hochschule mittweida university of applied sciences · 4.3.8 nachweis des bolzens und der...

Tom Höhne

„Entwicklung eines Vorbauschnabels zum Taktschieben von

Großbrücken“

eingereicht als

DIPLOMARBEIT

an der

HOCHSCHULE MITTWEIDA

UNIVERSITY OF APPLIED SCIENCES

Fachbereich Maschinenbau/ Feinwerktechnik

Grimma, 2009 Erstprüfer: Prof. Dr. Ing. Mohsen Rahal

Zweitprüfer: Dipl. Ing. Frank Sachse

Vorgelegte Arbeit wurde verteidigt am:

Bibliographische Beschreibung:

Höhne, Tom:

Entwicklung eines Vorbauschnabels zum Taktschieben von Großbrücken. – 2009.

– 155 S.

Roßwein, Hochschule Mittweida, Fachbereich Maschinenbau/ Feinwerktechnik,

Diplomarbeit, 2009

Referat:

Das Ziel der Diplomarbeit besteht in der Untersuchung und im Vergleich bestehender

Vorbauschnäbel.

Das Ergebnis soll ein variabler Vorbauschnabel sein, welcher die statischen,

konstruktiven und wirtschaftlichen Lösungen schon verwendeter Vorbauschnäbel

aufgreift und eine Weiterentwicklung darstellt.

Die Wiederverwendbarkeit und der mehrfache Einsatz während der Realisierung

verschiedener Projekte unter variablen Randbedingungen stellen das Hauptaugenmerk

der Untersuchungen, Vergleiche und der ergebnisorientierten Betrachtung dar.

Inhaltsverzeichnis I

Diplomarbeit Tom Höhne /16583

Inhaltsverzeichnis

Abbildungsverzeichnis ...................................................................................... III

Tabellenverzeichnis ......................................................................................... VII

1 Einleitung ........................................................................................................... 1

1.1 Allgemeines ......................................................................................................... 1

1.2 Durchführungsschema ......................................................................................... 2

1.3 Problem und Zielstellung der Arbeit ................................................................... 3

1.4 Abgrenzung des Untersuchungsfeldes ................................................................ 4

2 Das Taktschiebeverfahren ................................................................................ 5

2.1 Erläuterung des Taktschiebeverfahrens ............................................................... 5

2.2 Aufbau und Funktion des Vorbauschnabels ...................................................... 12

3 Variantenuntersuchung bestehender Vorbauschnabelsysteme .................. 15

3.1 Allgemeines zur Literaturrecherche .................................................................. 15

3.2 Vergleich bestehender Vorbauschnäbel ............................................................ 17

3.2.1 Erläuterung verschiedener Vorbauschnabelsysteme ......................................... 17

3.2.1.1 Erläuterung des Vorbauschnabelsystems - Variante 1 ...................................... 20



3.2.2 Erläuterung der Vergleichsparameter ................................................................ 35

3.2.3 Auswertung der Vergleichsparameter ............................................................... 39

3.2.3.1 Vergleichsanalyse - Abhängigkeit der Länge des Vorbauschnabels von der

maximalen Spannweite des Überbaus ............................................................... 39

3.2.3.2 Vergleichsanalyse - Abhängigkeit der Verformung von der Schlankheit des

Überbaus ............................................................................................................ 43

3.2.3.3 Vergleichsanalyse - Gewicht Vorbauschnabel .................................................. 51

3.2.3.4 Vergleichsanalyse - Abhängigkeit der Breite des Vorbauschnabels von der

Breite des Überbaus ........................................................................................... 54

3.2.3.5 Vergleichsanalyse - Abhängigkeit der Höhe des Vorbauschnabels von der

Schlankheit ........................................................................................................ 58

3.2.3.6 Auswertung der Form des Längsträgers ............................................................ 60

3.2.3.7 Auswertung der Anschlussarten ........................................................................ 64

Inhaltsverzeichnis II


4 Entwicklung eines Vorbauschnabels ............................................................. 71

4.1 Vorstellung des Vorbauschnabels ..................................................................... 71

4.2 Lastannahmen .................................................................................................... 80

4.3 Statische Berechnung ........................................................................................ 90

4.3.1 Nachweis des Untergurts ................................................................................... 92

4.3.2 Nachweis des Obergurts .................................................................................. 102

4.3.3 Nachweis der Füllstäbe des Längsträgers ....................................................... 107

4.3.4 Nachweis des Untergurtverbands .................................................................... 114

4.3.5 Nachweis der Querscheibe .............................................................................. 120

4.3.6 Nachweis der Stöße des Längsträgers ............................................................. 125

4.3.7 Nachweis des Anschlussrahmenes .................................................................. 136

4.3.8 Nachweis des Bolzens und der dazugehörigen Augenstäbe ........................... 148

5 Zusammenfassung ......................................................................................... 152

Anhänge Literaturverzeichnis Eidesstaatliche Erklärung

Abbildungsverzeichnis III


Abbildungsverzeichnis Abb. 1 Taktkeller zum Verschub der "Dultenaugrabenbrücke" [16] ................................ 6

Abb. 2 Verschubphasenplan der "Lockwitztalbrücke" [27] .............................................. 6

Abb. 3 Ansicht eines Verschublagers - Plauen Stahl Technologie GmbH – [16] ............. 8

Abb. 4 Vorbauschnabel - MAX BÖGL Stahl- und Anlagenbau GmbH & Co. KG -

während des Verschubs der Brücke "Lochkov" [16] ........................................................ 9

Abb. 5 Verschublager mit horizontaler Führung – Plauen Stahl Technologie GmbH –

[16] .................................................................................................................................. 10

Abb. 6 Vorbauschnabel als Kragarm .............................................................................. 12

Abb. 7 Vorbauschnabel als Teil des Endfeldes ............................................................... 12

Abb. 8 Torsionsweicher Vorbauschnabel - Plauen Stahl Technologie GmbH -[16] ...... 13

Abb. 9 Torsionssteifer Vorbauschnabel - Schäfer-Bauten GmbH – [16] ....................... 14

Abb. 10 Vorbauschnabel - Plauen Stahl Technologie GmbH – [16] ............................. 20

Abb. 11 Anschluss des klappbaren Vorbauschnabels

- Plauen Stahl Technologie GmbH – [16] ....................................................... 21

Abb. 12 Auszug aus dem Verschub nach Variante 1 ...................................................... 23

Abb. 13 Detail vom Kopfpunkt des Anschlusses ............................................................ 23

Abb. 14 Vorbauschnabel - MAX BÖGL Stahl- und Anlagenbau GmbH & Co. KG -

während des Verschubs der "Bahretalbrücke" [9].............................................. 24

Abb. 15 Ansichten des Spitzenhubsystems des Vorbauschnabels der "Sinntalbrücke"

-MAX BÖGL Stahl- und Anlagenbau GmbH & Co. KG – [16] ........................ 26

Abb. 16 Auszug aus dem Verschub nach Variante 2 unter Verwendung des

Spitzenhubsystems ............................................................................................ 27

Abb. 17 Auszug aus dem Verschub nach Variante 2 während des Anhebens des

Überbaus .......................................................................................................................... 27

Abb. 18 Eingebauter Keil ................................................................................................ 28

Abb. 19 Vorbauschnabel während des Verschubs der "Nessetalbrücke"

- Donges SteelTec GmbH – [16] ........................................................................ 29

Abb. 20 Vorbauschnabel mit Antennenträger vor dem Aufklettern

- DSD Brückenbau GmbH – [16] ....................................................................... 30

Abb. 21 Auszug aus dem Verschub nach Variante 3 ...................................................... 32

Abb. 22 Draufsicht am Spitzenbereich eines Vorbauschnabels nach Variante 3 ........... 33

Abbildungsverzeichnis IV


Abb. 23 Auszug aus dem Verschub nach Variante 3 unter Verwendung von

Antennenträgern; Aufbau der Pressen ............................................................... 33

Abb. 24 Auszug aus dem Verschub nach Variante 3 unter Verwendung von

Antennenträgern; Aufbau des Gleitstapels und der Verschubwippen ................ 34

Abb. 25 Skizze zur Berechnung der Gesamtverformung ................................................ 36

Abb. 26 einteiliger Überbau der "Talbrücke Schwarza" [19] ......................................... 37

Abb. 27 zweiteiliger Überbau der "Lockwitztalbrücke" [27] ......................................... 37

Abb. 28 Länge des Vorbauschnabels in Abhängigkeit von der Spannweite ................... 40

Abb. 29 Diagramm - Länge des Vorbauschnabels in Abhängigkeit von der maximalen

Spannweite ........................................................................................................ 42

Abb. 30 Regelquerschnitt der "Lockwitztalbrücke" im Feldbereich [17] ....................... 44

Abb. 31 Montageeinheiten der "Talbrücke Elben" im Feldbereich [8]] ......................... 45

Abb. 32 Längenanpassung eines dreieckigen Längsträgers mit geradem Untergurt ...... 61

Abb. 33 Lasteinleitung mit einem geraden Untergurt des Längsträgers ......................... 62

Abb. 34 Längenanpassung eines dreieckigen Längsträgers mit gebogenem Untergurt .. 63

Abb. 35 Lasteinleitung mit einem gebogenen Untergurt des Längsträgers .................... 63

Abb. 36 Anschluss nach Vorbauschnabelssystem - Variante 1 (siehe Anhang B

- Zeichnung 004) ................................................................................................ 65

Abb. 37 Anschluss nach Vorbauschnabelssystem - Variante 2 (vgl. Anhang B

- Zeichnung 004) ............................................................................................... 66

Abb. 38 Spitzenhubsystem vor dem Anheben des Überbaus .......................................... 67

Abb. 39 Anschluss nach Vorbauschnabelssystem - Variante 3 (vgl. Anhang B

- Zeichnung 004) ............................................................................................... 68

Abb. 40 Vorbauschnabelsspitze auf der Verschubwippe nach dem Aufklettern

(vgl. Anhang B- Zeichnung 004) ....................................................................... 68

Abb. 41 Schnittkräfte bei einem theoretisch berechneten Lastangriffspunkt ................. 70

Abb. 42 Schnittkräfte bei einem vorhandenen Lastangriffspunkt ................................... 70

Abb. 43 Längenanpassung des Vorbauschnabels ............................................................ 72

Abb. 44 Ausschnitt aus der isometrischen Darstellung eines Vorbauschnabels zum

Verschub der "Sinntalbrücke"- MAX BÖGL Stahl- und Anlagenbau GmbH

& Co. KG- ......................................................................................................... 73

Abb. 45 Längsscheibe des Vorbauschnabels .................................................................. 74

Abb. 46 Horizontalscheibe des Vorbauschnabels ........................................................... 74

Abb. 47 Querscheibe des Vorbauschnabels .................................................................... 74

Abbildungsverzeichnis V


Abb. 48 Untergurtvariante a ............................................................................................ 75

Abb. 49 Untergurtvariante b ............................................................................................ 76

Abb. 50 Gabellagerung des Obergurts ............................................................................ 77

Abb. 51 Anschlussrahmen des entwickelten Vorbauschnabels ...................................... 79

Abb. 52 Querkraftverlauf des Pfeilers der Achse 50 während des Verschubs der

"Sinntalbrücke"................................................................................................... 81

Abb. 53 Querkraftverlauf am Untergurt des entwickelten Vorbauschnabels ................. 83

Abb. 54 Horizontalkraftverlauf am Untergurt des entwickelten Vorbauschnabels ........ 83

Abb. 55 Reibkraftverlauf am Untergurt des entwickelten Vorbauschnabels ................ 844

Abb. 56 b/d - Verhältnis des entwickelten Vorbauschnabels .......................................... 85

Abb. 57 Verlauf des Völligkeitsgrads am entwickelten Vorbauschnabel ....................... 86

Abb. 58 Lastfall „ Wind “ am entwickelten Vorbauschnabel während des

Ruhezustands ..................................................................................................... 87

Abb. 59 Quer- und Reibkraft für die Stellung x= 2,5 m am entwickelten

Vorbauschnabel ............................................................................................... 888

Abb. 60 Horizontalkraft für die Stellung x= 2,5 m am entwickelten Vorbauschnabel ... 89

Abb. 61 Untergurt Schweißprofil mit Spannungspunkten .............................................. 92

Abb. 62 Stabnummerierung des Untergurts .................................................................... 93

Abb. 63 Schnittkraftverlauf am maßgebenden Untergurtstab ......................................... 96

Abb. 64 Konzentrierte Lasteinleitung [??] ...................................................................... 99

Abb. 65 Schweißnahtabmessung des Untergurts .......................................................... 100

Abb. 66 Obergurtprofil des entwickelten Vorbauschnabels ......................................... 102

Abb. 67 Stabnummerierung des Obergurtprofils .......................................................... 103

Abb. 68 Schnittkraftverlauf am maßgebenden Obergurtstab ........................................ 104

Abb. 69 Stabnummerierung der Füllstäbe ..................................................................... 107

Abb. 70 Pfostenprofil des Längsträgers ........................................................................ 107

Abb. 71 Schnittkraftverlauf am maßgebenden Pfosten des Längsträgers ..................... 108

Abb. 72 Endpfostenprofil des Längsträgers im Bereich der Vorbauschnabelspitze ..... 109

Abb. 73 Schnittkraftverlauf am maßgebenden Endpfosten des Längsträgers im Bereich

der Vorbauschnabelspitze ................................................................................ 110

Abb. 74 Detail zum Anschluß des Obergurts am Endpfosten ....................................... 111

Abb. 75 Diagonalenprofil des Längsträgers .................................................................. 111

Abb. 76 Schnittkraftverlauf der maßgebenden Diagonale des Längsträgers ................ 112

Abb. 77 Stabnummerierung des Untergurtverbands ..................................................... 114

Abbildungsverzeichnis VI


Abb. 78 Profil des Untergurtpfosten ............................................................................. 114

Abb. 79 Schnittkraftverlauf am maßgebenden Untergurtpfosten ................................. 115

Abb. 80 Profil der Untergurtdiagonalen ........................................................................ 116

Abb. 81 Profil der Untergurtdiagonalen im Anschlußbereich ...................................... 117

Abb. 82 maßgebender Schnittkraftverlauf der Untergurtdiagonalen im

Anschlußbereich .............................................................................................. 118

Abb. 83 Querscheibe des entwickelten Vorbauschnabels ............................................. 120

Abb. 84 Profil des Obergurtpfostens ............................................................................. 120

Abb. 85 Schnittkraftverlauf des maßgebenden Obergurtpfostens ................................. 121

Abb. 86 Diagonalenprofil der Querscheibe ................................................................... 122

Abb. 87 Schnittkraftverlauf der maßgebenden Diagonale ............................................ 124

Abb. 88 Stirnplattenstoß des Untergurts ....................................................................... 125

Abb. 89 Aufteilung der Schnittkräfte zur Ermittlung der Schraubenkräfte .................. 126

Abb. 90 Stirnplattenstoß des Obergurts ........................................................................ 128

Abb. 91 Aufteilung der Schnittkräfte zur Ermittlung der Schraubenkräfte .................. 129

Abb. 92 Laschenstoß der Diagonalen des Längsträgers ................................................ 131

Abb. 93 Ermittlung der Grenzlochleibungskräfte des Gurtstoßes ................................ 132

Abb. 94 Ermittlung der Grenzlochleibungskräfte des Stegstoßes ................................. 133

Abb. 95 Querschnittsschwächung der Diagonale .......................................................... 135

Abb. 96 Ansichten des Anschlussrahmens .................................................................... 136

Abb. 97 statisches Modell des Anschlussrahmes im Ruhezustand ............................... 136

Abb. 98 statisches Modell des Anschlussrahmes im Verschubzustand ........................ 137

Abb. 99 Umlenkkräfte am Obergurtanschluss .............................................................. 139

Abb. 100 maßgebender Schnittkraftverlauf an der Stütze vom Anschlussrahmen ....... 140

Abb. 101 Profil des Lasteinleitungsträgers ................................................................... 143

Abb. 102 maßgebender Schnittkraftverlauf des Lasteinleitungsträgers ........................ 144

Abb. 103 Horizontalkraft am Anschlussrahmen ........................................................... 144

Abb. 104 Modell zur Berechnung der Schiefstellung von der Stütze ........................... 145

Abb. 105 Profil des Riegels vom Anschlussrahmen ..................................................... 146

Abb. 106 Ausbildung des Untergurtanschlusses ........................................................... 148

Abb. 107 Ermittlung des Biegemoments vom Bolzen [???] ......................................... 149

Abb. 108 Augenstababmessung nach Form A .............................................................. 150

Tabellenverzeichnis VII


Tabellenverzeichnis Tab. 1 Übersicht zu verwendeten Vorbauschnabelsystemen .......................................... 17

Tab. 2 Gesamtgegenüberstellung der Brückenspannweite mit der

Vorbauschnabellänge ........................................................................................... 39

Tab. 3 Gesamtgegenüberstellung der Schlankheit und max. Verformung ...................... 43

Tab. 4 Verformung und Schlankheit einteiliger Überbauten .......................................... 46

Tab. 5 Verformung und Schlankheit zweiteiliger Überbauten ........................................ 47

Tab. 6 Verhältnis von Schlankheit und dem Anteil des Überbaus zur Verformung ....... 48



Tab. 9 Streuung des Schlankheitswerts und der damit verbundenen max. Verformung 50

Tab. 10 Gesamtgegenüberstellung - Gewicht des Vorbauschnabels - ............................ 51

Tab. 11 Gewicht von fachwerkartig ausgeführten Vorbauschnäbeln ............................. 52

Tab. 12 Gewicht von vollwandig ausgeführten Vorbauschnäbeln .................................. 53

Tab. 13 Gesamtgegenüberstellung Breite des Vorbauschnabels zur Breite Überbau bei

einem stählernen Trog ........................................................................................ 54

Tab. 14 Breite bei einteiligen Überbauten ....................................................................... 55

Tab. 15 Breite bei zweiteiligen Überbauten .................................................................... 55

Tab. 16 Gesamtgegenüberstellung Breite des Vorbauschnabels zur Breite des Überbaus

bei einem stählernen Hohlkasten ........................................................................ 56

Tab. 17 Gesamtgegenüberstellung Höhe des Vorbauschnabels ...................................... 58

Tab. 18 Quer- und Horizontalkräfte der Achse 50 während des Verschubs der

"Sinntalbrücke"................................................................................................... 81

Tab. 19 Quer- und Horizontalkräfte des entwickelten Vorbauschnabels ........................ 82

Tab. 20 Reibungskräfte am entwickleten Vorbauschnabel ............................................. 84

Tab. 21 Lastfallkombination für die jeweilige Verschubstellung am entwickelten

Vorbauschnabel .................................................................................................. 88

Tab. 22 Schnittkräfte am Obergurtanschluss ................................................................ 137

Tab. 23 Schnittkräfte am Untergurtanschluss ............................................................... 138

Einleitung 1


1 Einleitung

1.1 Allgemeines

Blickt man in die Vergangenheit, so zeigt sich, dass unter anderen zwei Bauaufgaben

von enormer Bedeutung für die Menschen sind:

- das Errichten von Gebäuden als Schutz vor Witterungseinflüssen �Hochbau

- das Überwinden von Hindernissen im Zuge von Verkehrswegen �Brückenbau

Früher wurden Brücken hauptsächlich zur Überbrückung von tiefen Tälern oder Flüssen

errichtet. Mittlerweile müssen diese auch Straßen, Eisenbahnlinien, Kanäle und

Meerengen überbrücken. Brückenbauwerke der letzten Jahre belegen die Entwicklung

des Brückenbaus, die wachsende Qualität der Werkstoffe und Materialien, sowie die

Weiterentwicklung der Fertigungsverfahren und Montagemethoden.

Ziel der Bemessung einer Brücke ist eine wirtschaftliche Tragkonstruktion für die

vorgesehenen Verkehrslasten im Nutzungszeitraum.

Die Vorfertigung von Stahlbrücken erfolgt im Werk. In der Regel wird vor allem bei

kleinen bis mittleren Spannweiten und wenigen Feldern die Stahlkonstruktion in großen

vorgefertigten Montageeinheiten zur Baustelle geliefert. Mobilkräne heben diese Teile

auf die Pfeiler und Widerlager. Bei großen Spannweiten und Feldern, die zum Beispiel

wegen eines tiefen Talgrunds nicht über einen Kran erreicht werden können, kann die

Stahlkonstruktion im Freivorbau montiert oder auch längs eingeschoben werden.

Jede Brücke besitzt unterschiedliche Parameter, weshalb sich die Vorfertigung und vor

allem die Montage von Projekt zu Projekt ändert. Hinzu kommt, dass jede Firma ihre

eigene Philosophie bei der Montage einer Brücke im Taktschiebeverfahren und der

Ausführung der dazu notwendigen Hilfskonstruktionen, wie dem Vorbauschnabel,

besitzt. Um einen Überblick über die verwendeten Systeme zu erhalten, entstand der

Gedanke dieser Arbeit verschiedene Systeme zu untersuchen, verbunden mit der

Entwicklung eines eigenen Systems.

Einleitung 2


1.2 Durchführungsschema

Aufgabenstellung

Problemanalyse

Abgrenzung des Untersuchungsfeldes

Literaturrecherche

Vergleich bestehender Systeme

Auswertung der Ergebnisse

Entwicklung eines Vorbauschnabels

Variablen eingrenzen

Konstanten definieren

Festlegung der Berechnungsparameter

Variablen eingrenzen

Konstanten definieren

Zusammenfassung

Einleitung 3


1.3 Problem und Zielstellung der Arbeit

Durch den immer mehr zunehmenden Straßen- und Bahnverkehr ist davon auszugehen,

dass in den nächsten Jahren neue Autobahnen und Schienenwege benötigt werden.

Hinzu kommt, dass viele ältere Brückenbauwerke saniert, abgerissen und damit ersetzt

werden müssen. Durch die in der laufenden Legislaturperiode verabschiedeten

Konjunkturpakete kann ebenfalls mit einem erhöhten Bedarf an Brückenbauwerken in

den nächsten Jahren gerechnet werden.

In den vergangenen Jahren wurden vor allem beim Neubau der Autobahnen A17, A38

und A71 verstärkt Brücken im Taktschiebeverfahren hergestellt.

Bedingt durch die Technologie des Taktschiebeverfahrens wird in den meisten Fällen

zum Verschub des Brückenüberbaus ein Vorbauschnabel benötigt.

Dieser Vorbauschnabel zählt bei seinem ersten Einsatz neben der Verschubausrüstung,

die zum Verschub des Überbaus nötig ist, und der Errichtung des Taktkellers, welcher

zur Fertigung des Überbaus erforderlich wird, zu den kostenintensivsten

Ausrüstungsgegenständen bei dem Taktschiebeverfahren.

Aufgrund der in den letzten Jahren gestiegenen Materialpreise für Stahl und der immer

zunehmenderen Anforderung, Bauwerke in kurzer Bauzeit und kostengünstig zu

erstellen, ist man bestrebt, Montagehilfskonstruktionen unter statischen und

wirtschaftlichen Aspekten zu optimieren, um Material- und Personalkosten zu

minimieren.

Ziel der Diplomarbeit ist es, den Vergleich zwischen bestehenden Vorbauschnäbeln zu

führen und im Ergebnis dessen, einen variablen Vorbauschnabel zu entwickeln.

Dieser soll die statischen, konstruktiven und wirtschaftlichen Lösungen schon

verwendeter Vorbauschnäbel aufgreifen und eine Weiterentwicklung darstellen.

Dabei ist besonders auf die Wiederverwendbarkeit des Vorbauschnabels und somit auf

den mehrfachen Einsatz bei verschiedenen Projekten unter Variation der

Randbedingungen zu achten.

Neben der Wiederverwendbarkeit sollte der Vorbauschnabel auch fertigungs- und

montagetechnisch solche Eigenschaften besitzen, die die wirtschaftlichen Vorteile im

Vergleich zu den bis jetzt bestehenden Vorbauschnäbeln verbessern.

Einleitung 4


1.4 Abgrenzung des Untersuchungsfeldes

Als Grundlage für die Untersuchung und der damit resultierenden Vergleiche

verschiedener Vorbauschnabelsysteme dienen Brücken mit einer maximalen

Spannweite von 60 m bis 100 m. Als Spannweite wird hier der lichte Abstand zwischen

zwei Lagerpunkten betrachtet.

In der vorliegenden Arbeit werden nur Stahl- und Stahlverbundbrücken betrachtet, da in

dieser Branche das Unternehmen „Plauen Stahl Technologie GmbH“ tätig ist.

Brücken, welche einen Betonüberbau besitzen, werden zwar auch im

Taktschiebeverfahren hergestellt, aber deren optimaler Spannweitenbereich liegt im

Vergleich zu Stahl- und Stahlverbundbrücken nur zwischen 45m bis 50m ([5], S.15).

Hinzu kommt, dass an diese Vorbauschnäbel andere Anforderungen gestellt werden.

Für den Vergleich von Vorbauschnabelsystemen, werden Brücken mit unterschiedlicher

Querschnittsausbildung betrachtet.

Der Verfasser der Arbeit hat sich das Ziel gestellt, Richtwerte für die Bemessung

zukünftiger Vorbauschnäbel aus dem Vergleich verschiedener Vorbauschnabelsysteme,

welcher im Kapitel 3.2 „Vergleich bestehender Vorbauschnäbel“ geführt wird,

abzuleiten und zu ermitteln.

Das Taktschiebeverfahren 5


2 Das Taktschiebeverfahren

2.1 Erläuterung des Taktschiebeverfahrens

Beim Taktschiebeverfahren ist der Entwurf und die Ausführung für ein

Ingenieurbauwerk eng miteinander verknüpft, da die ständig wechselnden

Beanspruchungen an unterschiedlichen Stellen während der Montage, besonders beim

Verschub, bei der Berechnung der Unter- und Überbauelemente beachtet werden

müssen (vgl. siehe Anhang A).

Zur Ausrüstung beim Taktschieben von Brücken gehören der Taktkeller, die

Verschubanlage mit Hydraulikausrüstung, der Vorbauschnabel und falls unbedingt

nötig, Hilfsstützen oder Hilfspylone zur Reduzierung der Spannweite.

Vor dem Beginn der Montagearbeiten wird ein ortsfester Vormontageplatz, der

Taktkeller, hinter einem Widerlager errichtet. Wenn dieser mit einem Gerüst und

entsprechender Planen eingehaust wird, bietet er einen Witterungsschutz und ermöglicht

so werkstattähnliche Bedingungen für Schweiß- und Korrosionsschutzarbeiten. Hinzu

kommt, dass der Zusammenbau der Brückenschüsse immer an derselben Stelle unter

gleichen Bedingungen erfolgen kann.

Einzelne Brückenschüsse werden in der Werkstatt hergestellt und zum Montageplatz

transportiert. Hierbei gilt wie üblich das Ziel, einen hohen Vorfertigungsgrad in der

Werkstatt zu erzielen, um die Anzahl der Richt- und Schweißarbeiten während der

Montage im Taktkeller zu minimieren.

Für den Verschub der Brücke werden in der Regel drei bis vier Schüsse von je 25 m bis

35 m verschweißt.

Je nach Querschnittsbreite kann es vorkommen, dass neben den Querschweißnähten

auch Längsschweißnähte ausgeführt werden müssen.



Abb. 1 Taktkeller zum Verschub der "Dultenaugrabenbrücke" [16]

Der hergestellte Überbau (Takt) wird in Brückenlängsrichtung verschoben.

Abb. 2 Verschubphasenplan der "Lockwitztalbrücke" [27]



Dieser Vorgang kann zum Beispiel über ein Zugband mit der darauf befindlichen längs

verschiebbaren Klemmvorrichtung oder über ein Litzensystem erfolgen.

Ein Zugbandsystem ermöglicht eine Kraftübertragung durch Klemmwirkung. Das

Zugband befindet sich unter dem Überbau und ist über Fundamente verankert.

Die Klemmschlitten laufen über das Zugband und sind über Hydraulikpressen mit dem

Takt verbunden.

Beim Litzensystem kann der Überbau mittels hydraulischer Hohlkolbenpressen und

Spannstahllitzen, welche am Widerlager befestigt sind, in Richtung des Widerlagers

gezogen werden ([8], S. 328).

Der Verschubvorgang kann bergauf oder bergab erfolgen.

Wird der Überbau bergauf verschoben, erfordert dies höhere Verschubkräfte, somit eine

leistungsstärkere Verschubanlage. Der Verschub bergab erfordert vor allem ein stärker

dimensioniertes Rückhaltesystem zur Lagesicherung, damit der Überbau im Haveriefall

nicht verrutscht. Die Wahl, ob bergauf oder bergab verschobenen wird, ist auch von den

vorhandenen Platzverhältnissen und den geologischen Bedingungen am jeweiligen

Widerlager abhängig, da der Taktkeller eine montagetechnisch sinnvolle Länge, Breite

und Tiefe (fester Untergrund) benötigt.

Die Länge der einzelnen Takte variiert und ist neben den Stützweiten auch von der

Länge des Taktkellers abhängig.

Um ein Gleiten des Überbaus zu ermöglichen und die Vorschubkräfte möglichst klein

zu halten, wird dieser über Verschublager geschoben. Die Oberfläche der zu meist

Wippen ähnlich ausgeführten Verschublager (Verschubwippen) besteht aus

gekammerten Teflonplatten. Diese Elastomerkissen stellen durch die unterschiedliche

Steifigkeit eine annähernd konstante Pressung über die gesamte Verschublagerlänge

sicher und sind in der Lage vertikale Kräfte aufzunehmen.

Die Verschublager werden über den Pfeilern, den Widerlagern und im Taktkeller

positioniert.

Während des Verschubs sollte der Reibungskoeffizient möglichst klein gehalten

werden. Dies wird durch PTFE-Platten und ausreichend Schmierung des Stahluntergurts

vor dem Erreichen der Verschublager sichergestellt. In der Regel liegt der

Reibungskoeffizient zwischen 3% bis 6%.

