Beton- und Stahlbetonbau - Rieger und Brandt GmbH

10
101. Jahrgang
Oktober 2006
Heft 10
ISSN 0005-9900
A 1740
Beton- und
Stahlbetonbau
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

Fachthemen
Stefan Schiefer
Michael Fuchs
Bernd Brandt
Gerhard Maggauer
Andreas Egerer
Besonderheiten beim Entwurf semi-integraler
Spannbetonbrücken
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 in-
DOI: 10.1002/best.200600500
Eine Alternative im Brückenbau mit zunehmender Bedeutung – aufgezeigt
am Beispiel der Fahrbachtalbrücke im Zuge der BAB A3 bei Aschaffenburg
creasing 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
2 © 2006 Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG, Berlin · Beton- und Stahlbetonbau 101 (2006), Heft 10

S. Schiefer/M. Fuchs/B. Brandt/G. Maggauer/A. Egerer · Besonderheiten beim Entwurf semi-integraler Spannbetonbrücken
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-
Bild 2. Systemskizze der Fahrbachtalbrücke
Fig. 2. System sketch of the Fahrbach valley bridge
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

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.
4 Sonderdruck aus: Beton- und Stahlbetonbau 101 (2006), Heft 10
S. Schiefer/M. Fuchs/B. Brandt/G. Maggauer/A. Egerer · Besonderheiten beim Entwurf semi-integraler Spannbetonbrücken
3.2 Gründung
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

S. Schiefer/M. Fuchs/B. Brandt/G. Maggauer/A. Egerer · Besonderheiten beim Entwurf semi-integraler Spannbetonbrücken
Bild 4. Ansicht der Fahrbachtalbrücke
Fig. 4. View of the Fahrbach valley bridge
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
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
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. 6.3.1.3.3.
– 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. 6.3.1.6 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. 6.3.1.4.2. 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

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-
6 Sonderdruck aus: Beton- und Stahlbetonbau 101 (2006), Heft 10
S. Schiefer/M. Fuchs/B. Brandt/G. Maggauer/A. Egerer · Besonderheiten beim Entwurf semi-integraler Spannbetonbrücken
Tabelle 1. Auswertung Temperaturlastfälle
Table 1. Evaluation of temperature load cases
Überbau Pfeiler
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.

S. Schiefer/M. Fuchs/B. Brandt/G. Maggauer/A. Egerer · Besonderheiten beim Entwurf semi-integraler Spannbetonbrücken
– 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
2,0
0
0
1
2
3
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
Beton- und Stahlbetonbau 101 (2006), Heft 10
1,0
7

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
ki
I
f
≈
N − N
ki
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
Tabelle 2. Bemessungsmomente am Pfeilerkopf
Table 2. Design moments at the pier head
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
8 Sonderdruck aus: Beton- und Stahlbetonbau 101 (2006), Heft 10
S. Schiefer/M. Fuchs/B. Brandt/G. Maggauer/A. Egerer · Besonderheiten beim Entwurf semi-integraler Spannbetonbrücken
(1)
mit
N ki = π 2 · EI/s k 2 = ideelle Knicklast
N = Bemessungslast (ständige und vorübergehende
Einwirkungskombination)
s k = Knicklänge
EI = Biegesteifigkeit
Mit dem Knickkennwert ν = N ki/N folgt:
fII ≈fIν ⋅
ν − 1
Für das Moment nach Theorie II. Ordnung gilt:
ν
M ≈M ⋅ = β ⋅M
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
Rechnung nach
Theorie II. Ordnung
erforderlich
Rechnung nach
Theorie II. Ordnung nicht erforderlich
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
π
ν =
⋅ EI / sk
N
=
π2
⋅31400 ⋅0, 6 ⋅0, 546 /( 2, 5 ⋅12,0)
=
16, 2
2
= 70 , < 10
(2)
(3)
(4)

S. Schiefer/M. Fuchs/B. Brandt/G. Maggauer/A. Egerer · Besonderheiten beim Entwurf semi-integraler Spannbetonbrücken
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).
ν
a
min ⋅N⋅sk 6⋅N⋅(, 2 5⋅l)
min = 4 20 ⋅
= 4 20 ⋅
E ⋅ π2 31400
⋅ π2
= 022 , 4 N⋅l2[ m]
(N ist in [MN] und l in [m] einzusetzen)
5 Bodenmechanische Untersuchungen
5.1 Parameterstudien zum Baugrund
2
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.
2
=
1 = 20 m
1 = 15 m
1 = 10 m
1 = 5 m
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)
(5)
Bild 11. Pfahlanordnung im Pfeilerbereich
Fig. 11. Pile arrangement in pier area
720 MN/m
600 MN/m
480 MN/m
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

