Beton- und Stahlbetonbau

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1 10 Beton- und Stahlbetonbau 101. Jahrgang Oktober 2006 Heft 10 ISSN A 1740 Sonderdruck: Besonderheiten beim Entwurf semi-integraler Spannbetonbrücken Eine Alternative im Brückenbau mit zunehmender Bedeutung aufgezeigt am Beispiel der Fahrbachtalbrücke im Zuge der BAB A3 bei Aschaffenburg Stefan Schiefer Michael Fuchs Bernd Brandt Gerhard Maggauer Andreas Egerer

2 Fachthemen Stefan Schiefer Michael Fuchs Bernd Brandt Gerhard Maggauer Andreas Egerer Besonderheiten beim Entwurf semi-integraler Spannbetonbrücken DOI: /best Eine Alternative im Brückenbau mit zunehmender Bedeutung aufgezeigt am Beispiel der Fahrbachtalbrücke im Zuge der BAB A3 bei Aschaffenburg Die integrale Bauweise bietet für Betonbrücken kleiner und zunehmend auch mittlerer Bauwerkslänge in vielen Fällen die optimale Lösung. Die fugen- und lagerlose Konstruktion ermöglicht wartungsarme, robuste und ästhetisch ansprechende Bauwerke. Bei der statischen Berechnung und konstruktiven Durchbildung integraler Bauwerke sind die Interaktionen zwischen Überbau, Unterbauten und Baugrund im Rahmen einer Optimierungsaufgabe zu lösen. Zum Nachweis der Ausführbarkeit einer semi-integralen Konstruktion werden am Beispiel der in Bau befindlichen Fahrbachtalbrücke grundsätzliche Betrachtungen angestellt und deren Relevanz für die Entwurfs- und Ausführungsplanung untersucht. Daraus leiten sich Empfehlungen, Bemessungshilfen und einzuhaltende Randbedingungen für die Bearbeitung semi-integraler Brücken ab. Insbesondere die Gründung hat einen wesentlichen Einfluß auf die Bemessung und das Verformungsverhalten des Gesamtsystems. Während die Beanspruchungen infolge der äußeren Einwirkungen (Eigengewicht und Verkehrslasten etc.) eine möglichst steife Gründung fordern, werden im Gegensatz dazu die Zwangsbeanspruchungen (Temperatur und unterschiedliche Stützensetzungen etc.) mit einer zunehmenden Nachgiebigkeit der Gründung abgebaut. Für die statischen Nachweise ist daher eine realistische Beschreibung der Bodenkennwerte des Baugrundes durch die Berücksichtigung von unteren und oberen Grenzwerten erforderlich. Particularities in the Design of Semi-integral Prestressed Concrete Bridges An alternative bridge construction of increasing importance illustrated by the example of the Fahrbach valley bridge near Aschaffenburg which is part of the autobahn A3. The integral construction method offers smaller concrete bridges, and increasingly concrete bridges of middle construction lengths, the optimum solution in many cases. A construction without joints or bearings allows low-maintenance, robust and aesthetical structures. With the static analysis and constructive design of integral structures, the interactions between the superstructure, substructure and subsoil are solved by means of an optimization framework. In order to verify the feasibility of a semiintegral construction, the example of the currently under construction Fahrbach valley bridge is outlined here. Basic considerations are taken into account and their relevance for the design and execution planning is investigated. Recommendations, design aids and relevant boundary conditions for semi-integral bridges are derived from this investigation. In particular the foundation has a significant influence on the design and the deformation behavior of the overall system. The loadings resulting from external actions (dead weight and traffic loads etc.) require a very stiff foundation. This contrasts the demands of temperature and the varying settlements of supports etc., which require an increasing flexibility of the foundation to manage the constraints. Hence, a realistic characterization of the soil properties of the subsoil is necessary for the static verification by consideration of lower and upper limit values. 1 Einleitung Fugenlose Betonbrücken zählen in einigen europäischen Ländern und vor allem in den USA bereits zur Regelbauweise. In Deutschland hingegen sind diese sogenannten integralen Bauwerke, abgesehen von Überführungen untergeordneter Straßen, eher noch die Ausnahme. Dies gilt auch für den Bestand der Autobahndirektion Nordbayern von insgesamt 1679 Brücken mit einem Anteil von 36 integralen bzw. semi-integralen Bauwerken. Von den integralen Bauwerken wurden in den letzten 10 Jahren 28 Bauwerke teils als Amtsvorschlag und teils als Sondervorschlag errichtet, was die zunehmende Bedeutung dieser Bauweise zeigt. Die Vielzahl der bestehenden integralen Einfeldbauwerke werden bei dieser Betrachtung vernachlässigt. Auch das Hessische Landesamt für Straßen- und Verkehrswesen hat bereits 2003 Entwurfshilfen für die Bemessung integraler Betonbrücken mit einem Regelquerschnitt von RQ 10,5 und einer Gesamtlänge bis 75 m herausgegeben [1]. Gegenüber der konventionellen Bauweise mit Lagerung sind es gerade die Zwangsbeanspruchungen in den mehrfach statisch unbestimmten Systemen dieser Bauweise, die zu einer gewissen Skepsis verleiten und die Diskussion im Brückenbau anregen. Bei einer vollständig fugenlosen Betonbrücke (integrales Bauwerk) werden die Pfeiler und die Widerlager monolithisch mit dem Überbau verbunden. Durch die zyklisch auftretenden Verformungen infolge Temperatureinwirkungen werden die Hinterfüllung und die Gründung der Widerlager beansprucht. Über die daraus resultierenden Interaktionen zwischen Brücke und Baugrund liegen experimentelle und rechnerische Untersuchungen vor [2], [3]. Abgesehen von Rahmenbauwerken mit geringen Stützweiten kamen vollständig fugenlose Brücken mit Stützweiten von rd. 50 m bei der Überführung von einbahnigen, i. d. R. untergeordneten Straßen über Bundesautobahnen zur Anwendung (Bild 1). Bei einer dreifeldrigen Rahmenbrücke unter Verwendung von Spannbetonfertigteilen mit monolithisch verbundenen Schrägstielen und Auflagerscheiben wurde eine Gesamtstützweite von etwa 62 m erreicht [4]. Die Stützweite wird durch die Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG, Berlin Beton- und Stahlbetonbau 101 (2006), Heft 10

