5 Langzeitverformungen an vorgespannten Taktschiebebrücken

Dr.-Ing. Dieter FeistelINVER Ingenieurbüro für Verkehrsanlagen GmbH, Erfurt

5.1 Zusammenfassung

Seit über 3 Jahrzehnten hat sich das Taktschiebeverfahren (TVS) im Spannbeton Großbrückenbau be-währt und sich sehr umfassend etabliert [1], [2]. Mittels Hilfsstützen u. a. werden auch größere Schlank-heiten der Überbauten ausgeführt. Damit gewinnt das Problem der Langzeitverformungen an Bedeu-tung. An zwei ausgewählten Beispielen wird auf diese Fragestellung an Hand von Messungen undNachrechnungen eingegangen. Nach ihrem Herstellungsdatum liegen diese beiden Taktschiebebrückenetwa 25 Jahre auseinander, so daß sich auch Vergleiche zur Entwicklung technologischer Details desTSV anbieten.

5.2 Bedienungssteg Schönbrunn, Baujahr 1974

Der Bedienungssteg zum Entnahmeturm der Talsperre Schönbrunn (Bild 5.1) war die Erstanwendungdes TSV in der damaligen DDR [3].

Die Brücke ist gekennzeichnet durch:

Bild 5.1: Ansicht Brücke zum Entnahmeturm der Talsperre Schönbrunn Endzustand

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Bild 5.2: Längsschnitt / Querschnitt Schönbrunn

Bild 5.3: Ansicht Brücke zum Entnahmeturm der Talsperre Schönbrunn Bauzustand

• sehr hohe, schlanke Pfeiler

• große Schlankheit des Überbaues: 1,70 / 43,60 = 1 : 25,6 (angestrebt wegen optischer Wirkung imEndzustand bei Vollstau; (Bild 5.2 und Bild 5.3)

• ausschließlich parallel geführte Spannglieder in Boden- und Deckplatte [4],[5]

• relativ geringer Schnittkraftanteil aus Verkehrslasten:

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Bild 5.4: Weggesteuerte Hubreibeanlagen auf den Pfeilern und am Widerlager

Randfeld StützeMomente aus Eigenlast 5684 kNm -7369 kNmMomente aus Verkehrslast 1682 kNm -1763 kNmMomente aus Vorspannung -4757 kNm 4260 kNm

Für das Taktschieben dieser Brücke ist auf folgende Eigenheiten hinzuweisen:

• Startlänge auf Lehrgerüst (keine Zugvorrichtung)

• kurzer Vorbauschnabel (wegen atypischem Brückenquerschnitt, Schnabel nicht wiederverwend-bar)

• wegsynchron gesteuerte Hubreibeanlagen (Bild 5.4) auch auf den Pfeilern [6]

• Externe, umsetzbare Zusatzvorspannung auf der Oberseite des Vorbaukragarms.

Verformungen im Endzustand:

Im Rahmen der ständigen meßtechnischen Überwachung der wasserwirtschaftlichen Anlagen wurdeschon bald auf Durchbiegungen der Randfelder aufmerksam gemacht. Ende der 80er Jahre - eineZeit allgemein übersteigerter Medienaktivität zum Thema Spannbetonschäden - wurden auch hier dieDurchbiegungen in ursächlichen Zusammenhang mit möglichen Schäden an Spanngliedern gestelltund Sofortmaßnahmen und Befundungen empfohlen. Eine Hauptprüfung aus besonderem Anlaß 1992zeigte bis zu 52 mm Durchbiegungen der Randfelder (Bild 5.6a). Damit war bereichsweise das Ent-wässerungsgefälle aufgehoben. Stauende Nässe hatte bereits erhebliche Korrosionsschäden an Stahl-einbauteilen ausgelöst (Bild 5.5).

Nachrechnung der Biegelinie:

Es erfolgte eine unabhängige Neuberechnung unter folgenden Annahmen:

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Bild 5.5: Stauende Nässe infolge mangelhaftem Entwässerungsgefälle auf der Brückenoberseite

• Möglichst genaue Erfassung der tatsächlichen Eigenlasten, insbesondere der nachträglich einge-bauten Rohrleitungen.