Das Taktschiebeverfahren

Diplomarbeit

Abb. 3 Ansicht

Nach jedem Verschub werden

geheftet und verschweißt. D

Takts angeschweißt und

Dieser Vorgang wiederholt sich so oft, bis das gegenüberliegende Widerlager vom

ersten Takt erreicht wird

Für den Verschub wird am ersten Takt

Vorbauschnabel angebaut

Dieser an der Spitze des Überbaus montierte Schnabel soll die Kragmomente, welche

im Bereich der ersten Pfeiler im Überbau entstehen, reduzieren. Er dient weiterhin zur

Begrenzung der Verformung

Stahlüberbau ein geringeres Eigengewicht besitzt.

Das Taktschiebeverfahren

Ansicht eines Verschublagers - Plauen Stahl Technologie GmbH

Nach jedem Verschub werden die neu gelieferten Schüsse

geheftet und verschweißt. Diese Einheit wird am Ende des s

schweißt und erneut verschoben.


ersten Takt erreicht wird (siehe Abbildung 2).

ür den Verschub wird am ersten Takt ein wichtiges Montagehilfsmittel,

angebaut.



Verformung des Überbaus beim Verschub, da er im Vergleich zum

Stahlüberbau ein geringeres Eigengewicht besitzt.

Verschubwippe

8

Tom Höhne /16583

Plauen Stahl Technologie GmbH – [16]

im Taktkeller gerichtet,

wird am Ende des schon längsverschobenen


wichtiges Montagehilfsmittel, der stählerne



des Überbaus beim Verschub, da er im Vergleich zum

Elastomerkissen

PTFE-Platten

Überbau

Verschubwippe



Abb. 4 Vorbauschnabel - MAX BÖGL Stahl- und Anlagenbau GmbH & Co. KG - während des Verschubs der Brücke "Lochkov" [16]

Über Führungsbauteile, zum Beispiel Steckträger mit Führungsköpfen ([4], S.126) im

Bereich der Verschubwippen wird die Seitenführung realisiert. Diese Führungsbauteile

besitzen wie die Verschubwippen PTFE-Platten.

Die Horizontalkräfte, welche aus dem Verschub und dem Angriff von Wind resultieren,

werden über die Führungsbauteile in den Unterbau über Verbindungsprofile abgeleitet.

Im Bereich der Lagerkonsolen am Überbau müssen die Führungsbauteile abgebaut

werden. Die Seitenführung wird dann über Führungsleisten und sich auf den Pfeilern

entsprechend befindlichen, korrespondierenden Führungsschienen gewährleistet ([8],

S. 328).

Eine gleichmäßige Ableitung der auftretenden Vertikal- und Horizontalkräfte muss in

jeder Phase des Verschubes ermöglicht werden.

Die Positionierung und der Austausch von Verschublagern müssen bei der Ausbildung

der Pfeilerköpfe beachtet werden. Hinzu kommt, dass während des Verschubs in

Längsrichtung größere Horizontalkräfte als im Endzustand auftreten können. Dies

erfordert zum Beispiel ein Abspannen der Hilfsstützen.

Größere Horizontalkräfte entstehen zum Beispiel bei einem Reibungskoeffizienten von

über 4% oder beim Auffahren des Vorbauschnabels auf die Verschublager.

Bei der Bemessung der Widerlager sind die auftretenden Kräfte aus dem

Verschubvorgang, welche durch die Verankerung des Verschubsystems (zum Beispiel

dem Zugband) entstehen, zu beachten.



Weiterhin muss bei der Ausbildung der Widerlager berücksichtigt werden, dass am

Ende der Verschubaktivitäten der Vorbauschnabel durchgeschoben und hinter dem

Widerlager abgebaut werden kann.

Abb. 5 Verschublager mit horizontaler Führung – Plauen Stahl Technologie GmbH – [16]

Jeder Verschub muss überwacht werden. Ein Notausschalter muss an allen

Verschublagern, auf den Pfeilern, Unterstützungen im Taktkeller und Widerlagern

vorhanden sein. Dieser Notausschalter muss ein sofortiges Unterbrechen des

Verschubvorgangs ermöglichen. Während des Verschubs ist der Pressendruck der

Verschubanlage ständig zu kontrollieren. An einem ungewöhnlich schnell ansteigenden

Pressendruck kann man Unregelmäßigkeiten feststellen, welche zum Beispiel auf

schlechte Schmierung des Untergurtes oder verschlissene PTFE-Platten zurückzuführen

sind.

Darüber hinaus lässt der Pressendruck auf Pfeilerauslenkungen Rückschlüsse ziehen.

Dieser kann über ein zwischen den Widerlagern gespanntes Seil gemessen werden. Im

Bereich der Pfeilermitte befindet sich ein Kontaktschalter, welcher bei Erreichen eines

eingestellten Abstandes die Verschubanlage automatisch abschaltet.

Verschubwippe

Steckträger mit Führungsköpfen

Notausschalter



Nachdem der Brückenüberbau seine endgültige Lage erreicht hat und der

Verschubvorgang beendet ist, wird der Vorbauschnabel demontiert.

Die auf den Pfeilerköpfen vorhandenen Verschublager werden durch die endgültigen

Lager ersetzt.

Der Lageraustausch erfolgt wie das Taktschieben in einer festgeschriebenen Reihen-

folge unter Beachtung der Bauwerkstemperatur und somit der Umgebungstemperatur.

Das Taktschiebeverfahren eignet sich besonders für Projekte, bei denen kein

umfassender Eingriff in die Natur stattfinden darf. Weiterhin können Brücken, die im

Taktschiebeverfahren hergestellt werden, ohne Sperrzeiten von Straßen-, Schiffs-, oder

Eisenbahnverkehr montiert werden.

Dadurch wird der Kosten- und Planungsaufwand gesenkt.

Hinzu kommt das folgende Ausrüstungen mehrfach verwendet werden können:

- die Verschubhydraulik, welche unabhängig von der Querschnittsform des

Überbaus ist

- die Verschublager, die bei ausreichender Dimensionierung bei verschiedensten

Projekten wieder verwendet werden können (Verschleiß der PTFE-Platten

beachten)

- der stählerne Vorbauschnabel, der bei Brücken mit kürzeren oder gleichen

maximalen Spannweiten und gleichem Stegabstand des Überbaus wieder

verwendet oder gering angepasst werden kann.

Da der Überbau zwängungsfrei über die Pfeiler geschoben wird, muss dieser eine

konstante Querschnittsform besitzen. In der Regel werden Brückenbalken mit im

Grundriss kreisförmiger oder gerader Achse längs eingeschoben ([11], S. 844).

„Auch sollte bei der Gestaltung des Querschnitts auf die Ausbildung einer Voute

möglichst verzichtet werden“ ([11], S. 844).

Desweiteren beansprucht die Herstellung des Taktkellers viel Zeit. Neben der

Installation der Verschubanlage, die auch exakt vermessen werden muss, kann es

infolge schlechter geologischer Bedingungen des Bodens zu Erdarbeiten, das heißt zum

Austausch von Bodenschichten kommen. Dies kann hohe Investitionskosten

verursachen.



2.2 Aufbau und Funktion des Vorbauschnabels

Wie bereits im Vorfeld erwähnt, wird der Vorbauschnabel am ersten Schuss des ersten

Takts, welcher in Längsrichtung verschoben wird, montiert.

Der Vorbauschnabel soll die Kragmomente, Horizontalkräfte und Querkräfte, die im

Bereich der ersten Pfeiler im Überbau entstehen reduzieren.

Hinzu kommt, dass die Verformung des Überbaus an der Vorbauschnabelspitze beim

Verschub über die maximale Spannweite reduziert werden soll.

Bis zum Erreichen des Pfeilers wirkt der Vorbauschnabel als Kragarm. Während der

Überfahrt über den Pfeiler wirkt er als Teil des jeweiligen Endfeldes ([22], S. 654).

Abb. 6 Vorbauschnabel als Kragarm

Abb. 7 Vorbauschnabel als Teil des Endfeldes

Der Vorbauschnabel, im folgenden mit VBS abgekürzt, besteht aus zwei Längsträgern.

Die Achsen der beiden Längsträger werden in die Achsen der Verschublager

angeordnet. Somit ist die Breite des VBS von der Breite des Überbaus abhängig.

Die Längsträger sollten, um den Aufwand für den Transport zu verringern sowie eine

Anpassung an veränderliche Randbedingungen zu ermöglichen, Stöße besitzen.

Bei der Stoßausbildung muss beachtet werden, dass am Untergurt der Längsträger eine

ebene saubere Fläche vorhanden ist, sodass während des Verschubs kein erhöhter

Abrieb der PTFE-Platten entsteht.



Weiterhin können die Längsträger in Fachwerk- oder Vollwandbauweise ausgeführt

werden.

Für die Abtragung von Horizontalkräften, welche aus dem Verschub resultieren

(Seitenführungskräfte), werden Horizontalverbände und Querträger benötigt. Die

Horizontalverbände können in der Untergurt- und Obergurtebene des Längsträgers

angeordnet werden.

Querträger in der Untergurt- und Obergurtebene müssen eine ausreichende Stabilität der

Druckgurte gewährleisten.

Durch die Ausbildung von Querscheiben, also fachwerkartige Verbindungen der

Untergurte mit den gegenüberliegenden Obergurten, werden diese seitlich gehalten.

Auch dienen die Querscheiben der Abtragung von Windkräften.

Nach Göhler sollte der VBS torsionsweich ausgebildet werden. Dies erreicht man,

indem man auf die Ausbildung der Horizontalverbände in der Obergurtebene verzichtet

und so wenig wie möglich Querscheiben vorsieht.

Die torsionsweiche Ausführung ermöglicht einen kostenreduzierenden Material- und

Arbeitsaufwand beim Umbau des Vorbauschnabels auf eine andere Überbaubreite.

Hinzu kommt, dass die torsionsweiche Ausbildung einen einseitigen Anstieg der

Beanspruchungen, also der vertikalen Auflagerkräfte bei Höhentoleranzen der

Verschublager vermeidet ([5], S.138].

Abb. 8 Torsionsweicher Vorbauschnabel - Plauen Stahl Technologie GmbH -[16]



Abb. 9 Torsionssteifer Vorbauschnabel - Schäfer-Bauten GmbH – [16]

Der Anschluss des Vorbauschnabels an den Überbau erfolgt biegesteif. Die auftretenden

Normalkräfte, Querkräfte und Momente müssen auf den kürzesten Weg in den Überbau

eingeleitet werden. Hierfür wird eine entsprechende Anschlusskonstruktion benötigt.

In den folgenden Kapiteln werden die Arten verschiedener Vorbauschnabelsysteme

näher erklärt. Weiterhin werden verschiedene Anschlussarten näher beschrieben.

Die geometrischen Abmessungen und Abhängigkeiten eines Vorbauschnabels werden

ab Kapitel 3.2.3 „Auswertung der Vergleichsparameter“ der vorliegenden Arbeit

erläutert.

Variantenuntersuchung bestehender Vorbauschnabelsysteme 15


3 Variantenuntersuchung bestehender Vorbauschnabelsysteme

3.1 Allgemeines zur Literaturrecherche

Blickt man in das Sachverzeichnis von Fachliteratur zum Brückenbau und sucht nach

dem Begriff „Taktschiebeverfahren“ oder „Vorbauschnabel“, wird man zuerst auf

Artikel über das Taktschieben von Brücken mit einem Betonüberbau und die dabei

verwendeten Vorbauschnäbel verwiesen. Das gleiche gilt für die Recherche im Internet.

Somit ist es wichtig, dass schon während der Recherche auf die Unterschiede zwischen

dem Verschub von Betonbrücken und Stahl/-Stahlverbundbrücken geachtet wird.

Für die vorliegende Arbeit gilt folgende Vorgehensweise:

Um einen VBS unter Beachtung der schon vorhandenen Vorbauschnäbel entwickeln zu

können, werden zuerst Vergleichsparameter unter Beachtung der Abgrenzungskriterien

definiert und entsprechend zusammengestellt.

Dabei werden 17 Brücken, welche im Taktschiebeverfahren unter Verwendung eines

Vorbauschnabels hergestellt wurden, untersucht. Gleiches gilt für Brücken, die zum

Zeitpunkt der Erstellung der vorliegenden Arbeit geplant werden.

Neben der Fachliteratur, welche allgemeine Aussagen zum Taktschiebeverfahren und

dem Aufbau und der Funktion des Vorbauschnabels enthält, werden auch Artikel aus

anerkannten Fachzeitschriften zum Beispiel „Stahlbau“ oder „Bautechnik“, beide vom

Verlag „Ernst & Sohn“ herausgegeben, verwendet. Diese Zeitschriften enthalten

Aufsätze über hergestellte Brücken und die zum Taktschieben und Vergleich von

Vorbauschnäbeln wichtigen Parameter.

Da die vorliegende Arbeit in Zusammenarbeit mit der Firma „Plauen Stahl Technologie

GmbH“ entstand, bestand auch die Möglichkeit, vorhandene Statiken,

Konstruktionszeichnungen und Montageanweisungen von Brücken, welche im

Taktschiebeverfahren hergestellt und mit einem VBS verschoben wurden, für die

Vergleiche einzubeziehen.

Die Aufsätze aus den genannten Fachzeitschriften enthielten in der Regel nicht alle

notwendigen und für den Vergleich wichtigen Parameter. Deshalb erfolgten zusätzlich

Anfragen an die jeweiligen Firmen.



In dem Kapitel 3.2 „Vergleich bestehender Vorbauschnäbel“ werden die

unterschiedlichen Vorbauschnabelsysteme beschrieben.



3.2 Vergleich bestehender Vorbauschnäbel

3.2.1 Erläuterung verschiedener Vorbauschnabelsysteme

Anhand der Gesamtgegenüberstellung verschiedener Brückenbauwerke (siehe Anhang

C Tab. C1 Teil 1 und 2 „Gesamtgegenüberstellung“), erkennt man in der Spalte

„Ausführung“, dass die verwendeten Vorbauschnäbel unterschiedliche Formen der

Längsträger, eine unterschiedliche Ausbildung der Ober- und Untergurte der

Längsträger, verschiedene Anschlüsse an den Überbau und verschiedene

Zusatzausrüstungen an der Vorbauschnabelspitze besitzen.

Um einen Überblick über die verwendeten Systeme zu erhalten wurde folgende

Übersicht erstellt:

Anschlussart Form VBS

klappbar keilförmig starr in der Tangente des

Überbaus dreieckig (gerader Untergurt)

Variante 1 (1-2-1-1)


-

dreieckig (gebogener Untergurt)

- - Variante 3 (1-2-2-3)

rechteckig (gerader Untergurt)


- -

rechteckig (gebogener Untergurt)

- - Variante 5 (2-1-2-3)

Tab. 1 Übersicht zu verwendeten Vorbauschnabelsystemen

In den folgenden Kapiteln werden die einzelnen Varianten beschrieben. Dabei werden

die verschiedenen Anschlussarten und die daraus resultierenden Montageabläufe

anhand von gewählten Beispielen näher betrachtet und erläutert.

Die in der Tabelle 1 „Übersicht zu verwendeten Vorbauschnabelsystemen“ unter den

Varianten stehende Zahlenkombination setzt sich wie folgt zusammen:

� F-O-U-A-Z

Form:

1= dreieckig

2= rechteckig

Obergurt:

1= gerade

2= schräg



Untergurt:

1= gerade

2= gebogen

Anschluß:

1= klappbar

2= keilförmig

3= starr in der Tangente des Überbaus

Zusatzausrüstung:

1= Spitzenhub

2= Vorrichtung zum Aufklettern

Das Vorbauschnabelsystem nach Variante 1 besteht aus einem dreieckigen Längsträger

mit einem schräg angeordneten Obergurt. Der Längsträger mit einem geraden Untergurt

wurde mithilfe eines klappbaren Anschlusses an den Überbau angeschlossen.

Die geometrischen Formen der Variante 1 entsprechen der Variante 2. Unterschiede

existieren bei der Ausbildung des Anschlusses, da das Vorbauschnabelsystem

Variante 2 keilförmig an den Überbau angeschlossen wurde. Weiterhin ermöglicht die

Variante 2 die mögliche Verwendung eines Spitzenhubsystems.

Betrachtet man das Vorbauschnabelsystem Variante 3, so besteht dies aus einem

dreieckig Längsträger mit schrägem Obergurt und gebogenem Untergurt. Der Anschluss

erfolgt starr in der Tangente des Überbaus liegend. Die Systeme nach Variante 3

können ein Spitzenhubsystem besitzen oder eine Vorrichtung zum Aufklettern.

Das Vorbauschnabelsystem Variante 4 entspricht aus montagetechnischer Sicht dem

Vorbauschnabelsystem Variante 1. Lediglich der rechteckig ausgebildete Längsträger

mit geradem Obergurt stellt einen Unterschied zur Variante 1 dar. Aus diesem Grund

wird das System Variante 4 im folgenden nicht weiter erläutert.

Neben der Variante 3 wird auch das Vorbauschnabelsystem Variante 5 starr in der

Tangente des Überbaus liegend an den Überbau angeschlossen.

Der Unterschied besteht auch hier in dem rechteckig ausgebildeten Längsträger mit

geradem Obergurt. Infolge dessen wird auch das System Variante 5 nicht näher

beschrieben.

Hinzu kommt, dass im Kapitel 3.2.3.3 „Vergleichsanalyse - Gewicht des

Vorbauschnabels“ festgestellt wurde, dass die Vorbauschnäbel, die eine rechteckige



Form besitzen, im Vergleich zu den dreieckig ausgebildeten Vorbauschnäbeln schwerer

sind.

Die Vorteile und Nachteile der jeweiligen Form des Vorbauschnabels sowie die

Anschlussart an den Überbau werden im Kapitel 3.2.3.6 „Auswertung der Form des

Längsträgers“ sowie im Kapitel 3.2.3.7 „Auswertung der Anschlussarten“ erläutert.



3.2.1.1 Erläuterung des Vorbauschnabelsystems - Variante 1

Das Vorbauschnabelsystem der Variante 1 besteht aus einem dreieckig ausgebildeten

Längsträger, welcher einen geraden Untergurt besitzt und klappbar an den Überbau

angeschlossen wird. Der Ausgleich der Verformung des Überbaus erfolgt über den

klappbaren Anschluss des Vorbauschnabels.

Abb. 10 Vorbauschnabel - Plauen Stahl Technologie GmbH – [16]

Damit der VBS am Überbau angeschlossen werden kann, wird im ersten Schuss des

ersten Takts ein Rahmen montiert, der die notwendigen Anschlusskonstruktionen

besitzt und gleichzeitig die während des Verschubs und der Ruhephase auftretenden

Normalkräfte, Querkräfte und Momente in den Überbau ableitet.

Der Rahmen kann beim Verschub eines Überbaus in Form eines stählernen Trogs oder

eines Hohlkastens verwendet werden.

Die Verbindung zwischen dem Rahmen und dem Untergurt des Längsträgers vom VBS

wird mittels eines Bolzengelenks hergestellt. Der Obergurt wird durch die Verwendung

verschiedener Zwischenstücke (Passstücke) über Stirnplattenstöße am Rahmen

befestigt.

Die Änderung des Anstellwinkels erfolgt über die zwischen dem Obergurt und Rahmen

befestigten Zug-/Druck- Hydraulikpressen.



Während des Verschubs und den Ruhephasen, sind die Pressen lastfrei. Die

existierenden Normalkräfte, Querkräfte und Momente werden über die Zwischenstücke

in den Rahmen eingeleitet.

Da während des Verschubs über unterschiedliche Spannweiten unterschiedliche

Verformungen entstehen, werden durch Aktivierung der Hydraulikpressen

unterschiedliche Anstellwinkel des Vorbauschnabels eingestellt. Die verschiedenen

Anstellwinkel erfordern die Herstellung verschieden langer Zwischenstücke.

Abb. 11 Anschluss des klappbaren Vorbauschnabels - Plauen Stahl Technologie GmbH – [16]

Der Verschub eines Überbaus mit dem Vorbauschnabelsystem - Variante 1 wird am

Beispiel der „Dultenaugrabenbrücke“ erläutert. Folgender Ablauf findet statt:

A) Vorbereitung des Verschubs

1. Zum Klappen des Vorbauschnabels in seine Ausgangsstellung werden die

Zwischenstücke entfernt.

2. Klappen des Vorbauschnabels in die 6°-Stellung durch Aktivierung der

Hydraulikpressen. Der Anstellwinkel ist auf die Tangente des Überbaus

bezogen.

3. Nach dem Einbau der Zwischenstücke für die 6°-Stellung erfolgt die Entlastung

der Hydraulikpressen, wodurch diese sich in einem lastfreien Zustand befinden.

Bolzengelenk

Rahmen

Zwischenstücke



B) Beginn des Verschubs

1. Während der Montage des Vorbauschnabels an den Rahmen, wird der Untergurt

vom Vorbauschnabel mit einer Markierung, die sich ~24m vom Bolzengelenk

entfernt befindet, markiert. Der Verschub wird gestoppt, sobald die Markierung

die Pfeilerachse schneidet. Durch die Markierung wird gewährleistet, dass der

Untergurt des Längsträgers immer vollständig und in einem definierten Punkt

auf den Verschubwippen aufliegt, wodurch eine flächenförmige Belastung

dieser gewährleistet wird.

2. Aktivierung der Hydraulikpressen mit anschließendem Ausbau der Zwischen-

stücke.

3. Absenken des Vorbauschnabels, bis ein Kontakt zwischen dem Untergurt des

Längsträgers und der Verschubwippen hergestellt ist.

4. Einbau der für den Winkel entsprechend vorgesehenen Zwischenstücke.

C) Fortsetzung des Verschubs

1. Befindet sich die Pfeilerachse etwa 2 m vor dem Bolzengelenk, wird der

Verschub gestoppt.

2. Aktivierung der Hydraulikpressen mit anschließendem Ausbau der

Zwischenstücke.

3. Absenken des Vorbauschnabels in die 0°-Stellung. Der Knick, am Übergang

vom Vorbauschnabel zum Überbau, welcher durch die Anstellung des

Vorbauschnabels entsteht, wird somit beseitigt. Hinzu kommt, dass der

Verformungsausgleich vollständig beendet wird.

4. Einbau der für die 0°-Stellung entsprechend vorgesehenen Zwischenstücke.

5. Fortsetzung des Verschubs bis der Überbau auf den Verschubwippen liegt.

D) Stoppen des Verschubs

1. Durch die Aktivierung der Hydraulikpressen, können die Zwischenstücke

ausgebaut und der Vorbauschnabel wieder in die 6°-Stellung geklappt werden.



Abb. 12 Auszug aus dem Verschub nach Variante 1

Abb. 13 Detail vom Kopfpunkt des Anschlusses

Im Anhang B kann der Vorgang anhand der Zeichnung 001 detailliert nachvollzogen

werden.

Anstellwinkel 6° (Punkte A/D)

Anstellwinkel 4° (Punkt B)

Anstellwinkel 0° (Punkt C)

~2m

Zwischenstücke

Presse

10 20





Längsträger, welcher einen geraden Untergurt besitzt und keilförmig (geknickt) an den

Überbau angeschlossen wird. Der Ausgleich der Verformung erfolgt während des

Verschubs vom Überbau. Durch den keilförmigen Anschluss des Vorbauschnabels wird

die Höhendifferenz ausgeglichen.

Abb. 14 Vorbauschnabel - MAX BÖGL Stahl- und Anlagenbau GmbH & Co. KG - während des Verschubs der "Bahretalbrücke" [9]

Damit der VBS am Überbau angeschlossen werden kann, wird zwischen dem VBS und

dem ersten Schuss vom ersten Takt ein Adapterstück vorgesehen, das an die innen- oder

außenliegenden Stege eines Hohlkastens, ein Endschott oder einen zusätzlichen

Rahmen in einem Trogquerschnitt angeschweißt wird. Nach dem Verschub wird das

Adapterstück durch Brennschneiden abgetrennt.

Das Adapterstück wird konstruktiv so ausgeführt, dass der VBS in dem benötigten

Winkel angeschlossen werden kann. Der Anschluss erfolgt dabei über einen

Stirnplattenstoß.

Weiterhin muss beachtet werden, dass am Übergang zwischen Vorbauschnabel zum

Überbau, durch die keilförmige Anstellung des Vorbauschnabels ein Knick entsteht.

Dieser bewirkt bei nicht Beachtung eine punktförmige Belastung der PTFE-Platten,

wodurch ein Abscheren der PTFE-Platten einsetzt und der Verschub gestört wird.

Deshalb wird für den Verschub ein Hilfskeil benötigt, welcher eine flächenförmige

Belastung der PTFE-Platten ermöglicht und ein Abscheren der PTFE-Platten verhindert.



Der Verschub eines Überbau mit dem Vorbauschnabelsystem der Variante 2 wird am

Beispiel der „Sinntalbrücke“ für eine Achse des Längsträgers beschrieben. Der

Verschub findet wie folgt statt:

A) Start des Verschubs

1. Auflaufen des Vorbauschnabels auf die Verschubwippen.

2. Der Verschub wird gestoppt, sobald sich der Knick zwischen Vorbauschnabel

und Überbau etwa 800 mm vor der Pfeilerachse befindet.

B) Stoppen des Verschubs

1. Unter einem zusätzlich montierten Hilfsquerträger zwischen den Hohlkästen

werden Pressen angeordnet.

2. Durch Aktivierung der Pressen wird der Überbau angehoben.

3. Änderung der Neigung der Verschubwippen durch den Einsatz von Pressen.

4. Einbau der Fixierungsprofile (Winkel-Profil) für den Hilfskeil zur Herstellung

der Lagesicherheit.

5. Einbau des Hilfskeils

6. Absetzen des Überbaus auf den Verschubwippen

7. Entfernen der Pressen

C) Fortsetzung des Verschubs

1. Stoppen des Verschubs, nachdem der Überbau vollständig auf den

Verschubwippen liegt.

2. Demontage des Hilfskeils sowie der Hilfsprofile

D) Fortsetzen des Verschubs

1. Verlagerung von den Pressen, dem Keil und dessen Fixierungsprofile auf den

nächsten Pfeiler.

Der keilförmige Anschluss des Vorbauschnabels ermöglicht einen

Verformungsausgleich von 2,8 m. Die Verformung der „Sinntalbrücke“ beträgt jedoch

beim Verschub über die maximale Spannweite von 107 m etwa 3,28 m. Damit die noch

vorhandene Höhendifferenz von 0,48 m ausgeglichen werden kann, wird die



Vorbauschnabelspitze mit einem Spitzenhubsystem versehen. Die dafür vorgesehenen

Hubpressen ermöglichen einen Hubweg von rund 1050 mm.

Abb. 15 Ansichten des Spitzenhubsystems des Vorbauschnabels der "Sinntalbrücke" -MAX BÖGL Stahl- und Anlagenbau GmbH & Co. KG – [16]

Folgender Ablauf findet bei Verwendung des Spitzenhubsystems an einer Achse des

Längsträgers statt:

A) Start des Verschubs mit eingefahrenem Hydraulikzylinder.

B) Stoppen des Verschubs, sobald sich die Hubpresse über der Pfeilerachse befindet

1. Anpassung der Neigung der Verschubwippen auf die Neigung des

Vorbauschnabels.

2. Fixierung der Neigung der Verschubwippen

3. Aktivierung der Hubpresse, wodurch der Hydraulikzylinder ausfährt und den

Vorbauschnabel samt Überbau anhebt. Damit keine punktförmige Lasteinleitung

stattfindet, wird der Stempel des Hydraulikzylinders mit einer Verschubplatte

ausgestattet, die eine linienförmige Lasteinleitung über die PTFE-Platten in die

Verschubwippen ermöglicht.

4. Fixierung der Verschubplatte mittels eines Bolzens in der Verschubstellung.

C) Fortsetzen des Verschubs

Verschubplatte

Hubpresse Längsträger VBS



Abb. 16 Auszug aus dem Verschub nach Variante 2 unter Verwendung des Spitzenhubsystems

Abb. 17 Auszug aus dem Verschub nach Variante 2 während des Anhebens des Überbaus

Anhand der Abbildung 16 erkennt man den Verschub unter Verwendung des

Spitzenhubsystems. Die in Klammern gesetzten angegebenen Punkte resultieren aus

dem auf Seite 25 beschriebenen Ablauf. Das Anheben des Überbaus wird mithilfe der

10

20

Anstellwinkel fest 4° (Punkte A)

Anstellwinkel fest 4° (Punkt B)

Anstellwinkel fest 4° (Punkt C)

20

Anheben des Überbaus (Punkt B)

~800 Anstellwinkel fest 4° (Punkt C)



Abbildung 17 dargestellt. Die in Klammern gesetzten angegebenen Punkte resultieren

aus dem auf Seite 26 beschriebenen Ablauf.

Ein Detail zum Anheben des Überbaus erkennt man in der Abbildung 18.

Abb. 18 Eingebauter Keil

Im Anhang B kann der Verschub nach dem Vorbauschnabelsystem Variante 2,

besonders das Anheben des Überbaus, detailliert anhand der Zeichnung 002

nachvollzogen werden.

VBS

Keil





Längsträger, der einen gebogenen Untergurt besitzt und in der Tangente des Überbaus

liegend starr an diesen angeschlossen wird.

Der Ausgleich der Verformung erfolgt über die gebogene Form des Längsträgers und ist

somit vom gewählten Radius und der gewählten Länge des Längsträgers abhängig.

Abb. 19 Vorbauschnabel während des Verschubs der "Nessetalbrücke" - Donges SteelTec GmbH – [16]

Beim Verschub eines aus Hohlkästen bestehenden Überbaus wird der Vorbauschnabel

an die innen- oder außenliegenden Stege der Hohlkästen vom ersten Schuss des ersten

Takts geschweißt. Zur Aussteifung des Anschlussbereichs werden zusätzliche

Querträger zwischen den Hohlkästen benötigt. Weiterhin wird der Anschluss durch

Lasteinleitungsrippen in der Untergurt- und Obergurtebene verstärkt.

Um einen stählerner Trog zu verschieben, wird der Vorbauschnabel in der Regel durch

Stirnplattenverbindungen an das Endschott des ersten Schuss vom ersten Takt

geschraubt. Für die Weiterleitung der Normalkräfte vom Untergurt in den Überbau wird

dieser mit dem Bodenblech verschweißt. Die vorhandene Schweißnaht muss

plangeschliffen werden, so dass diese keinen Abrieb der PTFE-Platten erzeugt. Damit

das Endschott die auftretenden Normalkräfte, Querkräfte und Momente aufnehmen und

in den Überbau ableiten kann, wird dies durch entsprechende Querträger und

Lasteinleitungsrippen verstärkt.