3 Bild 2. Systemskizze der Fahrbachtalbrücke Fig. 2. System sketch of the Fahrbach valley bridge Bild 1. BW 36-3, Spannbetonrahmen im Zuge der BAB 73 Fig. 1. BW 36-3, Prestressed concrete frame structure over the BAB A 73 zulässigen Verformungen zwischen der Brücke und dem Straßendamm begrenzt. Die Verformungen werden durch Fahrbahnübergänge aus Asphalt (ZTV-ING, Teil 8 Abschnitt 2 [5]) mit zulässigen Längenänderungen von +25,0 mm bzw. 12,5 mm schadlos aufgenommen. Durch die Rahmenkonstruktion sind bei dieser Stützweite keine Mittelpfeiler erforderlich. Neben den ästhetischen Möglichkeiten dieser Bauweise und den geringeren Unterhaltungskosten durch den Wegfall der Lager können als weitere Vorteile insbesondere die Reduzierung der Unfallgefahr im Zuge der Autobahn, die Verbesserung des Fahrkomforts durch den kontinuierlichen Übergang zwischen Brücke und Straßendamm und die Erhöhung der Robustheit genannt werden [6]. Mit dem ARS 23/1999 [7] hat das Bundesministerium für Verkehr, Bau und Stadtentwicklung (BMVBS) Musterentwürfe für integrale Verbundbrücken zur Überführung von Wirtschaftswegen zusammengestellt und zur Anwendung empfohlen. Bei längeren Brücken sind beim Übergang zwischen dem Bauwerk und der Hinterfüllung Dehnfugen (z. B. Richtzeichnung Übe 1 [8]) erforderlich. Im Zuge von Bundesautobahnen werden diese Brücken im Bereich der Widerlager konventionell gelagert. Wird nur der Überbau mit den Mittelstützen monolithisch verbunden, so spricht man von einer semi-integralen Bauweise. Auch solche Brücken werden nach Schlaich et al. [9] den lager- und fugenlosen Bauwerken zugeordnet. Die semi-integrale Bauweise verbindet die Vorteile der konventionellen Lagerung im Bereich der Widerlager mit den Vorteilen der monolithischen Konstruktion im Bereich der Pfeiler. Die Problematik der Verformungen zwischen dem Widerlager und der Hinterfüllung bei den vollständig fugenlosen Bauwerken wird umgangen. Bei den Ausschreibungen konventionell gelagerter Bauwerke wurden in geeigneten Fällen wirtschaftliche Sondervorschläge in semi-integraler Bauweise angeboten. Der Preisvorteil gegenüber dem günstigsten Hauptangebot lag im Mittel bei rd. 10%. Daher hat die Autobahndirektion Nordbayern nach Untersuchung und Prüfung der Ausführbarkeit von vornherein semi-integrale Bauwerke geplant und ausgeschrieben. Nachfolgend werden die Vorteile und Besonderheiten beim Entwurf einer 100 m langen semi-integralen Autobahnbrücke in Spannbeton über drei Felder im Zuge des 6-streifigen Ausbaus der Bun- desautobahn A3 zwischen den Anschlußstellen Aschaffenburg West und Ost aufgezeigt (Bild 2). 2 Entwurfskriterien Die fugenlose Bauweise ist kein Novum, sondern eine Bauweise, deren Vorzüge durch zahlreiche Beispiele in den vergangenen Jahren dokumentiert und veröffentlicht wurden. Bei der Beachtung bestimmter Entwurfskriterien können die Vorteile der semi-integralen Bauweise bei dreifeldrigen Spannbetonbrücken voll ausgeschöpft werden: Verringerung der Herstellungskosten durch eine schlankere Konstruktion und den Wegfall des Wartungsganges im Bereich der Übergangskonstruktionen. Erweiterung der Gestaltungsmöglichkeiten durch den Baustoff Beton ohne ästhetisch unterbrechende Lagerung im Bereich der Mittelpfeiler. Gevoutete Überbauten sind nicht nur ein Gestaltungselement, sondern verhalten sich unter Last und Zwang günstiger als solche mit konstanter Querschnittshöhe. Im Vergleich zu konventionell gelagerten Brücken ist ein größeres Mittelfeld mit kürzeren Randfeldern möglich. Höhere Redundanz durch die Rahmenwirkung. Geringere Unterhaltungskosten. Um die Vorteile der semi-integralen Bauweise speziell bei symmetrischen Spannbetonbrücken über drei Felder mit eingespannten Mittelstützen voll ausnutzen zu können, ist eine Bauwerkslänge interessant, bei der bedingt durch den Verschiebungsruhepunkt in Bauwerksmitte beidseits Übergangskonstruktionen mit einem Dichtprofil ausreichend sind. Dadurch kann auf einen aufwendigen Wartungsgang verzichtet werden. Die mögliche Bauwerkslänge wird durch die zulässigen Spaltbreiten der Fahrbahnübergänge bestimmt. Bei der Übe 1-Konstruktion gemäß den Richtzeichnungen für Ingenieurbauten RiZ-ING [8] liegt der Grenzwert der Fugenspaltbreite bei 70 mm. Damit sind Bauwerkslängen von rd. 80 m möglich. Weiterentwicklungen von Fahrbahnübergängen mit einem Dichtprofil und wellenförmigen Randplatten vergrößern die maximale Spaltbreite auf 100 mm und damit auch die mögliche Bauwerkslänge in Abhängigkeit von der Steifigkeit des Gesamtsystems auf bis zu 120 m. Bei diesen Übergangskonstruktionen handelt es sich zwar um einen wasserdichten Fahrbahnübergang mit einem Dichtprofil, nicht aber um eine Übe 1-Konstruktion gemäß den RiZ-ING [8]. Die Beton- und Stahlbetonbau 101 (2006), Heft 10 3

4 3.2 Gründung Bild 3. Beispiel einer monolithischen Verbindung zwischen Pfeiler und Überbau Fig. 3. Example of a monolithic connection between piers and superstructure Anwendung solcher Fahrbahnübergänge im Zuge von Bundesfernstraßen bedarf noch der Zustimmung im Einzelfall durch das BMVBS. Die Einspannung der Pfeiler in den Überbau reduziert die Knicklänge und ermöglicht Konstruktionen mit gestalterischen Möglichkeiten der Pfeiler und des Überbaus. Anstelle der Lagerung bietet die monolithische Verbindung einen zusätzlichen gestalterischen Spielraum. Zudem ermöglicht die Einspannung wegen der im Vergleich zur gelagerten Variante geringeren Feldmomente größere Schlankheiten des Überbaus im Feldbereich bzw. größere Stützweiten der Mittelfelder bei mehrfeldrigen Bauwerken. Im Bild 3 ist eine monolithische Verbindung zwischen Pfeiler und Überbau dargestellt. Die Gestaltung der Pfeiler wird noch zusätzlich durch eine Abfasung der Kanten und eine Einschnürung unterhalb des Pfeilerkopfes hervorgehoben. 3 Konstruktion 3.1 Allgemeines Integrale Bauwerke werden in Deutschland nach den DIN-Fachberichten [10] bis [13] bemessen. Infolge der Interaktionen zwischen dem Überbau, den Unterbauten und dem Baugrund sind bei der Konstruktion von semi-integralen Dreifeldbauwerken eine Reihe von Randbedingungen zu beachten, die eine rechnerische Untersuchung des Gesamtsystems erfordern, um sowohl eine gestalterisch ansprechende als auch wirtschaftliche Konstruktion zu erhalten. Zum Nachweis der Ausführbarkeit einer semi-integralen Konstruktion werden am Beispiel der in Bau befindlichen Fahrbachtalbrücke soweit möglich in allgemeiner Form grundsätzliche Betrachtungen, die hinsichtlich der Einwirkungen auch über die Forderungen des DIN-Fachberichts 101 [10] hinausgehen, angestellt und deren Relevanz für die Entwurfs- und Ausführungsplanung untersucht. Daraus leiten sich Empfehlungen, Bemessungshilfen und einzuhaltende Randbedingungen für die Bearbeitung semi-integraler Brücken ab. Die Gründung ist abhängig von der Tragfähigkeit des Baugrundes. Als mögliche Varianten kommen eine Flachgründung oder Tiefgründung mittels Großbohrpfählen in Betracht. Die geotechnische Bemessung von Gründungen ist seit 2005 in der DIN 1054 [14] geregelt. Gegenüber der DIN 1054 [15] von 1976 ist nun auch für Bauwerke und Bauteile im Erd- und Grundbau das Sicherheitskonzept mit Teilsicherheitsbeiwerten anzuwenden. Bei integralen Bauwerken soll die Gründung einerseits setzungsarm und damit möglichst steif ausgebildet werden, andererseits ist zur Beherrschung der Zwangsschnittgrößen im Bauwerk eine ausreichende Nachgiebigkeit der Gründung und der Unterbauten erforderlich. Diese gegensätzlichen Anforderungen sind im Rahmen einer Grenzfallbetrachtung zu lösen. Neben der Bauwerksgeometrie und den Steifigkeitsverhältnissen im Rahmen (Überbau/Pfeiler) werden die auftretenden Zwangsbeanspruchungen von der Steifigkeit des Baugrunds beeinflußt. Eine realistische Beschreibung der Baugrundsteifigkeiten ist daher zur Erfassung der tatsächlichen Beanspruchungen von entscheidender Bedeutung. Berücksichtigung von unteren und oberen Grenzwerten der Bodenkennwerte. In der Regel werden vom Baugrundgutachter ungünstige Bodenkennwerte angegeben. Bei der Bemessung von integralen Bauwerken ist diese Angabe allerdings nicht ausreichend. Für den horizontalen Bettungsmodul gibt es keine auf der sicheren Seite liegende Abschätzung nach oben oder nach unten, weil entweder die Zwangsbeanspruchung im Überbau oder die Dehnwege unterschätzt werden. Bei integralen Brücken sind deshalb zwei getrennte Berechnungen am Gesamtsystem unter Berücksichtigung von unteren und oberen Grenzwerten der Bodenkennwerte erforderlich. Bei der semi-integralen Bauweise ist die Pfahlgründung im Zusammenhang mit ihrer Nachgiebigkeit in Brückenlängsrichtung zu berücksichtigen. Durch die Wahl von Durchmesser, Länge und Anordnung kann das Verformungspotential der Pfähle genutzt werden. 