 so-wohl bei S11 als auch S12 über die Sandlinsen. Die Änderung der Befeuchtung durch die Folgepulse verlief ebenfalls längs der eingebauten präferenziellen Fließwege. Die Unterschiede sind allerdings in den Grenzflächen der DS/ÄS höher als an der Grenze zwischen ÄS2a und ÄS2b. Möglicherweise steht dies im Zusammenhang mit dem Un-terschied in der anfänglichen hydraulischen Leitfähigkeit, die entlang der Sensorkabel höher war als in der Umgebung. Nach Ausbilden des Quelldrucks verschwandt der Un-terschied restlos. DS3 wurde wiederum homogen befeuchtet, hier waren die Folgen der Druckpulse kaum zu erkennen. S8 in der Grenzschicht DS3/ÄS3a zeigte September 2008 Sättigung an. Die Druckpulse waren also bis kurz vor das DS3 durchgeschlagen. Ihre Intensität nahm mit dem Durchqueren der Schichten ab. Durch die voreilende Feuchtefront füllten sich die ÄS und sorgten für die beidseitige Befeuchtung der DS auf breiter Front. Der Signalverlauf in Bild 5.48 zeigte an den Sensoren S9 und S10 im Sohlebereich eine deutlich höhere Feuchte als im Firstbereich an und bis zum Ende des Versuchs trat hier keine komplette Durchfeuchtung auf.

Bild 5.48: Ausbreitung der Lauge entlang der Sensoren S9 und S10 (ÄS3a, ÄS3b) Bild 5.49 zeigt noch einmal den zeitlichen Ablauf der drei Druckpulse am Beginn des Versuches. Jeweils 16 l Fluid wurden innerhalb etwa einer Minute über die erste Schot-terschicht in den Versuch eingedrückt.

98

Bild 5.49: Druckpulse bei zwei Stunden, 22 Stunden und 48 Stunden nach Versuchsbeginn 5.4.3 Verlauf der Feuchtefront an den zwei durch alle Schichten eingebauten

Sensoren Die längs durch alle Schichten eingebauten Sensoren S11 und S12 erfassen die für die quer installierten Sensoren beschriebenen Zustände noch anschaulicher. In den Bildern 5.50 bis 5.53 ist die Schichtfolge der DS und ÄS über dem Sensorsignal für den Einbau-zustand dargestellt. Nach Versuchsbeginn blieb der unbeeinflusste Teil erhalten, wäh-rend der befeuchtete Teil sich durch das Abknicken und die Verlängerung der Kurven-verläufe sichtbar wurde. Auf diese Weise ist in Bild 5.50 der Zustand nach dem ersten Druckstoß aufgezeichnet. Es bildete sich eine voreilende Feuchtefront an Sensor 11 aus, die durch DS1, ÄS1 bis in den Grenzbereich ÄS2a/2b reichte. Der Vorstoß entlang S12 wurde durch die Sand-linse in DS1 abgebremst und reichte „nur“ bis in das DS2. Die lokalen Störungen in DS1 und DS2 nahmen die durchdringende Salzlösung auf, was sich durch das starke Absin-ken der Kurve in diesem Bereich zeigt. Bild 5.51 bildet zwei Zustände ab: die Veränderung nach dem ersten Druckstoß beim normalen Betrieb (5 bar), wo sich die Zunahme der Feuchte, besonders an S11, ausbil-dete und den Zustand nach dem zweiten Druckstoß (16 bar) mit dem weiteren Vordrin-gen der Front entlang S12. An S11 erhöhte sich gleichzeitig die Feuchte.

nach Gaßner, Gruner, Hofmann, Szczyrba 2009

12 bar

16 bar

16 bar

99

Bild 5.50: Signalverlauf an S11 und S12 nach dem ersten Druckstoß (16 l, 12 bar)

Bild 5.51: Signalverlauf an S11 und S12 nach dem zweiten Druckstoß (16 l, 16 bar)

100

Im weiteren Verlauf füllte sich der geflutete Teil zunehmend mit Fluid (Bild 5.52). Dann löste der dritte Druckstoß einen weiteren Durchbruch aus, der an S11 bis in den Anfang von DS3 reichte, während in DS3 die Front an S12 bis an den Grenzbereich zu ÄS3a durchstoßen wurde. Damit war in den ersten beiden Tagen des Versuches die Schich-tenfolge bis DS3 über die präferenziellen Fließwege an S11 und S12 vorgelaufen. Die Druckstöße stellten einen außerordentlich hohe Belastung des Bauwerkes entlang der Sensoren dar, die im natürlichen Ablauf vermutlich nie auftreten wird, hier aber zeigte, wie ein derartiges Bauwerk im Falle einer außerordentlichen Beanspruchung reagieren wird.