• Berechnung des Lastfalles Vorspannung in zwei getrennten Teillastfällen für die beiden beteilig-ten Stahlsorten Einstabspannglieder St 60/90 und Bündelspannglieder St 140/160 (Bezeichnungnach TGL).

• Berechnung der Verformungen im endgültigen System, also nach Herstellung des jetzigenLagerungs- und Belastungszustandes: Dabei wird die Herstellung im Taktschiebeverfahren durchunterschiedliches Betonalter in den einzelnen Bauabschnitten berücksichtigt.

• Die bis zum Zeitpunkt der Einlagerung vorhandenen Verformungen werden aus Meßprotokollender Bauüberwachung rekonstruiert und in die Ergebnisbewertung übernommen.

Die Spannkraftverluste sind mit 12% (St 140/160) bzw. 22% (St 60/90) als wahrscheinlichste Werte be-rücksichtigt. Die Kriechbeiwerte liegen bei φ = 1,88 i.M. des turmseitigen Randfeldes, φ = 2,1 im Mit-telfeld und 2,32 im zuletzt gefertigten hangseitigen Randfeld. Das schließliche Ergebnis ist die im Bild5.6b dargestellte rechnerische Biegelinie, die mit den gemessenen Werten recht gut übereinstimmt [7].Damit ist der vorgefundene Zustand statisch plausibel. Ein weiteres geringfügiges Anwachsen der Ver-formungen entsprechend dem Verlauf der Kriechfunktion ist in den nächsten Jahrzehnten noch zu er-warten (etwa 10% der jetzigen Werte). Ein Sicherheitsrisiko besteht nicht.

Den Zustand nach Instandsetzung der Oberseite (Gefälleestrich, zusätzliche Abläufe, Beschichtung)zeigt Bild 5.7.

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Bild 5.6: Biegelinie nach Aufmaßund Neuberechnung

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Bild 5.7: Brückenoberseite nach Instandsetzung

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Bild 5.8: Ochsenbrücke Übersicht (Luftbild)

5.3 Ochsenbrücke Gera, Baujahr 1998

Für diese hochstraßenartige Brücke (Bild 5.8) sah der Amtsentwurf keinerlei Anpassung für das TSVaus folgenden Gründen vor:

• gute Bedingungen für Fertigung auf Tragerüsten, im Bahngelände noch keine Elektrifizierung

• Zwänge der Trassierung zwischen den anschließenden Knotenpunkten und der Seitenrampe Zwöt-zener Straße

• ungleiche Feldweiten mit größter Stützweite von 66,5 m und zugleich erforderlicher minimalerBauhöhe.

Bei der ersten Ausschreibung Nov. 1995 wurde das günstigste Gebot für den Amtsentwurf beauftragt:feldweiser Vorbau auf querverschieblichen Traggerüsten. Außerhalb des engeren Kreises der gewerte-ten Angebote wurde auch ein Nebenangebot TSV wegen seiner originellen Lösung anerkannt: ZweiEndfelder mit abnehmender Bauhöhe sollten entsprechend Amtsentwurf auf Traggerüst gefertigt wer-den, der restliche Überbau in TSV (Bild 5.9). Durch variable Kragplattenbreiten wurde die längskon-forme Geometrie der Hohlkästen im Grundriß erreicht.

Im Frühjahr 96 kam es wegen Insolvenzen beim AN zur Auflösung des Bauvertrages und einer erneu-ten kurzfristigen Ausschreibung. Die Teilnehmer der 1. Ausschreibung wußten sich entsprechend zuplatzieren und das ursprünglich nicht abgelehnte Nebenangebot TSV rückte jetzt in zwei Geboten inden Vergabebereich: Ein Bieter wollte den TSV-Teil sogar mit einer Bauhöhe von 2,35 m ausführen

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Bild 5.9: Längsschnitt Amtsentwurf mit eingetragener Kontur der TSV-Lösung

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Bild 5.10: Überbau Süd im Vorschubzustand (TSV mit Hilfsstützen in allen Feldern)

(Schlankheit Hauptfeld 1/28!), der andere mit 2,80 m (1/24). Im Interesse der Vergleichbarkeit mußtenbeide zunächst auf eine einheitliche Zusage 2,50 m festgelegt werden (Bild 5.10).