3.3 Statisches System Als Ergebnis einer Variantenuntersuchung für den Neubau der Fahrbachtalbrücke im Zuge der BAB A3 bei Aschaffenburg wurde entschieden, daß das neu zu errichtende Brückenbauwerk als semi-integrales Bauwerk geplant werden sollte (Bild 4). Der Brückenüberbau wird als zweistegig gevouteter Plattenbalkenquerschnitt ausgebildet, der nur in Brückenlängsrichtung vorgespannt ist. Durch die monolithische Verbindung zwischen Überbau und Pfeiler wird ein Teil der Vorspannkraft in den Baugrund weitergeleitet. Bei der Fahrbachtalbrücke liegen diese Verluste, die bei der Bemessung zu berücksichtigen sind, unter 5%. Die Einzelstützweiten werden mit 29,80 m 40,00 m 29,80 m geringfügig gegenüber dem Bestand geändert. Je Plattenbalkensteg und Pfeilerachse werden rd. 12 m 4 Sonderdruck aus: Beton- und Stahlbetonbau 101 (2006), Heft 10

5 Bild 4. Ansicht der Fahrbachtalbrücke Fig. 4. View of the Fahrbach valley bridge angeordnet. Die Pfeiler und die Pfähle werden als Biegestäbe idealisiert. Sie sind über biegestarre Kopplungen mit den anschließenden Bauteilen verbunden. Die Lagerung jedes Pfahls in vertikaler Richtung erfolgt über eine Fußfeder, die durch statische und dynamische Pfahlprobebelastungen aus der Prüflast und der zugehörigen Pfahlsetzung ermittelt wird. In horizontaler Richtung werden Bettungsmoduln für die Pfähle angesetzt, die aus den Ergebnissen der horizontalen Pfahlprobebelastungen abgeleitet sind. 4 Besondere Einwirkungen und Bemessungsansätze 4.1 Temperatureinwirkungen Bild 5. Statisches System Fig. 5. Static system hohe Einzelpfeiler mit quadratischem Querschnitt (1,60 m/1,60 m) ausgeführt. Die Pfeilerbreite wird entsprechend der Breite der Unterkante des Plattenbalkensteges festgelegt, um einen stetigen Übergang zwischen Pfeiler und Überbau zu gewährleisten. Die Einspannung des Pfeilers in den Überbau wird durch die in Brückenlängsrichtung geplante Pfeilerkopfaufweitung mit einer Höhe von 2,0 m gestalterisch betont. Zusätzlich erhalten die Pfeiler unterhalb der Aufweitung eine von oben nach unten linear zunehmende Abfasung. Die Gründung der Pfeiler und der Kastenwiderlager erfolgt mit Großbohrpfählen D = 1,20 m. Die Lastweiterleitung von den Pfeilern in die Pfähle gewährleistet ein Pfahlkopfbalken mit einer Dicke von 1,80 m. Für den Überbau und die Pfeiler ist Beton der Festigkeitsklasse C 40/50 vorgesehen, der neben anderen Vorteilen gegenüber Betonen mit niedrigeren Festigkeiten weniger zwangsempfindlich ist [9], [16]. Im Anschluß an die Widerlager und Pfeiler wird der gesamte Überbau auf Traggerüst ohne Arbeitsfugen in Ortbetonbauweise hergestellt. Die statischen Nachweise werden an einem räumlichen Trägerrostmodell mittels einer FE-Berechnung durchgeführt (Bild 5). In Brückenlängsrichtung werden zwei Längsträger als Biegestäbe definiert, die im Querschnitt aus dem Steg des Plattenbalkens und den mitwirkenden Anteilen der Fahrbahnplatte und des Kragarmes bestehen. Die Querstäbe des Trägerrostmodells werden durch Schalenelemente mit ausschließlicher Tragwirkung in Brückenquerrichtung abgebildet. Querträger werden nur im Bereich der Widerlager zwischen den Längsträgern Folgende Temperatureinwirkungen können bei einem semi-integralen Bauwerk auftreten: Schwankung des konstanten Temperaturanteils im Überbau in Längs- und Querrichtung: ΔT l NÜ = ΔT q NÜ = ± 27 K gemäß DIN-Fachbericht 101 [10], Abs Schwankung des konstanten Temperaturanteils in den Pfeilern, sowohl gleichmäßig in allen Pfeilern als auch einseitig nur in den Pfeilern unterhalb eines Längsträgers: Es wird derselbe Ansatz für die Temperatur gewählt wie für den Überbau. Die Temperaturbeanspruchung nur einer Pfeilerreihe mit ΔT N ± 15 K in Anlehnung an DIN-Fachbericht 101 [10], Abs stellt einen Grenzfall für die Beanspruchungen in Querrichtung dar. Linearer Temperaturunterschied in vertikaler Richtung im Überbau in Längs- und Querrichtung: ΔT M,pos = + 0,82 15 = 12,3 K (Oberseite wärmer) bzw. ΔT M,neg = 1,0 8 = - 8 K (Unterseite wärmer) gemäß DIN-Fachbericht 101 [10], Tab. 6.1 und 6.2. Linearer Temperaturunterschied in horizontaler Richtung im Überbau: Dieser Lastfall kann als Schwankung des konstanten Temperaturanteils bzw. als linearer Temperaturunterschied in einem Längsträger erfaßt werden. Hinsichtlich der Möglichkeit der direkten Sonneneinstrahlung auf einen Längsträgersteg ist die Orientierung des Bauwerks zu den Himmelsrichtungen und die Verschattung der Stege durch die Kragarme nach Specht/Fouad [17] von wesentlicher Bedeutung. Bei einem Verhältnis Kragarmlänge zur Steghöhe L K /L S > 1,5 gilt für ein in O-W-Richtung orientiertes Bauwerk ein horizontaler Temperaturunterschied ΔT L = 3 K. Da die Untersuchungen von Specht/Fouad [17] für einen Kastenträger gelten, lassen sie sich nur bedingt auf einen zweistegigen Plattenbalken übertragen. Aus diesem Grunde werden als pragmatischer Lösungsansatz beide Lastfälle untersucht. Linearer Temperaturunterschied in horizontaler Richtung in den Pfeilern: ΔT M = + 5 K in Anlehnung an DIN- Fachbericht 101 [10], Abs Bei den Pfeilern entsteht aufgrund des sich über den Tag und das Jahr ändernden Sonnenstandes ein horizontaler Temperaturgradient zwischen den gegenüberliegenden Seiten sämtlicher Pfeiler unterhalb eines Längsträgers. Dies führt bei einem integralen Bauwerk zu Beanspruchungen sowohl in Brückenlängs- als auch in -querrichtung. Durch die Zusammenfassung beider Lastfälle wird näherungsweise die Sonneneinstrahlung über Eck erfaßt. Beton- und Stahlbetonbau 101 (2006), Heft 10 5