Bild 5.52: Signalverlauf an S11 und S12 nach dem dritten Druckstoß (16 l, 16 bar) Bild 5.53 beschreibt den weiteren Ablauf des Versuches mit dem Anstieg des Fluiddru-ckes nach Bild 5.44 auf 100 bar und weiter bis zum Versuchsende. Mit zunehmender Zeit stieg der Quelldruck in den Dichtsegmenten, was durch den hohen Fluiddruck noch verstärkt wurde und sorgte dafür, dass das Bauwerk dicht wurde. Bis zum 4. Mai 2009 drang die Salzlösung zwar an S11 bis in den Grenzbereich ÄS3b/DS4 und an S12 bis in DS4 vor, die zutretende Fluidmenge blieb aber zum Schluss bei sehr niedrigen Werten unter etwa 0,03 l pro Tag. Die Durchfeuchtung der vorderen Schichten bis DS2 war sehr hoch, dort hatte sich der Großteil der Salzlösung eingelagert. Ab DS2 ging der Feuchte-gehalt sehr stark zurück und war in DS4 etwa auf dem Einbauniveau geblieben.

101

Bild 5.53: Signalverlauf an S11 und S12 bis zum Versuchsende Dieser Ablauf zeigt sich noch deutlicher, wenn der Unterschied der Sensorsignale von S11 und S12 gegen den Einbauzustand aufgetragen wird (Bild 5.54 bis 5.62). Von dem gesamten Ablauf sollen hier nur die Ergebnisse nach den Druckstufen und zum Ende der Versuchslaufzeit dargestellt werden.

Bild 5.54: Differenzbild direkt nach dem ersten Druckstoß mit voreilender Feuchtefront an

S11. Die Front stoppt an DS3.

102

Bild 5.55: Differenzbild ca. eine Stunde nach dem ersten Druckstoß. Sandlinsen in DS1 und DS2 wirken als lokale Störungszonen und sind mit Salzlauge gefüllt (S12 bis DS3). Die Feuchtefront ist an S11 bis Ende von DS3 vorgelaufen.

Bild 5.56: Differenzbild direkt nach dem zweiten Druckstoß. Die Front an S12 ist wie an S11 bis Anfang ÄS3a vorgedrungen, hat an S11 aber einen stärkeren Einfluss. Der vordere Teil des Bauwerkes wird bis DS2 zunehmend befüllt. Dahinter nimmt die Feuchte stark ab. Im Bereich von ÄS2 ist die Feuchte recht gleichmäßig verteilt.

103

Bild 5.57: Differenzbild direkt nach dem dritten Druckstoß (13:38 Uhr). Die Front an S12 ist wie an S11 bis Ende ÄS3a vorgedrungen. Über die Sohle (S12) wird das Bau-werk stärker bewässert, die Auswirkung des dritten Druckpulses ist nicht mehr so stark, wie bei den ersten beiden.

Bild 5.58: Differenzbild nach dem dritten Druckstoß (14:12 Uhr). Die Front läuft gleichmäßig etwas weiter bis Anfang ÄS3b, wobei sie bei S11 leicht voreilt. Es werden weiter hauptsächlich die ersten drei Segmente aufgefüllt.

104

Bild 5.59: Differenzbild nach dem dritten Druckstoß (15:50 Uhr). Der Frontverlauf hat sich wieder umgedreht und läuft bei S12 leicht vor.

Bild 5.60: Differenzbild nach mehr als sechs Monaten Betriebszeit. Der Druck war anfangs innerhalb von 18 Tagen auf 100 bar angehoben worden. Die Feuchtefront läuft an der Sohle vor und steht jetzt bei S12 am Anfang von DS4, bei S11 in der Grenz-region ÄS3a/ÄS3b.

105

Bild 5.61: Differenzbild nach mehr als elf Monaten Betriebszeit. Der Feuchteverlauf hat sich weiter stabilisiert. Die Feuchte ist bis DS3 nahezu konstant auf geringerem Ni-veau als davor. Der Unterschied von ÄS2a (M1000) und ÄS2b (N45) ist hier we-gen der schnellen Flutung der Segmente kaum zu erkennen. Dagegen reagiert ÄS3b (M1000) schneller als ÄS3a (N45).