Der Verschub mit einem Vorbauschnabelsystem der Variante 3 wird am Beispiel der

„Nessetalbrücke“ erläutert. Folgender Ablauf findet statt:


1. Entsprechend der Verformung läuft der Vorbauschnabel auf die

Verschubwippen, wodurch bei unterschiedlichen Spannweiten unterschiedliche

Lastangriffspunkte im Untergurt entstehen.

2. Überfahren des Übergangs zwischen Vorbauschnabel und Überbau, der durch

den Anschluss des Vorbauschnabels in der Tangente des Überbaus liegend,

keinen Knick besitzt.

3. Auffahren auf die nächste Verschubwippe

Der Vorbauschnabel, der bei der „Nessetalbrücke“ verwendet wurde, war 33,9 m lang

und im Anschlussbereich 2,5 m hoch. Der Untergurt besaß einen Radius von

306801 mm wodurch eine Verformung von rund 2,3 m ausgeglichen werden konnte.

Betrachtet man den Vorbauschnabel der „Talbrücke Dambach“, so erkennt man, dass

dieser 39,7 m lang (inklusive 5,8m Antennenträger) und im Anschlussbereich 3,92 m

hoch war. Mit einem gewählten Radius von 400250 mm konnte eine maximale

Verformung von nur 0,9 m ausgeglichen werden. Erst der Einsatz der Antennenträger

und die damit verbundene Aufkletterfunktion ermöglichte einen Ausgleich der

Verformung von 1,7 m.

Abb. 20 Vorbauschnabel mit Antennenträger vor dem Aufklettern - DSD Brückenbau GmbH – [16]

Antennenträger

Pressen und Stapelträger



Um die Aufkletterfunktion der Antenntenträger und den damit verbundenen

Montageablauf näher beschreiben zu können, wird der Verschub mit einem

Vorbauschnabelsystem der Variante 3 nochmals am Beispiel der „Talbrücke Dambach“

erläutert.

Folgender Ablauf findet statt:


B) Stoppen des Verschubs sobald der Antennenträger über der Pfeilerachse liegt

1. Aufbau der ersten Hubpresse unter dem Antennenträger

2. Anheben des Vorbauschnabels und somit des Überbaus. Der Hubweg der Presse

ist abhängig von der lichten Höhe zwischen Unterkante Längsträger und

Oberkante Pfeiler und somit vom Pressentyp.

3. Positionierung einer zweiten Presse unter dem Längsträger.

4. Aktivierung der zweiten Presse

5. Aufbau der ersten Presse auf einem Stapelträger, mit anschließender

Aktivierung dieser.

6. Aufbau der zweiten Presse auf einem Stapelträger.

7. Wiederholung der Punkte 3 bis 8 bis die erforderliche Höhe erreicht wird

8. Unter der zweiten Presse wird, bei einer aktiven ersten Presse, ein Gleitstapel

eingerichtet. Dieser besteht aus Stapelträgern, einem Elastomerkissen, einer

Keilplatte und einer PTFE-Platte. Der Gleitstapel ermöglicht das Fortsetzen des

Verschubvorgangs.

9. Deaktivierung der ersten Presse, wodurch das Absenken des Vorbauschnabels

auf den Gleitstapel erfolgt.

C) Start des Verschubs

D) Stoppen des Verschubs sobald der Längsträger des Vorbauschnabels über der

Pfeilerachse liegt

1. Erneuter Aufbau der ersten Presse auf entsprechende Pressenstapel mit

anschließender Aktivierung.

2. Abbau des Gleitstapels



3. Anpassung der Neigung der Verschubwippen auf die Neigung des

Vorbauschnabels.

4. Absetzen des Vorbauschnabels auf die Verschubwippen durch Deaktivierung

der ersten Presse.

E) Fortsetzen des Verschubs

1. Verlagerung von den Pressen, den Stapelträgern und dem weiteren Equipment

auf den nächsten Pfeiler.

Der Vorbauschnabel, der bei der „Talbrücke Elben“ und der „Talbrücke Schwarza“

verwendet wurde, entspricht dem Vorbauschnabelsystem Variante 5 und besaß statt der

Antennenträger ein Spitzenhubsystem zum Ausgleich der Verformung.

Abb. 21 Auszug aus dem Verschub nach Variante 3

Verschub ohne Verwendung der Antennenträger

(Punkt A) 10 20

20



Abb. 22 Draufsicht am Spitzenbereich eines Vorbauschnabels nach Variante 3

Der auf Seite 31 beschriebene Ablauf, unter Verwendung der Antennenträger, soll mit

den folgenden Abbildungen verdeutlicht werden.

Abb. 23 Auszug aus dem Verschub nach Variante 3 unter Verwendung von Antennenträgern; Aufbau der Pressen

Antennenträger VBS

Verschub unter Verwendung der Antennenträger

(Punkt A)

20


(Punkt B)



Abb. 24 Auszug aus dem Verschub nach Variante 3 unter Verwendung von Antennenträgern; Aufbau des Gleitstapels und der Verschubwippen

Im Anhang B kann der Vorgang anhand der Zeichnung 003 detailliert nachvollzogen

werden.

20


(Punkt B)


(Punkt C/D)



3.2.2 Erläuterung der Vergleichsparameter

Wie im Kapitel 3.1 „Allgemeines zur Literaturrecherche“ beschrieben, werden Para-

meter, die beim Verschub von unterschiedlichen Brückenbauwerken vorhanden waren,

erfasst und verglichen (siehe Anhang C Tab. C1 Teil 1 und 2 „Gesamtgegenüberstel-

lung“).

Göhler spricht auf Seite 136 für die Länge des Vorbauschnabels, welcher beim

Verschub von Brücken mit einem Stahlbetonüberbau verwendet wird, von einer Länge

von 0,6xSR (SR = Spannweite) ([5], S.136).

Da beim Verschub von Brücken mit einem Betonüberbau andere Randbedingungen,

zum Beispiel Eigengewicht des Überbaus oder maximale Spannweiten, existieren, kann

dieser Richtwert nicht für die Länge von Vorbauschnäbeln, welche beim Verschub von

Brücken mit einem Stahl-/Stahlverbundüberbau verwendet werden, benutzt werden.

Um einen Richtwert für die Länge des Vorbauschnabels zu bekommen, wurden von den

betrachteten Brückenbauwerken die maximale Spannweite und die Länge des

verwendeten Vorbauschnabels erfasst.

Neben der Länge des verwendeten Vorbauschnabels wurde auch die maximale

Verformung des Überbaus an der Vorbauschnabelspitze dokumentiert.

Laut Göhler tritt an der Vorbauschnabelspitze beim Verschub von Brücken mit einem

Stahlbetonüberbau eine Verformung von ca. 10-20 cm auf, die mit Hilfe eines

Spitzenhubsystems überwunden werden kann. Aufgrund der oben genannten anderen

Randbedingungen beim Verschub von Brücken mit Betonüberbau kann dieser Wert

nicht angenommen werden ([5], S.143).

Die Gegenüberstellung der Verformung in Abhängigkeit von der Schlankheit des

Überbaus lässt einen Bereich erkennen, der durch einen variablen Vorbauschnabel

abgedeckt werden kann.

Weiterhin bestimmt dieser Bereich die Form der Längsträger und somit den Anschluss

des Vorbauschnabels an den Überbau sowie die mögliche notwendige Verwendung von

Zusatzfunktionen an der Vorbauschnabelspitze.

Für die Berechnung der Schlankheit wurde neben der maximalen Spannweite auch die

Höhe des Überbaus erfasst.



Aus der Verformung des Überbaus und der Länge des Vorbauschnabels kann der

Anstellwinkel des Vorbauschnabels oder der Radius des Untergurts, falls dieser

gebogen ist, berechnet werden.

Abb. 25 Skizze zur Berechnung der Gesamtverformung

Die Gesamtverformung (wges) vor dem Pfeiler beträgt:

wges = wa + wb

Weiterhin kann der Anstellwinkel des Vorbauschnabels, der sich auf die Tangente des

Überbaus bezieht, wie folgt berechnet werden:

phiges = phi1 + phi2

mit

phi1 = arctan (wb/l2)

phi2 = arctan (wa/l2)

Neben der Länge der verwendeten Vorbauschnäbel wurde auch die Breite und Höhe der

Vorbauschnäbel erfasst.

Bei der Erfassung der Breite galt die Unterscheidung zwischen der Breite des

Untergurts und der Gesamtbreite des Überbaus.

Als Gesamtbreite wurde die Breite zwischen den äußeren Geländern des Überbaus

angesehen.

In der Spalte „Breite des UG [m]“ erkennt man, dass bei Stahlüberbauten, die aus einem

Hohlkasten bestehen, der Faktor zwei vorhanden ist. Dies bedeutet, dass der Überbau

aus zwei getrennten Hohlkästen mit der jeweiligen Untergurtbreite besteht.

Die Breite des Vorbauschnabels ergibt sich aus dem Achsabstand der Längsträger.

Vorbauschnabel

Überbau



Der Vergleich der Breite des Überbaus mit der Breite des Vorbauschnabels soll einen

Breitenbereich aufdecken. Dieser wird bei der Bemessung der Querträger, Verbände

sowie deren Anschlusskonstruktionen berücksichtigt, so dass die Breitenanpassung des

Vorbauschnabels ohne hohen Material- und Arbeitsaufwand vollzogen werden kann.

Der Breitenbereich resultiert auch aus den untersuchten Überbauquerschnitten. Es wird

zwischen einem einteiligen und einem zweiteiligen Überbau unterschieden.

In der Regel werden Brücken in zweibahnigen Straßen mit zwei getrennten Überbauten

erstellt, um bei Instandsetzungsarbeiten eine Richtungsfahrbahn zu sperren und den

Verkehr über den verbleibenden Überbau leiten zu können. Für hohe Talbrücken erge-

ben sich hohe Kosten für die doppelte Ausbildung der Unter- und Überbauten oder den

doppelten Verschub. „Ab einer Höhe von 40 m bis 50 m ergeben sich Kostenvorteile

der einteiligen Querschnitte gegenüber den zweiteiligen Querschnitten“ ([8], S.330).

Abb. 26 einteiliger Überbau der "Talbrücke Schwarza" [19]

Abb. 27 zweiteiliger Überbau der "Lockwitztalbrücke" [27]

Die Höhe des Vorbauschnabels ergibt sich aus dem Abstand Unterkante Untergurt zu

Oberkante Obergurt im Bereich des Anschlusses vom Vorbauschnabel an den

stählernen Überbau.

Breite Überbau

Breite Untergurt



Im Kapitel 2.2 „Aufbau und Funktion des Vorbauschnabels“ in dieser vorliegenden

Arbeit wird beschrieben, dass die Längsträger des Vorbauschnabels in Fachwerk- oder

Vollwandbauweise ausgeführt werden können. Neben der Ausführung der Längsträger

wurde auch das Gewicht der betrachteten Vorbauschnäbel erfasst. Über diese zwei

Parameter sowie die Länge des Vorbauschnabels, soll das Gewicht pro Meter berechnet

und verglichen werden. Dieser Vergleich liefert eine Aussage über die Ausführung der

Längsträger.

In Göhler, Seite 138, wird die Aussage getroffen, dass der Vorbauschnabel

torsionsweich ausgeführt werden soll. Um diese Aussage bestätigen zu können, wurde

in der Tabelle in der Spalte „Flexibilität“ erfasst, ob der betrachtete Vorbauschnabel

torsionsweich oder –steif ausgeführt wurde.

Die Erfassung des Gewichts vom Überbau, ermöglicht eine Aussage über das Gewicht

des Überbaus pro Meter zu treffen.

Für die Berechnung eines variablen Vorbauschnabels werden die erfassten Parameter

verglichen und ausgewertet. Die ermittelten Mittelwerte und Intervalle bestimmen die

Geometrie des Vorbauschnabels.

Die Untersuchung der Form der Längsträger und der Anschlussart an den ersten Takt

wird für die montagerelevante Entscheidung zur Ausführung eines variablen

Vorbauschnabels zu weiteren Erkenntnissen führen.



3.2.3 Auswertung der Vergleichsparameter

3.2.3.1 Vergleichsanalyse- Abhängigkeit der Länge des Vorbauschnabels von der maximalen Spannweite des Überbaus

Wie bereits erwähnt, sagt Göhler, dass die Länge des Vorbauschnabels, der beim

Verschub von Stahlbetonbrücken verwendet wird, 60% der maximalen Spannweite

beträgt ([5], S.136).

An der Gesamtgegenüberstellung kann man erkennen, dass beim Verschub von Brücken

mit einem stählernen Überbau, die Länge des Vorbauschnabels 36,97% also rund 37%

der maximalen Spannweite beträgt.

Brückenname max. Spannweite [m] Länge VBS [m]

prozentualer Anteil [%]

Dultenaugrabenbrücke 75,5 25,25 33,44

Svinesundbrücke 75 28 37,33

Seidewitztalbrücke 55 25,25 45,91

Lockwitztalbrücke 85 26,5 31,18

Thyratalbrücke 90 25,25 28,06

Dilltalbrücke Haiger 85 25,25 29,71

Al Mak Nimir Bridge 55 22,5 40,91

Sinntalbrücke 107 39,7 37,1

Bahretalbrücke 76 26 34,21

Nessetalbrücke 80 33,9 42,38

Talbrücke Elben 80 30 37,5

Talbrücke Schwarza 85 30 35,29

Wupper-Talbrücke Oehde 72,8 27,1 37,23

Talbrücke Seßlestal 87,5 30 34,29

Talbrücke Dambach 85 39,7 46,71

Talbrücke Reichenbach 75 29,8 39,73

Steinbachtalbrücke 78 29,3 37,56

Mittelwert 79,2 29,03 36,97

Tab. 2 Gesamtgegenüberstellung der Brückenspannweite mit der Vorbauschnabellänge



Abb. 28 Länge des Vorbauschnabels in Abhängigkeit von der Spannweite

Die maximalen Abweichungen der verwendeten Vorbauschnäbel von dem ermittelten

Wert von rund 37% treten bei der „Talbrücke Dambach“ von +9,6% und bei der

„Thyratalbrücke“ von -9,06% auf.

Vergleicht man die beiden Vorbauschnäbel, so stellt man fest, dass die Vorbauschnäbel

etwa die gleiche Breite und Höhe besitzen. Hinzu kommt, dass beide zum Verschub

eines einteiligen Querschnitts verwendet wurden und etwa die gleiche maximale

Spannweite überfahren haben.

Wie bereits in Kapitel 3.2.1.3 „Erläuterung des Vorbauschnabelssystems - Variante 3“

beschrieben, wurde der Vorbauschnabel der „Talbrücke Dambach“ starr und in der

Tangente des Überbaus liegend an den ersten Takt des Überbaus angeschlossen. Infolge

des gebogenen Untergurtes und der auftretenden maximalen Verformung von 1,7 m

musste der Vorbauschnabel aus geometrischen Gründen eben so lang ausgeführt

werden. Hinzu kommt, dass der vordere Teil des Vorbauschnabels ursprünglich beim

Verschub der „Talbrücke Reichenbach“ verwendet wurde. Dieser besaß eine Länge von

29,8 m und musste aufgrund der Höhe des Trogs der „Talbrücke Dambach“ um 5 m

verlängert werden. Die Vorbauschnabelspitze wurde mit Hilfe von Antennenträgern

ebenfalls um 4,9 m verlängert. Somit ergibt sich eine Länge des Vorbauschnabels von

39,7 m.

Der Vorbauschnabel der „Thyratalbrücke“ wurde nach dem Vorbauschnabelsystem-

Variante 1 ausgebildet. Der klappbare Anschluss ermöglichte einen Ausgleich der

auftretenden Verformung von 2,43 m.

Ursprünglich wurde der Vorbauschnabel bei dem Verschub der „Dilltalbrücke Haiger“

verwendet. Aufgrund des klappbaren Anschlusses konnten die Längsträger des

Vorbauschnabels wiederverwendet werden, da dieser einen variablen Höhenausgleich

ermöglicht. Eine Anpassung der Länge war nicht notwendig. Jedoch wurden die

Längsträger aufgrund auftretender höherer Schnittkräfte verstärkt.



Anhand der Verformung der beiden Brückenüberbauten erkennt man, dass zu kurze

Vorbauschnäbel die Verformung infolge des höheren Längenanteils des Überbaus,

erhöhen.

Die Beziehung zwischen der Verformung, dem Längenanteil des Überbaus sowie der

Art des Überbaus wird in Kapitel 3.2.3.2 „Vergleichsanalyse - Abhängigkeit der

Verformung von der maximalen Spannweite“ erläutert.

Der Vergleich der Abhängigkeit der Länge des Vorbauschnabels von der maximalen

Spannweite des Überbaus wurde auch in Abhängigkeit von der Ausbildung der

Längsträger geführt. Im Anhang C befinden die sich dazu notwendigen Tabellen.

Bei der Auswertung stellt man fest, dass die Länge der fachwerkartigen Längsträger im

Durchschnitt 35,43% der maximalen Spannweite beträgt. Im Vergleich zu den

fachwerkartig ausgeführten Längsträgern beträgt bei den vollwandig ausgeführten

Längsträgern die Länge der Längsträger im Durchschnitt 40,17% der maximalen

Spannweite.

Betrachtet man die Möglichkeit des Höhenausgleichs bei fachwerkartig ausgeführten

Längsträgern, so verfügen diese meist über ein Spitzenhubsystem und oder einen

klappbaren Anschluss. Der Vorbauschnabel, der bei der „Talbrücke Elben“ und der

„Talbrücke Schwarza“ verwendet wurde, entspricht dem Vorbauschnabelsystem-

Variante 5 und wurde zusätzlich mit einem Spitzenhubsystem versehen. Der gebogene

Längsträger ermöglichte einen Verformungsausgleich von 1,0 m. Durch das

Spitzenhubsystem konnten die restlichen 1,1 m überwunden werden.

Daran erkennt man, dass der Höhenausgleich unabhängig von der Länge des

Vorbauschnabels durch einen klappbaren Anschluss und oder durch Zusatzfunktionen

erfolgen kann.

Die betrachteten vollwandig ausgeführten Längsträger entsprechen in der Regel dem

Vorbauschnabelsystem - Variante 2 und Variante 3. Der Ausgleich der Verformung

erfolgt über den gebogenen Untergurt.

Aus dem geometrischen Verhältnis zwischen Radius des Untergurts und der Höhe des

Verformungsausgleiches ergibt sich die Länge der Vorbauschnäbel, wodurch diese im

Vergleich zu den fachwerkartig ausgeführten Längsträgern länger sind.

Die Länge eines Vorbauschnabels sollte 37% der maximalen Spannweite betragen.

Als durchschnittliche Länge für einen Vorbauschnabel ergibt sich der Wert von rund

30 m.



Anhand des prozentualen Wertes kann festgelegt werden, in welchem Abstand eine

Teilung der Längsträger erfolgen soll, damit diese bei unterschiedlichen Spannweiten

verwendet werden können.

Anhand des folgenden Diagramms kann die Länge des Vorbauschnabels in

Abhängigkeit von der vorhandenen maximalen Spannweite abgelesen werden.

Dies ergibt sich aus dem Schnittpunkt von Ordinate und Mittelwertlinie.

Abb. 29 Diagramm - Länge des Vorbauschnabels in Abhängigkeit von der maximalen Spannweite

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

40 50 60 70 80 90 100 110

Vor

bau

sch

nab

ellä

nge

[m

]

max. Spannweite [m]



3.2.3.2 Vergleichsanalyse - Abhängigkeit der Verformung von der Schlankheit des Überbaus

Die Auswertung des -Vergleichs der Verformung in Abhängigkeit von der Schlankheit

des Überbaus - zeigt, dass die durchschnittliche Verformung der betrachteten

Überbauten bei Spannweiten zwischen 55 m bis 107 m etwa 2,09 m beträgt.

Brückenname Brückenart max. Spannweite

[m]

Schlankheit l/h

max. Verformung

[m]

proz. Anteil Überbau

[%]

Dultenaugrabenbrücke Stahlverbund (zweiteilig)

75,5 27,8 2,65 67

Svinesundbrücke Stahlverbund (einteilig)

75 25 1,9 63

Seidewitztalbrücke Stahlverbund (zweiteilig)

55 21,2 2,32 54

Lockwitztalbrücke Stahlverbund (zweiteilig)

85 32,7 2,55 69

Thyratalbrücke Stahlverbund (einteilig)

90 20,9 2,43 72

Dilltalbrücke Haiger Stahlverbund (zweiteilig)

85 25 2,48 70

Al Mak Nimir Bridge Stahlverbund (einteilig)

55 27,5 1,1 59

Sinntalbrücke Stahlverbund (zweiteilig)

107 25,1 3,28 63

Bahretalbrücke Stahlverbund (einteilig)

76 27,1 2,7 66

Nessetalbrücke Stahlverbund (zweiteilig)

80 24,2 2,3 58

Talbrücke Elben Stahlverbund (einteilig)

80 21,6 2 63

Talbrücke Schwarza Stahlverbund (einteilig)

85 22,1 2,1 65

Wupper-Talbrücke Oehde

Stahlverbund (zweiteilig)

72,8 21,2 1,3 63

Talbrücke Seßlestal Stahlverbund (einteilig)

87,5 21,1 2,3 66

Talbrücke Dambach Stahlverbund (einteilig)

85 21,8 1,7 53

Talbrücke Reichenbach

Stahlverbund (einteilig)

75 23,8 1,5 60

Steinbachtalbrücke Stahlverbund (einteilig)

78 18,9 0,9 62

Mittelwert 79,2 23,9 2,09 63

Beachte: proz. Anteil des Überbaus bezieht sich auf max. Spannweite die Überfahren werden muss

Tab. 3 Gesamtgegenüberstellung der Schlankheit und max. Verformung



Betrachtet man vereinfacht einen Kragarm, so ergibt sich die Verformung aus der

Gleichung

� ��

8 � �

Die Steifigkeit des Überbaus ergibt sich aus E*I. Da einteilige und zweiteilige

Überbauten zur Betrachtung standen, wurde der Vergleich weiterhin in Abhängigkeit

der Überbauten geführt.

Dabei ergaben sich Unterschiede zwischen einteiligen und zweiteiligen Überbauten. Bei

einem einteiligen Stahlüberbau beträgt die durchschnittliche Verformung etwa 1,77 m.

Es ist ein Bereich von 0,9 m bis 2,7 m erkennbar (siehe Tabelle 4, S. 46).

Die durchschnittliche Verformung der zweiteiligen Überbauten beträgt im Durchschnitt

2,51 m. Auch bei diesem Vergleich ist ein Bereich von 1,3 m bis 3,8 m erkennbar (siehe

Tabelle 5, S. 47).

Betrachtet man die Querschnitte von einteiligen und zweiteiligen Stahlüberbauten, so

erkennt man, dass die einteiligen Querschnitte im Vergleich zu den zweiteiligen

Querschnitten stärkere Obergurtbleche, Stegbleche und Untergurtbleche sowie breitere

Untergurte besitzen. Betrachtet man die Blechdicken der „Lockwitztalbrücke“, so

variieren die Dicken der Obergurte zwischen 28 mm und 105 mm. Die Dicken des

Bodenblechs variieren zwischen 14 mm und 75 mm. Für die Stegbleche wurden

Mindestdicken von 15 mm und Maximaldicken von 25 mm zur Ausführung verwendet

([17], S. 367).

Abb. 30 Regelquerschnitt der "Lockwitztalbrücke" im Feldbereich [17]



Die Blechdicken der „Talbrücke Elben“ wurden ebenfalls dem Schnittkraftverlauf

angepasst. Dadurch variieren die Dicken der Obergurte zwischen 35 mm und 185 mm.

Die Dicken des Bodenblechs variieren zwischen 12 mm und 25 mm. Für die Stegbleche

wurden Mindestdicken von 16 mm und Maximaldicken von 35 mm zur Ausführung

verwendet. Hinzu kommt, dass die Blechdicken der verwendeten Untergurte zwischen

25 mm und 120 mm lagen.

Abb. 31 Montageeinheiten der "Talbrücke Elben" im Feldbereich [8]]

Der Wert der Schlankheit, der sich aus dem Verhältnis maximaler Spannweite (l) zur

Höhe des Überbaus (h), das heißt l/h ergibt, sollte bei Straßenbrücken zwischen 17 und

25 liegen. Im Bezug auf das Taktschiebeverfahren ohne Hilfsstützen sollte der Wert der

Schlankheit rund 20 betragen ([8], S. 322].



Betrachtet man die Schlankheit der Überbauten, so stellt man fest, dass zweiteilige

Überbauten im Vergleich zu den einteiligen Überbauten eine höhere Schlankheit

besitzen.

Bei den einteiligen Überbauten beträgt dieser Wert im Durchschnitt l/h= 23,0, bei den

zweiteiligen Überbauten l/h= 25,31.

Daran erkennt man, dass die einteiligen Überbauten im Durchschnitt höher sind.

Aus diesem Höhen-, Dicken- und Breitenunterschied resultiert ein höheres

Trägheitsmoment der einteiligen Querschnitte. Da der E-Modul für Stahl konstant ist,

resultiert eine höhere Steifigkeit für die einteiligen Stahlüberbauten.

Brückenname max.

Spannweite

[m]

Schlankheit l/h max.

Verformung

[m]

proz. Anteil

Überbau [%]

Svinesundbrücke 75 25 1,9 63

Thyratalbrücke 90 20,9 2,43 72

Al Mak Nimir Bridge 55 27,5 1,1 59

Talbrücke Elben 80 21,6 2 63

Talbrücke Schwarza 85 22,1 2,1 65

Talbrücke Seßlestal 87,5 21,1 2,3 66

Talbrücke Dambach 85 21,8 1,7 53

Talbrücke Reichenbach

75 23,8 1,5 60

Steinbachtalbrücke 78 18,9 0,9 62

Bahretalbrücke 76 27,1 2,7 66

Mittelwert 78,6 23 1,86 62,9


Tab. 4 Verformung und Schlankheit einteiliger Überbauten



Brückenname max.

Spannweite [m]

Schlankheit l/h max. Verformung

[m]

proz. Anteil Überbau [%]

Dultenaugrabenbrücke 75,5 27,8 2,65 67

Seidewitztalbrücke 55 21,2 2,32 54

Lockwitztalbrücke 85 32,7 2,55 69

Dilltalbrücke Haiger 85 25 2,48 70

Sinntalbrücke 107 25,1 3,28 63

Nessetalbrücke 80 24,2 2,3 58


72,8 21,2 1,3 63

Mittelwert 80,04 25,31 2,41 63,43


Tab. 5 Verformung und Schlankheit zweiteiliger Überbauten

Einteilige Querschnitte müssen eine 4+0 Straßenführung ermöglichen, das bedeutet die

Erneuerung einer Richtungsfahrbahn bei gleichzeitiger Aufrechterhaltung des Verkehrs

auf der anderen Richtungsfahrbahn.

Der Fahrbahnplattenaustausch führt zu Zusatzbelastungen im Überbau, da der

torsionssteife Kastenquerschnitt über einen Bereich geöffnet wird. Ein zusätzlicher

Längsträger in der Trogmitte unterstützt die Fahrbahn beim Trennschnitt. Dieser

Längsträger wird durch Diagonalen in einem gewissen Abstand gestärkt, wodurch die

Steifigkeit des Überbaus zusätzlich erhöht wird.

Während des Verschubs setzt sich die Kragarmlänge des Überbaus aus der Länge des

Vorbauschnabels und der Länge des auskragenden Taktes zusammen (siehe Abbildung

28, S.40).

Der Stahlüberbau besitzt im Vergleich zum Vorbauschnabel ein viel höheres

Eigengewicht pro Meter. Somit beeinflusst die auskragende Länge des Überbaus

ebenfalls die Verformung.

Daran erkennt man, dass infolge des Eigengewichts des Stahlüberbaus und der geringen

Steifigkeit der Querschnitte bei zweiteiligen Überbauten der prozentuelle Anteil der

Verformung zur maximalen Spannweite höher ist.

Anhand der Zusammenfassung (siehe Anhang C Tabbelle C5), erkennt man, dass je

höher die Schlankheit, das heißt das Verhältnis von l/h des verschobenen Überbaus, ist



und je höher der prozentuale Anteil des Überbaus, desto größer ist die maximale

Verformung an der Vorbauschnabelspitze.

Am deutlichsten erkennt man dies an der „Lockwitztalbrücke“, der „Dultenaugraben-

brücke“, der „Bahretalbrücke“ und der „Dilltalbrücke Haiger“.

Brückenname Schlankheit l/h proz. Anteil

Überbau [%]

max. Verformung

[m]

Überbau

[to/m]

Lockwitztalbrücke 32,7 69 2,55 3,4

Dultenaugrabenbrücke 27,8 67 2,65 3,5

Bahretalbrücke 27,1 66 2,7 -*

Dilltalbrücke Haiger 25 70 2,48 3,8

* stand in den Literatur- bzw. Firmenangaben nicht zur Verfügung

Tab. 6 Verhältnis von Schlankheit und dem Anteil des Überbaus zur Verformung

Weiterhin erkennt man, dass je niedriger die Schlankheit des verschobenen Überbaus ist

und je niedriger der Anteil des Überbaus, desto geringer ist die Verformung des

Kragarms an der Vorbauschnabelspitze.

Dies erkennt man am deutlichsten an der „Talbrücke Dambach“, der „Talbrücke

Seßlestal“, der „Wupper-Talbrücke Oehde“ und der „Talbrücke Elben“


Überbau [%]

max. Verformung

[m]

Überbau

[to/m]

TB Seßlestal 21,1 66 2,3 7,9


21,2 63 1,3 4,4

TB Elben 21,6 63 2,0 6,8

TB Dambach 21,8 53 1,7 7,6

TB = Talbrücke




Ausnahmen ergeben sich bei der „Thyratalbrücke“, der „Nesseltalbrücke“ und der

„Sinntaltalbrücke“.