6 Tabelle 1. Auswertung Temperaturlastfälle Table 1. Evaluation of temperature load cases Überbau Pfeiler Bild 6. Verformungen infolge eines linearen Temperaturunterschiedes Fig. 6. Deformation as a result of a linear difference in temperature Die Temperatureinwirkungen werden am Gesamtsystem als Einheitstemperaturlastfälle aufgebracht und die zugehörigen Verformungen ermittelt. Exemplarisch ist in Bild 6 die Verformungsfigur für den linearen Temperaturunterschied in vertikaler Richtung im Überbau dargestellt. Zusätzliche Temperatureinwirkungen können einen bemessungsrelevanten Einfluß auf das Gesamttragwerk haben. Die Auswertung der Biegemomente erfolgt unter Beachtung der zu berücksichtigenden Temperaturen für die Überbaulängsrichtung im Rand- und Mittelfeld sowie in der Pfeilerachse und für die Überbauquerrichtung am Kragarmanschnitt, an der Voute der Fahrbahnplatte und in Fahrbahnmitte. Die Auswirkung auf die Unterbauten wird am Pfeilerkopf ausgewertet. In der Tabelle 1 ist für sämtliche untersuchten Stellen nur der maximale prozentuale Anteil der einzelnen Temperaturlastfälle an den Gesamttemperaturschnittgrößen angegeben. Der konstante Temperaturanteil ΔT N und der lineare Temperaturunterschied ΔT M im Überbau in Brückenquerrichtung können bei größeren Steifigkeiten des Überbaus in Querrichtung was in besonderem Maße durch die Anordnung von Querträgern beeinflußt wird einen bemessungsrelevanten Einfluß auf das Gesamttragwerk haben. Der Ansatz von Differenzen des konstanten Temperaturanteils in den Pfeilern kann die Dimensionierung der Querschnitte beeinflussen. Der Ansatz einer konstanten Temperaturdifferenz von 15,0 K ist normativ nicht geregelt und bedarf einer Bestätigung durch Messungen an bestehenden Bauwerken. 4.2 Unterschiedliche Setzungen in Querrichtung Integrale Brückenbauwerke sind bei Baugrundsetzungen infolge der monolithischen Verbindung des Überbaus mit den Unterbauten Zwangsbeanspruchungen ausgesetzt. Bei Einhaltung bestimmter Randbedingungen können un- Lastfall längs quer Bezeichnung [K] [%] [%] [%] Konstanter Temperaturanteil ΔT N,pos 1) +27,0 3,8 8,6 16,2 Konstanter Temperaturanteil ΔT N,neg 1) 27,0 1,5 6,3 19,7 Linearer Temperaturunterschied ΔT M,pos 1) +12,3 97,3 93,2 52,1 Linearer Temperaturunterschied ΔT M,neg 1) 8,0 88,4 89,7 41,4 Konstanter Temperaturanteil ΔT N,pos 2) +3,0 0,3 8,3 2,4 Konstanter Temperaturanteil ΔT N,neg 2) 3,0 0,1 8,3 2,9 Konstanter Temperaturanteil ΔT N,pos 3) +27,0 2,1 0 5,5 Konstanter Temperaturanteil ΔT N,neg 3) 27,0 2,4 0 4,5 Konstanter Temperaturanteil ΔT N,pos 4) +15,0 4,0 15,6 2,4 Konstanter Temperaturanteil ΔT N,neg 4) 15,0 1,2 15,6 1,9 Linearer Temperaturunterschied ΔT M,pos 5) +5,0 5,8 17,2 28,2 1) Temperaturansatz auf den Überbau in Brückenlängs- und -querrichtung 2) Temperaturansatz ausschließlich auf einen Längsträger 3) Temperaturansatz auf alle Pfeiler 4) Temperaturansatz ausschließlich auf die Pfeiler unterhalb eines Längsträgers 5) Temperaturansatz auf die Pfeiler unterhalb eines Längsträgers, Sonneneinstrahlung von Süden und Westen bzw. Osten terschiedliche Setzungen in Brückenquerrichtung vernachlässigt werden. Anforderungen an das Bauwerk: Der Überbau ist so zu konstruieren, daß die maximalen Pfeilerlasten annähernd gleich groß sind. Die Pfähle sind möglichst symmetrisch zu den Pfeilern anzuordnen. Der Abstand zwischen den Pfeilern benachbarter Überbauten sollte größer sein als der Abstand der Pfeiler eines Überbaus, um die gegenseitige Beeinflussung der beiden Überbauten möglichst gering zu halten. Zusätzliche Beanspruchungen infolge unterschiedlicher Setzungen sollten auf die Unterbauten beschränkt bleiben und möglichst nicht den Überbau beeinflussen. Dies ist zu verwirklichen, wenn kein Querträger im Pfeilerbereich angeordnet wird und die Pfahlkopfplatte wesentlich steifer als der Überbau in Querrichtung ist. Vom Baugrundgutachter sollten ergänzend zu Setzungen auch vertikale Pfahlfußfedern angegeben werden. Anforderungen an den Baugrund: Der Boden sollte möglichst homogen bzw. gleich geschichtet sein. Die zu erwartende ungleichmäßige Setzung sollte geringer als die zu erwartende gleichmäßige Setzung sein. Bei einer zu erwartenden gleichmäßigen möglichen Setzung von maximal 5 mm brauchen ungleichmäßige Setzungen nicht mehr berücksichtigt zu werden, z. B. Gründung auf Fels. 6 Sonderdruck aus: Beton- und Stahlbetonbau 101 (2006), Heft 10

7 Da die Pfahlkopfplatte sich aus mechanischen Gründen nur verdrehen und/oder verbiegen kann, erscheint es sinnvoll und notwendig, daß vom Baugrundgutachter zusätzlich zu Setzungen vertikale Pfahlfußfedern angegeben werden. An einem elastisch gelagerten System auf Pfahlfußfedern können die Verformungen in vertikaler Richtung und die Schnittgrößen bestimmt werden. 4.3 Mitwirkung des Betons auf Zug Bei semi-integralen Bauwerken hängt die Größe der Zwangsbeanspruchungen insbesondere von dem Steifigkeitsverhältnis zwischen Überbau und Unterbauten sowie vom Bauablauf ab. Während der Herstellung ist zur Reduzierung der Zwangsbeanspruchungen sowohl die Erwärmung beim Abbindevorgang des Betons durch betontechnologische Maßnahmen als auch die anschließende Abkühlung beim Abfließen der Hydratationswärme durch geeignete Nachbehandlungsmaßnahmen gering zu halten. Die Mitwirkung des Betons auf Zug kann mit einer einfachen Näherung erfaßt werden. Für die Abbildung der Steifigkeitsverhältnisse im FE- Modell ist zu berücksichtigen, daß bei gerissenen Stahlbetonbauteilen die auftretenden Zugspannungen durch den Betonstahl und den Beton (zwischen den Rissen) abgetragen werden. Die Erhöhung der Steifigkeit durch die Mitwirkung des Betons auf Zug im Zustand II gegenüber dem reinen Zustand II kann nach Zilch/Rogge [18] auf zwei Arten berücksichtigt werden: Ansatz einer konstanten Restzugspannung in der Betonarbeitslinie, die deutlich kleiner als die Zugfestigkeit des Betons ist. Ansatz einer verringerten Stahldehnung bestehend aus der Stahldehnung und einem Abzugsterm infolge Zugversteifung (tension stiffening). Im vorliegenden Fall wird durch die gewählte Vorspannung gewährleistet, daß der Überbau nicht in den Zustand II übergeht. Damit beschränkt sich die Untersuchung zur Zugversteifung auf die Pfeiler und die Pfahlgründung. Die Zwangsschnittgrößen infolge indirekter Einwirkungen werden gemäß DIN-Fachbericht 102 [11] mit einem linearen Verfahren berechnet, wobei die Steifigkeiten der Pfeilerquerschnitte nach Zustand II mit einem nichtlinearen Iterationsverfahren unter Berücksichtigung der Mitwirkung des Betons auf Zug nach Quast [19] ermittelt werden. Für die Iterationsschritte gilt: 1. Iterationsschritt: Durchführung einer linear-elastischen Schnittgrößenermittlung mit der charakteristischen (seltenen) Einwirkungskombination nach DIN-Fachbericht 101 [10] am Gesamtsystem mit den Elementsteifigkeiten des Zustands I, wobei die erforderliche Bewehrung in einer Voruntersuchung berechnet und für das gesamte Iterationsverfahren beibehalten wird. Festlegung der Bereiche, die in den Zustand II übergehen. Dabei wird angenommen, daß diejenigen Bauteile, deren Randzugspannung den 5%-Fraktilwert f ctk;0,05 der Betonzugfestigkeit überschreitet, in den Zustand II übergehen. Ermittlung der Steifigkeit im Zustand II unter Berücksichtigung der