Bild 5.62: Differenzbild nach mehr als 15 Monaten Betriebszeit. Es findet eine weitere Vergleichmäßigung der Feuchtefront statt. ÄS3b zeigt gegenüber ÄS3a eine deut-lich höhere Feuchte. Der Quelldruck ist stark ausgebildet, verdichtet DS4 und sorgt dafür, dass HTV3 als Streckenversuch dicht bleibt.

106

5.4.4 Druckverlauf und Fluidmenge Bild 5.62 zeigt noch einmal die Druckeinstellungen während der ersten 20 Tage und gleichzeitig die in der Zeit eingebrachte Fluidmenge. Innerhalb der ersten 48 Stunden wurden ca. 175 Liter eingebracht und bis zum Versuchsende insgesamt 222 Liter. Nach der Anfangsbelastung war der Fluideintrag sehr gering. Die Hauptbelastung des Bau-werkes war durch die Druckstufen gegeben, während der kontinuierliche Fluideintrag, wie in HTV-1 und HTV-2 auch gezeigt wurde, den Aufbau nicht in dem Umfang belastet hat.

Bild 5.63: Druckverlauf und eingebrachte Fluidmenge im Verlauf der ersten 20 Tage. Die Gesamtlaufzeit des HTV3 betrug 12600 Stunden = ca. 525 Tage, davon bei 100 bar: ca. 508 Tage. Die einfließende Salzlösung in der Zeit (100 bar) betrug ca. 25 l wo-bei sich der mittlere Volumenstrom in den letzten 1000 Stunden weniger als 0,031 l pro Tag belief. 5.4.5 Feuchteverteilung und Ausdehnung der Schichten am Versuchsende

Nachdem die Druckentlastung und das Ablassen der Salzlösung aus dem unteren Schotter erfolgt war, wurde noch am gleichen Tag der Deckel des Versuchszylinders abgenommen, und mit dem lagenweisen Ausbau der Materialien begonnen. Im trocke-nen Bereich (DS 4) betrug der Abstand der einzelnen Prüfebenen ca. 10 cm. Mit dem Erreichen des ÄS 3 wurde der Abstand auf ca. 5 cm verringert, um eine höhere Auflö-sung zur Feuchteverteilung zu gewährleisten. Im gesättigten Bereich des ÄS 1 und DS 1 konnte der Abstand wieder auf 10 cm erhöht werden. Bei jeder Prüfebene wurden 19 Einzelproben gemäß dem dargestellten Entnahmeschema entnommen (Bild 5.64).

107

Bild 5.64: Entnahmeschema HTV-3 Insgesamt wurde an 400 Proben der Wassergehalt durch Ofentrocknung bei 105 °C bestimmt. Die Proben wurden für weitere mögliche Untersuchungen eingelagert. Beim Ausbau wurde auch die Tiefe der einzelnen Segmentoberkanten unter OK Zylinder erfasst. Tabelle 5.6 zeigt die daraus resultierenden Verschiebungen zwischen Einbau- und Ausbauzustand. Aus den festgestellten Differenzen der Schichtdicken zwischen Ein- und Ausbau wurden in Tabelle 5.6 die Volumenänderungen und die daraus resultierenden Veränderungen der Trockendichten für den Ausbauzustand ermittelt. In den Äquipotenzialsegmenten wurde eine Volumenabnahme von bis zu 12 Prozent festgestellt. Durch das Quellen tra-ten in den Dichtsegmenten DS1 bis DS3 Volumenzunahmen von bis zu 27% auf.

11

121-

10LP1

P3

P5

P7

P9

P11

P13

P15

P2

P4

P6

P8

P10

P12

P14

P16

P17

P18

P19

90°

180° 0°

270°

oben

108

Tabelle 5.6: HTV-3, relative Volumendifferenz zwischen Einbau und Ausbau

Schicht

Einbau Ausbau Veränderung

Tiefe UK [cm]

Schicht-dicke [cm]

Tro-ckendic

hte [g/cm³]

Tiefe UK [cm]

Schicht-dicke [cm]

Tro-ckendic

hte [g/cm³]

Dif. Schichtdicke [cm]

Dif. Po-sition [cm]

relative Volu-

mendif. [%]

Schotter 27,3 27,3 -- 26,6 26,6 -- -0,7 -0,7 -1,1 DS4 46,9 19,6 1,71 45,8 19,2 1,75 -0,4 -1,1 -2,3