Überbau [%]

max. Verformung

[m]

Überbau

[to/m]

Thyratalbrücke 20,9 72 2,43 7,4

Nessetalbrücke 24,2 58 2,3 4,1

Sinntalbrücke 25,1 63 3,28 4,5


Trotz der niedrigen Schlankheit besitzt die „Thyratalbrücke“ eine hohe Verformung.

Diese resultiert aus dem hohen Anteil des Überbaus, welcher ein Eigengewicht von

7,4 to/m besitzt. Daran erkennt man, dass der Vorbauschnabel mit einer Länge von

25,25 m beim Verschub der „Thyratalbrücke“ zu kurz war, wodurch die hohe

Verformung des Überbaus entstand.

Die „Nessetalbrücke“ besitzt einen schlanken Überbau mit einem geringen prozentualen

Anteil des Überbaus, jedoch ein überdurchschnittlich hohes Gewicht für einen

zweiteiligen Überbau von 4,1 to/m.

Wie die „Nessetalbrücke“ besitzt die „Sinntalbrücke“ einen schlanken Überbau mit

einem geringen prozentualen Anteil des Überbaus, auch einem überdurchschnittlich

hohen Gewicht für einen zweiteiligen Überbau von 4,5 to/m. Hinzu kommt, dass der

Vorbauschnabel im Vergleich zur „Nessetalbrücke“, welcher 0,88 to/m wiegt, mit

1,77 to/m viel schwerer ist.

Die betrachteten Verformungen der einzelnen Brückenbauwerke an der

Vorbauschnabelspitze sind, wie bereits erläutert, von der Schlankheit des Überbaus,

dem Längenanteil des auskragenden Überbaus, somit dessen Eigengewicht sowie

geringfügig vom Eigengewicht des Vorbauschnabels abhängig.

Hinzu kommt, dass die Werkstattform, das heißt die Überhöhung der einzelnen

Schüsse, die Verformung beeinflusst.

Da die Verformung von den genannten Parametern abhängig ist, ergeben sich die

Streuungen im Vergleich. Jede Brücke besitzt unterschiedliche Überbauten mit den

dazu gehörigen Steifigkeiten.



Tab. 9 Streuung des Schlankheitswerts und der damit verbundenen max. Verformung

Damit ein variabler Vorbauschnabel für den Verschub von unterschiedlichen

Überbauten mit unterschiedlichen Spannweiten verwendet werden kann, muss dieser

einen Bereich der Verformung von 0,9 m bis 2,7 m ausgleichen können.

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

3,5

15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 33 34 35

max

. Ver

form

un

g [m

]

Schlankheit l/h



3.2.3.3 Vergleichsanalyse - Gewicht Vorbauschnabel

Die Vergleichsanalyse des Gewichts verschiedener Vorbauschnäbel zeigt, dass diese im

Durchschnitt ein Eigengewicht von 1,47 to/m besitzen.

Bei der Gesamtgegenüberstellung wurden verschiedene Formen des Längsträgers, auch

deren Ausbildung als fachwerkartige oder vollwandige Bauweise berücksichtigt.


Tab. 10 Gesamtgegenüberstellung - Gewicht des Vorbauschnabels -

Extremwerte ergeben sich bei den Vorbauschnäbeln der „Svinesundbrücke“, der

„Lockwitztalbrücke“, der „Talbrücke Elben“ und der „Talbrücke Schwarza“.

Das Gewicht pro Meter liegt bei diesen Vorbauschnäbeln zwischen 2,04 to/m und

2,61 to/m.

Die Vorbauschnäbel der „Svinesundbrücke“ und „Lockwitztalbrücke“ wurden als

fachwerkartige Vorbauschnäbel der Vorbauschnabelsysteme - Variante 4 ausgeführt.

Bei der „Talbrücke Elben“ und „Talbrücke Schwarza“ wurde der gleiche

Vorbauschnabel verwendet. Dieser wurde als fachwerkartiger Vorbauschnabel nach

dem Vorbauschnabelsystem - Variante 5 ausgeführt.

Brückenname Länge VBS [m]

Breite VBS [m] Gewicht VBS [to]

Gewicht pro Meter [to/m]

Dultenaugrabenbrücke 25,25 4,5 28 1,11

Svinesundbrücke 28 6,5 73 2,61

Seidewitztalbrücke 25,25 7,96 31 1,23

Lockwitztalbrücke 26,5 6,5 54 2,04

Thyratalbrücke 25,25 8 31 1,23

Dilltalbrücke Haiger 25,25 5,6 29,5 1,17

Al Mak Nimir Bridge 22,5 12,01 25 1,11

Sinntalbrücke 39,7 4,36 69 1,74

Bahretalbrücke 26 -* -* -*

Nessetalbrücke 33,9 6,03 30 0,88

Talbrücke Elben 30 7,4 65 2,17

Talbrücke Schwarza 30 7,4 65 2,17


27,1 5,6 33 1,22

Talbrücke Seßlestal 30 7,9 40 1,33

Talbrücke Dambach 39,7 7,78 40 1,01

Talbrücke Reichenbach 29,8 8,5 34 1,14

Steinbachtalbrücke 29,3 7,98 -* -*

Mittelwert 1,47



Da die Vorbauschnäbel ein im Verhältnis zum Durchschnitt überdurchschnittlich hohes

Eigengewicht pro Meter besitzen und somit im Vergleich zu den anderen

Vorbauschnäbeln höhere Materialkosten verursachen, werden diese

Vorbauschnabelsysteme bei der Entwicklung eines variablen Vorbauschnabels nicht

berücksichtigt. Hinzu kommt, dass in Kapitel 3.2.3.1 „Vergleichsanalyse -

Abhängigkeit der Länge des Vorbauschnabels von der maximalen Spannweite des

Überbaus“ festgestellt wurde, dass das Eigengewicht des Vorbauschnabels, wenn auch

gering, die Verformung des Überbaus während des Verschubs erhöht.

Der Gewichtsvergleich der Vorbauschnäbel erfolgte weiterhin in Abhängigkeit von der

Ausbildung der Längsträger.

Bei der Untersuchung der fachwerkartig ausgeführten Längsträger wurde der Mittelwert

des Eigengewichts pro Meter mit und ohne den Vorbauschnäbeln der

„Svinesundbrücke“, der „Lockwitztalbrücke“, der „Talbrücke Elben“ und der

„Talbrücke Schwarza“ aus den oben genannten Gründen gebildet.

Brückenname Länge VBS

[m]

Breite VBS

[m]

Gewicht VBS

[to]

Gewicht pro Meter

[to/m]

Dultenaugrabenbrücke 25,25 4,5 28 1,11

Seidewitztalbrücke 25,25 7,96 31 1,23

Thyratalbrücke 25,25 8 31 1,23

Dilltalbrücke Haiger 25,25 5,6 29,5 1,17

Wupper-Talbrücke Oehde 27,1 5,6 33 1,22

Talbrücke Seßlestal 30 7,9 40 1,33

Steinbachtalbrücke 29,3 7,98 -* -*

Svinesundbrücke 28 6,5 73 2,61

Lockwitztalbrücke 26,5 6,5 54 2,04

Talbrücke Elben 30 7,4 65 2,17

Talbrücke Schwarza 30 7,4 65 2,17

Mittelwert: 1,59

Mittelwert (ohne parallelgurtige VBS): 1,21


Tab. 11 Gewicht von fachwerkartig ausgeführten Vorbauschnäbeln



Brückenname Länge VBS [m]

Breite VBS [m]

Gewicht VBS [to]

Gewicht pro Meter [to/m]

Al Mak Nimir Bridge 22,5 12,01 25 1,11

Sinntalbrücke 39,7 4,36 69 1,74

Bahretalbrücke 26 -* -* -*

Nessetalbrücke 33,9 6,03 30 0,88

Talbrücke Dambach 39,7 7,78 40 1,01

Talbrücke Reichenbach 29,8 8,5 34 1,14

Mittelwert: 1,176


Tab. 12 Gewicht von vollwandig ausgeführten Vorbauschnäbeln

Der Vergleich zeigt, dass die vollwandig ausgeführten Längsträger im Vergleich zu den

fachwerkartig ausgeführten Längsträgern geringfügig leichter sind.

Der Vorbauschnabel der „Lockwitztalbrücke“ entstand aus einem Schalwagen, der zur

Herstellung der Fahrbahnplatte der „Neuen Elbebrücke Pirna“ verwendet wurde.

Wie in Kapitel 1.3 „Problem und Zielstellung der Arbeit“ bereits erwähnt, zählt der

Vorbauschnabel bei seiner ersten Verwendung zu den kostenintensivsten Ausrüstungs-

gegenständen beim Taktschiebeverfahren.

Aus diesem Grund ist davon auszugehen, dass bei manchen Vorbauschnäbeln

vorhandene Materialien, welche stärker dimensioniert waren als aus statischen

Belangen erforderlich, verwendet wurden. Somit wurde der Vorbauschnabel massiver

und schwerer. Dazu kommt, dass die Vorbauschnäbel unterschiedlich optimiert

wurden. Dadurch entstehen die Streuungen beim Verhältnis Gewicht pro Meter.

Für die Erstellung einer Verschubstatik sowie bei der Entwicklung eines

Vorbauschnabels kann zur Vorbemessung ein Eigengewicht des Vorbauschnabels von

1,47 to/m verwendet werden.



3.2.3.4 Vergleichsanalyse - Abhängigkeit der Breite des Vorbauschnabels von der Breite des Überbaus

Da ein variabler Vorbauschnabel auch bei unterschiedlichen Querschnittsformen

verwendet werden soll, wurde der Vergleich in Abhängigkeit dieser Querschnittsformen

geführt.

Dabei fand eine Unterscheidung zwischen einem stählernen Trog und einem stählernen

Hohlkasten statt.

Die Gesamtgegenüberstellung für den stählernen Trog zeigt, dass die Breite des

Vorbauschnabels, das heißt der Achsabstand der Längsträger, der Breite des Untergurts

vom stählernen Trog entspricht.

Brückenname Breite UG [m] Breite VBS [m]

Dultenaugrabenbrücke 4,5 4,5

Lockwitztalbrücke 6,5 6,5

Thyratalbrücke 8 8

Dilltalbrücke Haiger 5,6 5,6

Nessetalbrücke 6,03 6,03

Talbrücke Elben 7,4 7,4

Talbrücke Schwarza 7,4 7,4

Wupper-Talbrücke Oehde 5,6 5,6

Talbrücke Seßlestal 7,9 7,9

Talbrücke Dambach 7,8 7,78

Talbrücke Reichenbach 8,5 8,5

Steinbachtalbrücke 8 7,98

Mittelwert: 6,94 6,93

Beachte: Die Breite des Vorbauschnabel ergibt sich aus dem Achsabstand der Längsträger!

Tab. 13 Gesamtgegenüberstellung Breite des Vorbauschnabels zur Breite Überbau bei einem stählernen Trog

Um beim Verschub des stählernen Überbaus eine Übertragung der auftretenden

Vertikalkräfte in den Überbau zu ermöglichen, werden die Verschublager im

Achsabstand der Stege vom Überbau positioniert. Beim Verschub eines Trogs ergibt

sich die Breite des Vorbauschnabels aus dem Schnittpunkt der Stege mit dem

Untergurtblech.



Die durchschnittliche Gesamtbreite des Untergurtblechs und somit des Vorbauschnabels

beträgt 6,9 m.

Während der Untersuchung wurde, ähnlich der Untersuchung der Verformung,

zwischen einem einteiligen und zweiteiligen Überbau unterschieden.

Man kann deutlich erkennen, dass die Breite des Untergurtblechs von einteiligen

Überbauten im Vergleich zu zweiteiligen Überbauten breiter ist.

Im Durchschnitt beträgt die Breite des Vorbauschnabels bei einteiligen Überbauten

7,85 m, bei zweiteiligen Überbauten 5,65 m.

Beim einteiligen Überbau ergibt sich ein Breitenbereich von 7,4 m bis 8,5 m, bei

zweiteiligen Überbauten 4,5 m bis 6,5 m.


Thyratalbrücke 8 8

Talbrücke Elben 7,4 7,4

Talbrücke Schwarza 7,4 7,4

Talbrücke Seßlestal 7,9 7,9

Talbrücke Dambach 7,8 7,78

Talbrücke Reichenbach 8,5 8,5

Steinbachtalbrücke 8 7,98


Tab. 14 Breite bei einteiligen Überbauten


Dultenaugrabenbrücke 4,5 4,5

Lockwitztalbrücke 6,5 6,5

Dilltalbrücke Haiger 5,6 5,6

Nessetalbrücke 6,03 6,03

Wupper-Talbrücke Oehde 5,6 5,6


Tab. 15 Breite bei zweiteiligen Überbauten



Wird ein Überbau mit getrennten Hohlkästen verschoben, so erfolgt dies über die

inneren oder äußeren Stege der getrennten Hohlkästen. Somit entspricht der

Achsabstand der Längsträger vom Vorbauschnabel beim Verschub von Hohlkästen dem

Achsabstand der inneren oder äußeren Stege.

Die durchschnittliche Gesamtbreite des Vorbauschnabels beträgt 7,07 m.

Vergleicht man die „Seidewitztalbrücke“ mit der „Al Mak Nimir Bridge“ so erkennt

man deutliche Unterschiede bei der Breite des Vorbauschnabels.

Die „Seidewitztalbrücke“ besteht aus einem zweiteiligen Überbau. Sie wurde über die

äußeren Stege der zwei getrennten Hohlkästen geschoben. Der Achsabstand der

Hohlkästen beträgt 6,5 m, der Achsabstand der Stege und somit die Breite des

Vorbauschnabels beträgt 7,96 m.

Aus einem einteiligen Überbau besteht die „Al Mak Nimir Bridge“. Diese Brücke

wurde über die inneren Stege der zwei getrennten Höhlkästen verschoben. Der

Achsabstand der Hohlkästen beträgt 13,41 m, der der inneren Stege und somit der

Breite des Vorbauschnabels 12,01 m.

Da der Vorbauschnabel der „Al Mak Nimir Bridge“ mit einer Breite von 12,01 m

extrem vom Maximalwert der anderen Breiten, welcher 8,5 m beträgt, abweicht, wird

dieser bei der Festlegung des Breitenintervalls nicht berücksichtigt.

Da im Verhältnis zu Brücken mit einem Stahltrog die Parameter von Brücken mit

getrennten Hohlkästen gering sind, wurde auf eine Unterscheidung zwischen einem

einteiligen und zweiteiligen Überbau verzichtet.

Brückenname Breite UG [m] Breite VS [m]

Svinesundbrücke 2x11 6,5

Seidewitztalbrücke 2x1,62 7,96

Al Mak Nimir Bridge 2x1,49 12,01

Sinntalbrücke 2x1,9 4,36

Bahretalbrücke 3,2 -*

Mittelwert: 7,71


Tab. 16 Gesamtgegenüberstellung Breite des Vorbauschnabels zur Breite des Überbaus bei einem stählernen Hohlkasten



Die Auswertung zeigt, dass ein variabler VBS unabhängig eines einteiligen- oder

zweiteiligen Überbaus einen Breitenbereich von 4,5 m bis 8,5 m abdecken sollte.

Das bedeutet, dass der VBS aus konstruktiver Sicht variabel gestaltet werden muss,

damit dieser Breitenbereich ohne erhöhte Aufwände realisiert werden kann.



3.2.3.5 Vergleichsanalyse - Abhängigkeit der Höhe des Vorbauschnabels von der Schlankheit

Im Kapitel 3.2.3.2 „Vergleichsanalyse - Abhängigkeit der Verformung von der

maximalen Spannweite“ wurde festgestellt, dass der Wert der Schlankheit, der sich aus

dem Verhältnis maximaler Spannweite (l) zur Höhe des Überbaus (h), das heißt l/h

ergibt, im Bezug auf das Taktschiebeverfahren rund 20 betragen soll.

Aus diesem Verhältnis l/h = 20 kann die Höhe des Vorbauschnabels im Bereich des

Anschlusses an den Überbau für die entsprechende Spannweite festgelegt werden.

Die Gesamtgegenüberstellung zeigt, welche Höhe der verwendete Vorbauschnabel beim

Verschub der ausgewählten Brücken besaß. Weiterhin wurde die ideale Höhe aus der

maximalen Spannweite und der für das Taktschieben idealen Schlankheit ermittelt.

Brückenname Höhe

Überbau [m]

Höhe

VBS

[m]

max.

Spannweite (l)

[m]

Schlankheit

(l/h)

ideale Höhe

h = l/20

Dultenaugrabenbrücke 2,72 4,5 75,5 27,8 3,78

Svinesundbrücke 3 3,17 75 25 3,75

Seidewitztalbrücke 2,6 4,5 55 21,2 2,75

Lockwitztalbrücke 2,6 2,24 85 32,7 4,25

Thyratalbrücke 4,3 4,5 90 20,9 4,5

Dilltalbrücke Haiger 3,4 4,5 85 25 4,25

Al Mak Nimir Bridge 2 2 55 27,5 2,75

Sinntalbrücke 4,27 3,8 107 25,1 5,35

Bahretalbrücke -* -* 76 27,1 -*

Nessetalbrücke 3,3 2,5 80 24,2 4

Talbrücke Elben 3,7 3,85 80 21,6 4

Talbrücke Schwarza 3,85 3,85 85 22,1 4,25


3,43 3,43 72,8 21,2 3,64

Talbrücke Seßlestal 4,14 4,14 87,5 21,1 4,38

Talbrücke Dambach 3,9 3,92 85 21,8 4,25

Talbrücke Reichenbach 3,15 3,2 75 23,8 3,75

Steinbachtalbrücke 4,12 2,85 78 18,9 3,9

Mittelwert: 3,41 3,56 79,23 23,95 3,74


Tab. 17 Gesamtgegenüberstellung Höhe des Vorbauschnabels



Anhand der Gesamtgegenüberstellung erkennt man, dass die durchschnittliche Höhe der

verwendeten Vorbauschnäbel 3,56 m betrug. Die berechnete ideale Höhe für die

verwendeten Vorbauschnäbel beträgt 3,74 m. Weiterhin wird deutlich, dass im

Durchschnitt die Höhe des Überbaus der Höhe des Vorbauschnabels entsprach.

Am Beispiel der „Dultenaugrabenbrücke“ und „Seidewitztalbrücke“ erkennt man, dass

die vorhandene Höhe des Vorbauschnabels extrem von der Höhe des Überbaus

abweicht. Dies resultiert daraus, dass bei diesen Brücken der gleiche Vorbauschnabel

zur Anwendung kam, welcher ursprünglich für den Verschub der „Dilltalbrücke-

Haiger“ entwickelt wurde.

Hier wird der Vorteil der Flexibilität eines klappbaren Anschlusses sichtbar.

Weiterhin wird deutlich, dass im Durchschnitt die Höhe der verwendeten

Vorbauschnäbel etwa der berechneten idealen Höhe entspricht. Extreme Abweichungen

ergeben sich bei der „Seidewitztalbrücke“, der „Lockwitztalbrücke“ und der

„Sinntalbrücke“. Wie schon im Kapitel 3.2.3.3 „Vergleichsanalyse - Gewicht

Vorbauschnabel“ beschrieben, entstand der VBS der „Lockwitztalbrücke“ aus einem

Schalwagen, die Höhe des Fachwerks wurde nicht geändert.

Für die „Sinntalbrücke“ wurde eine ideale Höhe von 5,35 m berechnet. Da der Vorbau-

schnabel, wie schon im Kapitel 3.2.1.2 „ Erläuterung des Vorbauschnabelsystems -

Variante 2“ beschrieben, über eine Adapterplatte an den Steg des Hohlkastens ange-

schlossen wurde, konnte dieser nicht höher ausgeführt werden, da die Höhe des

inliegenden Stegs des Hohlkastens minimal 3,91 m betrug.

Betrachtet man den Parameter „Höhe“ aus statischer Sicht, so ergibt sich, dass je

niedriger die Höhe eines Vorbauschnabels ausgeführt wird, desto höher werden die

auftretenden Schnittkräfte infolge der Aufspaltung der Momente am ersten Takt.

Die Gesamtgegenüberstellung lässt erkennen, dass die Höhe des Vorbauschnabels im

Bereich des Anschlusses von der maximalen Spannweite und der für das Taktschieben

idealen Schlankheit von 20, abhängig ist.

Deshalb sollte bei der Entwicklung eines Vorbauschnabels aus der maximalen

Spannweite unter Beachtung der Schlankheit von 20, die Höhe des Vorbauschnabels im

Bereich des Anschlusses festgelegt werden. Jedoch muss dies unter Beachtung des

gewählten Anschlusses und der damit verbundenen Möglichkeit des Anschlusses vom

VBS an den Überbau erfolgen.



3.2.3.6 Auswertung der Form des Längsträgers Anhand der Betrachtung verschiedener Vorbauschnabelsysteme erkennt man, dass es

vier verschiedene Formen der Längsträger gibt. Die Wahl der Form des Längsträgers

erfolgt auch in Abhängigkeit von der Wahl des Anschlusses am Überbau.

Im folgenden sollen die vier Formen der Längsträger verglichen und deren Vor- und

Nachteile aus geometrischer, statischer und montagetechnischer Sicht betrachtet

werden.

Der Anhang D enthält eine Tabelle, in welcher die wesentlichen Punkte erläutert sind.

Die dreieckig ausgebildeten Längsträger können mit einem geraden oder gebogenen

Untergurt ausgeführt werden.

Die Form ist dabei dem während der Ruhephasen und dem während des Verschubs am

Kragarm auftretenden Schnittkraftverlauf angepasst, dies führt im Vergleich zu den

rechteckig ausgeführten Längsträgern zu Eigengewichtseinsparungen (siehe Anhang A,

Abb. A8 Phase 1). Die im Kapitel 3.2.3.3 ausgeführte „Vergleichsanalyse - Gewicht

Vorbauschnabel“ bestätigt dies.

Somit ergibt sich gegenüber den rechteckig ausgeführten Längsträgern ein

wirtschaftlicher Vorteil.

Bei einem dreieckig und rechteckig ausgeführten Längsträger mit geradem Untergurt,

ist die Höhe des Verformungsausgleichs von der Wahl des Anschlusses abhängig.

Dieser kann keilförmig oder klappbar erfolgen.

Der Verformungsausgleich bei einem dreieckig und rechteckig ausgebildeten

Längsträger mit gebogenem Untergurt erfolgt über den Untergurt und ist wie schon

erwähnt vom gewählten Radius abhängig. Der Anschluss dieses Längsträgers erfolgt

starr in der Tangente des Überbaus liegend.

Die Vor- und Nachteile der jeweiligen Anschlussart werden im folgenden Kapitel näher

beschrieben.

Ein variabler Vorbauschnabel soll eine Anpassung der Länge bei unterschiedlichen

Randbedingungen, das heißt veränderlichen Spannweiten und der daraus folgenden

veränderlichen Verformung ermöglichen.

Das Ziel der Arbeit besteht darin, einen Vorbauschnabel für maximale Spannweiten

zwischen 60 m und 100 m zu entwickeln.



Aus der im Kapitel 3.2.3.1 geführten „Vergleichsanalyse – Abhängigkeit der Länge des

Vorbauschnabels von der maximalen Spannweite des Überbaus“ geht hervor, dass die

Länge des Vorbauschnabels 37% der maximalen Spannweite betragen soll. Daraus

ergibt sich ein Längenbereich des Vorbauschnabels von:

- bei maximal 60 m Spannweite: lVBS = 0,37 x 60 = 22,2 m ~ 25 m

- bei maximal 100 m Spannweite: lVBS = 0,37 x 100 = 37 m ~ 40 m

Ein Kürzen oder Verlängern der dreieckigen Längsträger mit geradem Untergurt kann

an der Spitze oder am Anschlußbereich des Vorbauschnabels vollzogen werden.

Dabei muss beachtet werden, dass eine Kürzung im Anschlussbereich eine Veränderung

der ursprünglichen Höhe bewirkt, welche die Fertigung einer neuen

Anschlusskonstruktion zum Beispiel einer Adapterplatte oder eines Rahmen erfordert.

Soll die Höhe der Anschlusskonstruktion konstant bleiben, so ist ein Verlängern und vor

allem Kürzen nur an der Vorbauschnabelspitze möglich.

Daran erkennt man wieder, dass die Form des Längsträgers vom gewählten Anschluss

abhängig ist.

Ein rechteckig ausgebildeter Vorbauschnabel mit geradem Untergurt kann im

Anschlussbereich sowie an der Vorbauschnabelspitze gekürzt oder verlängert werden,

da dessen Höhe über die gesamte Länge konstant ist.

Abb. 32 Längenanpassung eines dreieckigen Längsträgers mit geradem Untergurt



Infolge des geraden Untergurts vom Längsträger kann der Verschub nicht konstant

erfolgen, da der Knick, der im Bereich des Anschlusses durch die erforderliche

Anstellung des Vorbauschnabels entsteht, durch die in Kapitel 3.2.1.1 und Kapitel

3.2.1.2 beschriebenen Montageabläufe der einzelne Vorbauschnabelsysteme, beseitigt

werden muss.

Weiterhin ermöglicht der gerade Untergurt des Vorbauschnabels eine konstante

Lastverteilung auf den Verschubwippen mit den darauf befindlichen Elastomerkissen

und PTFE-Platten.

Abb. 33 Lasteinleitung mit einem geraden Untergurt des Längsträgers

Eine Längenanpassung bei den Vorbauschnäbeln mit gebogenen Untergurt ist nur

begrenzt möglich. Ein Kürzen kann an der Vorbauschnabelspitze erfolgen. Jedoch muss

dabei beachtet werden, dass die Höhe des Verformungsausgleichs durch die

abnehmende Länge des Vorbauschnabels sinkt.

Ein Kürzen im Anschlussbereich bewirkt neben der abnehmenden Höhe des

Verformungsausgleichs, eine Änderung der Anschlusskonstruktion, da sich die Höhe

des Vorbauschnabels ebenfalls verringert.

Im Gegensatz zu den geraden Untergurten erfolgt der Verschub eines Vorbauschnabels

mit gebogenem Untergurt konstant. Dies ist jedoch nur möglich, solange auf

Zusatzfunktionen an der Vorbauschnabelspitze, zum Beispiel das Spitzenhubsystem

oder die Aufkletterfunktion durch zusätzliche Antennenträger, verzichtet werden kann.

VBS

PTFE- Platten

Elastomerkissen Verschubwippe

P [kN/m]



Abb. 34 Längenanpassung eines dreieckigen Längsträgers mit gebogenem Untergurt

Der Radius des Untergurts muss auch unter Beachtung der Verschublagerlänge gewählt

werden. Ein zu niedriger Radius ermöglicht keine konstante Lastverteilung auf den

Verschubwippen und kann zur Überbeanspruchung einzelner PTFE-Platten führen.

Abb. 35 Lasteinleitung mit einem gebogenen Untergurt des Längsträgers

VBS

PTFE- Platten

Elastomerkissen Verschubwippe

P [kN/m]



3.2.3.7 Auswertung der Anschlussarten

Bei der Untersuchung verschiedener Vorbauschnabelsysteme wurde festgestellt, dass

der Anschluss von Vorbauschnäbeln in drei verschiedenen Varianten ausgeführt werden

kann.

Dabei erkennt man deutlich, dass die Wahl des Anschlusses auch von der Form des

Längsträgers abhängig ist.

Im Folgenden sollen die drei Anschlussarten verglichen und deren Vor - und Nachteile

aus geometrischer und montagetechnischer Sicht betrachtet werden. Der Anhang D

enthält eine Tabelle als Zusammenfassung, außerdem befindet sich im Anhang B die

Zeichnung 004, die die Anschlussarten darstellt.

Der klappbare Anschluss eines Vorbauschnabels am Überbau ermöglicht einen

variablen Verformungsausgleich. Dadurch besitzt dieser Anschluss und der damit

ausgeführte Vorbauschnabel eine hohe Variabilität bei veränderlichen

Randbedingungen.

An dem im ersten Schuss vom ersten Takt montierten Rahmen, können die Längsträger

des Vorbauschnabels montageerleichternd durch die Bolzenverbindung im Untergurt

und die Stirnplattenverbindung im Obergurt montiert werden.

Damit eine einfache Montage gewährleistet werden kann, sollte der Rahmen möglichst

vollständig in die Werkstattfertigung integriert werden und konstruktiv durch

entsprechende Schraubverbindungen ausgelegt werden.

Hinzu kommt, dass der Anschluss infolge des Rahmens unabhängig von der Höhe des

Überbaus ist, wodurch dieser bei unterschiedlichen Querschnittsformen des Überbaus

wiederverwendet werden kann und eine Höhenanpassung des Vorbauschnabels nicht

notwendig ist.

Der Ablauf, der beim Klappen des Vorbauschnabels stattfindet, wurde im Kapitel

3.2.1.1 „Erläuterung des Vorbauschnabelsystems - Variante 1“ näher beschrieben.

Anhand des Ablaufs erkennt man, dass der Verschub durch den ständigen Ein- und

Ausbau der Zwischenstücke und der damit verbundenen Anpassung des Winkels vom

Vorbauschnabels, gestoppt werden muss, sodass kein konstanter Verschub stattfinden

kann.

Hinzu kommt, dass der Anschlussbereich zur Aktivierung und Deaktivierung sowie

zum Ein- und Ausbau der Zwischenstücke zugänglich sein muss. Dies sorgt beim



Verschub eines Hohlkastenquerschnitts für einen erhöhten Rüstungsaufwand, da wie

beim Verschub der „Seidewitztalbrücke“ geschehen, der Laufsteg zum

Anschlussbereich auf dem Obergurt des Hohlkastenquerschnitts über eine gewisse

Länge angeordnet wurde.

Die zum Klappen des Vorbauschnabels verwendeten Hydraulikpressen stellen einen

Risikofaktor dar, da im Havariefall und dem damit verbundenen Ausfall der

Hydraulikpressen, der Vorbauschnabel funktionsuntüchtig und der Verschub bis zum

Austausch der entsprechenden Pressen gestoppt werden muss.