Erhöhung Pfahllast [%]
(Pfahl 2)
20
10
Grundwert der Pfahlfußfedern
480 MN/m
600 MN/m
720 MN/m
0
0 10 20 30 40
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
setzung benachbarter Bohrpfähle das für die Ausführbarkeit
entscheidende Kriterium.
5.2 Pfahlwiderstände bei zyklischen und dynamischen
Einwirkungen
5.2.1 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.
5.2.2 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
10 Sonderdruck aus: Beton- und Stahlbetonbau 101 (2006), Heft 10
S. Schiefer/M. Fuchs/B. Brandt/G. Maggauer/A. Egerer · Besonderheiten beim Entwurf semi-integraler Spannbetonbrücken
50
Bild 14. Bodenschichtung in Achse 30
Fig. 14. Soil stratification at axis 30
festen Gesteinsschichten ist keine Abminderung erforderlich.
Zyklische Beanspruchungen haben in der Regel
einen geringen Einfluß auf die Bodenkennwerte.
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]:
H H H
cErsatz = c⋅(,
10⋅ S + 05 , ⋅ T + 20 , ⋅ B )
H H H
mit
H = ∑ (H S + H T + H B)
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 wer-
(6)

S. Schiefer/M. Fuchs/B. Brandt/G. Maggauer/A. Egerer · Besonderheiten beim Entwurf semi-integraler Spannbetonbrücken
den. Im Regelfall sollten diese Beanspruchungen durch
die Berücksichtigung unterer und oberer Grenzwerte der
charakteristischen statischen Bettungsmoduln abgedeckt
sein.
5.2.3 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. 4.4.2 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]
20
15
10
5
0
o m
0 10 50
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-
Beton- und Stahlbetonbau 101 (2006), Heft 10
m
Pfeiler ohne Lager
o
o
Pfeilerkopf
Pfahlkopf
Pfeiler mit Lagern
m Pfeilerkopf
m Pfahlkopf
100 150 200
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)
11

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 0–20 0–3 0–12
oberer 0–40 0–10 0–25
140
120
103
100
80
60
40
20
0
0 20 40
50
60 80 100
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).
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 Steifig-
Fahrbachtalbrücke
12 Sonderdruck aus: Beton- und Stahlbetonbau 101 (2006), Heft 10
S. Schiefer/M. Fuchs/B. Brandt/G. Maggauer/A. Egerer · Besonderheiten beim Entwurf semi-integraler Spannbetonbrücken
Zulässiger Dehnweg der
Übergangskonstruktion:
H
95 mm
65 mm
keit 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 4141-14/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