ÄS3b 62,1 15,2 1,52 59,2 13,4 1,72 -1,8 -2,9 -11,7 ÄS3a 77,0 14,9 1,57 73,3 14,1 1,66 -0,8 -3,7 -5,7 DS3 92,5 15,5 1,67 89,6 16,3 1,58 0,8 -2,9 5,4

ÄS2b 107,8 15,3 1,56 104,0 14,4 1,66 -0,9 -3,8 -5,9 ÄS2a 122,6 14,8 1,54 117,5 13,5 1,69 -1,3 -5,1 -9,0 DS2 138,3 15,7 1,64 135,8 18,2 1,40 2,5 -2,6 16,1 ÄS1 153,7 15,4 1,55 149,9 14,2 1,68 -1,2 -3,8 -7,7 DS1 168,8 15,1 1,63 169,1 19,2 1,26 4,1 0,3 27,1

Für jede Prüfebene wurden in Tabelle 5.7 die Mittelwerte und die Standardabweichun-gen für die Wassergehalte angegeben, die an den 19 Einzelproben bestimmt wurden. In den Ebenen E17 und E20 wurden die Sandlinsen im DS2 und DS1 freigelegt, deren mittlere Wassergehalte in Tabelle 5.7 separat aufgeführt wurden. Bei der Prüfebene E-0 im DS4 war der Wassergehalt im Bentonit nur geringfügig gegenüber dem Einbauwas-sergehalt erhöht und lag gleichmäßig bei 12,5%. Bereits in der Ebene E1 traten im unte-ren Bereich etwas höhere Wassergehalte von bis zu 15,2% auf, die in der Ebene E2 nochmals auf bis zu 20,6% anstiegen. Die Salzlösungsgehalte bei Sättigung wurden jedoch nicht erreicht (Teilsättigung). Im ÄS3b lagen die mittleren Wassergehalte zwischen 3,6% und 5,1%, wobei im oberen mittleren Bereich, der etwa durch die Proben P6, P10, P11 und P15 begrenzt wurde, niedrigere Wassergehalte bestimmt wurden. Die Wassergehalte schwankten innerhalb des ÄS3b zwischen 0,6% und 6,2%. Sehr gleichmäßig verteilte Wassergehalte traten im ÄS3a mit einem Mittelwert von ca. 2% auf. Bei ebenfalls gleichmäßiger Verteilung stie-gen die Wassergehalte im DS3 bei den Prüfebenen E9 und E10 auf ca. 22%. Bei einem mittleren Wassergehalt von 32% zeigten sich bei der Ebene E11 im DS3 deutlich höhere Wassergehalte im Kernbereich mit bis zu 41,9% als in den Randbereichen mit minimal 26,8%. Im anschließenden ÄS2b und ÄS2a trat wieder eine gleichmäßige Verteilung des Wassergehaltes mit Mittelwerten von 17% bis 20% auf. In der Ebene E-16 im DS2 wurden im Bereich oberhalb der Sandlinse SL2 deutlich hö-here Wassergehalte im Bentonit bestimmt als im übrigen Bereich. Auch im DS1 zeigten sich durch die Sandlinse SL1 ungleichmäßig verteilte Wassergehalte. Im dazwischen liegenden ÄS1 traten demgegenüber relativ gleichmäßig verteilte Wassergehalte auf. Die in Tabelle 5.7 ermittelten Trockendichten im Ausbauzustand stellen Mittelwerte über die gesamte Schichtdicke dar. Durch unterschiedlich starkes Quellen können in den Dichtsegmenten lokal unterschiedliche Trockendichten auftreten. Die angegebenen Salzlösungsgehalte bei Sättigung stellen somit ebenfalls Mittelwerte über die gesamte Schichtdicke dar und dienen vorrangig als Orientierungswerte.