Abb. 36 Anschluss nach Vorbauschnabelssystem - Variante 1 (siehe Anhang B - Zeichnung 004)

Wie bei dem klappbaren Anschluss, ist die Höhe des Verformungsausgleichs bei einem

keilförmigen Anschluss des Vorbauschnabels am Überbau, unabhängig von der Länge

des Vorbauschnabels. Das bereits schon in der Werkstatt an den ersten Schuss des

ersten Takts angeschweißte Adapterstück ermöglicht eine einfache Montage des

Vorbauschnabels durch die vorhandene Stirnplattenverbindung. Allerdings erfordert das

Lochbild der Stirnplatte vom Adapterstück und vom Vorbauschnabel eine sehr genaue

Fertigung, damit die Schraubenverbindungen Normgerecht ausgeführt werden können

und Nacharbeiten während der Montage vermieden werden.

Ohne Verwendung des meist an der Vorbauschnabelspitze vorhandenen

Spitzhubsystems, wird ein konstanter Verschub bis zum Erreichen des Knicks am

Übergang von Vorbauschnabel zum Überbau erreicht.

Der Ablauf, welcher bei der Verwendung des Spitzenhubsystems stattfindet, wurde im

Kapitel 3.2.1.2 „Erläuterung des Vorbauschnabelsystems - Variante 2“ näher

beschrieben. Weiterhin wurde in diesem Kapitel auch die für den weiteren Verschub

erforderlichen Maßnahmen zum Überwinden des Knicks erläutert.

Rahmen

Überbau

Lasteinleitungsträger



Dabei stellt man fest, dass der Überbau durch den Einsatz von Hydraulikpressen

angehoben werden muss. Durch diesen Vorgang, der mit dem Ein- und Ausbau des

Keils verbunden ist, wird ausreichend Platz auf den Pfeilern benötigt.

Weiterhin ermöglicht der keilförmige Anschluss keinen variablen

Verformungsausgleich während des Verschubs infolge des festen Anstellwinkels,

welcher über das Adapterstück realisiert wird.

Somit können auftretende Temperaturlastfälle oder Rechenungenauigkeiten den Ablauf

des Verschubs stören, da die theoretisch berechnete Verformung sich erhöht hat und die

Vorbauschnabelspitze nicht auf die Verschubwippe auflaufen kann.

Die Höhe des Adapterstücks ist von der Höhe des Überbaus abhängig. Der Verschub

von unterschiedlichen Überbauquerschnitten erfordert so die Neuanfertigung des

Adapterstücks. Weiterhin wird eine Neuanfertigung notwendig, sobald sich der

erforderliche Anstellwinkel des Vorbauschnabels ändert.

Abb. 37 Anschluss nach Vorbauschnabelssystem - Variante 2 (vgl. Anhang B- Zeichnung 004)

Wie bei dem klappbaren Anschluss, stellen die für das Anheben des Überbaus und zur

Benutzung des Spitzenhubssystems verwendeten Pressen einen Risikofaktor dar, der

den Ablauf des Verschubvorgangs stören kann. Durch eine Hilfskonstruktion muss das

Anheben des Vorbauschnabels samt Überbau beim Ausfall der Hubpressen realisiert

werden, damit diese ausgetauscht werden können. Dieser Vorgang erfordert ebenfalls

Platz auf den Pfeilern.

Weiterhin muss beachtet werden, dass die vorhandenen Verschubwippen für eine

exzentrische Lasteinleitung, die aus dem Ausfahren des Hubzylinders vom

Spitzenhubsystem erfolgt, statisch ausgelegt sind.

Überbau

Adapterplatte



Abb. 38 Spitzenhubsystem vor dem Anheben des Überbaus

Betrachtet man den Verschubvorgang eines Überbaus mit einem starr in der Tangente

des Überbaus angeschlossenen Vorbauschnabel, der ohne den Einsatz der Aufkletter-

funktion stattfindet, so stellt man fest dass dieser konstant verläuft.

Die gebogene Form des Untergurts vom Längsträger ermöglicht einen ebenen Übergang

zwischen Überbau und Vorbauschnabel. Hinzu kommt, dass auf den Einsatz von

Hydraulik verzichtet werden kann, solange der Verschub ohne die Aufkletterfunktion

stattfindet. Im Vergleich zu dem klappbaren- und kleiförmigen Anschluss erfolgt der

Verschub schneller, da auf den Ein- und Ausbau der Zwischenstücke oder das Heben

des Überbaus verzichtet werden kann.

Die Höhe des Verformungsausgleichs ist vom Radius des Längsträgers und somit von

dessen Länge abhängig. Eine Kürzung des Längsträgers führt zur Reduzierung der

Höhe vom Verformungsausgleich.

Wie beim keilförmigen Anschluss können auftretende Temperaturlastfälle oder

Rechenungenauigkeiten den Ablauf des Verschubs stören, da die theoretisch berechnete

Verformung sich erhöht hat und die Vorbauschnabelspitze nicht auf die Verschubwippe

auflaufen kann.

VBS



Abb. 39 Anschluss nach Vorbauschnabelssystem - Variante 3 (vgl. Anhang B - Zeichnung 004)

Um die Variabilität bei veränderlichen Randbedingungen zu erhöhen, werden an der

Vorbauschnabelspitze Antennenträger montiert. Diese ermöglichen ein Aufklettern des

Vorbauschnabels. Der Ablauf, welcher während des Aufkletterns stattfindet, wurde im

Kapitel 3.2.1.3 „Erläuterung des Vorbauschnabelsystems - Variante 3“ näher

beschrieben.

Anhand der Abbildung 40 erkennt man, dass die Spitze des Längsträgers nicht

vollständig auf der Verschubwippe aufliegt. Somit existiert eine Kante, sofern diese

nicht abgerundet wurde, wodurch es zu einem Abscheren der PTFE-Platte kommen

kann.

Abb. 40 Vorbauschnabelsspitze auf der Verschubwippe nach dem Aufklettern (vgl. Anhang B- Zeichnung 004)

Der Aufklettervorgang benötigt ausreichend Platz auf den Pfeilern und findet wie

beschrieben, unter dem Einsatz von Hydraulikpressen und den zum Aufklettern

benötigten Stapelträgern statt.

Nach dem Verschub über den Pfeiler muss das gesamte Equipment zum nächsten

Pfeiler gebracht werden.

Kante

Überbau VBS

Adapterplatten



Wie beschrieben, befindet sich am Untergurt des Längsträgers beim Verschub mit

einem klappbaren Anschluss eine Markierung, die den Lastangriffspunkt bestimmt und

das abklappen des Vorbauschnabels erfordert.

Findet der Verschub mit einem Vorbauschnabel statt, der keilförmig oder starr in der

Tangente des Überbaus angeschlossen ist, so existieren während des Verschubs

unterschiedliche Lastangriffspunkte am Untergurt des Längsträgers, solange die

Zusatzfunktionen an der Vorbauschnabelspitze nicht benutzt werden. Dies resultiert aus

den unterschiedlichen Verformungen bei unterschiedlichen Spannweiten. Der

Angriffspunkt des Vorbauschnabels resultiert aus der Erstellung der Verschubstatik.

Daraus ergibt sich weiterhin die während des Verschubs existierende Länge des

auskragenden Überbaus, an welcher die auftretenden Schnittkräfte im Bereich des

Pfeilers ermittelt werden.

Findet der Verschub über die maximale Spannweite statt, so befindet sich der

Angriffspunkt am Untergurt des Längsträgers im Bereich der Vorbauschnabelspitze.

Aus dieser Position ergeben sich die zur Bemessung des Überbaus, Unterbaus und

Vorbauschnabels maßgebenden Schnittkräfte. Hinzu kommt, dass die vorhandenen

Auflagerkräfte zur Bemessung der Verschubwippen mit den darauf befindlichen

Elastormerkissen und PTFE-Platten verwendet werden.

Wie bereits erwähnt, können Rechenungenauigkeiten oder Temperaturverformungen zu

einer Verschiebung des Angriffspunkts in Richtung des Überbaus und somit zu einer

Längenerhöhung des auskragenden Überbaus führen.

Dies führt zu einer Erhöhung der berechneten Schnittkräfte und somit zu einer

Abweichung zu den ursprünglich berechneten Schnittkräften.

Am Beispiel der in Anhang A durchgeführten Berechnung des Verschubs der

„Dultenaugrabenbrücke“ soll der Anstieg der Schnittkräfte durch einen veränderten

Lastangriffspunkt gezeigt werden.

Die Abbildung 41 zeigt die in der ersten Phase vorhandenen Schnittkräfte am Überbau

und Unterbau. Der sich über dem Pfeiler befindliche Stützenschuss muss für ein

Moment von rund -66752 kNm ausgelegt werden. Die Verschublager müssen eine

Querkraft von rund 5140 kN abtragen können. Das Anschlussmoment am VBS beträgt

-5683 kNm.



Abb. 41 Schnittkräfte bei einem theoretisch berechneten Lastangriffspunkt

Die Abbildung 42 zeigt den Anstieg der Schnittkräfte sobald sich der Lastangriffspunkt

am Untergurt des Vorbauschnabels um 1 m verschiebt. Es ist ein Anstieg des Moments

auf rund -69100 kNm und der Auflagerkraft auf 5233 kN zuerkennen.

Abb. 42 Schnittkräfte bei einem vorhandenen Lastangriffspunkt

Während des Verschubs werden die Horizontalkräfte, die aus dem Angriff von Wind

oder dem Verschub resultieren, über Seitenführungslager in den Unterbau abgeleitet.

Bei einem klappbaren Anschluss kann die Seitenführung von der Vorbauschnabelspitze

an durch den definierten Lastangriffspunkt erfolgen.

Wird ein Überbau mit einem keilförmig oder starr in der Tangente des Überbaus

liegenden angeschlossenen Vorbauschnabel verschoben, so ergeben sich

unterschiedliche Punkte ab dem die Horizontalkräfte abgetragen werden können.

Grundsätzlich sollte die Abtragung der Horizontalkräfte erfolgen, sobald der

Vorbauschnabel aufläuft und Vertikalkräfte erzeugt.

-66752kNm

5140kN

-5683kNm

-69100kNm

5233kN

-5683kNm

Entwicklung eines Vorbauschnabels 71


4 Entwicklung eines Vorbauschnabels

4.1 Vorstellung des Vorbauschnabels

Unter Beachtung der Zielstellung der vorliegenden Arbeit, wurde ein Vorbauschnabel

für maximale Spannweiten zwischen 60 m bis 100 m entwickelt.

Dabei konnte auf die im Kapitel 3.0 geführten Variantenuntersuchung verschiedener

Vorbauschnabelsysteme zurückgegriffen werden.

Infolge der hohen Anforderung an die Variabilität und der damit verbundenen

Wiederverwendbarkeit des Vorbauschnabels bei verschiedenen Projekten, hat sich der

Verfasser der Arbeit für die Entwicklung eines Vorbauschnabels nach dem

Vorbauschnabelsystems- Variante 1 entschieden.

Bei der Festlegung der Form des Längsträgers, der Abmessung und der Ausbildung des

Anschlusses vom VBS wurden folgende Faktoren berücksichtigt:

- der erforderliche Spannweitenbereich

- die zu erwartende Verformung an der Vorbauschnabelspitze

- der ideale Wert der Schlankheit für das Taktschieben von stählernen Überbauten

von 20

- das Eigengewicht und die damit verbundenen Möglichkeiten zur Reduzierung

- der erforderliche Breitenbereich

- die Höhe des Vorbauschnabels

- die Verwendung bei unterschiedlichen Überbauquerschnitten

- der Transport des Vorbauschnabels

Die Länge eines Vorbauschnabels soll rund 37% der maximalen Spannweite betragen.

Dadurch ergeben sich für den erforderlichen Spannweitenbereich folgende Längen:

- für 60 m Spannweite: Länge des Vorbauschnabels von 60 x 0,37 = 22,2 m�

minimal 25 m

- für 100 m Spannweite: Länge des Vorbauschnabels von 100 x 0,37 = 37,0 m�

maximal 40 m

Um Spannweiten zwischen 60 m bis 100 m zu ermöglichen, kann der VBS in einzelne

Segmente zerlegt werden. Durch Stirnplattenverbindungen, welche rund alle 5 m – von



der Vorbauschnabelspitze aus gemessen- im Untergurt und Obergurt des Längsträgers

vorhanden sind, können diese einzelnen Segmente miteinander verbunden werden. Die

Diagonalen sind durch Laschenstöße miteinander verbunden.

Weiterhin wurde der Längsträger- 13,5 m vom Anschlussbereich aus gemessen-

ebenfalls getrennt. Somit können Schwerlasttransporte mit Überlänge vermieden

werden.

Abb. 43 Längenanpassung des Vorbauschnabels

Der VBS muss Verformungen an der Vorbauschnabelsspitze von 0,9 m bis 2,7 m

ausgleichen können. Hinzu kommt, dass der VBS bei unterschiedlichen

Überbauquerschnitten verwendet werden soll. Dies bekräftigt die Entscheidung, den

VBS nach dem Vorbauschnabelsystem - Variante 1 zu entwickeln. Der

Anschlussrahmen und der damit verbundene klappbare Anschluss können die gestellten

Anforderungen am variabelsten erfüllen.

Ein weiterer Faktor, den es zu beachten gilt, ist die Reduzierung des Eigengewichts des

Vorbauschnabels. Infolge dessen besitzt der Längsträger eine dreieckige Form und ist

somit an dem Schnittkraftverlauf angepasst.

Die vorangegangenen Untersuchen haben gezeigt, dass die vollwandig ausgeführten

Längsträger im Vergleich zu den fachwerkartig ausgeführten Längsträgern geringfügig

leichter sind.

Dennoch entschied, sich der Verfasser der Arbeit für die Entwicklung eines

fachwerkartig ausgeführten Längsträgers. Betrachtet man Vorbauschnäbel, die

vollwandig ausgeführte Längsträger besitzen, so erkennt man, dass die Längsträger zur

Aussteifung des Stegbleches neben Querrippen auch zahlreiche Längsrippen besitzen.

Der Aufwand für Schneid- und Schweißarbeiten entspricht etwa dem eines

Fachwerklängsträgers. Hinzu kommt, dass bei Maßnahmen zur Verstärkung des

Längsträgers, welche infolge von höheren Einwirkungen nötig werden können, ein



fachwerkartig ausgeführter Längsträger zum Beispiel durch den Austausch der Füllstäbe

besser angepasst werden kann.

Abb. 44 Ausschnitt aus der isometrischen Darstellung eines Vorbauschnabels zum Verschub der "Sinntalbrücke"- MAX BÖGL Stahl- und Anlagenbau GmbH & Co. KG- [16]

Ein variabler Vorbauschnabel muss einem Breitenbereich von 4,5 m bis 8,5 m gerecht

werden, um bei verschiedenen Überbauten verwendet werden zu können.

Der entwickelte VBS wurde mit einer Breite von 6,5 m berechnet. Somit liegen die aus

der Aufspaltung des Anschlussmoments, das aus dem Angriff der Horizontalenkräfte

entsteht, resultierenden Normalkräfte im mittleren Bereich. Weiterhin können die

Versatzmomente, welche bei einer Breitenanpassung im Anschlussbereich der

Verbandsstäbe entstehen, gering gehalten werden.

Darüber hinaus wurden die Drückstäbe in der Horizontalverbandsebene mit einer

mittleren Knicklänge berechnet, um entsprechende Reserven zu schaffen.

Da der VBS für Spannweiten zwischen 60 m und 100 m verwendet werden soll,

ergeben sich unterschiedliche Höhen der Überbauten und somit des Vorbauschnabels.

Mit dem idealen Wert der Schlankheit für das Taktschieben von rund 20, ergeben sich

folgende ideale Höhen:

- für 60 m Spannweite: h = l/20 = 60 m/20 = 3 m

- für 100 m Spannweite: h = l/20 = 100 m/20 = 5 m.

Auch für die Höhe wurde der mittlere Bereich von 4 m in Betracht gezogen.



Ausgehend von den vorgegebenen und einzuhaltenden Parametern erfolgt die

Berechnung des Vorbauschnabels an folgendem System:

Abb. 45 Längsscheibe des Vorbauschnabels

Abb. 46 Horizontalscheibe des Vorbauschnabels

Abb. 47 Querscheibe des Vorbauschnabels



Bei der Festlegung der Anordnung der Füllstäbe, der Wahl der Profile sowie der

Berechnung, muss zwischen zwei Zuständen unterschieden werden - dem

Verschubzustand und der Ruhephase.

Während der Ruhephase existieren im Obergurt Zugkräfte und im Untergurt

Druckkräfte. Im Verschubzustand tritt genau das Gegenteil auf.

Bei der Festlegung des Untergurtprofils muss beachtet werden, in welcher Höhe die

Seitenführung erfolgt. In der Regel greift die Kraft am Untergurt des Profils an. Somit

wirkt die Horizontalkraft nicht im Schubmittelpunkt des Profils. Dadurch entsteht ein

Torsionsmoment.

Durch die Wahl eines geschlossenen Profils kann die Abtragung des Torsionsmoments

erfolgen. Unter Beachtung der notwendigen Stirnplattenstöße im Längsträger sowie der

zahlreichen Anschlüsse der Füllstäbe und Horizontalverbände, entschied sich der

Verfasser der Arbeit gegen ein geschlossenes Profil und für ein Doppel-T Profil.

Um die Torsion bei den auf Torsionsbeanspruchung empfindlichen offenen Doppel-T

Profilen abzutragen oder deren Entstehung zu verhindern, wurden folgende

Möglichkeiten vom Verfasser der Arbeit betrachtet:

a) die Anordnung von Schotten über die gesamte Länge des Längsträgers zur

Bildung eines geschlossenen Kastens

b) die Anordnung des Horizontalverbands in der Untergurtebene.

Abb. 48 Untergurtvariante a

H Am

Mt

e



Abb. 49 Untergurtvariante b

Der Verfasser der Arbeit entschied sich für die Variante b. Betrachtet man Variante a,

so stellt man fest, dass die Zugänglichkeit zum Stegbereich des Profils nur noch

einseitig möglich ist. Dadurch ergeben sich Einschränkungen bei der Ausbildung der

Anschlüsse von Horizontalverbänden. Hinzu kommt, dass durch die zusätzlichen

Schotte und zusätzlichen Schweißarbeiten das Eigengewicht des Vorbauschnabels

zunimmt.

Durch die Anordnung des Horizontalverbands in der Untergurtebene wird der Untergurt

seitlich gehalten und eine Verdrehung verhindert. Die Horizontalkraft wird im

Anschlussbereich des Horizontalverbands direkt in den Verbandspfosten eingeleitet.

Zwischen den Pfosten entsteht ein Biegemoment, welches vom Untergurt aufgenommen

werden muss.

Anhand der Abbildung 49 erkennt man, dass der Pfosten des Horizontalverbands nicht

in der Höhe Unterkante Untergurt endet. Dies resultiert daher, dass die Horizontalkraft

in der Schwereachse des Horizontalpfostens weitergeleitet werden muss, damit kein

Versatzmoment entsteht. Als Alternative zum vorhandenen Hohlkastenprofil könnte

man ein T-Profil verwenden. Daraus ergibt sich ein ebener Übergang zwischen

Unterkante Untergurt und der Unterkante Horizontalpfosten. Jedoch muss beachtet

werden, dass ein T-Profil im Vergleich zu einem Hohlkastenprofil viel

stabilitätsgefährdeter ist. Hinzu kommt, dass je größer das T-Profil in seinen

Abmessungen gewählt wird, desto weiter wandert der Schwerpunkt des T-Profils in

Richtung des Stegs, wodurch es wieder zur Entstehung eines Versatzmoments kommen

kann.

Der Verfasser der Arbeit sieht in dem Höhenunterschied keinen Nachteil. Verschiebt

man einen stählernen Trog, so erfolgt die Seitenführung außen. In der Regel gilt dies

H



auch beim Verschub eines stählernen Hohlkastens. Findet eine innere Seitenführung

statt, so ermöglicht dies einen leichteren Ein- und Ausbau der Verschublager, jedoch

kann dies nur beim Verschub eines stählernen Hohlkastens erfolgen. Weiterhin muss

beachtet werden, dass vorhandene Querträger keinen kontinuierlichen Verschub

ermöglichen.

Die Verschublager der Firma „Plauen Stahl Technologie GmbH“ verfügen über eine

äußere Seitenführung. Somit kann der Höhenunterschied zwischen der Unterkante

Untergurt und der Unterkante Horizontalpfosten bestehen bleiben.

Der Obergurt kann liegend oder stehend angeordnet werden. Durch die liegende

Anordnung des Obergurts sind die Stabilitätsnachweise im Vergleich zur stehenden

Anordnung geringer ausgelastet. Jedoch ermöglicht die stehende Anordnung des

Obergurts weniger arbeitsintensive Anschlüsse der Füllstäbe in der Fachwerkebene.

Weiterhin kann die Gabellagerung, die zum Nachweis des Obergurts auf

Biegedrillknicken vorhanden sein muss, durch die Anordnung von Rippen besser

realisiert werden. Hinzu kommt, dass durch den Vollanschluss des Pfostens an dem

Gurt von einer Halterung des Gurtes mit der entsprechenden Steifigkeit gesprochen

werden kann.

Abb. 50 Gabellagerung des Obergurts

Untersuchungen zur Anordnung der Diagonalen haben gezeigt, dass diese wie in

Abbildung 45 zu sehen ist, am wirtschaftlichsten angeordnet sind.

Während des Verschubzustands existieren in den Diagonalen Zugkräfte und während

des Ruhezustands Druckkräfte. Eine gedrehte Anordnung der Diagonalen bewirkt die

Entstehung von Druckkräften in den Diagonalen, die im Vergleich zu den während der

Ruhephase auftretenden Druckkräften viel höher sind, dadurch wird im maßgebenden

Stabilitätsnachweis ein stärkeres Profil benötigt.



Neben der Untersuchung zur Anordnung der Diagonalen wurde auch eine Untersuchung

zur Ausbildung des Horizontalverbands geführt.

Unter Beachtung der Breitenanpassung im Zusammenhang mit der Wirtschaftlichkeit

wurde die Ausbildung eines X-Verbands, K-Verbands und N-Verbands untersucht.

Durch die Ausbildung eines X-Verbands existieren in den Diagonalen Zugkräfte, und

der Pfosten wird über die gesamte VBS-Breite auf Druck beansprucht. Weiterhin

entspricht der Aufwand bei einer Breitenanpassung dem bei der Anpassung eines K-

Verbands.

Gegen die Ausbildung eines K-Verbands spricht die Entstehung von Druckkräften in

den Diagonalen bei einer maximalen Knicklänge. Neben den Diagonalen ist auch der

Pfosten zur Hälfte auf Druck beansprucht.

Die Ausbildung des N-Verbands bietet den Vorteil, dass bei einer Breitenanpassung der

geringste Änderungsaufwand entsteht. Jedoch muss auch hier beachtet werden, dass die

Diagonale auf Druck, bei einer maximalen Knicklänge, beansprucht wird. Der Pfosten

ist bei der Ausbildung eines N-Verbands auf Zug beansprucht.

Aufgrund der Zugkräfte in den Diagonalen und der Druckkräfte im Pfosten hat sich der

Verfasser der Arbeit für einen X-Verband entschieden. (siehe Abb. 46).

Infolge der geringen Höhen im Bereich der Vorbauschnabelspitze wurde die

Querscheibe des Vorbauschnabels mithilfe eines K-Verbands ausgesteift. (siehe Abb.

47).

Unter Beachtung der Zwischenbiegung infolge der Horizontalkraft im Untergurt, der

Knicklängen des Obergurts und Untergurts sowie der erforderlichen Längenanpassung

wurde der Abstand der Pfosten mit 2,5 m nach vorhergehenden Untersuchungen

gewählt.

Um die Breitenanpassung und somit den Austausch der Profile zu erleichtern, wurden

diese mit entsprechenden Laschen- und Stirnplattenverbindungen versehen.

Der Anschluss an die Knotenbleche erfolgt unter zu Hilfenahme von

Bolzenverbindungen.

Somit muss bei einer Breitenanpassung das Lochbild des vorhandenen Knotenblechs

nicht verändert werden. Die Lochbilder der Knotenbleche wurden für eine mittlere

Breite von 6,5 m festgelegt. Infolge einer Breitenanpassung ändern sich die Winkel der



Diagonalen, wodurch im Knotenblech Außermittigkeiten entstehen. Diese müssen bei

der Auslegung der Knotenbleche berücksichtigt werden.

Der klappbare Anschluss ermöglicht bei veränderlichen Randbedingungen den

variabelsten Verformungsausgleich. Der Rahmen wird konstruktiv so gestalltet, dass die

Stütze des Rahmens schon in der Werkstatt an den ersten Schuss geschweißt werden

kann. Somit können zusätzliche Schweißarbeiten während der Montage unter

erschwerten Bedingungen vermieden werden. Weiterhin wird der K-Verband über

entsprechende Bolzenverbindungen am Riegel des Rahmens befestigt.

Der Lasteinleitungsträger soll die aus dem Obergurt entstehenden Schnittkräfte in den

Überbau ableiten. Wie bereits erwähnt besitzen die Überbauten unterschiedliche Höhen.

Damit der Lasteinleitungsträger mehrfach verwendet werden kann und somit auch bei

unterschiedlichen Winkeln zum Einsatz kommen kann, wird dieser ebenfalls über eine

Bolzenverbindung am Kopfpunkt des Rahmes befestigt.

Abb. 51 Anschlussrahmen des entwickelten Vorbauschnabels

Stütze

Bolzen

Stirnplattenverbindungen Lasteinleitungsträger

Bolzen



4.2 Lastannahmen

• Allgemeines, Querkräfte und Horizontalkräfte

In Absprache mit „Plauen Stahl Technologie GmbH“ können zur Berechnung des

entworfenen VBS die Querkräfte, welche beim Verschub der „Sinntalbrücke“ bei der

Überfahrt über die maximale Spannweite von 107 m auftreten verwendet werden.

Der VBS, der zum Einsatz während des Verschubs kommt, besitzt eine Länge von

40 m, eine Breite von 4,366 m und eine Höhe im Anschlussbereich von 3,8 m.

Weiterhin wurde er als Vollwandlängsträger nach dem Vorbauschnabelssystem -

Variante 2 ausgebildet und besitzt ein Gewicht von 1,74 to/m.

Die folgenden Lasten wurden der Verschubstatik zum Verschub der „Sinntalbrücke“

entnommen. Die maßgebenden Lasten existieren beim Überbau-Ost und gelten für das

Auffahren des Vorbauschnabels auf die Achse 50, für den Lastfall W2T1.

Dieser Lastfall besteht aus:

- Wind aus Richtung Ost auf Hauptträger 2 bei +15 K

- Wind wurde für eine Höhe von h ≤ 50 m gebildet

Weiterhin enthalten die angenommenen Lasten das Eigengewicht vom VBS von

1,74 to/m welches über dem ermittelten durchschnittlichen Eigengewicht von 1,41 to/m

(vgl. Kapitel 3.2.3.3 „Vergleichsanalyse - Gewicht Vorbauschnabel“) liegt.

Entsprechend des DIN FB 101,wurde die während des Verschubs wirkende Windlast

mit dem Faktor von 0,55 multipliziert und somit reduziert. Weiterhin sind

Werkstattüberhöhungen, Montage- und Schneelasten enthalten ([35], S.123).



Für Achse 50 unter dem Lastfall LF W2T1 enthielt die Verschubstatik folgendes

Diagramm:

Abb. 52 Querkraftverlauf des Pfeilers der Achse 50 während des Verschubs der "Sinntalbrücke" [16]

Zur Bemessung des eigenen Vorbauschnabels werden die Lasten von der Länge x=0 m

bis x=40 m verwendet.

Somit ergeben sich für den Überbau-Ost folgende Querkräfte am Vorbauschnabel. Die

Horizontalkraft wurde für die entsprechende Stelle der Statik entnommen.

Länge x [m] Querkraft Vd

[kN] Horizontalkraft

Hd [kN]

0 (VBS-Spitze) 258 251

1 287 256

5 415 276

9 560 295

13 720 313

17 892 330

21 1076 347

25 1273 363

29 1479 381

33 1692 400

37 1900 423

41 (VBS-Anschluss) 1935 452

Tab. 18 Quer- und Horizontalkräfte der Achse 50 während des Verschubs der "Sinntalbrücke"



Da der eigene VBS aus einem Fachwerklängsträger besteht, wurde die Querkraft aller

2,5 m zur Beachtung der Zwischenbiegung im Untergurt ermittelt. Die entsprechen

Kräfte wurden linear interpoliert. Die Quer- und Horizontalkräfte wurden entsprechend

der Verschublagerlänge der vorhandenen Verschublager von „Plauen Stahl Technologie

GmbH“ in eine Flächenlast umgerechnet.

Dabei ergeben sich folgende Quer- und Horizontalkräfte am Untergurt des

Vorbauschnabels:

Länge X [m] Querkraft

Vd [kN] Horizontalkraft

Hd [kN] Vd mit

Verschublager l= 2,7m [kN/m]

Hd mit Verschublager l= 1,0m [kN/m]

0 (VBS-Spitze) 0 0 0 0

2,5 361 264 134 264

3,75 412 270 153 270

6,25 514 282 190 282

8,75 616 294 228 294

11,25 719 307 266 307

13,75 821 319 304 319

16,25 923 331 342 331

18,75 1025 343 380 343

21,25 1128 356 418 356

23,75 1230 368 456 368

26,25 1332 380 493 380

28,75 1434 392 531 392

31,25 1537 405 569 405

33,75 1639 417 607 417

36,25 1741 429 645 429

38,75 (VBS-Anschluss) 1843 441 683 441

Tab. 19 Quer- und Horizontalkräfte des entwickelten Vorbauschnabels



Daraus ergeben sich folgende Diagramme:

Abb. 53 Querkraftverlauf am Untergurt des entwickelten Vorbauschnabels

Abb. 54 Horizontalkraftverlauf am Untergurt des entwickelten Vorbauschnabels

Bei der Berechnung eines Vorbauschnabels muss man zwischen zwei Zuständen

unterscheiden, dem Verschubzustand und der Ruhephase.

Die während des Verschubs wirkenden Windkräfte sind in den am

Vorbauschnabeluntergurt wirkenden Horizontalkräften bereits berücksichtigt. Jedoch

muss unter Beachtung die vorhanden Querkräfte die entstehende Reibkraft ermittelt

werden. Für den Zustand der Ruhephase, das heißt der Phase, in der die einzelnen

Schüsse an das Ende des Taktes geschweißt werden, muss eine erneute

Windlastannahme geführt werden.