Die Ausführung dieser TSV-Lösung war mit folgendem technischen Details verbunden:

Fertigungsanlage mit einer ca. 6 m hohen Tischkonstruktion aus Betonfertigteilen (querverschieblichfür den 2. Überbau)

• Anpassung des Vorbauschnabels durch Verlängerung mit Spannbetonträgern

• Hubreibeanlage auf zusätzlichen, längsgestellten Stützscheiben

• Hilfsstützen in allen Feldern

• veränderliche Bauhöhe in großen Feld um 50 mm.

Der zuletzt genannte Punkt ist den Verformungen im großen Feld geschuldet und wegen seiner Ori-ginalität im Rahmen des TSV besonders bemerkenswert: Die Hohlkasten-Deckenschalung wurde ab-schnittsweise angehoben bis zum max. Stich von 50 mm (Bild 5.11). Die Kragplattenaußenschalungerhielt entsprechende aufgesetzte Leisten. Alle übrigen Schalungen bleiben unverändert.

Neben der gewonnenen optischen Durchbiegungsreserve von 50 mm ergibt sich ein Steifigkeitsgewinnin Feldmitte von etwa 6% der seinerseits auch zur entsprechenden Reduzierung der Durchbiegungenbeiträgt. Der Rechenwert der Durchbiegungen lag bei 11 cm (Vorstatik). Der Stich der Gradiente mitR = 8.500 m beträgt im großen Feld jedoch nur 6,4 cm. Die Optik der Gesimslinie wäre möglicherweiseempfindlich gestört worden. Auf die strengen Anforderungen an die Maßgenauigkeit der untenliegen-den DB-Profile sei außerdem hingewiesen. Der Amtsentwurf hatte deshalb 4 Bodenlisenen und 10Leerrohre für ergänzende Vorspannung im großen Feld vorgegeben. Mit 10 BSG 6-19 je 2044 kN wä-ren damit -28 mm stat. Durchbiegungsanteil erreichbar gewesen, für t = tend entsprechend etwa 75 mm.

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Bild 5.11: Ausführung einer veränderlichen Querschnittshöhe um δ =50 mm im Hauptfeld

Im Ausführungsentwurf wurde diese Bodengruppe voll mit ausgenutzt. Da der Bauherr außerdem aufder ausgeschriebenen nachträglichen Verstärkungsmöglichkeit für das große Feld bestand, mußten Um-lenksättel und Verankerungsstellen in den Querträgern für externe Spanngliedzulagen vorgesehen wer-den. Wegen der reduzierten Exzentrizitäten bringt diese Spanngliedgruppe nur eine entsprechend ge-ringe Durchbiegungsreserve.

4 x 6-22 je 2998 kN mit - 6 mm elast.bzw. etwa - 16 mm mit Schwinden und Kriechen

Auf die Spannkraft bezogen ist das nur noch eine Wirksamkeit von etwa 35% gegenüber der Boden-plattengruppe.

Im April 1998 wurde der Überbau Süd dem Verkehr übergeben, im Dezember 1998 der Überbau Nord.Damit sind inzwischen etwa 45% (Nord) bzw. 55% (Süd) der Durchbiegungen eingetreten (Bild 5.12).Die weitere Verlaufsprognose läßt das Erreichen der Rechenwerte erwarten.

5.4 Verallgemeinerungen

Die Durchbiegung eines Spannbetonträgers hängt ab von:

• der Biegesteifigkeit, zeitabhängig

• den Momentenverhältnissen MP / MG / MV 0

• der Momentenwirksamkeit der gewählten Vorspannung.

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Bild 5.12: Biegelinie im Hauptfeld der Ochsenbrücke

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Bild 5.13: Lastmomente für einen 2-spurigen Brückenquerschnitt zwischen 20 und 60 m Stützweite

Zu den Momentenverhältnissen ist hier von Interesse, daß das Gesamtmoment aus MP + MG überein Bemessungsverfahren zu einer notwendigen Größe der Vorspannung bzw. des Vorspannmomen-tes führt. Für die Durchbiegung ist in der Langzeitwirkung die verbleibende Momentendifferenz ausMG - MV als „kleine Differenz großer Zahlen“ die kausale Größe für die Durchbiegungsentwicklung.Das Momentenverhältnis Verkehrslast zu Eigenlast nimmt mit der Stützweite deutlich ab. Damit nimmtder Anteil der Eigenlast in der Bemessungsgrundlage für die Vorspannung deutlich zu. Die durchbie-gungswirksame Differenz zwischen Eigenlast und Vorspannung ändert sich daher mit zunehmenderStützweite überproportional.