109

Tabelle 5.7: HTV-3, Ergebnisse der Wassergehaltsbestimmung und abgeleitete mittlere Salzlösungsgehalte

Segment Ebene Material

Wassergehalt (Ofentrocknung 105 °C)

mittlerer Salz-

lösungs-gehalt bei Sättigung

Mittelwert Standard-abweichung

DS4

E-0

Bentonit

12,5% 0,3%

22,4% E-1 13,7% 1,0%

E-2 16,8% 2,6%

ÄS3b

E-3

M1000

3,6% 1,5%

23,3% E-4 4,5% 1,3%

E-5 5,1% 0,8%

ÄS3a

E-6

Sand N45

1,8% 0,6%

25,7% E-7 2,8% 0,6%

E-8 1,7% 0,4%

DS3

E-9

Bentonit

21,8% 0,6%

29,3% E-10 23,4% 0,9%

E-11 32,1% 5,3%

ÄS2b E-12

Sand N45 18,0% 0,4%

26,0% E-13 20,1% 0,7%

ÄS2a E-14

M1000 17,8% 0,4%

24,7% E-15 17,0% 0,7%

DS2 E-16 Bentonit 29,7% 2,2% 38,9%

DS2/ L2 E-17 Bentonit 29,6% 1,4%

Sand N45 7,6% -- 30,3%

ÄS1 E-18 M1000 18,7% 0,3% 25,2%

DS1 E-19 Bentonit 35,3% 1,9% 47,7%

DS1/ L1 E-20 Bentonit 39,9% 1,5%

Sand N45 21,3% -- 33,3%

110

Bild 5.65: HTV-3, senkrechter Längsschnitt in Mitte des Versuchszylinders

Bild 5.65 zeigt den senkrechten Längsschnitt in der Achse des Versuchszylinders. Durch den Materialwechsel an den Segmentgrenzen traten dort beim Ausbau sprunghafte Än-derungen des Wassergehaltes auf, die in Bild 5.65 durch den Interpolationsalgorithmus nur bedingt abgebildet werden konnten. Dies zeigte sich besonders deutlich bei den Sandlinsen L1 und L2 im linken unteren Bildbereich. Innerhalb der Äquipotenzialsegmente war der Wassergehalt gleichmäßig verteilt. Dabei traten im ÄS 3a und 3b deutlich niedrigere Wassergehalte als in den ÄS1 und 2 auf, was auf eine nicht vollständige Sättigung mit Lösung zu Versuchsende hindeutet. Im Bentonit des DS 4 wurden im unteren Bereich bei den Proben P8 und P9 gegenüber dem Bentonit im oberen Bereich etwas erhöhte Wassergehalte ermittelt. Die Befeuchtung des DS4 er-folgte hier verstärkt von der Sohle des Versuchszylinders. Für die Ermittlung der mittleren Eindringrate für die letzten 1000 Versuchsstundenwurde das gesamte ÄS3 als gesättigt angesetzt, da damit durch den geringeren hydraulischen Gradienten eher zu große Werte für die Eindringrate bestimmt wurden. Trotz dieser auf der sicheren Seite liegenden Annahme wurde für den HTV-3 mit 1,0 E-12 m/s die ge-ringste mittlere Eindringrate ermittelt.

-160 -150 -140 -130 -120 -110 -100 -90 -80 -70 -60 -50 -40 -30

-30

-20

-10

0

10

20

30 ÄS2a

Längsschnitt - LS3 (P8...P12) Wassergehalt [%]

Länge ab Deckel [cm]

Höh

e üb

er A

chse

[cm

]

02468101214161820222426283032343638404244464850

L1 L2

DS1 ÄS1 DS2 ÄS2b DS3 ÄS3a ÄS3b DS4

111

5.5 Vergleich der drei Halbtechnikversuche Der Vergleich der Endzustände der drei Halbtechnikversuche (Bild 5.66, Tabelle 5.8) zeigt deutlich die gleichmäßige Entwicklung des Feuchteverlaufes. Insgesamt sind die drei Bilder sehr ähnlich, trotz der unterschiedlichen Beaufschlagung im zeitlichen Verlauf und in der Ausrichtung des Druckbehälters. Im Schachtversuch (HTV-1) ist bei der kür-zesten Laufzeit unter den Dreien der Fortschritt der Feuchtefront sehr weit, aber sehr gleichmäßig. Die vorsichtige Behandlung des ersten Streckenversuches (HTV-2) belegt eher einen realistischen Verlauf eines Feuchtezutritts in ein Untertagebauwerk und zeigt, dass trotz eingebauter Störungen im Bauwerk ein hoher Feuchtegradient aufge-baut werden kann, der die Begrenzung der Eindringrate der anliegenden Salzlauge an-zeigt. Hier ist in kürzerer Zeit weniger Fluid in den Versuchsaufbau eingebracht worden, als in HTV-1. Der zweite Streckenversuch HTV-3 hatte die längste Laufzeit, nahm aber immer noch weniger Fluid auf als HTV-1.