0

500

1000

1500

2000

2500

0 2,5 5 7,5 10 12,5 15 17,5 20 22,5 25 27,5 30 32,5 35 37,5 40 42,5

Qu

erk

raft

[k

N]

Abstand zur VBS-Spitze [m]

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

500

0 2,5 5 7,5 10 12,5 15 17,5 20 22,5 25 27,5 30 32,5 35 37,5 40 42,5

Ho

rizo

nta

lkra

ft [

kN

]




• Reibung

Für den Verschub wird ein Reibungskoeffizient, auf der sicheren Seite liegend von 4%

angenommen.

Somit ergeben sich für die vorhandenen Querkräfte folgende Horizontalkräfte:

Länge X [m] Querkraft Vd [kN]

Reibkraft HRd [kN] (μμμμ=4%)

0 (VBS-Spitze) 0 0

2,5 361 14,44

3,75 412 16,48

6,25 514 20,56

8,75 616 24,64

11,25 719 28,76

13,75 821 32,84

16,25 923 36,92

18,75 1025 41,00

21,25 1128 45,12

23,75 1230 49,20

26,25 1332 53,28

28,75 1434 57,36

31,25 1537 61,48

33,75 1639 65,56

36,25 1741 69,64

38,75 (VBS-Anschluss) 1843 73,73

Tab. 20 Reibungskräfte am entwickleten Vorbauschnabel

Abb. 55 Reibkraftverlauf am Untergurt des entwickelten Vorbauschnabels

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

0 2,5 5 7,5 10 12,5 15 17,5 20 22,5 25 27,5 30 32,5 35 37,5 40 42,5

Re

ibk

raft

[k

N]




• Windlastannahme

Die Ermittlung der während der Ruhephase auftretenden Windlast erfolgt nach DIN FB

101: 2009-3 . Die dabei angegebenen Einwirkungen aus Wind auf Brücken wurden auf

der Basis der DIN 1055-4 ermittelt (vgl. [35], S. 119).

Überschläglich erfolgt die Ermittlung der Windlast für eine Bezugshöhe

20 m< ze < 50 m.

Weiterhin wird die Windzone 2 mit Binnenland angenommen.

Das Verhältnis von b/d wird maßgebend für den Anschlussbereich des Vorbauschnabels

wie folgt ermittelt:

Abb. 56 b/d - Verhältnis des entwickelten Vorbauschnabels

�

��6500

4000� 1,62

Anhand der Tab. N.1: „Windeinwirkungen W in kN/m² auf Brücken für Windzone 1

und 2 (Binnenland)“ (vgl. [35], S. 121) wurde folgender Wert für Windeinwirkungen

ohne Verkehr und ohne Lärmschutzwand:

für 20 m < ze < 50 m wird wie folgt interpoliert

� � 2,45 �2,45 � 1,35

0,5 � 4� �0,5 � 1,62� � 2,10

��

��



Weiterhin wird der Völligkeitsgrad ψ des Fachwerklängsträgers ermittelt.

Dabei wird folgendes festgelegt:

- an der Vorbauschnabelspitze beträgt der Wert ψSpitze = 1,0

- am Vorbauschnabelanschluss wird der Wert für einen 1m Streifen wie folgt

berechnet:

ψ� !"#$%!! �A

Ac�1,23

4,0� 0,30

�Ac = h * b = 4,0 * 1,0 = 4,0 m² �A = (hOg + hUg + hDiagonale) * b = (0,45 + 0,6 + 0,18) * 1,0 = 1,23 m²

Somit ergibt sich folgender Verlauf des Völligkeitsgrads über die Vorbauschnabellänge:

Abb. 57 Verlauf des Völligkeitsgrads am entwickelten Vorbauschnabel

Somit ergibt sich folgender Mittelwert für die Höhe in Abhängigkeit vom Völligkeitsgrad:

H = h * ψ

H1 = 4000 * 0,30 = 1200 mm H2 = 3567 * 0,41 = 1462,4 mm H3 = 3134 * 0,51 = 1598,3 mm H4 = 2703 * 0,62 = 1675,9 mm H5 = 2269 * 0,73 = 1656,4 mm H6 = 1836 * 0,84 = 1542,2 mm H7 = 1464 * 0,95 = 1390,8 mm H8 = 1000 * 1,00 = 1000,0 mm

Der daraus folgende Mittelwert beträgt 1440,8 mm.

0,3

1,0

1,0

10000

5000

15000

20000

25000

30000

325000

40000

h= 3567

0,41

0,51

0,62

0,73

0,84

0,95

h= 3134

h= 2703 h= 1000

h= 1464

h= 1836

h= 2269

h= 4000



Daraus folgt eine Windlast pro Längsträger von:

W= 2,10 kN/m² * 1,4408m = 3,02 kN/m Diese wird auf den Untergurt und Obergurt überschläglich mit jeweils W/2 = 1,51 kN/m

angesetzt.

Der Bauzustand „Ruhephase“ existiert länger als einen Tag, wo durch die ermittelte

Windeinwirkung nicht abgemindert werden darf (vgl. [35], S. 123).

Da die Berechnung des Vorbauschnabels überschläglich erfolgt, wird auf die

Berücksichtung von Verschattungseffekten der Fachwerklängsträger verzichtet.

Abb. 58 Lastfall „ Wind “ am entwickelten Vorbauschnabel während des Ruhezustands

• Lastfälle/ Lastfallkombinationen Um genau feststellen zu können, aus welcher Einwirkung welche Schnittkräfte

resultieren, wurde für die jeweilig einwirkende Querkraft und Horizontalkraft ein

Lastfall gebildet. Das gleiche gilt für das Eigengewicht und den Wind.

Aus den jeweiligen Lastfällen wurde die entsprechende Lastfallkombination gebildet.

Beachtet werden muss, dass man anhand der Tabelle 19 erkennt, dass die aus der

Verschubstatik entnommenen Querkräfte und Horizontalkräfte für den Verschubzustand

Bemessungslasten sind und nicht mit Sicherheitsfaktoren beaufschlagt werden müssen.



Stellung X (Abstand zur VBS-Spitze) LK

Ruhephase LK1 aus 1,35x Eigengewicht und 1,5 x Wind 2,5 LK2 aus 1,0 Querkraft + 1,0 Horizontalkraft + 1,0

Reibkraft 3,75 LK3 6,25 LK4 8,75 LK5

11,25 LK6 13,75 LK7 16,25 LK8 18,75 LK9 21,25 LK10 23,75 LK11 26,25 LK12 28,75 LK13 31,25 LK14 32,5 LK15

33,75 LK16 35 LK17

36,25 LK18 37,5 LK19

38,75 LK20

Tab. 21 Lastfallkombination für die jeweilige Verschubstellung am entwickelten Vorbauschnabel

Exemplarisch werden die Lastfälle für die Stellung x= 2,5 m dargestellt.

Abb. 59 Quer- und Reibkraft für die Stellung x= 2,5 m am entwickelten Vorbauschnabel



Abb. 60 Horizontalkraft für die Stellung x= 2,5 m am entwickelten Vorbauschnabel



4.3 Statische Berechnung

Die Ermittlung der Schnittgrößen und Verformungen für den Vorbauschnabel erfolgte

mit dem Programm R-Stab in der Version 5.12.058 von der Firma Dlubal.

Dabei wurden die während der Überfahrt über die maximale Spannweite auftretenden

Lastfälle gebildet und als Lastkombination miteinander verbunden.

Die hier vorliegende statische Berechnung ist nicht als Ausführungsstatik zu verstehen.

Vielmehr soll damit überprüft werden, ob die aus den vorangegangenen

Untersuchungen ermittelten Werte statisch und praktisch sinnvoll umsetzbar sind.

Um eine umfassende statische Berechnung für den VBS zu erhalten, müssen noch eine

Reihe von Einzelnachweisen geführt werden, welche aufgrund der sekundären

Wichtigkeit nicht geführt werden.

Somit können die ermittelten Schnittgrößen und die daraus folgenden

Profilabmessungen als überschlägliche Richtwerte betrachtet werden. Das gleiche gilt

für das Gewicht des Vorbauschnabels.

Die Nachweisführung erfolgt nach dem Verfahren elastisch- elastisch. Nach DIN

18800-1 Element 728, müsste untersucht werden, ob die Nachweise nach Theorie I.

Ordnung geführt werden dürfen. Der Verfasser der Arbeit verzichtet auf die

Untersuchung und nimmt an, „dass der Zuwachs der maßgebenden Schnittgrößen

infolge der nach Theorie I.Ordnung ermittelten Verformungen nicht größer als 10% ist“

([32], S.45].

Um die Nachweise übersichtlicher zu gestalten, werden die im Nachfolgenden

genannten Werte nicht mehr explizit erläutert:

• Grenznormal- und Grenzschubspannung im Grundwerkstoff

σR,d = fy,k / γM = 36,0 /1,1 = 32,72 kN/cm² für S355, t ≤ 40mm

σR,d = fy,k / γM = 33,5 /1,1 = 30,45 kN/cm² für S355, t > 40mm

τR,d = fy,k / γM * √3 = 36/ 1,1 * √3 = 18,9 kN/cm² für S355



• Grenzspannung in der Schweißverbindung

σW,R,d = αw * fy,k / γM = 0,8 * 36,0 /1,1 = 26,18 kN/cm² für S355, t ≤ 40mm

σW,R,d = αw * fy,k / γM = 0,8 * 33,5 /1,1 = 24,36 kN/cm² für S355, t > 40mm



4.3.1 Nachweis des Untergurts

Infolge der einwirkenden Kräfte, vor allem der Horizontalkräfte, zeigten

Voruntersuchungen, dass der Untergurt nicht mit einem genormten Walzprofil

ausgeführt werden kann.

Deshalb entschied sich der Verfasser der Arbeit für die Wahl eines Schweißprofils, im

folgenden mit SP600/300/35/18 bezeichnet, aus S355 J2 mit folgenden Abmessungen:

Abb. 61 Untergurt Schweißprofil mit Spannungspunkten

Querschnittswerte:

A = 375,4 cm² Iy = 246075,0 cm4

Iz = 37359,0 cm4

Iz,Ug = 18666,7 cm4

Wy = 8202,5 cm³ Wz = 1867,9 cm³ Wz,Ug = 933,3 cm³ Sy = 4587,0 cm³ Sz = 699,8 cm³ Iw = 2,97*107 cm6

IT = 1190,1 cm4 Mpl,y,d = 3001,7 kNm

Mpl,z,d = 929,9 kNm Npl,d = 12283,0 kN Wply = 9174,1 cm³ Wplz = 2842,9 cm³

fy,k = 36,0 kN/cm²

1 2

4 3



Schnittkräfte:

Abb. 62 Stabnummerierung des Untergurts

Bei den einwirkenden Schnittkräften muss zwischen dem Ruhezustand und dem

Verschubzustand unterschieden werden. Somit folgt:

Ruhezustand:

� maßgebend ist LK1 mit Stab 224

N = -2271 kN

My = -41,1 kNm

Mz = -61,3 kNm

Qy = 34,4 kN

Qz = 44,41 kN

Verschubzustand:

� für den Verschubzustand sind zwei Lastkombinationen maßgebend:

LK 16 in Stellung X= 33,7m mit Stab 201

N = +149,0 kN

My = -736,9 kNm

Mz = +208,1 kNm

Qy = -1,7 kN

Qz = -10,6 kN



LK 19 in Stellung X= 37,5m mit Stab 1

N = +1131,0 kN

My = -335,8 kNm

Mz = +5,8 kNm

Qy = -29,3 kN

Qz = -1678,9 kN

Spannungsnachweise:

Maßgebend sind die Spannungsnachweise aus dem Verschubzustand. Dabei nimmt der

Verfasser der Arbeit an, dass die Horizontalkraft und das daraus resultierende Moment

Mz nur vom Untergurt des Schweißprofils aufgenommen wird. Da das Profil

zweiachsig belastet wird, werden die Spannung für die äußeren Punkte des Obergurts

und Untergurts berechnet.

Für LK 16 gilt:

σ1 = N / A + My / Iy * z

= 149/ 375,4 + (- 736,9 * 100)/ 246075,1 * -30 = 9,37 kN/cm² < σR,d

σ2 = N / A + My / Iy * z

= 149/ 375,4 + (- 736,9 * 100)/ 246075,1 * -30 = 9,37 kN/cm² < σR,d

σ3 = N / A + My / Iy * z - Mz / Iz,ug * y

= 149/ 375,4 + (- 736,9 * 100)/ 246075,1 * +30 – (208,1 * 100)/18666,7 * 20

= 30,88 kN/cm² < σR,d


= 149/ 375,4 + (- 736,9 * 100)/ 246075,1 * +30 – (208,1 * 100)/18666,7 * -20

= +13,71 kN/cm² < σR,d

τSteg = Vz * Sy / Iy * tSteg = 10,6 * 4587,0 / 246075,1 * 1,8 = 0,10 < τR,d

τUg = 1,5 * Vy/ bUg * tUg = 1,5 * 1,7 / 40 * 3,5 = 0,018 < τR,d



Der Vergleichsspannungsnachweis kann infolge der sehr geringen Schubspannungen

entfallen.

Für LK 19 gilt:

σ1 = N / A + My / Iy * z

= 1131/ 375,4 + (- 335,8 * 100)/ 246075,1 * -30 = 7,09 kN/cm² < σR,d

σ2 = N / A + My / Iy * z

= 1131/ 375,4 + (- 335,8 * 100)/ 246075,1 * -30 = 7,09 kN/cm² < σR,d


= 1131/ 375,4 + (- 335,8 * 100)/ 246075,1 * +30 – (5,86 * 100)/18666,7 * 20

= -1,5 kN/cm² < σR,d


= 1131/ 375,4 + (- 335,8 * 100)/ 246075,1 * +30 – (5,86 * 100)/18666,7 * -20

= -0,68 kN/cm² < σR,d

τSteg = Vz * Sy / Iy * tSteg = 1678,9 * 4587,0 / 246075,1 * 1,8 = 17,38 < τR,d

τUg = 1,5 * Vy/ bUg * tUg = 1,5 * 29,29 / 40 * 3,5 = 0,31 < τR,d

Nachweis

σv = √σ² + 3* τSteg ² + 3* τUg ² = √7,09² + 3* 17,38 ² + 3* 0,31 ² = 30,93kN/cm² < σR,d

Da die Schnittkräfte aus dem Ruhezustand im Vergleich zu den Schnittkräften aus dem

Verschubzustand geringer sind, wird dieser Nachweis nicht dokumentiert. Hinzu

kommt, dass das Biegemoment Mz vom gesamten Querschnitt aufgenommen wird, da

es aus dem Lastfall Wind resultiert.



Stabilitätsnachweise:

Für das Schweißprofil wurde das b/t- Verhältnis der Gurte und des Steges für die drei

maßgebenden Lastkombinationen untersucht. Dieses ist bei allen Lastkombinationen

eingehalten, wodurch das volle Mittwirken der Querschnittsteile unter Druckspannung

gewährleistet ist. Weiterhin kann der Nachweis ausreichender Beulsicherheit nach DIN

18800-3 entfallen.

o Biegeknicknachweis unter zweiachsiger Biegung (Nachweis nach

Methode 1)

Folgender Schnittkraftverlauf existiert am Stab:

Abb. 63 Schnittkraftverlauf am maßgebenden Untergurtstab

Durch die Anordnung der Pfosten sowie der Horizontalverbände aller 2,5m, ist das

Schweißprofil gehalten.

sk = β * l = 1,0 * 2,5 = 2,5m

Npl = Npld * 1,1 = 12283,0 * 1,1 = 13511,0 kN

-2271 kN

-40,12 kNm

+49,33 kNm

-61,27 kNm

2500



Nkiy = ( π² * E * Iy) / (sk)² = (π² * 21000 * 246075) / (250)² = 816030,73 kN

λy = √ (Npl / Nki,y) = √ (13511/ 816030,73 ) = 0,128 <0,2 � κy = 1,0

Nkiz = ( π² * E * Iz) / (sk)² = (π² * 21000 * 37359) / (250)² = 123889,0 kN

λz = √ (Npl / Nki,z) = √ (13511/ 123889 ) = 0,33 � t<40mm � Ksl C � κz = 0,935

αply = Wply / Wy = 9174,1 / 8202,5 = 1,12

αplz = Wplz / Wz = 2842,9 / 1867,9 = 1,52

βMy: ψ = 0 � βMψ = 1,8

βMQ = 1,3 (Moment aus Streckenlast)

MQ = 53,25 kNm (maximale Moment nur aus Querlast aus LF2 Wind)

∆M = max M + min M = 49,33 + 40,12 = 89,45 kNm

� βMy = βMψ + (MQ/ ∆M) * ( βMQ - βMψ)

= 1,8 + (53,25/ 89,45) * ( 1,3 – 1,8) = 1,509

βMz: ψ = 0 � βMψ = 1,8

βMQ = 1,3 (Moment aus Streckenlast)

MQ = 0,01 kNm (maximale Moment nur aus Querlast aus LF2 Wind)

∆M = max M = 61,3 kNm

� βMz = βMψ + (MQ/ ∆M) * ( βMQ - βMψ)

= 1,8 + (0,01/ 61,3) * ( 1,3 – 1,8) = ~1,8

ay = λy *( 2* βMy -4) + (αply -1) = 0,128 *( 2* 1,509 -4) + (1,12 -1) = -0,00510 < 0,8

ky = 1 – N / (κy * Npl,d) * ay = 1 – 2271 / (1,0 * 12283) * -0,00510 = ~1,0

az = λz *( 2* βMz -4) + (αplz -1) = 0,33 *( 2* 1,8 -4) + (1,52 -1) = 0,388 < 0,8

kz = 1 – N / (κz * Npl,d) * az = 1 – 2271 / (0,935 * 12283) * 0,388 = 0,923

Nachweis:

(N / (κ * Npl,d)) + (My/ Mplyd )* ky + (Mz/ Mplzd )* kz ≤ 1,0

(2271 / 0,935 * 12283)) + (41,04/ 3001,7 )* 1 + (79,95/ 929,9 )* 0,923

= 0,291 ≤ 1,0

Bem.: κ = min(κy; κz)



o Biegedrillknicknachweis unter zweiachsiger Biegung

Mki,y = ζ * (( π² * E * Iz) / (sk)²) * (√(c² + 0,25 * zp²) + 0,5 *zp))

� c² = (Iw + 0,039 * l² * IT)/ Iz = (2,9*107 + 0,039 * 250² * 1190,15)/ 37359

= 872,63

� ζ = 1,77-0,77*ψ � ψ = 0 � ζ = 1,77, auf der sicheren Seite liegende mit 2,0

angenommen

� zp = -30

Mki,y = 2,0 * (( π² * 21000 * 37359) / ( 250)²)* (√(872,63 + 0,25 * -30²) + 0,5 *-30))

= 4492215 kNcm = 44922,15 kNm

Mpl,y = Mpl,y,d * 1,1 = 3001,7* 1,1= 3301,87 kNm

λm = √ (Mpl,y / Mki,y) = √ (3301,88/ 44922,15 ) = 0,27 <0,4 � κm = 1,0

ky = 1- ((N / (κz * Npl,d)) * ay ≤ 1,0

� ay = 0,15 * λz * βm,y – 0,15 ≤ 0,9

� βm,y = 1,509 ( siehe Biegeknicknachweis, S. 97)

� λz = 0,33 (siehe Biegeknicknachweise, S. 97)

= 0,15 * 0,33 * 1,509 – 0,15

= -0,075 ≤ 0,9

= 1- ((2271 / (0,93 * 12283)) * -0,075

= 1,0148 > 1,0 � ky = 1,0

kz = 0,923 (siehe Biegeknicknachweise, S. 97)

Nachweis:

(N / (κz * Npl,d)) + (My/ Mplyd * km) * ky + (Mz/ Mplzd )* kz ≤ 1,0

(2271 / 0,935 * 12283)) + (41,04/ 3001,7 * 1,0 )* 1 + (79,95/ 929,9 )* 0,923

= 0,291 ≤ 1,0



Nachweis der konzentrierten Lasteinleitung:

Der Nachweis erfolgt nach DIN 18800-1 Element 744. Die Verschublager der Firma

„Plauen Stahl Technologie“ bestehen aus 16 PTFE-Platten (140x140x15) mit einer

Gesamtlänge von 2240 mm. Die Gesamtlänge der Verschublager beträgt 2700 mm,

jedoch existiert zwischen den PTFE- Platten ein Abstand von 3x 145,5 mm und 12x

18,2 mm.

Auf der sicheren Seite liegend wird die Gesamtlänge mit 2240 mm angesetzt.

Abb. 64 Konzentrierte Lasteinleitung [32]

l= c + 5 * (t + a) = 224,0 + 5 * (3,5 + 1,8) = 244,0cm

� r= a = 1,8 cm da DHV-Naht

FR,d = σR,d * l * s = 32,72 * 224,0 * 1,8 = 14370 kN

Fd = 1843 kN (aus Lastkombination 20, als Einzelkraft umgerechnet)

Nachweis:

Fd / FR,d < 1,0

1843 / 14370 = 0,13 < 1,0

Zusätzlich muss der Nachweis der Stegschlankheit geführt werden.

hSteg/s ≤ 60

= (60-3,5-3,5) / 1,8 = 29,44 < 60 � kein Beulsicherheitsnachweis für den Steg

notwendig.



Nachweis der Schweißnaht zwischen Gurt und Steg

gewählt: - am Obergurt Doppelkehlnaht a = 6mm

- am Untergurt Doppel-HV-Naht

mit Q = 1678,9 kN aus LK 19

Abb. 65 Schweißnahtabmessung des Untergurts

S1-1 = b * t * (h/2 – t/2) = 40 * 3,5 * (60/-3,5/2) = 3955 cm³

τII = (Q* S1-1) / (Iy *a) = (1678,9 * 3955) / (246075 * 1,8) = 14,99 kN/cm²

infolge der konzentrierten Lasteinleitung folgt:

σ┴ = Q /( c+5*(t+a) * s) = 1678,9 / (224,0 + 5 * (3,5 + 1,8) * 1,8) = 6,18 kN/cm² σw,v = √ σ┴² + τII² = √ 6,18² + 14,99² = 16,22 kN/ cm² Nachweis:

σw,v/ σw,Rd ≤ 1,0

16,22/ 26,18 = 0,78 ≤ 1,0

Nahtdickenbegrenzung für die Doppelkehlnaht:

2mm ≤ a ≤ 0,7 * min t

2mm ≤ 6mm ≤ 0,7 * 18mm = 12,6mm

1 1



a ≥ √(max t) – 0,5

6mm ≥ √(35mm) – 0,5 = 5,4mm



4.3.2 Nachweis des Obergurts

Gewählt wurde ein HEB 450 nach DIN 1025-2 aus S355J2 .

Abb. 66 Obergurtprofil des entwickelten Vorbauschnabels

Querschnittswerte:

A = 218,0 cm² Iy = 79890,0 cm4

Iz = 11720,0 cm4

Wy = 3550,0 cm³ Wz = 781,0 cm³ Sy = 1990,0 cm³ Sz = 292,0 cm³ Iw = 5,25*106 cm6

IT = 440,0 cm4 Mpl,y,d = 1324,5 kNm

Mpl,z,d = 391,7 kNm Npl,d = 7132,9 kN Wply = 3980,0 cm³ Wplz = 1197,0 cm³

fy,k = 36,0 kN/cm²



Schnittkräfte:

Abb. 67 Stabnummerierung des Obergurtprofils

Ruhezustand:


N = 1733,8 kN

My = -44,7 kNm

Mz = -6,2 kNm

Qy = 4,9 kN

Qz = 20,7 kN

Verschubzustand:

�maßgebend ist LK 8 in Stellung X= 16,25m mit Stab 16

N = -5500,0 kN

My = +126,2 kNm

Qz = +50,2 kN

Spannungsnachweise:

Die vorhandenen Schnittkräfte aus dem Verschubzustand sind im Vergleich zum

Ruhezustand geringer, weshalb der Spannungsnachweis für den Ruhezustand nicht

dokumentiert wird.



σ┴ = N / A + My / Wy = 5500 / 218 + 126,2*100 / 3550 = 28,78 kN/cm²

τSteg = (Qz* Sy) / (Iy *s) = (50,2 * 1990) / (79890 * 1,8) = 0,70 kN/cm²

σw,v = √ σ┴² + τII² = √ 28,78² + 0,70² = 28,78 kN/ cm²

Nachweis:


28,78/ 32,72 = 0,88 ≤ 1,0


o Biegeknicknachweis


-5500kN

-5500kN

+126,2

+50,27kN

2510

Abb. 68 Schnittkraftverlauf am maßgebenden Obergurtstab

+126,2 kNm



Durch die Anordnung der Pfosten sowie der Horizontalverbände aller 2,51m, ist das

Schweißprofil gehalten.

sk = β * l = 1,0 * 2,51 = 2,51m

Npl = Npld * 1,1 = 7132,9 * 1,1 = 7846,2 kN

Nkiy = ( π² * E * Iy) / (sk)² = (π² * 21000 * 79890) / (251)² = 262823 kN

λy = √ (Npl / Nki,y) = √ (7846,2/ 262823 ) = 0,17 <0,2 � κy = 1,0

∆n = (N / (κy * Npl,d)) * (1- (N / (κy * Npl,d)) ) * λy ² * κy² ≤ 0,1

= (5500 / (1,0 * 7846,2)) * (1- (5500 / (1,0 * 7846,2))))* 0,17 ² * 1,0²

= 0,005 ≤ 0,1

βmy: ψ = M1 / M2 = 0/1049,12 = 0 -> βmψ = 0,66 + 0,44* ψ = 0,66+0,44*0 = 0,66

ηKi,d = Nkid/Nd = (262823/1,1) / 5500 = 43,44

1-(1/ ηKi,d) = 1-(1/43,44) = 0,976

� 0,44< βmψ = 0,66 < 0,976 � βmy ~ 1,0

Nachweis:

(N / (κy * Npl,d)) + (βmy * My/ Mplyd) + ∆n ≤ 1,0

(5500 / (1,0 * 7132,9)) + (1,0 * 126,2/1324,5 ) + 0,005 ≤ 1,0

= 0,865 ≤ 1,0

o Biegedrillknicknachweis

sk = β * l = 1,0 * 2,51 = 2,51m

Npl = Npld * 1,1 = 7132,9 * 1,1 = 7846,2 kN

Nki,z = ( π² * E * Iz) / (sk)² = (π² * 21000 * 37359,0) / (251)² = 38556,6 kN

λz = √ (Npl / Nki,z) = √ (7846,2/ 38556,6 ) = 0,45

h/b = 45/30 = 1,5 > 1,2 ; t< 40mm � KSL b

� κz = 0,905




� c² = (Iw + 0,039 * l² * IT)/ Iz = (5,25*106 + 0,039 * 251² * 440)/ 11720

= 542,43

� ζ = 1,77-0,77*ψ � ψ = 0 � ζ = 1,77

� zp = -22,5

Mki,y = 1,77 * (( π² * 21000 * 11720) / ( 251)²)* (√(542,43 + 0,25 * -22,5²)+ 0,5 *-22,5))

= 997395,78 kNcm = 9973,95 kNm

Mpl,y = Mpl,y,d * 1,1 = 1324,5* 1,1= 1456,95 kNm

λm = √ (Mpl,y / Mki,y) = √ (1456,95/ 9973,95 ) = 0,38 <0,4 � κm = 1,0

ky = 1- ((N / (κz * Npl,d)) * ay ≤ 1,0

� ay = 0,15 * λz * βm,y – 0,15 ≤ 0,9

� βm,y = 1,8 da ψ = 0

� λz = 0,45

= 0,15 * 0,45 * 1,8 – 0,15

= -0,029 ≤ 0,9

= 1- ((5500 / (0,905 * 7132,9)) * -0,029

= 1,024 > 1,0 � ky = 1,0

Nachweis: (N / (κz * Npl,d)) + (M / (κm * Mpl,d ) * ky ≤ 1,0

(5500 / (0,905 * 7132)) + (126,19 / (1,0 * 1324,5 ) * 1,0 = 0,95 ≤ 1,0



4.3.3 Nachweis der Füllstäbe des Längsträgers

Abb. 69 Stabnummerierung der Füllstäbe

Pfosten:

a) Gewählt wurde ein QRO 180x10 nach DIN EN 10210-2 aus S355J2 (gilt für die

Stäbe 83 bis 94).

Abb. 70 Pfostenprofil des Längsträgers

Querschnittswerte:

A = 66,9 cm² I = 3193,0 cm4

W = 355,0 cm³ Npl,d = 2139,8 kN fy,k = 36,0 kN/cm²

Schnittkräfte:

Ruhezustand:


N = +257,0 kN

180.01

80.0

10.0

2,y

3,z



Verschubzustand:


N = -1557,0 kN

Spannungsnachweise:



dokumentiert wird.

σ┴ = N / A = 1557 / 66,9 = 23,81 kN/cm²

Nachweis:

σ┴ / σRd ≤ 1,0

23,81/ 32,72 = 0,73 ≤ 1,0

Stabilitätsnachweis:



Abb. 71 Schnittkraftverlauf am maßgebenden Pfosten des Längsträgers

sk = β * l = 1,0 * 3,77 = 3,77m (β = 1,0 da Endpfosten)

Npl = Npld * 1,1 = 2139,8 * 1,1 = 2353,9 kN

Nki = ( π² * E * I) / (sk)² = (π² * 21000 * 3193) / (377)² = 4506,03 kN

λ = √ (Npl / Nki) = √ (2353,9/ 4506,03 ) = 0,73 �KSL a � κ = 0,84

3770

-1557kN



Nachweis: (N / (κ * Npl,d)) ≤ 1,0

(1557 / (0,84 * 2139,8))= 0,87 ≤ 1,0

b) Gewählt wurde ein HEA 300 nach DIN 1025-3 aus S355J2 (gilt für den Stab 107).