Mitwirkung des Betons auf Zug. 2. und weitere Iterationsschritte: Wiederholung der linear-elastischen Schnittgrößenermittlung am Gesamtsystem mit den Steifigkeiten im Zustand II. Festlegung der Bereiche, die im jeweiligen Iterationsschritt zusätzlich in den Zustand II übergehen und erneute Ermittlung der Steifigkeiten im Zustand II unter Berücksichtigung der Mitwirkung des Betons auf Zug mit den Schnittgrößen des zugehörigen Iterationsschrittes. Wiederholung der Iterationsschritte bis sich nur noch geringe Veränderungen ( 3,0%) der Steifigkeiten zwischen den beiden letzten Iterationsschritten einstellen. Bild 7 zeigt den Verlauf der Biegesteifigkeit des Pfeilerquerschnitts über die Pfeilerhöhe in Abhängigkeit von den durchgeführten Iterationsschritten. Dargestellt ist jeweils die Biegesteifigkeit des Zustands II bezogen auf die Biegesteifigkeit des Zustands I. In Bild 8 sind die Ergebnisse des Iterationsverfahrens zur Ermittlung der Steifigkeiten der Pfeilerquerschnitte mit und ohne Berücksichtigung der Mitwirkung des Betons auf Zug zusammengestellt. Für die Ermittlung der Schnittgrößen aus Zwangseinwirkungen ist am Endsystem gemäß ARS 11/2003 [20] mindestens die 0,4fache Steifigkeit des Zustands I anzusetzen. Alternativ werden die Zwangsschnittgrößen gemäß ARS 11/2003 [20] für die Nachweise im Grenzzustand der Tragfähigkeit mit den 0,6fachen Steifigkeiten des Zustands I berechnet. Die Steifigkeitsabminderung wird nur für die Unterbauten (Pfeiler und Pfähle) vorgenommen, da der Überbau aufgrund der gewählten Vorspannung nicht in den Zustand II übergeht. In Tabelle 2 werden Verhältniswerte des Bemessungsmomentes am Pfeilerkopf für die oben beschriebenen Steifigkeiten angegeben. Für die Ermittlung der Zwangsschnittgrößen liefert der vereinfachte Ansatz der 0,6fachen Steifigkeit des Pfeilerhöhe [m] 12,0 10,0 8,0 6,0 4,0 2, E 0,1 0,2 1 3 E 2 1. Iterationsschritt 2. Iterationsschritt 3. Iterationsschritt Endsystem 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 EJ II / EJ I Bild 7. Biegesteifigkeit der Pfeiler im Zustand II Fig. 7. Flexural rigidity of the piers in condition II 0,9 1,0 Beton- und Stahlbetonbau 101 (2006), Heft 10 7

8 Rechnung nach Theorie II. Ordnung erforderlich Rechnung nach Theorie II. Ordnung nicht erforderlich Biegesteifigkeit mit Berücksichtigung der Mitwirkung des Betons auf Zug. Biegesteifigkeit ohne Berücksichtigung der Mitwirkung des Betons auf Zug. rechnerische Mindestbiegesteifigkeit gemäß ARS 11/2003. Bild 8. Verlauf der Biegesteifigkeit der Pfeiler im Zustand II mit und ohne Berücksichtigung der Mitwirkung des Betons auf Zug Fig. 8. Distribution of the flexural rigidity of the piers in condition II with and without consideration of the tension strength of concrete Bild 9. Knickkennwert ν zur näherungsweisen Bestimmung der Schnittgrößen nach Theorie II. Ordnung Fig. 9. Characteristic buckling value ν for the approximate determination of internal forces according to the second order theory mit N ki = π 2 EI/s 2 k = ideelle Knicklast N = Bemessungslast (ständige und vorübergehende Einwirkungskombination) s k = Knicklänge EI = Biegesteifigkeit Mit dem Knickkennwert ν = N ki /N folgt: Tabelle 2. Bemessungsmomente am Pfeilerkopf Table 2. Design moments at the pier head Zustands I für die Unterbauten gemäß ARS 11/2003 [20] ausreichend genaue Ergebnisse. Eine Ermittlung der Steifigkeiten ohne Berücksichtigung der zugversteifenden Wirkung des Betons führt jedoch zu einer Unterschätzung der Zwangsschnittgrößen. Für die Pfeiler ist anschließend zu prüfen, ob eine Berechnung nach Theorie II. Ordnung mit den abgeminderten Steifigkeitswerten durchzuführen ist. 4.4 Theorie II. Ordnung Die Notwendigkeit einer Berechnung nach Theorie II. Ordnung läßt sich nach dem Verfahren von Vianello auf einfache Weise überprüfen. Grundlage dieses Verfahrens ist die Annahme, daß die Verformungen f II eines Pfeilers nach Theorie II. Ordnung näherungsweise affin zu den Verformungen f I nach Theorie I. Ordnung sind. II f N Biegesteifigkeit der Unterbauten mit ohne EI II = 0,6 EI I Schnittgröße Berücksichtigung der Mitwirkung (ARS 11/2003) des Betons auf Zug vorh. M y,d 1) 100% 93% 98% 1) ständige und vorübergehende Bemessungssituation nach DIN-Fachbericht 101 ki I f N N ki (1) f fi ν ν 1 II Für das Moment nach Theorie II. Ordnung gilt: ν M M M = β ν 1 II I I Dieses von Vianello entwickelte Verfahren gilt exakt nur dann, wenn die Biege- oder Momentenlinie nach Theorie I. Ordnung affin zur Knickbiegelinie ist [21]. Der Vergrößerungsfaktor β für die Schnittgrößen nach Theorie II. Ordnung ist in Abhängigkeit vom Knickkennwert ν in Bild 9 dargestellt. Ist der Knickkennwert ν > 10, kann auf eine Berechnung nach Theorie II. Ordnung verzichtet werden, da dann die Erhöhung der Schnittgrößen unter 10% liegt. Bis zu einem Knickbeiwert ν > 6 kann die Erhöhung der Schnittgrößen nach Theorie II. Ordnung überschlägig abgeschätzt werden, bei einem kleineren Knickkennwert sind genauere Berechnungen erforderlich. Als Knicklänge der Pfeiler kann für ein verschiebliches Rahmensystem bei üblichen Gründungsverhältnissen zur Vordimensionierung die zweieinhalbfache Pfeilerhöhe angenommen werden. Die Steifigkeit im Zustand II wird in Anlehnung an das ARS 11/2003 [20] mit den 0,6fachen Werten der Steifigkeit des Zustands I angesetzt. Damit ergibt sich im vorliegenden Fall: 2 II 2 π EI / s ν = k = N π = , 6 0, 546 /( 2, 5 12,0 16, 2 ) 2 = 70, < 10 (2) (3) (4) 8 Sonderdruck aus: Beton- und Stahlbetonbau 101 (2006), Heft 10

9 1 = 20 m 1 = 15 m 1 = 10 m 1 = 5 m Bild 11. Pfahlanordnung im Pfeilerbereich Fig. 11. Pile arrangement in pier area Bild 10. Mindestseitenlänge eines Pfeilers in Abhängigkeit von der Pfeilernormalkraft und -höhe (C 40/50) Fig. 10. Minimum side length of a pier as a function of the pier s normal force and height (C 40/50) Der Knickbeiwert zwischen 6 und 10 weist auf eine konstruktiv sinnvolle und wirtschaftliche Dimensionierung des Pfeilerquerschnitts mit einer Seitenlänge von 1,60 m hin. Durch Umformung von Gl. (4) ergibt sich mit I Ι = a 4 /12 und ν min = 6 eine dimensionsgebundene Dimensionierungshilfe zur Ermittlung der Seitenlänge a eines quadratischen Pfeilers der Betongüte C 40/50 (Bild 10). 