Bild 5.66: Druckverlauf und eingebrachte Fluidmenge im Verlauf der ersten 20 Tage. Tab. 5.8: Vergleich wichtiger Parameter HTV-1 HTV-2 HTV-3 Versuchsdauer [h] 9048 10700 12600 eingebrachtes Fluid-Volumen [l] 239 192 222 maximaler Druck [bar] 92 93 100 Dauer der max. Druckstufe [d] 202 140 508 Volumenstrom in den letzten 1000 h [ml/h] 5,8 2,1 1,3

Eindringrate bei 90 bar [m/s] 4,9*10-12 1,1*10-12 1,0*10-12

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Alle drei an der TU Bergakademie Freiberg durchgeführten Halbtechnikversuche bele-gen die Funktionsweise des gegliederten Verschlusssystems mit Äquipotenzial-segmenten und Dichtsegmenten (Sandwich). Trotz hoher Druckbelastung, die einer an-stehenden Wassersäule von bis zu 1000 m Höhe entspricht und einer längeren zeitli-chen Belastung von etwas über einem Jahr (HTV-1) bis zu mehr als 17 Monate (HTV-3) blieben die Versuchsaufbauten stabil. Präferenzielle Fließwege und lokale in den Dicht-segmenten eingebaute Störzonen bewirkten zwar ein schnelleres Vordringen der Salz-lauge, der sich aufbauende Quelldruck verhinderte aber schnell weitere Auswirkungen. Auch die aufgegebenen Druckpulse bei HTV-3 konnten kompensiert werden. Hier hat sich besonders die ausgleichende Wirkung der Äquipotenzialsegmente gezeigt. Sie ha-ben die, durch die Dichtsegmente voreilenden, Feuchtefinger aufgefangen und die DS über die ÄS von hinten her bewässert. Das bewirkt eine gleichförmige Dichtwirkung durch das Quellen des Dichtmaterials Bentonit. Dadurch hält ein in derartiger Technik aufgebautes Bauwerk auch sehr hohen Belastungen stand und kann Randumläufigkei-ten in den Auflockerungszonen, direktes Eindringen von Wasser aus dem Gebirge und sonstige Störungen der Dichtwirkung auffangen und abbauen. Die im Zeitraum der drei Halbtechnischen Versuche untersuchten Materialien für das ÄS führten zur Entwicklung eines synthetisierten Materials M1000 aus 33% Feinsand N45, 17% Kalk, 42% FS700 und 8% Arginotec, welches natürlichen Materialien nachgebildet wurde und eine hohe Steigleistung von über 3 m gewährleistet. Diese Wirkung konnte sowohl in Steigversuchen als auch in den Halbtechnikversuchen bewiesen werden. Der nächste Schritt, die Entwicklung und Erprobung von Einbautechniken und deren Optimierung konnte leider nicht mehr umgesetzt werden, da die weitere Förderung des Projektes nicht gewährleistet wurde. Hier sollten hauptsächlich folgende Maßnahmen untersucht werden: wie können die Dichtsegmente, besonders für einen Streckenver-schluss, formschlüssig in die Umgebung eingebaut werden, in welche Bauform kann das Dichtmaterial gebracht werden (z.B. Formsteine) und wie sind Spalten und Lücken mit binären Gemischen des Dichtmaterials aufzufüllen. Das lockere Material der ÄS muss in anderer Weise behandelt werden, z.B. durch Verblasen zwischen bereits fertig aufge-bauten DS oder Ausfrieren des Materials in einer Form und anschließendes Aufstellen im Untertagebereich. Hierbei sollte auch die Auswirkung nicht perfekt eingebrachter Dichtsegmente und deren Optimierung untersucht werden, beispielsweise durch vorbe-feuchtetes Material, bei dem die Quellwirkung schneller einsetzt. Bei den ÄS sind die Anforderungen an die Formschlüssigkeit nicht so hoch, da sie in jedem Fall das eindrin-gende Fluid aufnehmen sollen. Da spielt ein Spalt, wie er sich möglicherweise an der Firste bilden könnte, keine wesentliche Rolle. Der Einbau der Sandwich-Schichten in einen Schacht ist sowieso unproblematisch, da hier die Baumaterialien einfach einzubringen sind und die Füllung des Querschnitts op-timal erfolgen kann. Im Verlauf der Untersuchungen an den HTV wurde außerdem klar, dass besonders bei einem Streckenverschluss eine zusätzliche Bearbeitung der Wand, z.B. durch Einfräsungen im Bereich der ÄS, um Randumläufigkeiten aufzuhalten, eher schädlich ist, da dadurch die ALZ vergrößert wird.