Abb. 72 Endpfostenprofil des Längsträgers im Bereich der Vorbauschnabelspitze

Querschnittswerte:

A = 113,0 cm² Iy = 18260,0 cm4

Iz = 6310,0 cm4

Wy = 1260,0 cm³ Npl,d = 3697,0 kN fy,k = 36,0 kN/cm²

Schnittkräfte:

Ruhezustand:


N = +90,0 kN

Verschubzustand:


N = -920,0 kN

300.0

29

0.0

14.0

8.5

2,y

3,z



Spannungsnachweise:



dokumentiert wird.

σ┴ = N / A = 920 / 113 = 8,14 kN/cm²

Nachweis:

σ┴ / σRd ≤ 1,0

8,14/ 32,72 = 0,25 ≤ 1,0




Abb. 73 Schnittkraftverlauf am maßgebenden Endpfosten des Längsträgers im Bereich der Vorbauschnabelspitze

� maßgebender Nachweis ist das Knicken um z-z


Npl = Npld * 1,1 = 3697,0 * 1,1 = 4066,7 kN

Nki,z = ( π² * E * Iz) / (sk)² = (π² * 21000 * 6310) / (120)² = 90821 kN

λ = √ (Npl / Nki) = √ (4066,7/ 90821 ) = 0,21

h/b = 29/30 = 0,96 < 1,2 ; t= 14mm< 80mm�KSL C � κz = 0,995

-920kN

1200



Nachweis: (N / (κz * Npl,d)) ≤ 1,0

(920 / (0,995 * 3697,0))= 0,25 ≤ 1,0

Damit der Anschluss des Obergurts am Pfosten als

Schweißstoß realisiert werden kann, wurde als Pfosten ein

HEA 300 gewählt.

Diagonale:

Gewählt wurde ein HEB 180 nach DIN 1025-2 aus S355J2.

Abb. 75 Diagonalenprofil des Längsträgers

Querschnittswerte:

A = 65,3 cm² Iy = 3830,0 cm4

Iz = 1360,0 cm4

Wy = 426,0 cm³ Npl,d = 2136,6 kN fy,k = 36,0 kN/cm²

180.0

18

0.0

14

.0

8.5

2,y

3,z

Abb. 74 Detail zum Anschluß des Obergurts am Endpfosten



Schnittkräfte:

Ruhezustand:


N = -336,6 kN

Verschubzustand:

�maßgebend ist LK 17 in Stellung X= 35m mit Stab 204

N = 1886,5 kN

Spannungsnachweise:

Die vorhandenen Schnittkräfte aus dem Ruhezustand sind im Vergleich zum

Verschubzustand geringer, weshalb der Spannungsnachweis für den Verschubzustand

nicht dokumentiert wird.

σ┴ = N / A = 1886,5 / 65,3 = 28,89 kN/cm²

Nachweis:

σ┴ / σRd ≤ 1,0

28,89/ 32,72 = 0,88 ≤ 1,0




Abb. 76 Schnittkraftverlauf der maßgebenden Diagonale des Längsträgers

-336,6kN

4415



� maßgebender Nachweis ist das Knicken um z-z

sk = β * l = 1,0 * 4,41 = 4,41m

Npl = Npld * 1,1 = 2136,6 * 1,1 = 2350,3 kN

Nki,z = ( π² * E * Iz) / (sk)² = (π² * 21000 * 1360) / (441)² = 1442,8 kN

λ = √ (Npl / Nki) = √ (2350,3/ 1442,8 ) = 1,27

h/b = 18/18 = 1,0 < 1,2 ; t= 14mm< 80mm�KSL C � κz = 0,4

Nachweis: (N / (κz * Npl,d)) ≤ 1,0

(336,6 / (0,4 * 2136,6))= 0,39 ≤ 1,0



4.3.4 Nachweis des Untergurtverbands

Abb. 77 Stabnummerierung des Untergurtverbands

Untergurtpfosten:

Gewählt wurde ein QRO 150x6 nach DIN EN 10210-2 aus S355J2.

Abb. 78 Profil des Untergurtpfosten

Querschnittswerte:

A = 34,2 cm² I = 1174,0 cm4


Schnittkräfte:

Während des Verschubvorgangs, dient der Horizontalpfosten zur Abtragung der

Horizontalkräfte. Somit sind die vorhanden Schnittkräfte in den Stäben während des

Verschubs größer als im Ruhezustand. Infolge dessen, werden die Nachweise mit den

Schnittkräften aus dem Verschubzustand dokumentiert.

150.0

150

.0

6.0

2,y

3,z



Verschubzustand:

�maßgebend ist LK 18 in Stellung X= 36,25m mit Stab 108/175

N = -427 kN

Spannungsnachweise:

σ┴ = N / A = 427 / 34,2 = 12,89 kN/cm²

Nachweis:

σ┴ / σRd ≤ 1,0

12,89/ 32,72 = 0,39 ≤ 1,0




Abb. 79 Schnittkraftverlauf am maßgebenden Untergurtpfosten

Durch den K-Verband im Endfeld, ist die Normalkraft nicht über die gesamte Stablänge

konstant. Auf der sicheren Seite liegend, wird der Stab mit der maximalen Knicklänge

von 6,5 m berechnet. Weiterhin wird auf die Berücksichtigung des Moments Mz von

0,17 kNm, welches infolge der Verbandswirkung entsteht, verzichtet.


Npl = Npld * 1,1 = 1119 * 1,1 = 1230,9 kN

Nki = ( π² * E * I) / (sk)² = (π² * 21000 * 1174) / (650)² = 575,92 kN

λ = √ (Npl / Nki) = √ (1230,9/ 575,92 ) = 1,46 �KSL a � κ = 0,395

2x3250 = 6500

-427kN

+56kN




(427 / (0,395 * 1119))= 0,97 ≤ 1,0

Diagonalen:

a) Gewählt wurde ein L100x12 nach DIN EN 10056 aus S355J2.

Abb. 80 Profil der Untergurtdiagonalen

Querschnittswerte:

A = 22,7 cm² I = 207,0 cm4


Schnittkräfte:

Wie beim Untergurtpfosten, werden auch beim Nachweis der Diagonalen, nur die

Nachweise mit den Schnittkräften aus dem Verschubzustand dokumentiert.

Verschubzustand:


N = +367,4 kN

100.0

100

.0

12.0

29.0

29

.0

2

3

y

z



Spannungsnachweise:

Da die Diagonale auf Zug beansprucht wird, muss der Nettoquerschnitt berücksichtigt

werden.

Annahme: Der Winkel wird durch 3x M24-10.9 mit der Lasche verbunden (siehe

Anhang E Zeichnung 001 Bl. 2v2).

ANetto = ABrutto – ∆A = 22,7 – 9,0 = 13,7 cm²

� ∆A = 3 * dl * t = 3* 2,5 * 1,2 = 9,0 cm²

σ┴ = N / A = 367,4 / 13,7 = 26,8 kN/cm²

σRd = fu,k / 1,25 * γm = 49 / 1,25 * 1,1 = 35,63 kN/cm²

Nachweis:

σ┴ / σRd ≤ 1,0

26,8/ 35,63 = 0,75 ≤ 1,0

b) Diagonalen im Anschlussbereich: gewählt wurde ein QRO 100x8 nach DIN EN

10210-2 aus S355J2.

Abb. 81 Profil der Untergurtdiagonalen im Anschlußbereich

Querschnittswerte:

A = 28,8 cm² I = 400,0 cm4


100.0

10

0.0

8.0

2,y

3,z



Schnittkräfte:

Wie bei den Felddiagonalen, werden auch beim Nachweis der Diagonalen des

Anschlussbereichs, nur die Nachweise mit den Schnittkräften aus dem Verschubzustand

dokumentiert.

Verschubzustand:


N = Z = D= ±313,3 kN

Spannungsnachweise:

σ┴ = N / A = 313,3 / 28,8 = 10,87 kN/cm²

Nachweis:

σ┴ / σRd ≤ 1,0

10,87/ 32,72 = 0,33≤ 1,0




Abb. 82 maßgebender Schnittkraftverlauf der Untergurtdiagonalen im Anschlußbereich


Npl = Npld * 1,1 = 942,3 * 1,1 = 1036,6 kN

Nki = ( π² * E * I) / (sk)² = (π² * 21000 * 400) / (410)² = 493,2 kN

λ = √ (Npl / Nki) = √ (1036,6/ 493,2 ) = 1,45 �KSL a � κ = 0,395

4100

-313,3kN




(313,3 / (0,395 * 942,3))= 0,84 ≤ 1,0



4.3.5 Nachweis der Querscheibe

Abb. 83 Querscheibe des entwickelten Vorbauschnabels

Obergurtpfosten:


Abb. 84 Profil des Obergurtpfostens

Querschnittswerte:

A = 12,0 cm² I = 114,0 cm4


100.0

100

.0

8.0

2,y

3,z



Schnittkräfte:

Ruhezustand:

�maßgebend ist LK 1 mit Stab 123/136

N = Z = D= ±7,75 kN

Verschubzustand:

�maßgebend ist LK 5 in Stellung X= 8,75m mit Stab 134/147

N = Z = D= ±8,75 kN

Die nachfolgenden Nachweise für den Obergurtpfosten werden mit den

Schnittkräften aus dem Verschubzustand geführt.

Spannungsnachweise:

σ┴ = N / A = 8,75/ 12,0 = 0,73 kN/cm²

Nachweis:

σ┴ / σRd ≤ 1,0

0,73/ 32,72 = 0,023≤ 1,0




Abb. 85 Schnittkraftverlauf des maßgebenden Obergurtpfostens

2x3250 = 6500

-8,75kN

+8,75kN



Wie beim Horizontalverband, ist die Normalkraft nicht über die gesamte Stablänge

konstant, infolge des K-Verbands. Auf der sicheren Seite liegend, wird der Stab mit der

maximale Knicklänge von 6,5 m berechnet. Weiterhin wird auf die Berücksichtigung

des Moments My von 0,17 kNm, welches infolge der Verbandswirkung entsteht,

verzichtet.

sk = β * l = 1,0 * 6,5 = 6,5m

Npl = Npld * 1,1 = 392,6 * 1,1 = 431,9 kN

Nki = ( π² * E * I) / (sk)² = (π² * 21000 * 114) / (650)² = 55,92 kN

λ = √ (Npl / Nki) = √ (431,9/ 55,92 ) = 2,77 �KSL a � κ = 0,12


(8,75 / (0,12 * 392,6))= 0,18 ≤ 1,0

Diagonalen: Gewählt wurde ein L80x8 nach DIN EN 10056 aus S355J2.

Abb. 86 Diagonalenprofil der Querscheibe

Querschnittswerte:

A = 12,3 cm² I = 72,2 cm4


80.0

80

.0

8.0

22.6

22

.6

2

3

y

z



Schnittkräfte:

Ruhezustand:

�maßgebend ist LK1 mit Stab 150

N= Z= D= ±13,01 kN

LStab 150 = 4,97m

Verschubzustand:


N= Z= D= ±11,67 kN

LStab 155 = 4,47m

Da die Schnittkräfte im Ruhezustand größer als die des Verschubzustands sind, erfolgt

die Bemessung mit den Schnittkräften aus dem Ruhezustand.

Spannungsnachweise:

Da die Diagonale auch auf Zug beansprucht wird, muss der Nettoquerschnitt

berücksichtigt werden.

Annahme: Der Winkel wird durch 2x M20-10.9 mit der Lasche verbunden (siehe

Anhang E Zeichnung 001 Bl. 2v2).

ANetto = ABrutto – ∆A = 12,3 – 3,36 = 8,94 cm²

� ∆A = 2 * dl * t = 2* 2,1 * 0,8 = 3,36 cm²

σ┴ = N / A = 13,01 / 8,94 = 1,45 kN/cm²

σRd = fu,k / 1,25 * γm = 49 / 1,25 * 1,1 = 35,63 kN/cm²

Nachweis:

σ┴ / σRd ≤ 1,0

1,45/ 35,63 = 0,04 ≤ 1,0






Abb. 87 Schnittkraftverlauf der maßgebenden Diagonale

sk = β * l = 1,0 * 4,97 = 4,97m

Npl = Npld * 1,1 = 402,2 * 1,1 = 442 kN

Nki = ( π² * E * I) / (sk)² = (π² * 21000 * 72,2) / (497)² = 60,58 kN

λ = √ (Npl / Nki) = √ (442/ 60,58 ) = 2,70 �KSL C � κ = 0,115


(13,01 / (0,115 * 402,2))= 0,28 ≤ 1,0

4970

-13,01kN



4.3.6 Nachweis der Stöße des Längsträgers Nachweis des Stirnplattenstoßes vom Untergurt

Abb. 88 Stirnplattenstoß des Untergurts

gewählt :

- 2x Bl. 400x615x45 - S355J2

- 16x M 30-10.9 DIN6914

- aF= 12,0mm (Doppelkehlnaht)

- aF= 30,0mm (DHY-Naht)

- aS= 7,0mm (Doppelkehlnaht)

Schnittkräfte:

Die maßgebenden Schnittkräfte wurden für die einzelnen Stöße ermittelt. Dabei zeigte

sich, dass am Stab 6 die Lastkombination 5 in Stellung X= 8,75 m maßgebend ist.

Folgende Schnittkräfte existieren:

- N = +4414 kN

- My = +269,5 kNm

- Mz = -2,4 kNm

- Qz = +2,6 kN

Bei der Untersuchung wurde weiterhin festgestellt, dass am ersten Stirnplattenstoß (im

Bereich der Vorbauschnabelspitze) die maximale Querkraft Qz = 362 kN existiert. Diese

wird zur Bemessung der Schraubenverbindung und der Stegschweißnaht verwendet.

N N

My My



Nachweis der Schraubenverbindung

Abb. 89 Aufteilung der Schnittkräfte zur Ermittlung der Schraubenkräfte

Z = N / 2 + My / h = 4414 / 2 + 269,5 / 0,565 = 2683,9 kN

D = N / 2 - My / h = 4414 / 2 - 269,5 / 0,565 = 1730,0 kN

Nachweis der Schrauben auf Zug:

Z/ nz * NRd = 2683,9 / 7,2 * 408 = 0,91 < 1,0

� nz = Anzahl der Schrauben im Zugbereich; wurde gewählt mit 8 Stück

wobei die Tragfähigkeit der äußeren Schrauben um 20% abgemindert

wird � nz = 4+ 4 * 0,8 = 7,2

� NRd = 408 kN

Nachweis der Schrauben auf Abscheren:

Vz/ nD * VRd = 362 / 8,0 * 354 = 0,13 < 1,0

� nD = Anzahl der Schrauben im Druckbereich; wurde gewählt mit 8

Stück

� VRd = 354 kN

Interaktionsnachweis

(Z/ nz * NRd)² + (Vz/ nD * VRd)² ≤ 1,0

(0,91)² + (0,13)² = 0,85 < 1,0

N

N/2 + Z

N/2 - Z

My



Nachweis der Stirnplatte:

Überschläglich wird die Stirnplatte durch die Wahl der Stirnplattendicke nachgewiesen.

dp = 1,5 * dsch = 1,5 * 30 = 45mm (bündige Stirnplatte)

Nachweis der Schweißnähte:

- aF= 12,0 mm (Doppelkehlnaht)

- aF= 30,0 mm (DHY-Naht)

- aS= 7,0 mm (Doppelkehlnaht)

Nahtdickenbegrenzung für die Kehlnähte:

2mm ≤ a= 12,0 mm ≤ 0,7 * min t = 0,7 * 35 = 24,5 mm

a= 12,0 mm ≥ √(max t) – 0,5= √(45) – 0,5 = 6,2 mm

2mm ≤ a= 7,0 mm ≤ 0,7 * min t = 0,7 * 18 = 12,6 mm

a= 7,0 mm ≥ √(max t) – 0,5= √(45) – 0,5 = 6,2 mm

Schweißnahtspannung :

σ┴UG = Z /(Σ a * l) = 2683,9 / (3,0 * 40) = 22,4 kN/cm²

σ┴OG = D /(Σ a * l) = 1730,0 / (1,2*(40+18)) = 24,85 kN/cm²

τII = Qz / Aw = 362 / (2 * 0,7 * 52) = 4,97 kN/cm²

σw,v = √ σ┴UG² + τII² = √ 24,85² + 4,97² = 25,34 kN/ cm² Nachweis:


25,34/ 26,18 = 0,96 ≤ 1,0

Zusätzlich müsste noch die Stahlgüteauswahl nach DASt-Ri 009 und die Z-Güte

Auswahl nach DASt-Ri 014 geführt werden.



Nachweis des Stirnplattenstoßes vom Obergurt

Abb. 90 Stirnplattenstoß des Obergurts

gewählt :

- 2x Bl. 300x565x 25 - S355J2

- 6x M 20-10.9 DIN6914

- aF= 6,0mm (Doppelkehlnaht)

- aS= 5,0mm (Doppelkehlnaht)

Schnittkräfte:

Die maßgebenden Schnittkräfte wurden, wie bei den Obergurtstößen für die einzelnen

Stöße ermittelt. Dabei zeigte sich, dass am Stab 21 die Lastkombination 1

(Ruhezustand) maßgebend ist. Folgende Schnittkräfte existieren:

- N = +943,4 kN

- My = -15,9 kNm

- Mz = +0,9 kNm

- Qz = +2,7 kN

Bei der Untersuchung wurde weiterhin festgestellt, dass am ersten Stirnplattenstoß (im

Bereich der Vorbauschnabelspitze) die maximale Querkraft Qz = -111,8 kN existiert,

aus der Lastkombination 2 in Stellung X= 2,5m. Diese wird zur Bemessung der

Schraubenverbindung und der Stegschweißnaht verwendet.

N

N My

My



Nachweis der Schraubenverbindung:

Abb. 91 Aufteilung der Schnittkräfte zur Ermittlung der Schraubenkräfte

Z = N / 2 + My / h = 943,4 / 2 + 15,9 / 0,424 = 509,2 kN

D = N / 2 - My / h = 943,4 / 2 - 15,9 / 0,424 = 434,2 kN

Nachweis der Schrauben auf Zug:

Z/ nz * NRd = 509,2 / 4 * 178 = 0,69 < 1,0

� nz = Anzahl der Schrauben im Zugbereich; wurde gewählt mit 4 Stück

� NRd = 178 kN

Nachweis der Schrauben auf Abscheren:

Vz/ nD * VRd = 111,8 / 2 * 157 = 0,36 < 1,0

� nD = Anzahl der Schrauben im Druckbereich; wurde gewählt mit 2

Stück

� VRd = 157 kN

Interaktionsnachweis

(Z/ nz * NRd)² + (Vz/ nD * VRd)² ≤ 1,0

(0,69)² + (0,36)² = 0,61 < 1,0

N

N/2 + Z

N/2 - Z

My



Nachweis der Stirnplatte:

Überschläglich wird die Stirnplatte durch die Wahl der Stirnplattendicke nachgewiesen.

dp = 1,5 * dsch = 1,5 * 20 = 45mm (überstehende Stirnplatte)

Nachweis der Schweißnähte:

- aF= 6,0 mm (Doppelkehlnaht)

- aS= 5,0 mm (Doppelkehlnaht)

Nahtdickenbegrenzung für die Kehlnähte:

2mm ≤ a= 6,0 mm ≤ 0,7 * min t = 0,7 * 25 = 17,5 mm

a= 6,0 mm ≥ √(max t) – 0,5= √(26) – 0,5 = 4,6 mm

2mm ≤ a= 5,0 mm ≤ 0,7 * min t = 0,7 * 14 = 9,8 mm

a= 5,0 mm ≥ √(max t) – 0,5= √(25) – 0,5 = 4,5 mm

Schweißnahtspannung :

σ┴ = Z /(Σ a * l) = 509,2 / (0,6 * 30 * 2 + 0,6 * 11,5 * 4) = 8,0 kN/cm²

τII = Qz / Aw = 111 / (2 * 0,5 * 34) = 3,26 kN/cm²

σw,v = √ σ┴² + τII² = √ 8,0² + 3,26² = 8,6 kN/ cm² Nachweis:


8,6/ 26,18 = 0,32 ≤ 1,0

Zusätzlich müsste noch die Stahlgüteauswahl nach DASt-Ri 009 und die Z-Güte

Auswahl nach DASt-Ri 014 geführt werden.



Nachweis des Laschenstoßes der Diagonalen

Abb. 92 Laschenstoß der Diagonalen des Längsträgers

gewählt :

- Steglaschen: Bl. 400x 100x 8 -S355J2

- Gurtlaschen: Bl. 300x 170x 15 -S355J2

- 22x M 22-10.9 DIN6914

Schnittkräfte:

Auch hier wurden die maßgebenden Schnittkräfte der einzelnen Stöße ermittelt. Dabei

zeigte sich, dass am Stab 46 die Lastkombination 11 in Stellung X= 23,75m maßgebend

ist. Folgende Schnittkräfte existieren:

- N = +1323,21 kN

Für die Nachweise müssen die Schnittkräfte aufgeteilt werden:

NGurt = N * AGurt/ AHEB180 = 1323,21 * 25,2/65,3 = 510,65 kN

� AGurt = bGurt * hGurt = 18 * 1,4 = 25,2cm²

� AHEB180 = 65,3 cm² (siehe S. 111)

NSteg = N * ASteg/ AHEB180 = 1323,21 * 14,11/65,3 = 285,92 kN

� ASteg = bSteg * hSteg = 0,85 * 16,6 = 14,11cm²

� AHEB180 = 65,3 cm² (siehe S. 111)

N

N



Nachweis der Gurtstöße:

Auf die Dokumentation des Nachweises der Schraubenabstände wird verzichtet.


Grenzlochleibungskraft:

Abb. 93 Ermittlung der Grenzlochleibungskräfte des Gurtstoßes

VlRd = t * dsch * αl * fyk/γm

� αl = 1,1 * e1/dL – 0,3 = 1,1 * 45/23 – 0,3 = 1,85 (mit Randabstand)

� αl = 1,08 * e/dL – 0,77 = 1,08 * 60/23 – 0,77 = 2,04 (mit Lochabstand)

für Schraube a:

VlRd = 1,5 * 2,3 * 1,85 * 36/1,1 = 208,7 kN (Lasche- Randabstand)

VlRd = 1,8 * 2,3 * 2,04 * 36/1,1 = 276,3 kN (Träger- Lochabstand)

für Schraube b:

VlRd = 1,5 * 2,3 * 2,04 * 36/1,1 = 230,3 kN (Lasche- Lochabstand)

VlRd = 1,8 * 2,3 * 1,85 * 36/1,1 = 250,6 kN (Träger- Randabstand)

Grenzabscherkraft:

für M22-10.9 gilt: VaRd = 190 kN

� Σ VRd = min ViRd * 4 = 190 * 4 = 760 kN

Nachweis:

NGurt/ Σ VRd ≤ 1,0

510,65/ 760 = 0,67 ≤ 1,0

NGurt

a b

60 45

t=15 t=18



Nachweis der Gurtlasche

ABrutto = bLasche * tLasche = 17,0 * 1,5 = 25,5 cm²

ANetto = ABrutto – (dL * tLasche * n ) = 25,5 – (2,3 * 1,5 * 2) = 18,6 cm²

ABrutto / ANetto = 25,5 / 18,6 = 1,37 > 1,2 � Lochabzug muss berücksichtigt

werden.

σGurt = NGurt / ANetto = 510,65 / 18,6 = 27,45 kN/cm²

σRd = fu,k / 1,25 * γm = 49 / 1,25 * 1,1 = 35,63 kN/cm²

Nachweis:

σGurt / σRd ≤ 1,0

27,45/ 35,63 = 0,77 ≤ 1,0

Nachweis des Stegstoßes:

Auf die Dokumentation des Nachweises der Schraubenabstände wird verzichtet.


Grenzlochleibungskraft:

Abb. 94 Ermittlung der Grenzlochleibungskräfte des Stegstoßes

VlRd = t * dsch * αl * fyk/γm

� αl = 1,1 * e1/dL – 0,3 = 1,1 * 45/23 – 0,3 = 1,85 (mit Randabstand)

� αl = 1,08 * e/dL – 0,77 = 1,08 * 55/23 – 0,77 = 1,82 (mit Lochabstand)

NSteg

a b

55 45

t=8,5

t=8,0

t=8,0

55

c



für Schraube a:

VlRd = 0,8 * 2,3 * 1,85 * 36/1,1 = 111,4 kN (Lasche- Randabstand)


für Schraube b:



für Schraube c:


VlRd = 0,85 * 2,3 * 1,85 * 36/1,1 = 116,5 kN (Träger- Randabstand)

Grenzabscherkraft:

für M22-10.9 gilt: VaRd = 190 kN

� Σ VRd = min ViRd * 3 = 109,6 * 3 = 328,8 kN

Nachweis:

NSteg/ Σ VRd ≤ 1,0

285,92/ 328,8 = 0,87 ≤ 1,0

Nachweis der Steglaschen

ABrutto = bLasche * tLasche = 10,0 * 0,8 = 8,0 * 2 = 16 cm²

ANetto = ABrutto – (dL * tLasche * n ) = 16 – (2,3 * 0,8 * 2) = 12,32 cm²

ABrutto / ANetto = 16 / 12,32 = 1,29 > 1,2 � Lochabzug muss berücksichtigt

werden.

σGurt = NSteg / ANetto = 285,92 / 12,32 = 23,21 kN/cm²

σRd = fu,k / 1,25 * γm = 49 / 1,25 * 1,1 = 35,63 kN/cm²

´



Nachweis:

σGurt / σRd ≤ 1,0

23,21/ 35,63 = 0,65 ≤ 1,0

Nachweis des Zugstabes

Durch die Laschenverbindung und die dadurch entstehende Querschnittsschwächung,

muss der Zugstab, das heißt die Diagonale erneut nachgewiesen werden.

Gewählt wurde ein HEB 180 nach DIN 1025-2 aus S355J2.

Abb. 95 Querschnittsschwächung der Diagonale

ABrutto = 65,3 cm² (siehe S.111)

ANetto = ABrutto – (Σ dL * tLasche *n) = 65,3–(4*2,3* 1,4+ 2 * 2,3 * 0,85)=50,47 cm²

ABrutto / ANetto = 65,3 / 50,47 = 1,29 > 1,2 � Lochabzug muss berücksichtigt

werden.

σ = N / ANetto = 1325 / 50,47 = 26,25 kN/cm²

σRd = fu,k / 1,25 * γm = 49 / 1,25 * 1,1 = 35,63 kN/cm² Nachweis:

σ / σRd ≤ 1,0

26,25/ 35,63 = 0,74 ≤ 1,0

180.0

18

0.0

14

.0

8.5

2,y

3,z

Ø23mm



4.3.7 Nachweis des Anschlussrahmenes

Abb. 96 Ansichten des Anschlussrahmens

gewählt:

- Stütze: SP600/300/35/18 - S355J2

- Lasteinleitungsträger: QRO 400x16 - S355J2

- Riegel: QRO 100x5 – S355J2

- Verband: QRO 100x5 – S355J2

- Bolzen: ø150 mm – 34CrNiMo6+QT (10.9)

Schnittkräfte:

Wie beim Nachweis des Längsträgers, muss auch beim Nachweis des

Anschlussrahmens zwischen den Schnittkräften aus dem Ruhe- und Verschubzustand

unterschieden werden. Für den Nachweis des Anschlussrahmens wurde folgendes

statisches Modell gebildet:

Abb. 97 statisches Modell des Anschlussrahmes im Ruhezustand

Stütze

Bolzen

Lasteinleitungsträger

NOG

QOG

QUG NUG

MU



Abb. 98 statisches Modell des Anschlussrahmes im Verschubzustand

Aus der Berechnung für den Längsträger folgen folgende Auflagerkräfte für die

einzelnen Zustände:

- am Obergurt

Länge X (Abstand zur VBS-Spitze [m])

NOG [kN] QOG [kN]

0 0 0

2,5 -3392 -290

3,75 -3744 -320

6,25 -4335 -369

8,75 -4808 -408

11,25 -5134 -434

13,75 -5385 -452

16,25 -5482 -458

18,75 -5450 -453

21,25 -5289 -436

23,75 -5000 -408

26,25 -4575 -367

28,75 -4032 -317

31,25 -3360 -254

32,5 -2976 -218

33,75 -2560 -182

35 -2113 -154

36,25 -1632 -137

37,5 -1120 -114

38,75 -576 -70

Ruhephase 1571 134

Tab. 22 Schnittkräfte am Obergurtanschluss

QUG4

NOG

NUG4

QOG



- am Untergurt

0° Anstellwinkel 4° Anstellwinkel

Länge X (Abstand zur VBS-Spitze [m])

NUG0 [kN] QUG0 [kN] NUG4 [kN] QUG4[kN]

0 0 0 0 0 2,5 4915 -76 4928 268

3,75 5250 -98 5263 270 6,25 5780 -149 5795 256 8,75 6222 -211 6238 225

11,25 6490 -284 6506 170 13,75 6672 -371 6689 96 16,25 6690 -468 6707 -1 18,75 6569 -575 6586 -116 21,25 6314 -695 6330 -254 23,75 5920 -826 5935 -413 26,25 5377 -965 5391 -590 28,75 4709 -1119 4721 -790 31,25 3903 -1284 3913 -1012 32,5 3448 -1370 3457 -1129

33,75 2960 -1458 2968 -1252 35 2438 -1536 2444 -1366

36,25 1879 -1605 1884 -1474 37,5 1288 -1670 1292 -1580

38,75 661 -1638 663 -1592

Ruhephase -1571 210

Tab. 23 Schnittkräfte am Untergurtanschluss

Betrachtet man Tabelle 23 so erkennt man, dass eine Normalkraft und Querkraft für den

Anstellwinkel von 4° berechnet wurde. Exemplarische erfolgt dies für die Schnittkräfte

für die Länge X= 2,5m.

NUG0 = 4915 kN

Q UG0 = -76 kN

Mit einem Winkel von 4° folgt:

N UG4 = N UG0 / cos 4 = 4915 / cos 4 = 4927 kN

Q UG4 = N UG0 * tan4 + Q UG0 = 4915 * tan4 + (-76) = +267,69 kN


Diplomarbeit

Anhand der Abbildung

Anschlussträgers existiert. Dieses entsteht aus der Umlenkkraft infolge des

Anstellwinkels von 4°.

tan ψ = U / N

MU = U * l

Somit ergibt sich für den Ruhezustand folgendes Moment:

U = NOG *

MU = U * l = 109,8 * 1,207

Für die jeweiligen Stellungen wurden 20 Lastfälle gebildet.