720 MN/m 600 MN/m 480 MN/m ν a min N sk N (, l) min = 20 = E π π2 = 022, 4 N l2 [ m] (N ist in [MN] und l in [m] einzusetzen) 5 Bodenmechanische Untersuchungen 5.1 Parameterstudien zum Baugrund 2 2 = (5) Für die Gründungsanordnung im Pfeilerbereich der Fahrbachtalbrücke gemäß Bild 11 werden Parameterstudien am Gesamtsystem zur Beurteilung der Auswirkungen unterschiedlicher Baugrundverhältnisse mit folgenden Pfahlfußfedern durchgeführt: 480 MN/m als unterer Grenzwert 600 MN/m als Mittelwert 720 MN/m als oberer Grenzwert Zur Beurteilung unterschiedlicher Setzungen in Querrichtung werden die Pfahlfußfeder unter einem Randpfahl (hier: Pfahl 1) zusätzlich um 20% bzw. 50% abgemindert und die auftretenden Setzungen unter der Lastfallkombination GZ2 (Gebrauchszustand nach DIN 1054 [14]) ermittelt (Bild 12). Die Auswirkungen unterschiedlicher Pfahlfußfederabminderungen unter einem Randpfahl auf die Normalkraft im benachbarten Pfahl werden in Bild 13 in Abhängigkeit vom Grundwert der Pfahlfußfeder dargestellt. Bild 12. Setzungen am Pfahlfuß in Querrichtung in Abhängigkeit von den Pfahlfußfedern Fig. 12. Settlements at the pile base in the transverse direction as a function of the springs at the pile base Unterschiedliche Pfahlfußfedern haben nur einen geringen Einfluß auf die prozentuale Pfahllasterhöhung des benachbarten Pfahls. Unter der Voraussetzung einer wirtschaftlich durchgeführten Bohrpfahldimensionierung ist davon auszugehen, daß eine Pfahllasterhöhung bis zu 10% vom Pfahlquerschnitt noch aufgenommen werden kann. Aus Bild 13 ergeben sich daraus maximal zulässige Abminderungen der Pfahlfußfeder des Randpfahls im Bereich von 35%. Dieser Wert ist nahezu unabhängig vom Grundwert der Pfahlfußfeder. Damit wird in der Regel nicht die Änderung der Pfahllast, sondern die Differenz- Beton- und Stahlbetonbau 101 (2006), Heft 10 9

10 Erhöhung Pfahllast [%] (Pfahl 2) Grundwert der Pfahlfußfedern 480 MN/m 600 MN/m 720 MN/m Abminderung Pfahlfußfeder [%] (Pfahl 1) Bild 13. Lasterhöhung des benachbarten Pfahls infolge der Abminderung der Pfahlfußfeder des Randpfahls Fig. 13. Load increase of the adjacent pile as a result of the minimization of the spring at the pile base of the edge pile 50 setzung benachbarter Bohrpfähle das für die Ausführbarkeit entscheidende Kriterium. 5.2 Pfahlwiderstände bei zyklischen und dynamischen Einwirkungen Axialer Pfahlwiderstand Ändert eine Einwirkung ihre Größe innerhalb eines unteren und oberen Grenzwertes (Schwellbelastung) oder aber ihre Richtung (Wechselbelastung), wird dies nach Seitz/Schmidt [22] als zyklische Belastung bezeichnet. Bei axial zyklisch beanspruchten Pfahlgründungen mit Schwell- und/oder Wechsellastanteilen über 20% der charakteristischen Pfahlwiderstände R 2,k im Gebrauchszustand kann eine Verschlechterung des Pfahltragverhaltens durch Abnahme der Mantelreibung eintreten [14]. Hinsichtlich zyklischer und dynamischer Einwirkungen in axialer Richtung sollte das Baugrundgutachten folgende Angaben enthalten: Randbedingungen, bei deren Einhaltung auf die Untersuchung axial zyklischer Einwirkungen verzichtet werden kann, z. B. Einbindelänge in eine bestimmte Bodenschicht. Abgeminderte Pfahlmantelreibung, sofern eine Verschlechterung des Pfahltragverhaltens eintreten kann. Für die Entwurfsbearbeitung reicht in der Regel der Nachweis aus, daß die Pfahllast infolge Verkehrslasten gemäß Lastmodell 1 nach DIN-Fachbericht 101 [10] kleiner als 10% des charakteristischen Pfahlwiderstandes R 2,k ist Horizontaler Pfahlwiderstand Die maßgebenden Horizontalbeanspruchungen in Brückenlängsrichtung entstehen infolge der Zwangsbeanspruchungen Kriechen, Schwinden und Temperatur sowie infolge Bremsen. Die Größe der Zwangsbeanspruchungen nimmt zu bzw. ab mit zunehmenden bzw. abnehmenden Bettungsmodul. Für sämtliche Einwirkungen H s mit Ausnahme von Temperatur und Bremsen ist mit den charakteristischen statischen Bettungsmoduln zu rechnen. Für lang- und mittelfristige zyklische Beanspruchungen H T (Temperatur) sind bei Lockergesteinsschichten die charakteristischen statischen Bettungsmoduln zu halbieren (Bild 14). Bei Bild 14. Bodenschichtung in Achse 30 Fig. 14. Soil stratification at axis 30 festen Gesteinsschichten ist keine Abminderung erforderlich. Für kurzfristige zyklische (stoßartige) Beanspruchungen (Bremsen) können die charakteristischen statischen Bettungsmoduln verdreifacht und für wiederholte Bremslasten H B verdoppelt werden. Zum Nachweis der Gesamtverformung kann mit einem Ersatz-Bettungsmodul c Ersatz gerechnet werden [23]: Die Überlagerung unterschiedlicher zyklischer Beanspruchungen kann je nachdem, ob der Temperatur- oder der Bremsanteil an der Horizontalbeanspruchung überwiegt sowohl zu einer Erhöhung als auch zu einer Abminderung des Bettungsmoduls c führen. Es wird angeregt, auf Untersuchungen von horizontalen zyklischen Beanspruchungen zu verzichten, sofern vom Baugrundgutachter nicht ausdrücklich anders lautende Forderungen gestellt werc Ersatz Zyklische Beanspruchungen haben in der Regel einen geringen Einfluß auf die Bodenkennwerte. H H H = c (, 10 S + 05, T + 20, B ) H H H mit H = (H S + H T + H B ) (6) 10 Sonderdruck aus: Beton- und Stahlbetonbau 101 (2006), Heft 10

11 den. Im Regelfall sollten diese Beanspruchungen durch die Berücksichtigung unterer und oberer Grenzwerte der charakteristischen statischen Bettungsmoduln abgedeckt sein Plastische Verformungen des Baugrunds Der Einfluß plastischer Verformungen des Baugrunds infolge zyklischer Belastungen sowohl in axialer als auch in horizontaler Richtung sollte nur untersucht werden, wenn dies vom Baugrundgutachter ausdrücklich gefordert wird. Die Berücksichtigung kann durch eine Verminderung der Pfahlmantelreibung bzw. eine zusätzliche Variation der horizontalen Bettungsmoduln erfolgen. 6 Begrenzung der Rißbreite Die Nachweise zur Begrenzung der Rißbreite werden auf der Grundlage der Elastizitätstheorie mit den Steifigkeiten des Zustands I geführt und umfassen nach DIN-Fachbericht 102 [11], Abs folgende Nachweise: Mindestbewehrung zur Begrenzung der Rißbreite. Begrenzung der Rißbreite unter der häufigen Einwirkungskombination ohne direkte Berechnung. In Bauteilen, mit Ausnahme von vorgespannten Bauteilen, bei denen unter der seltenen Einwirkungskombination und unter den maßgebenden charakteristischen Werten der Vorspannung die Betondruckspannungen am Querschnittsrand dem Betrag nach größer als 1 N/mm 2 sind, wird gemäß Heft 525 DAfStb [24] immer eine rißverteilende Mindestbewehrung angeordnet. Die Mindestbewehrung wird für die theoretische Rißschnittgröße dimensioniert, auch wenn die rechnerisch ermittelten Schnittgrößen die Rißschnittgröße nicht erreichen. Eine ausreichend dimensionierte Mindestbewehrung ist besonders in den Anschlußbereichen Überbau/Pfeiler konstruktiv sinnvoll, um Zwangseinwirkungen oder Eigenspannungen z. B. aus dem Abfließen der Hydratationswärme oder dem Bauablauf abzudecken. Die Nachweise zur Begrenzung der Rißbreite werden unter der häufigen Einwirkungskombination für den Rechenwert der Rißbreite von w k = 0,2 mm geführt. Die Auswertung der Nachweise zur Begrenzung der Rißbreite führt zu dem Ergebnis, daß im Pfeilerbereich der Nachweis bemessungsrelevant wird. Die Erhöhung des Bewehrungsgehaltes gegenüber den Nachweisen im GZT beeinträchtigt die Ausführbarkeit jedoch nicht. 