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Ein derartiger Großversuch sollte die großtechnische Umsetzbarkeit belegen. Dabei könnte auch eine Untersuchung der endgültigen Zutrittsraten an Fluid im quasistati-schen Zustand erfolgen, ein Vergleich mit den Verdunstungsraten im Bauwerk und dem umliegenden Wirtsgestein erfolgen und eine Optimierung der Bauwerkslänge erfolgen. Einen Nachweis der Langzeitstabilität über Tausende von Jahren kann aber nur mittels numerischer Simulationen erfolgen, da die notwendigen Zeiträume für derartige Versu-che zu lang sind. Mit realen Versuchsbauten sind nur kurze Zeiträume im Bereich von Jahren überwachbar.

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6. Publikationen, Tagungsbeiträge und eingeladene Vorträge Schuhmann, R. (2009) Verschlusssystem mit Äquipotenzialsegmenten für die untertägi-ge Entsorgung (UTD und ELA) gefährlicher Abfälle zur Sicherstellung der homogenen Befeuchtung der Dichtelemente und zur Verbesserung der Langzeitstabilität. Fachge-spräch Verschlusssysteme 2009, Freiberg. Emmerich, K., Kemper, G., Königer, F., Gruner, M., Gaßner, W., Hofmann, M., & Schuhmann, R. (2009) Cation exchange in bentonite in multi-layer hydraulic sealing sys-tems exposed to rock salt brine. Berichtsband zum WS 2009, Innovative Feuchtemes-sung in Forschung und Praxis, Bad Herrenalb, 115-125. Koeniger, F., Emmerich, K., Kemper, G., Gruner, M., Gaßner, W., & Schuhmann, R. (2009): Monitoring of moisture spreading in a multi-layer hydraulic sealing system during saturation with a rock salt brine by TDR sensors. ISEMA. Helsinki, Finnland. Emmerich, K., Kemper, G., Königer, F., Schlaeger, S., Gruner, M., Gaßner, W., Hof-mann, M., Nüesch, R., & Schuhmann, R. (2009): Saturation kinetics of a multilayer hydraulic sealing system exposed to rock salt brine. Vadose Zone Journal, 8: 332-342. Königer, F., Emmerich, K., Kemper, G., Gruner, M., Gaßner, W., Nüesch, R., & Schuh-mann, R. (2008): Moisture spreading in a multi-layer hydraulic sealing system (HTV-1). Engineering Geology, 98: 41-49. Emmerich, K., Kemper, G., Königer, F., Buqezi-Ahmeti, D., Gruner, M., Gaßner, W., Hofmann, M., & Schuhmann, R. (2008): Sandwich - Sealing system with equipotential layers for underground storage of hazardous waste to ensure homogeneous wetting of sealing layers and to enhance long term stability. Bodenkundliche Kolloquium, Institut für Bodenkunde und Standortslehre. Universität Hohenheim. Emmerich, K., & Schuhmann, R. (2008): SANDWICH - Sealing system with equipoten-tial layers for underground storage of hazardous waste to ensure homogeneous wetting of sealing layers and to enhance long term stability. Geowissenschaftliches Kolloquium, Institut für Angewandte Geowissenschaften. Technische Universität Darmstadt Emmerich, K., Kemper, G., Königer, F., Schläger, S., Gruner, M., Hofmann, M., Nüesch, R. (†), and Schuhmann, R. (2007) HTV-1: A semi-scale test of a multi-layer hydraulic shaft sealing system. Berichtsband zum WS 2007, Innovative Feuchtemessung in For-schung und Praxis, Karlsruhe, 99-108. Kemper, G., Königer, F., Emmerich, K. und Schuhmann, R. (2007) Bewegung von salinaren Wässern in konkurrierenden geotechnischen Materialien. Berichtsband zum WS 2007, Innovative Feuchtemessung in Forschung und Praxis, Karlsruhe, 91-97. Emmerich, K., Kemper, G., Königer, F., Schlaeger, S., Gruner, M., Hofmann, M., Nüesch, R., and Schuhmann, R. (2007) HTV-1: A semi technical scale testing of a multi-