In einer Parameterstudie für einen 2-spurigen Überbau mit Regelquerschnitt RQ 10,5 erkennt man,daß die Momentendifferenz aus Eigenlast und Vorspannung bis in den Stützweitenbereich von 30 mrelativ ausgeglichen ist, danach aber stark ins Positive umschlägt und damit zu entsprechend größerenDurchbiegungen Anlaß gibt (Bild 5.13 und Bild 5.14).

Der Lastfall Vorspannung der als Ergebnis des Bemessungsverfahrens ermittelt wird, setzt sich na-türlich aus den verschiedenen Anteilen Längskraft und Moment zusammen. Für die Durchbiegungenist der verbleibende Momentenanteil von Interesse. Die Frage der Momentenwirksamkeit einer ge-wählten Spanngliedgeometrie ist damit ebenfalls ein wichtiger Faktor für das Verformungsverhalten:Beim Taktschiebeverfahren ist mit einem Anteil von 20 - 30% der Spannstahlmenge für die zentrischePrimärvorspannung zu rechnen. Diese bringt nur einen sehr geringen bzw. keinen Anteil zur Momen-tenwirksamkeit der Vorspannung.

Setzt man eine optimale parabolische Spanngliedführung in ihrer Momentenwirksamkeit mit 100% an,so erreicht man mit einer externen Vorspannung im Hohlkasten bei einer Bauhöhe von 3 m, nur etwa60% bzw. einer Bauhöhe von 2 m nur etwa 40% der Momentenwirksamkeit einer Vergleichsvorspan-nung. Dagegen bringen geradlinig in der Boden- oder Deckplatte geführte und in Lisenen verankerteSpanngliedgruppen eine entsprechend höhere Momentenwirksamkeit (siehe Bild 5.12). Neben der Mo-mentenwirksamkeit spielt natürlich auch die Genauigkeit eine Rolle, mit der in der Praxis der LastfallVorspannung in seiner geplanten Größe tatsächlich erreicht werden kann [9]. Auch durch diese relativ

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Bild 5.14: Momente aus Eigenlast und Vorspannung in Abhängigkeit von der Stützweite

kleineren Toleranzen kann die verformungswirksame Differenz aus Eigenlast und Vorspannung deut-lich beeinflußt werden.

5.5 Ergebnisse, Folgerungen

Die Literatur über Langzeitverformungen an Spannbetonbrücken ist offenbar nicht besonders umfang-reich. An Beispielen ist als allgemeiner Trend zu erkennen, daß bei großen Stützweiten die voraus-berechneten Werte im allgemeinen deutlich überschritten werden [10], [11]. Für die hier betrachtetenTaktschiebebrücken sind 2 technologisch bedingte Sachverhalte besonders zu berücksichtigen:

• begrenzte Möglichkeiten, Durchbiegungen durch Formgebung auszugleichen

• verminderte Momentenwirksamkeit der Vorspannung infolge zentrischer Primärvorspannung ei-nerseits und Anteil externer Vorspannung im Hohlkasten andererseits.

Für schlanke Überbauten, Taktschiebebrücken mit Hilfsstützen oder Zusatzabspannungen sind daherVerformungsnachweise schon für die Beurteilung von Sondervorschlägen und Nebenangeboten not-wendig. Die an den Beispielen gezeigten Fakten führen zunächst zu der grundsätzlichen Feststellung,daß auch normale Langzeitverformungen bezüglich Entwässerung, Fahrdynamik, Lichtraumprofilenusw. Folgeprobleme für Gebrauchstauglichkeit und Dauerhaftigkeit bringen können und keineswegstolerierbare Schönheitsfehler sind.