7 Verschiebewege der Übergangskonstruktion 7.1 Vergleich der Verschiebewege von semi-integralen und konventionell gelagerten Brücken Es werden Parameterstudien an zwei Systemen mit einer Variation der Pfeilerhöhe durchgeführt: Pfeiler ohne Lager (semi-integrales Bauwerk). Pfeiler mit Lagern (Bauwerk mit konventioneller Lagerung auf Verformungslagern und Längsfesthaltungen in beiden Pfeilerachsen). Die Verformungen u x in Brückenlängsrichtung infolge der Lastfallkombination GZ2 (Gebrauchszustand nach DIN Pfeilerhöhe [m] o m o Horizontalverformung u in Brückenlängsrichtung [mm] 1054 [14]) sind in Bild 15 dargestellt. Maßgeblichen Einfluß auf die Verformungen hat der Lastfall Bremsen. Bei einem semi-integralen Bauwerk treten in Brückenlängsrichtung im Vergleich zur konventionellen Lagerung kleinere Verformungen sowohl am Pfeiler- als auch am Pfahlkopf auf. Für die Brückenquerrichtung ergeben sich qualitativ gleiche Ergebnisse bei wesentlich kleineren Absolutbeträgen der Verformungen. Bei semi-integralen Bauwerken treten in Brückenlängsrichtung im Vergleich zur konventionellen Lagerung kleinere Verformungen auf. Aufgrund von horizontalen Pfahlprobebelastungen werden vom Baugrundgutachter zwei Bereiche in Abhängigkeit von der charakteristischen Gesamthorizontalkraft H mit jeweils einem unteren und einem oberen Grenzwert für den Bettungsmodul angegeben. Die Angabe von zwei Bereichen resultiert aus den Meßergebnissen der horizontalen Pfahlprobebelastungen [25], wonach die Horizontalverschiebungen des Pfahles bei Belastungen von H/D > 0,25 MN/m stärker zunehmen als von H/D < 0,25 MN/m. Ein unterer und ein oberer Grenzwert für den Bettungsmodul werden gemäß Heft 496 DAfStb [16] und Berger et al. [26] empfohlen, da bei zu hohem Bettungsmodul die Verschiebungen, bei zu niedrigem Bettungsmodul die Zwangsbeanspruchungen unterschätzt werden. Falls die vorhandene Horizontalkraft H im Übergangsbereich liegt und keine eindeutige Zuordnung möglich ist, wird angeregt, mit den jeweiligen Mittelwerten zu rechnen, wie dies beispielhaft in Tabelle 3 für die oberste Bodenschicht angegeben ist. 7.2 Ausführbare Überbaulängen bei semi-integralen Brückenbauwerken x Eine Übergangskonstruktion mit mehr als einem Dichtprofil erfordert einen Wartungsgang im Brückenwider- m Pfeiler ohne Lager o Pfeilerkopf o Pfahlkopf Pfeiler mit Lagern m Pfeilerkopf m Pfahlkopf Bild 15. Verformungen u x in Brückenlängsrichtung infolge der Lastfallkombination GZ2 (Gebrauchszustand nach DIN 1054) Fig. 15. Deformation u x in bridge longitudinal direction as a result of load combination GZ2 (use state following DIN 1054) Beton- und Stahlbetonbau 101 (2006), Heft 10 11

12 Tabelle 3. Bettungsmoduln der Bodenschicht 2 in Abhängigkeit von der Horizontalkraft H (für Pfahldurchmesser D = 1,20 m) Table 3. Bedding Modulus of soil layer 2 as a function of the horizontal force H (for pile diameter D = 1,20 m) Maximale Überbaulänge [m] linear zunehmender, charakteristischer Grenzwert statischer Bettungsmodul [MN/m 3 ] H < 0,3 MN H > 0,3 MN H 0,3 MN unterer oberer Ersatz-Horizontalfeder des Gesamtsystems c [MN/m] Bild 16. Maximale Überbaulänge in Abhängigkeit von der Ersatz-Horizontalfeder des Gesamtsystems und dem Typ der Übergangskonstruktion Fig. 16. Maximum superstructure length as a function of the substitute horizontal spring of the overall system and the type of transitional construction lager. Der Entwurf wird dahingehend optimiert, daß auf einen Wartungsgang verzichtet werden kann. In Abhängigkeit vom Typ der Übergangskonstruktion und einer Ersatz-Horizontalfeder c H zur Erfassung der Steifigkeit des Gesamtsystems eines semi-integralen Bauwerks in Brückenlängsrichtung lassen sich die maximalen Überbaulängen für eine Abschätzung der möglichen Überbaulänge in der Entwurfsphase angegeben (Bild 16). Fahrbachtalbrücke Zulässiger Dehnweg der Übergangskonstruktion: H 95 mm 65 mm Ermittlung der Ersatz-Horizontalfeder des Gesamtsystems c H : Durch das Aufbringen einer Einheitslast H x in Brückenlängsrichtung und die rechnerische Ermittlung der dazugehörigen Verschiebung u x am Gesamtsystem läßt sich die Ersatz-Horizontalfeder des Gesamtsystems c H ermitteln. Diese Feder bildet die Steifigkeit der Pfeiler mit deren monolithischem Anschluß an den Überbau sowie die Steifigkeit der Pfähle einschließlich deren elastischer Bettung ab und macht unterschiedliche semi-integrale Brücken mit der jeweiligen Anzahl an Überbaufeldern, Pfeilerhöhen bzw. -geometrien und Gründungssituationen vergleichbar, sofern sie symmetrisch in Brückenlängsrichtung ausgebildet sind. Mit dieser Horizontalfeder können allerdings Verschiebungen aus Einwirkungen, die direkt auf die Unterbauten wirken, wie z. B. Temperatur oder Wind auf die Pfeiler bzw. Stützensenkung nicht ermittelt werden. Das Diagramm berücksichtigt diese Anteile überschlägig. Weiterhin sind unterschiedlich anzusetzende Bettungsmoduln in Horizontalrichtung, wie sie bei Temperatur und Bremsen in der Regel vom Baugrundgutachter empfohlen werden, nicht erfaßt. Für Verschiebungen infolge Temperatur hat die Horizontalfeder einen vernachlässigbaren Einfluß; für Verschiebungen infolge Bremsen, die sehr stark von der Horizontalsteifigkeit des Systems abhängen, wird auf der sicheren Seite liegend mit den einfachen statischen Bettungsmoduln gerechnet. Auf eine Variation des Elastomer-Schubmoduls der Verformungslager in den Widerlagerachsen für sommerliche und winterliche Umgebungsbedingungen gemäß DIN /A1 [27] wird wegen des geringen Einflusses verzichtet. Gewählte Parameter für die Kennlinien des Diagramms in Bild 16: Die Verschiebungen infolge Kriechen und Schwinden werden für den Zeitraum von t = 100 d (Einbau der Übergangskonstruktion) bis t = 25 a (üblicher Austausch der Übergangskonstruktion) errechnet. Die Kriech- und Schwindbeiwerte sind für einen Normalbeton der Güte C 40/50 mit einem normal oder schnell erhärtenden Zement 32,5R bzw. 42,5N für eine wirksame Bauteildicke von 65 cm unter feuchten Umgebungsbedingungen ermittelt. Verschiebungen aus Eigenlast, Kriechen und Schwinden bis t = 100 d und aus der elastischen Verkürzung infolge Vorspannung sind nicht berücksichtigt, da sie bis zum Einbau der Übergangskonstruktion größtenteils abgeklungen sind. Die Verschiebewege für die Stützensenkung werden mit einer Setzung von 5 mm pro Achse ermittelt. Neben den linearen Temperaturunterschieden von ΔT M = +12,3 und 8,0 K auf den Überbau wird der konstante Temperaturanteil mit dem abgeminderten Wert von ΔT N = ± 37 K auf den Überbau und die Unterbauten aufgebracht. Außerdem ist ein linearer Temperaturunterschied zwischen den Pfeileraußenflächen mit ΔT M = +5,0 K berücksichtigt. Sonstige Einwirkungen wie Bremsen, Wind und Verkehrslast gemäß Lastmodell 1 werden entsprechend den Regelungen des DIN-Fachberichts 101 [10] angesetzt. Die Anteile der maßgeblichen Einwirkungen an der Gesamtverschiebung zur Bemessung der Übergangskonstruktion sind in Tabelle 4 ausgewertet. Die Verschiebungsanteile infolge der Einwirkungen aus Temperatur und Kriechen/Schwinden nehmen zu, diejenigen infolge der Einwirkungen aus Bremsen/Anfahren nehmen ab mit zunehmender Steifigkeit des Gesamtsystems. Bei semi-integralen Brücken ist im Gegensatz zu integralen Bauwerken der Verschiebungseinfluß infolge Bremsen/Anfahren nicht zu vernachlässigen. Die Lastfälle Stützensenkung, Verkehrslast gemäß Lastmodell 1 nach 12 Sonderdruck aus: Beton- und Stahlbetonbau 101 (2006), Heft 10