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layer hydraulic shaft sealing system. 3rd International Meeting on "Clays in natural and engineered barriers for radioactive waste confinement", Lille, France. Emmerich, K., Kemper, G., Königer, F., Schlaeger, S., Gruner, M., Hofmann, M., Nüesch, R., and Schuhmann, R. (2007) Transport of a NaCl brine through a multi-layer bentonite sealing system (HTV-1), Euroclay ’07, Aveiro, Portugal. Königer, F., Kemper, G., Stacheder, M., Emmerich, K., Brandelik, A., Schuhmann, R. und Nüesch, R. (2006) TDR als Monitoringsystem von Verschlüssen untertägiger Lager für gefährliche Abfälle. Proceedings of the SMG Workshop, Karlsruhe 2006. Kemper, G., Brandelik, A., Emmerich, K., Königer, F., Stacheder, M., Schuhmann, R. and Nüesch, R. (2006) Material design and validation - methodology for a multi-layer subsurface barrier. Beiträge zur Jahrestagung Valkenburg, The Netherlands, Berichte der Deutschen Ton- und Tonmineralogiegruppe e.V., 11, 1-5. Königer, F., Brandelik, A. und Schuhmann, R. (2006), Feuchtemesssystem für salinare Umgebung, Proceedings of the SMG Workshop, Karlsruhe 2003. Emmerich, K. und Nüesch, R. (2006) Wasser in Tonen und Tonmineralen. Proceedings of the SMG Workshop, Karlsruhe 2003.

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Referenzen Bucher, F., Jeger, P., Kahr, G. und Lehner, J. (1982) Herstellung und Homogenität hochverdichteter Bentonitproben. NAGRA TB 82-05. Code_Bright User Manual (2002). UPC Geomechanical Group. Geiser, F. (1999). Comportement Mecanique D’un Limon non Sature. Etude Experimen-tale et Modelisation Constitutive. PhD Thesis 1999. Lausanne, EPFL. Kahr, G., Krähenbühl, F., Müller-Von Moos, M. und Stoeckli, H.F. (1986) Wasserauf-nahme und Wasserbewegung in hochverdichtetem Bentonit, NAGRA TB 86-14. Lagaly, G. (1993) Reaktionen der Tonminerale in Jasmund, K. und Lagaly, G. (Hrsg.) Tonminerale und Tone. Steinkopff Verlag, Darmstadt.89-167. Müller-Von Moos, M. und Kahr, G. (1983) Mineralogische Untersuchungen von Wyo-ming Bentonit MX-80 und Montigel, NAGRA TB 83-12. Olivella, S., Carrera, J., Gens, A., Alonso, E.E. (1994). Nonisothermal multiphase flow of brine and gas through saline media. Transport in Porous Media, 15, 271-293. Sitz, P., Gruner, M. and Rumphorst, K., 2003. Bentonitdichtelemente für langzeitsichere Schachtverschlüsse im Salinar. Kali und Steinsalz, 3: 6-13. Truckbrodt, 1996. Fluidmechanik, Springer-Verlag, 4. Auflage.

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7. Danksagung Die Autoren danken dem BMBF und BMWi, vertreten durch den Projektträger Karlsruhe, für die Förderung des Projektes unter der Vertragsnummer 02C0922. Wir danken Martin Hofmann, Maike Krauß, Lisa Dusik, Annett Steudel, Martin Grawert, Durime Buqezi-Ahmeti und Eduard Stefanesco für die Unterstützung im Technikum und Labor. Unser Dank gebührt Alexander Rohleder, der die Sensorik mit entwickelt hat und die Sensoren selbst gebaut, gewartet und optimiert hat. Ohne seine Ideen wäre das Monitoring nicht machbar gewesen. Wir danken außerdem Stefan Schläger (SCHLAEGER – mathematical solutions & engineering, Horn-Bad Meinberg) für die gra-fische Erstellung der chemisch/mineralogischen Ergebnisse als Säulenquerschnittsbilder mit MatLab (The MathworksTM) sowie Gudrun Hefner (Ionenchromatographie) und Mari-ta Heinle (ICP-OES) für die durchgeführten Analysen. Wir danken Paul Bossart (Swisstopo) und Michael Plötze (ETH Zürich) für ihr Interesse an dem Projekt sowie viele ausführliche Fachdiskussionen bei der Erstellung der Publi-kationen.

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Verschlusssystem mit Äquipotenzialsegmenten für die ... · 2 Das diesem Bericht zugrunde liegende Vorhaben wurde mit Mitteln des Bundesministe-riums für Bildung und Forschung unter