Unter diesen Gesichtspunkten sind in der Praxis Defizite bei der meßtechnischen Überwachung vonBauabläufen und der weiteren meßtechnischen Verfolgung des Bauwerksverhaltens (ZTVK, Punkt 1.6)dringend anzumahnen. Für schlanke Überbauten im Stützweitenbereich ab 40 m ist die ständige Durch-biegungskontrolle über längere Zeiten im Rahmen der Brückenhauptprüfungen nach DIN 1076 unbe-dingt erforderlich.

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Die Planung einer Brücke von der Linienführung an sollte diese besonderen technologischen Eigen-schaften berücksichtigen, d. h. wenn das Taktschiebeverfahren grundsätzlich als technologische Mög-lichkeit zum Einsatz kommen kann, dann sollte versucht werden, die Geometrie diesen Bedingungenanzupassen:

• längskonforme Achslinie (räumlich)

• reichliche Bauhöhe (l/15 bis l/20)

• reichliches Entwässerungsgefälle

• Ausrundungen der Gradiente (Kuppe oder Wanne) sind durchaus erwünscht, denn die empfind-lichste Linie für die Durchbiegungen der Felder wäre die Gerade!

Anmerkung:Für die Zuarbeit und Durchsicht von Werten und Fakten bedanke ich mich bei:Dr. Kinkel, Kunkel und Partner Neu-Isenburg (Ausführungsplanung Ochsenbrücke)Dipl.-Ing. Heuschkel Gera (Prüfing. Ochsenbrücke)Dipl.-Ing. J. Feistel, Büro Lachmann, Kunze, Geißler (Parameterstudie)

5.6 Literaturverzeichnis

[1] Leonhardt F., Baur, W.: Erfahrungen mit dem Taktschiebeverfahren im Brücken und Hochbau. In:Beton- und Stahlbetonbau, 66(1971)7, S. 161

[2] Krämer, A.J.: Rüstungs- und Taktschiebeverfahren beim Bau von Balkenbrücken - Ausführung undWirtschaftlicheitsvergleich,Bauverlag GmbH Wiesbaden und Berlin (1973)

[3] Schuchardt, J., Vockrodt, H., Feistel, D.: Erstanwendung des Taktschiebeverfahrens in der DDR.In: Bauplanung-Bautechnik, 30(1976)7, S. 327

[4] Schuchardt, J.: Brückentragwerk mit paralleler Vorspannung, Diplomarbeit, TU Dresden, Institutfür Stahlbeton, Spannbeton und Massivbrücken, Prof.-Dr.-Ing. Schröder, 1968

[5] Vaessen: Neue rationelle Verfahren im Stahlbetonbau. In: Der Bauingenieur, (1967)1, S. 1

[6] Vockrodt, H., Schuchardt, J., Lehmann, H.N. Hacke, D., Gebauer, F. und Lenk, K.: Verfahren undEinrichtung für den Verschub von Bauteilen und Bauwerken bei Vermeidung horizontaler Aufla-gerkomponenten., Wirtschaftspatent 117 708 in der DDR, Bauplanung-Bautechnik 30(1976)7

[7] Feistel, D.: Zum Problem der Formgebung bei Brücken im Taktschiebeverfahren VSVI Reinland-Pfalz und Saarland e.V. - Mit Beiträgen der VSVI Thüringen, Info 1993, S. 52

[8] Jungwirth, D: Neue rationelle Verfahren im Stahlbetonbau. Workshop im Rahmen des DeutschenBetontages in Berlin, 21. April 1999 In: Beton- und Stahlbetonbau, 94(1999)8, S. 339

[9] Feistel, D.: Genauigkeitsuntersuchungen für den Lastfall Vorspannung. In: Bauplanung-Bautechnik, 28(1974)3, S. 22

[10] Vitek J.L.: Long-Term Deflections of Large Prestressed Concrete Bridges, Prepared for the mee-ting of CEB TG2/4 in Budapest,Jan.15 (1996)

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[11] Schleicher, C.: Langzeituntersuchungen an der Carolabrücke in Dresden. In: Bautechnik,71(1994)1, S. 15

[12] Sailer, M., Ernst, M.: Bemessung eines vorgespannten Brückenüberbaus nach DIN und nach ECmit Ver gleich der Bemessungsergebnisse. In: Bautechnik, 76(1999)1, S. 64

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