13 Tabelle 4. Prozentualer Anteil der Einwirkungen an der Gesamtverschiebung zur Bemessung der Übergangskonstruktion in Abhängigkeit von der Ersatz-Horizontalfeder c H Table 4. Percentage of the actions on the total displacement for the design of the transitional construction as a function of the substitute horizontal spring c H Einwirkung DIN-Fachbericht 101 [10] und Wind liefern nur geringe Verschiebungsanteile für die Bemessung der Übergangskonstruktion in der Größenordung von 6%. 8 Zusammenfassung und Ausblick Die integrale Bauweise ist keine Universallösung, die in jedem Fall die optimale Lösung bietet. Es müssen vielmehr bestimmte Randbedingungen erfüllt sein, um die beschriebenen Vorteile der Wirtschaftlichkeit, Robustheit und Ästhetik nutzen zu können. Wegen der monolithischen Verbindung zwischen Überbau und Pfeilern sind rechnerische Nachweise am Gesamtsystem erforderlich. Das Beispiel der Fahrbachtalbrücke zeigt, daß die semi-integrale Bauweise gegenüber konventionell gelagerten Bauwerken bei geeigneten Baugrundverhältnissen Vorteile bietet. Die maximale Länge semi-integraler Bauwerke wird durch den Typ der Übergangskonstruktion begrenzt. Bei einprofiligen Fahrbahnübergängen mit 100 mm Spaltbreite sind Bauwerkslängen bis zu 120 m möglich. Literatur Ersatz-Horizontalfeder c H [MN/m] Kriechen (100d-25a) 8,7% 11,1% 12,4% 13,3% Schwinden (100d-25a) 10,9% 14,0% 15,7% 16,7% Bremsen/Anfahren 37,1% 23,9% 17,8% 14,2% Temperatur 37,8% 45,1% 48,4% 50,4% Σ 94,5% 94,2% 94,2% 94,5% [1] Pelke, E., Berger, D., Graubner, C.-A. und Zink, M.: Entwurfshilfen für integrale Straßenbrücken. Heft der Schriftenreihe der Hessischen Straßen- und Verkehrsverwaltung. Hessisches Landesamt für Straßen- und Verkehrswesen, Wiesbaden [2] England, G. L., Tsang, N. and Bush, D.: Integral Bridges A Fundamental Approach to the Time-Temperature Loading Problem, Highways Agency, London, [3] Burke, M. P.: Design of Integral Concrete Bridges, Concrete International, [4] Schiefer, S.: Überführungen in Fertigteil-Bauweise. Zwei innovative Lösungen als Beispiele. Tagungsband 4. Symposium Brückenbau 17./ in Leipzig S Verlag Wiederspahn. [5] Bundesministerium für Verkehr, Bau- und Wohnungswesen: Zusätzliche Technische Vertragsbedingungen und Richtlinien für Ingenieurbauten (ZTV-ING). Verkehrsblatt-Dokument Nr. S 1056 Vers. Nr. 01/03. Dortmund: Verkehrsblatt- Verlag [6] Braun, A., Seidl, G. und Weizenegger, M.: Rahmentragwerke im Brückenbau. Beton- und Stahlbetonbau 101 (2006), S [7] Bundesministerium für Verkehr, Bau- und Wohnungswesen: Allgemeines Rundschreiben Straßenbau 23/1999. Stahlverbundbrücken Musterentwürfe für einfeldrige Verbundüberbauten zur Überführung eines Wirtschaftsweges und eines Straßenquerschnittes RQ 10,5. Verkehrsblatt-Dokument Nr. S 1050 Vers. Nr. 11/99. Dortmund: Verkehrsblatt-Verlag [8] Bundesministerium für Verkehr, Bau- und Wohnungswesen: Richtzeichnungen für Ingenieurbauten RiZ-ING. Verkehrsblatt-Sammlung Nr. S Dortmund: Verkehrsblatt- Verlag [9] Pötzl, M., Schlaich, J. und Schäfer, K.: Grundlagen für den Entwurf, die Berechnung und konstruktive Durchbildung lager- und fugenloser Brücken. DAfStb (Hrsg.), Heft 461 der Schriftenreihe, Beuth, Berlin [10] DIN Deutsches Institut für Normung e.v.: DIN-Fachbericht 101 Einwirkungen auf Brücken. Berlin: Beuth Verlag GmbH [11] DIN Deutsches Institut für Normung e.v.: DIN-Fachbericht 102 Betonbrücken. Berlin: Beuth Verlag GmbH [12] DIN Deutsches Institut für Normung e.v.: DIN-Fachbericht 103 Stahlbrücken. Berlin: Beuth Verlag GmbH [13] DIN Deutsches Institut für Normung e.v.: DIN-Fachbericht 104 Verbundbrücken. Berlin: Beuth Verlag GmbH [14] DIN Deutsches Institut für Normung e.v.: DIN Baugrund Sicherheitsnachweise im Erd- und Grundbau. Berlin: Beuth Verlag GmbH [15] DIN Deutsches Institut für Normung e.v.: DIN Baugrund Zulässige Belastung des Baugrunds. Berlin: Beuth Verlag GmbH [16] Engelsmann, S., Schlaich, J. und Schäfer, K.: Entwerfen und Bemessen von Betonbrücken ohne Fugen und Lager. Deutscher Ausschuß für Stahlbeton, Heft 496. Berlin: Beuth Verlag GmbH [17] Specht, M. und Fouad, N. A.: Temperatureinwirkungen auf Beton-Kastenträgerbrücken durch Klimaeinflüsse. Betonund Stahlbetonbau 93 (1998), S und [18] Zilch, K. und Rogge, A.: Bemessung von Stahlbeton- und Spannbetonbauteilen im Brücken- und Hochbau. Betonkalender 2004, Teil 2. Berlin: Ernst & Sohn Verlag GmbH [19] Quast, U.: Zur Mitwirkung des Betons in der Zugzone. Beton- und Stahlbetonbau 76 (1981), S [20] Bundesministerium für Verkehr, Bau- und Wohnungswesen: Allgemeines Rundschreiben Straßenbau 11/2003. Hinweise zur Anwendung des DIN Fachberichts 102 Betonbrücken. Verkehrsblatt-Dokument Nr. S 1050 Vers. Nr. 03/03. Dortmund: Verkehrsblatt-Verlag [21] Dischinger, F.: Untersuchungen über die Knicksicherheit, die elastische Verformung und das Kriechen des Betons bei Bogenbrücken. Bauingenieur 18 (1937), S , und [22] Seitz, J. und Schmidt, H.-G.: Bohrpfähle. Berlin: Ernst & Sohn Verlag GmbH [23] Kempfert + Partner Geotechnik: Ausbau der BAB A3 Frankfurt Nürnberg bei Aschaffenburg. Halbintegrale Bauweise BW 213 b (Brücke über das Fahrbachtal). Bautechnische Empfehlungen (geotechnischer Entwurfsbericht). Unveröffentlichter Bericht vom [24] Deutscher Ausschuß für Stahlbeton (DAfStb): Erläuterungen zu DIN Heft 525. Berlin: Beuth-Verlag GmbH [25] Kempfert + Partner Geotechnik: Ausbau der BAB A3 Frankfurt Nürnberg bei Aschaffenburg. Integrale Bauweise der Brückenbauwerke BW 213 b und BW 214 b. 2. Bericht: Ergebnisse und Auswertung der axialen und horizontalen Pfahlprobebelastungen an Bohrpfählen. Unveröffentlichter Bericht vom Beton- und Stahlbetonbau 101 (2006), Heft 10 13

14 [26] Berger, D., Graubner, C.-A., Pelke, E. und Zink, M.: Besonderheiten bei Entwurf und Bemessung integraler Betonbrücken. Beton- und Stahlbetonbau 99 (2004), S [27] DIN Deutsches Institut für Normung e.v.: DIN /A1. Lager im Bauwesen. Bewehrte Elastomerlager. Teil 14, Bauliche Durchbildung und Bemessung; Änderung A1. Berlin: Beuth Verlag GmbH Dr.-Ing. Bernd Brandt Dipl.-Ing. (FH) Gerhard Maggauer Ltd. BD Dipl.-Ing. Stefan Schiefer Autobahndirektion Nordbayern Stellvertreter des Präsidenten Abteilungsleiter Brückenbau Lehrbeauftragter an der TU München Flaschenhofstraße Nürnberg BOR Dr.-Ing. Michael Fuchs Autobahndirektion Nordbayern Sachgebietsleiter Brückenbau Flaschenhofstraße Nürnberg Dipl.-Ing. (FH) Andreas Egerer Rieger + Brandt Planungsgesellschaft im Bauwesen mbh Neutorgraben Nürnberg 14 Sonderdruck aus: Beton- und Stahlbetonbau 101 (2006), Heft 10