Nachweis der Stütze (Stehträger)

Gewählt SP600/300/35/18

Querschnittswerte:

A Iy

Iz Wy Wz Iw IT Mpl,y,d

Npl,d

Wply

f


Anhand der Abbildung 97 erkennt man, dass ein Moment MU am Kopfpunkt des


Anstellwinkels von 4°.

Abb. 99 Umlenkkräfte am Obergurtanschluss

= U / NOG � U = NOG * tan ψ

= U * l

Somit ergibt sich für den Ruhezustand folgendes Moment:

* tan ψ = 1571 * tan 4° = 109,8 kN

= U * l = 109,8 * 1,207 = 131,8 kNm

en Stellungen wurden 20 Lastfälle gebildet.

Nachweis der Stütze (Stehträger)

ewählt SP600/300/35/18 - S355 J2 (siehe Abbildung 61

Querschnittswerte:

= 375,4 cm² = 246075,0 cm4 = 37359,0 cm4

= 8202,5 cm³ = 1867,9 cm³

= 2,97*107 cm6

= 1190,1 cm4 pl,y,d = 3001,7 kNm

pl,d = 12283,0 kN ply = 9174,1 cm³ fy,k = 36,0 kN/cm²

l =1207

U

NOG

139

Tom Höhne /16583

am Kopfpunkt des


Umlenkkräfte am Obergurtanschluss

ildung 61, S. 92).

NOG

ψ



Spannungsnachweis

Die maßgebenden Schnittkräfte resultieren aus dem Lastfall 19, Stellung X = 37,5m

mit: N = 1000,2 kN

My = -1578,5 kNm

Qz = +392,9 kN

σ┴ = N / A + My / Wy = 1000,2 / 375,4 + 1578,5*100 / 8202 = 21,9 kN/cm²

τSteg = (Qz* Sy) / (Iy *s) = (392,9 * 4587) / (246075 * 1,8) = 4,1 kN/cm²

σw,v = √ σ┴² + τII² = √ 21,9² + 4,1² = 22,3 kN/ cm²

Nachweis:


22,3/ 32,72 = 0,68 ≤ 1,0



Für den Biegeknicknachweis ist der Lastfall 1(Ruhezustand) maßgebend.


Abb. 100 maßgebender Schnittkraftverlauf an der Stütze vom Anschlussrahmen

4370

-1095,6kN -1321,4kN

-11,18kN

+211,5kN +165,9kN



sk = β * l = 1,0 * 4,37 = 4,37m

Npl = Npld * 1,1 = 12283,0 * 1,1 = 13511,0 kN

Nkiy = ( π² * E * Iy) / (sk)² = (π² * 21000 * 246075 ) / (437)² = 267069,2 kN

λz = √ (Npl / Nki,y) = √ (13511/ 267069,2 ) = 0,22 � t<40mm � Ksl C � κy = 0,99

∆n = (N / (κy * Npl,d)) * (1- (N / (κy * Npl,d)) ) * λy ² * κy² ≤ 0,1 = (1321 / (0,99 * 12283)) * (1- (1321 / (0,99 * 12283))))* 0,22² * 0,99² = 0,005 ≤ 0,1

βmy: ψ = M1 / M2 = 211,5/165,9 = 1,27 � βmψ = 0,66 + 0,44* ψ = 0,66+0,44*1,27 = 1,22

ηKi,d = Nkid/Nd = (267069,2 /1,1) / 1321 = 183,8 1-(1/ ηKi,d) = 1-(1/183,8) = 0,99

� 0,44< βmψ = 1,22 > 0,99 � βmy = 1,22 Nachweis:

(N / (κy * Npl,d)) + (βmy * My/ Mplyd) + ∆n ≤ 1,0

(1321 / (0,99 * 12283)) + (0,99 * 211,5/3001,7 ) + 0,005

= 0,18 ≤ 1,0

Beachte: Auf der sicheren Seite liegend wurde angenommen, dass die Normalkraft von 1321 kN konstant

über den gesamten Stab verläuft.

o Biegedrillknicknachweis

Nkiz = ( π² * E * Iz) / (sk)² = (π² * 21000 * 37359) / (437)² = 40546,3 kN

λz = √ (Npl / Nki,z) = √ (13511/ 40546,3 ) = 0,58 � t<40mm � Ksl C � κz = 0,8


� c² = (Iw + 0,039 * l² * IT)/ Iz = (2,9*107 + 0,039 * 437² * 1190,15)/ 37359

= 1013,52

� ζ = 1,77-0,77*ψ � ψ = M1 / M2 = 211,5/165,9 = 1,27 � ζ = 0,79; auf der

sicheren Seite liegende mit 1,0 angenommen

� zp = -30

Mki,y = 1,0 * (( π² * 21000 * 37359) / ( 437)²)* (√(1013,52 + 0,25 * -30²) + 0,5 *-30))

= 1746758,9 kNcm = 17467,58 kNm



Mpl,y = Mpl,y,d * 1,1 = 3001,7* 1,1= 3301,87 kNm

λm = √ (Mpl,y / Mki,y) = √ (3301,88/ 17467,58 ) = 0,44� n = 2,0 � κm = 0,98

ky = 1- ((N / (κz * Npl,d)) * ay ≤ 1,0

� ay = 0,15 * λz * βm,y – 0,15 ≤ 0,9

� βm,y = 1,22 ( siehe Biegeknicknachweis S. ???)

� λz = 0,58 (siehe Biegeknicknachweise S. ???)

= 0,15 * 0,58 * 1,22 – 0,15

= -0,043 ≤ 0,9

= 1- ((1321 / (0,8 * 12283)) * -0,043

= 1,0058 > 1,0 � ky = 1,0

Nachweis:

(N / (κz * Npl,d)) + (M / (κm * Mpl,d ) * ky ≤ 1,0

(1321 / (0,8 * 12283)) + (211,5 / (0,98 * 3301,87 ) * 1,0 = 0,20 ≤ 1,0

Wie ersichtlich, sind die Nachweise der Stütze nicht ausgelastet. Die Wahl des Profils

ist dadurch begründet, dass das Profil für den Untergurt verwendet wird und mit einer

Breite von 400mm, 100mm breiter als ein genormtes Walzprofil ist. Somit können die

Anschlüsse des Untergurts und Obergurts als Vollanschlüsse ausgeführt werden.



Nachweis des Lasteinleitungsträgers

Gewählt QRO 400x16 nach DIN EN 10210-2 aus S355J2.

Abb. 101 Profil des Lasteinleitungsträgers

Querschnittswerte:

A = 235,0 cm² I = 56154,0 cm4


Spannungsnachweis

Die maßgebenden Schnittkräfte resultieren aus dem Lastfall 8, Stellung X = 16,25 m

mit:

N = -6396,4 kN

Aus dem Ruhezustand, Lastfall 1, existiert eine Normalkraft von 1851,4 kN, welche bei

der weiteren Nachweisführung nicht berücksichtigt wird.

σ┴ = N / A = 6396,4 / 235 = 27,2 kN/cm²

Nachweis:

σ┴ / σRd ≤ 1,0

27,2/ 32,72 = 0,83 ≤ 1,0

400.0

400

.0

16.0

2,y

3,z



Stabilitätsnachweis



Abb. 102 maßgebender Schnittkraftverlauf des Lasteinleitungsträgers

sk = β * l = 1,0 * 5,83 = 5,83m

Npl = Npld * 1,1 = 7689 * 1,1 = 8457,9 kN

Nki = ( π² * E * I) / (sk)² = (π² * 21000 * 56154) / (583)² = 34242,3 kN

λ = √ (Npl / Nki) = √ (8457,9/ 34242,3 ) = 0,49 �KSL a � κ = 0,925


(6396,4 / (0,925 * 8457,9))= 0,82 ≤ 1,0

Nachweis des Verbands

Schnittkräfte:

Abb. 103 Horizontalkraft am Anschlussrahmen

5831

-6396,4kN

Fges

4370

2 x 3250 = 6500

α=53,4°

5391



Schiefstellung der Stütze:

Aus dem Lastfall 8, X= 16,25 m resultiert die maximale Normalkraft in der

Stütze von N = 3738,5 kN.

Abb. 104 Modell zur Berechnung der Schiefstellung von der Stütze

φ0= 1/200 * r1 * r2 = 1 / 200 * 1,0 * 1,0 = 1/200

� r1 = √(5 / l) für l > 5 m � l= 4,37 m � r1 = 1,0

� r2 = 0,5 * (1+ √(1/n)) = 0,5 * (1+ √(1/1)) = 1,0

H = Fs = 1/200 * N = 1/200 * 3738,5 kN = 18,7 kN

Wind:

Anhand der Lastannahme auf Seite 87 erkennt man, dass die Windlast für den

Obergurt qw = 1,51 kN/m beträgt.

Fw = qw * l * 1,35 = 1,51 * 40 * 1,35 = 81,54 kN

(1,35: Sicherheitsfaktor durch mehre veränderlichen Lasten)

Fges = Fw + Fs = 18,7 + 81,54 = 100,24 kN

Z = D = Fges / 2 * cos α = 100,24 / 2* cos 53,4° = 84,1 kN

H = φ0 *N

N

N

H = φ0 *N



Nachweis des Riegels:


Abb. 105 Profil des Riegels vom Anschlussrahmen

Querschnittswerte:

A = 18,4 cm² I = 271,0 cm4


Spannungsnachweise:

σ┴ = Fges / A = 100,24/ 18,4 = 5,45 kN/cm²

Nachweis:

σ┴ / σRd ≤ 1,0 5,45/ 32,72 = 0,17≤ 1,0



sk = β * l = 1,0 * 6,5 = 6,5 m (auf der sicheren Seite liegend mit 6,5 m angenommen)

Npl = Npld * 1,1 = 602,1 * 1,1 = 662,25 kN

Nki = ( π² * E * I) / (sk)² = (π² * 21000 * 271) / (650)² = 132,9 kN

λ = √ (Npl / Nki) = √ (662,25/ 132,9 ) = 2,23 �KSL a � κ = 0,185

100.0

100

.0

5.0

2,y

3,z



Nachweis: (N / (κ * Npl,d)) ≤ 1,0 (100,5 / (0,185 * 602,1))= 0,90 ≤ 1,0

Nachweis der Diagonale:

Gewählt wurde ein QRO 100x5 nach DIN EN 10210-2 aus S355J2 (siehe

Abbildung 105, S. 147).

Querschnittswerte:

A = 18,4 cm² I = 271,0 cm4


Spannungsnachweise:

σ┴ = Z / A = 84,1/ 18,4 = 4,57 kN/cm²

Nachweis:

σ┴ / σRd ≤ 1,0

4,57/ 32,72 = 0,13≤ 1,0



sk = β * l = 1,0 * 5,39 = 5,39 m

Npl = Npld * 1,1 = 602,1 * 1,1 = 662,25 kN

Nki = ( π² * E * I) / (sk)² = (π² * 21000 * 271) / (539)² = 193,3 kN

λ = √ (Npl / Nki) = √ (662,25/ 193,3 ) = 1,85 �KSL a � κ = 0,255


(84,1 / (0,255 * 602,1))= 0,54 ≤ 1,0



4.3.8 Nachweis des Bolzens und der dazugehörigen Augenstäbe Gewählt wurde ein Bolzen ø150 mm aus 34CrNiMo6+QT (entspricht

Schraubenfestigkeitsklasse 10.9 ([32], S.20)

Abb. 106 Ausbildung des Untergurtanschlusses

Querschnittswerte:

Bolzen: Asch = 176,7 cm²

Wsch = 331,0 cm³ fybk = 90,0 kN/cm² fubk = 100,0 kN/cm²

Schnittkräfte: Aus dem Lastfall 8, Stellung X= 16,25 m resultieren folgende Schnittkräfte in der

Achse des Bolzens:

NUG4 = +6707,0 kN (siehe Tabelle 86, S.138)

QUG4 = -1,0 kN (siehe Tabelle 86, S.138)

Untergurt A

nsch

luss

rahm

en



Die Beanspruchung des Bolzens wird wie folgt berechnet:

Rmax = √ NUG4² + QUG4² = √ 6707,0² + -1,0² = 6707,0 kN

Damit kann für den Bolzen folgendes Biegemoment und folgende Querkraft wie folgt

bestimmt werden:

Abb. 107 Ermittlung des Biegemoments vom Bolzen [32]

t1 = tAugen = 50 mm

t2 = tSteg + 2 * tPflaster = 18 + 2* 40 = 98 mm ~ 100 mm

s = 2,0 mm

P = R / t2 = 6707,0 / 10 = 670,7 kN/cm

Vd = R/2 = 6707,0 / 2 = 3353,5 kN

Md = (P * t2 / 8) * (t2 + 4 * s + 2 * t1) = (670,7 * 10 / 8) * (10 + 4 * 0,2 + 2 * 5,0)

= 17438,2 kNcm



Nachweis der Augenstäbe:

Das Lochspiel des Bolzens wurde mit 2,0 mm angesetzt. Weiterhin entschied sich der

Verfasser der Arbeit für die Ausbildung der Augenstäbe nach Form A.

Somit darf nach DIN 18800-1, Element 814 auf einen genaueren

Tragsicherheitsnachweis des Augenstabs verzichtet werden ([32], S.78).

Abmessung:

Abb. 108 Augenstababmessung nach Form A [32]

grenz a = Rmax / (2 * t * fyk / γm ) + 2/3 * dL

= 6707,0/ (2 * 2 * 5 * 33,5 / 1,1) + 2/3 * 15,2 = 21,2 cm

vorh a = 27,9 cm

Nachweis:

vorh a ≥ genz a

27,9 cm > 21,2 cm

grenz c = Rmax / (2 * t * fyk / γm ) + 1/3 * dL

= 6707,0/ (2 * 2 * 5 * 33,5 / 1,1) + 1/3 * 15,2 = 15,98 cm

vorh c = 16,0 cm

Nachweis: vorh c ≥ genz c

16,0 cm > 15,98 cm



Nachweis des Bolzens: auf Biegung:

Mgrenz = Wsch * fybk / γm * 1,25 = 331,0 * 90,0 / 1,1 * 1,25 = 21665,5 kNcm Nachweis:

Md ≤ Mgrenz

17438,2 kNcm < 21665,5 kNcm

auf Lochleibung:

Vl,Rd = t1 * 1,5 * fyk / γm = 2 * 5 * 15 * 1,5 * 33,5 / 1,1 = 6852,3 kN Vl,d = R = 6707,0 kN Nachweis:

Vl,d ≤ Vl,Rd

6707,0 kN < 6852,3 kN

auf Abscheren:

Va,Rd = Asch * αa * fubk / γm = 176,7 * 0,55 * 100 / 1,1 = 8835 kN

� αa = 0,55 da Schraubenfestigkeitsklasse 10.9

Nachweis:

Vd ≤ Va,Rd

3353,5 kN < 8835 kN

Interaktionsnachweis:

(Md / Mgrenz )² + (Vd / Va,Rd )² ≤ 1,0

(17438,2 / 21665,5 )² + (3353,5 / 8835 )² = 0,8 < 1,0

Zusammenfassung 152


5 Zusammenfassung

In der vorliegenden Diplomarbeit wurden verschiedene Vorbauschnabelsysteme, die

zum Taktschieben von Großbrücken verwendet wurden, untersucht und miteinander

verglichen. Im Anschluss erfolgte die überschlägliche Berechnung eines variablen

Vorbauschnabels, der den statischen, konstruktiven und wirtschaftlichen Lösungen der

bisher verwendeten Systeme gerecht wird und Neuerungen aus den geführten

Vergleichen enthält.

Um die Funktion eines Vorbauschnabels zu verdeutlichen, wurde zunächst das

Taktschiebeverfahren unter Beachtung der notwendigen Hilfskonstruktionen näher

erläutert. Um den Verlauf der Schnittkräfte, die während des Verschubs an einer

definierten Stelle existieren, nachvollziehen zu können, erstellte der Verfasser der

Arbeit eine Verschubstatik für ein ausgewähltes Projekt (siehe Anhang A). Die

Verschubstatik lässt erkennen, dass die einzelnen Montagezustände infolge der

wechselnden statischen Systeme eine zusätzliche Beanspruchung der Stahlkonstruktion

verursachen.

Im Anschluss wurden 17 Brücken, die im Taktschiebeverfahren unter Verwendung

eines Vorbauschnabels errichtet worden waren, untersucht. Dabei richteten sich die

Recherchen in der Fachliteratur, in Fachzeitschriften und bei den Anfragen in den

Stahlbrückenbaufirmen auf wichtige Parameter, die für die Vergleiche von Bedeutung

sind. Dazu zählen die maximale Spannweite und die maximale Verformung an der

Vorbauschnabelspitze. Die Auswertung zeigte, dass es fünf verschiedene

Vorbauschnabelsysteme gibt. Diese unterscheiden sich hauptsächlich in der Form der

Längsträger, dem Anschluss am Überbau sowie in den verschiedenen Zusatzfunktionen

an der Vorbauschnabelspitze.

Im Zuge der Variantenuntersuchung wurden die Montageabläufe der einzelnen Systeme

während des Verschubs detailliert erläutert und durch entsprechende Zeichnungen

(siehe Anhang B) untersetzt. Anschließend erfolgte die Auswertung der

Vergleichsparameter.

Zusammenfassung 153


Die „Vergleichsanalyse - Abhängigkeit der Länge des Vorbauschnabels von der

maximalen Spannweite des Überbaus“ zeigte, dass die Länge des Vorbauschnabels rund

37% der maximalen Spannweite beträgt.

Die Abbildung 29 auf Seite 42 der vorliegenden Arbeit, enthält ein Diagramm, mit

dessen Hilfe die Länge des Vorbauschnabels in Abhängigkeit der Spannweite des

Brückenüberbaus abgelesen werden kann.

Die „Vergleichsanalyse - Abhängigkeit der Verformung von der Schlankheit des

Überbaus“ lässt erkennen, dass die durchschnittliche Verformung bei Spannweiten

zwischen 55 m und 107 m rund 2,09 m beträgt. Die für die Überbauten berechnete

Schlankheit hingegen beträgt im Durchschnitt 23,9. Der Auswertung folgend wird

sichtbar, dass die Verformung der einteiligen Überbauten (im Durchschnitt 1,77 m) im

Vergleich zu den zweiteiligen Überbauten (etwa 2,51 m) deutlich geringer ist.

Weiterhin konnte festgestellt werden, dass je höher der Wert der Schlankheit und je

höher der prozentuale Anteil des Überbaus an der Gesamtspannweite ist, desto größer

ist die maximale Verformung an der Vorbauschnabelspitze.

Ein variabler Vorbauschnabel muss also einen Verformungsausgleich von 0,9 m bis

2,9 m ermöglichen.

Die „Vergleichsanalyse - Gewicht Vorbauschnabel“ macht deutlich, dass die

betrachteten Vorbauschnäbel im Durchschnitt ein Gewicht von 1,47 to/m aufweisen.

Die fachwerkartig ausgeführten Längsträger sind mit rund 1,21 to/m im Vergleich zu

den vollwandig ausgeführten Längsträgern mit rund 1,17 to/m geringfügig schwerer.

Für die Erstellung einer Vorstatik zum Verschub eines stählernen Überbaus kann das

Eigengewicht des Vorbauschnabels - insofern noch keins vorhanden ist - überschläglich

mit 1,47 to/m angesetzt werden.

Aus der Auswertung der „Vergleichsanalyse - Abhängigkeit der Breite des

Vorbauschnabels von der Breite des Überbaus“ konnte entnommen werden, dass die

Breite des Vorbauschnabels der Breite des Untergurts eines stählernen Trogs entspricht.

Im Durchschnitt weisen die Untergurte eine Breite von 6,93 m auf. Für Überbauten, die

aus zwei Hohlkästen bestehen, konnte eine Breite von 7,71 m recherchiert werden.

Ein variabler Vorbauschnabel sollte einen Breitenbereich von 4,5 m bis 8,5 m abdecken.

Zusammenfassung 154


Im letzten Vergleich wurde die Abhängigkeit der Höhe des Vorbauschnabels von der

Schlankheit des Überbaus untersucht.

Der ideale Wert der Schlankheit von Brücken, die im Taktschiebeverfahren hergestellt

werden, beträgt rund 20. Die durchschnittliche Höhe der betrachteten Vorbauschnäbel

beträgt 3,56 m.

Aus den vorhandenen Spannweiten und dem Wert der idealen Schlankheit konnte

abgeleitet werden, dass sich für die betrachteten Vorbauschnäbel eine durchschnittliche

Höhe von 3,74 m ergibt. Dass die Höhe des Vorbauschnabels von der maximalen

Spannweite und dem für das Taktschieben idealen Wert der Schlankheit von 20

abhängig ist, bekräftigen die Untersuchungen. Bei der Wahl der Höhe des

Vorbauschnabels ist die Art des Anschlusses von großer Bedeutung.

Nach der Auswertung der Form des Längsträgers sowie den verschiedenen

Anschlussarten, entschied sich der Verfasser der Arbeit - unter Beachtung der

Randbedingungen - für die Berechnung eines Vorbauschnabels mit einem geraden

Untergurt und einem klappbaren Anschluss. Dieser Vorbauschnabel entspricht dem

Vorbauschnabelsystem - Variante 1.

Der Spannweitenbereich von 60 m bis 100 m wird durch entsprechend angeordnete

Stöße im Längsträger des Vorbauschnabels realisiert. Die Längenanpassung lässt sich

am günstigsten mit einem geraden Untergurt erreichen. Der klappbare Anschluss

ermöglicht bei veränderlichen Randbedingungen den variabelsten

Verformungsausgleich. Durch den Anschluss der Verbände mit Hilfe von Bolzen kann

eine Breitenanpassung gesichert werden, ohne dass die Anschlusskonstruktionen

verändert werden müssen. Einen zusätzlichen Vorteil für den klappbaren Anschluss

stellt der Anschlussrahmen dar, der bei unterschiedlichen Überbauquerschnitten

mehrfach Verwendung finden kann.

Der Verfasser der Arbeit vertritt den Standpunkt, dass die aus den Vergleichen

hervorgegangenen Werte durch entsprechende Wirtschaftlichkeitsberechnungen weiter

betrachtet und untersucht werden sollten. Dies trifft vor allem für den Wert für die

Bemessung der Länge des Vorbauschnabels sowie für den Verformungsbereich zu.

Bis zu welcher maximalen Spannweite ein Längsträger mit gebogenem Untergurt

wirtschaftlich eingesetzt werden kann, wäre weiterhin interessant zu untersuchen.

Zusammenfassung 155


Das Messen und Auswerten des zeitlichen Aufwandes der einzelnen

Vorbauschnabelsysteme während des Verschubs sollte dabei berücksichtigt werden.

Als Schwerpunkt werden dabei der Ein- und Ausbau der Zwischenstücke, dass Anheben

des Überbaus, oder das Aufklettern des Vorbauschnabels gesehen.

Die vorliegenden Betrachtungen machen deutlich, dass es den idealen Vorbauschnabel,

der bei unterschiedlichen Randbedingungen ohne Veränderungen der Abmessung

immer wieder verwendet werden kann, in der Praxis nicht geben wird, da jede Brücke

unterschiedliche Parameter aufweist.

Mit der vorliegenden Arbeit wurde ein Vorbauschnabel entwickelt, der dem praktischen

Anspruch auf eine Wiederverwendbarkeit von Montagehilfsgeräten, näher kommt.

Literaturverzeichnis



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2004

2. Bucak, Ömer (Hrsg.); Seiler, Christian (Hrsg.): Praxisbeispiele für

Einwirkungen nach neuen Normen. – 1. Aufl. – Berlin: Bauwerk, 2007

3. Eilzer, Wolfgang …: Der Entwurf der Thyratalbrücke im Zuge der

Bundesautobahn A38 Göttingen – Halle. In: Stahlbau. – Berlin: Ernst. - 29

(2000)11, S. 871 - 880

4. Eilzer, Wolfgang …: Entwurf und Ausführung der Seidewitztalbrücke im

Zuge der BAB A17. In: Stahlbau. – Berlin: Ernst. - 35 (2006)2, S. 117-127

5. Göhler, Bernhard: Brückenbau mit dem Taktschiebeverfahren : Entwurf

und Ausführung. – 1. Aufl. – Berlin: Ernst, 1999

6. Hamme, Markus …: Die Wupper –Talbrücke Oehde – eine moderne

Verbundbrücke. In: Stahlbau. – Berlin: Ernst. - 35 (2006)7, S. 558-564

7. Haumer, Wolfram …: Die Al Mak Nimir Bridge über den Blauen Nil in

Khartoum. In: Stahlbau. – Berlin: Ernst. - 37 (2008)3, S. 133-147

8. Hilgendorff, Klaus-Dieter …: Talbrücke Elben – Eine Stahlverbund-

brücke mit einteiligem Querschnitt. In: Stahlbau. – Berlin: Ernst. - 36 (2007)5,

S. 320-335

9. Jung, Rolf …: Die Bahratalbrücke – eine Verbundbrücke mit Vollfertig-

teilen. In: Stahlbau. – Berlin: Ernst. - 38 (2009)6, S. 385-393

10. Kindmann, Rolf: Stahl- und Verbundkonstruktionen. – Stuttgart: Teubner,

1999

11. Mehlhorn, Gerhard (Hrsg.): Handbuch Brücken : Entwerfen, Konstruieren,

Berechnen Berechnen, Bauern und Erhalten.- 1. Aufl. – Berlin: Springer, 2007

12. Pelke, Eberhard: Dilltalbrücke Haiger im Zuge der A 45 – Abbruch und

Neubau – Konsequenzen aus der Sicht des Bauherrn. In: Stahlbau. – Berlin:

Ernst. - 29 (2000)11, S. 881 – 893

13. Peter, Jan …: Die Reichenbachtalbrücke der Thüringer Waldautobahn A71. In:

Stahlbau. – Berlin: Ernst. - 32 (2003)3 , S. 127 – 138



14. Petersen, Christian: Stahlbau : Grundlagen der Berechnung und baulichen

Ausbildung von Stahlbauten. – 2., verb. Aufl. – Braunschweig: Vieweg,

1990

15. Petersen, Christian: Statik und Stabilität der Baukonstruktionen : Elasto-

und plasto- statische Berechnungsverfahren druckbeanspruchter

Tragwerke; Nachweisformen gegen Knicken, Kippen, Beulen. – 2.,

durchges. Aufl. – Braunschweig: Vieweg, 1982

16. Plauen Stahl Technologie: Archivmaterialien 2000-2009

17. Reintjes, Karl-Heinz …: Die Brücke Lockwitztal – eine Revision nach

Entwurf und Ausführung. In: Stahlbau. – Berlin: Ernst. - 36 (2007)6,

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18. Reintjes, Karl-Heinz …: Der Entwurf der neuen Lockwitztalbrücke im

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19. Reitz, Dieter: Talbrücke Schwarza. In: Bauen mit Stahl. Dokumentation

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20. Ritzler, Michael: Fertigung und Montage des Stahlverbundüberbaus der

Reichenbachtalbrücke. In: Stahlbau. – Berlin: Ernst. - 34 (2005)10,

S. 749-753

21. Schleicher, Wolfram: Modellierung und Berechnung von Stahlbrücken :

Praxisbeispiele. – 1. Aufl. – Berlin: Ernst, 2003

22. Stahlbau Handbuch : für Studium und Praxis in 2 Bänden. – Köln:

Verlagsgesellschaft mbH, 1989 Band 2. – 2., neu bearb. Aufl.

23. Steiner, Gert; Wagner Peter: Die Svinesundbrücke – Besonderheiten bei

Entwurf, Fertigung und Montage der Stahlkonstruktion. In: Stahlbau. –

Berlin: Ernst. - 34 (2005)2, S. 73-86

24. Straßenbrücken in Stahl-Beton-Verbundweise : Dokumentation 1997. –

Berlin: Bundesministerium für Verkehr, 1997

25. Thiele, Albrecht; Lohse , Wolfram: Stahlbau. – Stuttgart: Teubner, 1997

Teil 1. – 23., überarb. u. erw. Aufl.

26. Thiele, Albrecht; Lohse , Wolfram: Stahlbau. – Stuttgart: Teubner, 1997

Teil 2. – 18., neubearb. u. erw. Aufl.



27. Wagner, Peter: Die Lockwitztalbrücke im Zuge der BAB 17 – Eine

Autobahnbrücke mit multiplen Verbund. In: Tagungsband 13.

Brückenbausymposium 2003. – Dresden: Technische Universität,

(2003)S. 123-136

Normen:

28. Norm DIN 1055 Teil 4. Einwirkung auf Tragwerke; Windlasten : 2002-04

29. Norm DIN 1055 Teil 5. Einwirkung auf Tragwerke; Schnee- und Eislasten:

2005-07

30. Norm DIN 1055 Teil 8. Einwirkung auf Tragwerke; Einwirkung während der

Bauausführung: 2003-01

31. Norm DIN 1055 Teil 100. Grundlagen der Tragwerksplanung;

Sicherheitskonzept und Bemessungsregeln: 2001-03

32. Norm DIN 18800 Teil 1. Stahlbauten; Bemessung und Konstruktion: 2008-11

33. Norm DIN 18800 Teil 2. Stahlbauten; Stabilitätsfälle- Knicken von Stäben und

Stabwerken: 2008-11

34. Norm DIN 18800 Teil 7. Stahlbauten; Ausführungs- und Hersteller-

qualifikation: 2008-11

35. Norm DIN Fachbericht 101. Einwirkung auf Brücken: 2009-03

36. Norm DIN Fachbericht 103. Stahlbrücken: 2009-03

37. Norm DIN Fachbericht 104. Verbundbrücken: 2009-03

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Eidesstaatliche Erklärung


Eidesstaatliche Erklärung Ich erkläre, dass ich die vorliegende Arbeit selbständig und nur unter Verwendung der

angegebenen Literatur und Hilfsmittel angefertigt habe.

Grimma, 16.12.2009

hochschule mittweida university of applied sciences · 4.3.8 nachweis des bolzens und der...

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