S. Schiefer/M. Fuchs/B. Brandt/G. Maggauer/A. Egerer · Besonderheiten beim Entwurf semi-integraler Spannbetonbrücken
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 Ersatz-Horizontalfeder c H [MN/m]
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
25 50 75 100
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 50 – 2004 der
Schriftenreihe der Hessischen Straßen- und Verkehrsverwaltung.
Hessisches Landesamt für Straßen- und Verkehrswesen,
Wiesbaden 2003.
[2] England, G. L., Tsang, N. and Bush, D.: Integral Bridges – A
Fundamental Approach to the Time-Temperature Loading
Problem, Highways Agency, London, 2000.
[3] Burke, M. P.: Design of Integral Concrete Bridges, Concrete
International, 1993.
[4] Schiefer, S.: Überführungen in Fertigteil-Bauweise. Zwei innovative
Lösungen als Beispiele. Tagungsband 4. Symposium
Brückenbau 17./18.02.2004 in Leipzig S. 40–43. 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 2003.
[6] Braun, A., Seidl, G. und Weizenegger, M.: Rahmentragwerke
im Brückenbau. Beton- und Stahlbetonbau 101 (2006), S.
187–197.
[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
1999.
[8] Bundesministerium für Verkehr, Bau- und Wohnungswesen:
Richtzeichnungen für Ingenieurbauten – RiZ-ING. Verkehrsblatt-Sammlung
Nr. S 1053. Dortmund: Verkehrsblatt-
Verlag 2005.
[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 1996.
[10] DIN Deutsches Institut für Normung e.V.: DIN-Fachbericht
101 – Einwirkungen auf Brücken. Berlin: Beuth Verlag
GmbH 2003.
[11] DIN Deutsches Institut für Normung e.V.: DIN-Fachbericht
102 – Betonbrücken. Berlin: Beuth Verlag GmbH 2003.
[12] DIN Deutsches Institut für Normung e.V.: DIN-Fachbericht
103 – Stahlbrücken. Berlin: Beuth Verlag GmbH 2003.
[13] DIN Deutsches Institut für Normung e.V.: DIN-Fachbericht
104 – Verbundbrücken. Berlin: Beuth Verlag GmbH
2003.
[14] DIN Deutsches Institut für Normung e.V.: DIN 1054. Baugrund
– Sicherheitsnachweise im Erd- und Grundbau. Berlin:
Beuth Verlag GmbH 2005.
[15] DIN Deutsches Institut für Normung e.V.: DIN 1054. Baugrund
– Zulässige Belastung des Baugrunds. Berlin: Beuth
Verlag GmbH 1976.
[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 1999.
[17] Specht, M. und Fouad, N. A.: Temperatureinwirkungen
auf Beton-Kastenträgerbrücken durch Klimaeinflüsse. Betonund
Stahlbetonbau 93 (1998), S. 281–285 und 319–323.
[18] Zilch, K. und Rogge, A.: Bemessung von Stahlbeton- und
Spannbetonbauteilen im Brücken- und Hochbau. Betonkalender
2004, Teil 2. Berlin: Ernst & Sohn Verlag GmbH 2004.
[19] Quast, U.: Zur Mitwirkung des Betons in der Zugzone. Beton-
und Stahlbetonbau 76 (1981), S. 247–250.
[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 2003.
[21] Dischinger, F.: Untersuchungen über die Knicksicherheit,
die elastische Verformung und das Kriechen des Betons bei
Bogenbrücken. Bauingenieur 18 (1937), S. 487–520, 539–552
und 595–621.
[22] Seitz, J. und Schmidt, H.-G.: Bohrpfähle. Berlin: Ernst &
Sohn Verlag GmbH 2000.
[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 11.11.2005.
[24] Deutscher Ausschuß für Stahlbeton (DAfStb): Erläuterungen
zu DIN 1045-1. Heft 525. Berlin: Beuth-Verlag GmbH
2003.
[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 09.11.2005.
Beton- und Stahlbetonbau 101 (2006), Heft 10
13

[26] Berger, D., Graubner, C.-A., Pelke, E. und Zink, M.: Besonderheiten
bei Entwurf und Bemessung integraler Betonbrücken.
Beton- und Stahlbetonbau 99 (2004), S. 295–302.
[27] DIN Deutsches Institut für Normung e.V.: DIN 4141-
14/A1. Lager im Bauwesen. Bewehrte Elastomerlager. Teil 14,
Bauliche Durchbildung und Bemessung; Änderung A1. Berlin:
Beuth Verlag GmbH 2003.
Ltd. BD Dipl.-Ing. Stefan Schiefer
Autobahndirektion Nordbayern
Stellvertreter des Präsidenten
Abteilungsleiter Brückenbau
Lehrbeauftragter an der TU München
Flaschenhofstraße 55
90402 Nürnberg
stefan.schiefer@abdnb.bayern.de
BOR Dr.-Ing. Michael Fuchs
Autobahndirektion Nordbayern
Sachgebietsleiter Brückenbau
Flaschenhofstraße 55
90402 Nürnberg
michael.fuchs@abdnb.bayern.de
14 Sonderdruck aus: Beton- und Stahlbetonbau 101 (2006), Heft 10
S. Schiefer/M. Fuchs/B. Brandt/G. Maggauer/A. Egerer · Besonderheiten beim Entwurf semi-integraler Spannbetonbrücken
Dr.-Ing. Bernd Brandt Dipl.-Ing. (FH) Gerhard Maggauer
info@rieger-brandt.de g.maggauer@rieger-brandt.de
Dipl.-Ing. (FH) Andreas Egerer
a.egerer@rieger-brandt.de
Rieger + Brandt Planungsgesellschaft
im Bauwesen mbH
Neutorgraben 15
90419 Nürnberg