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AUSARBEITUNG EINES SANIERUNGSKONZEPTES

FÜR STRAßENBRÜCKEN MIT ORTHOTROPER FAHRBAHN

D I P L O M A R B E I T

zur Erlangung des akademischen Grades

„Diplom-Ingenieur (FH)“

an der Fachhochschule München

Fachbereich 02 Bauingenieurwesen / Stahlbau

Labor für Stahl- und Leichtmetallbau

eingereicht von: Betreuer und Erstprüfer:

Martin Neyer Prof. Dr.-Ing. Ö. Bucak

10. Sem. Stahlbau

Zweitprüfer:

München, Juli 2003 Prof. Dr.-Ing. C. Seeßelberg

Martin Neyer Diplomarbeit FH München/ Stahlbau ___________________________________________________________________________________

- Seite III -

Inhaltsangabe Kapitel

1.

1.1 1.2

1.3

2.

2.1 2.2

2.3

3.

3.1

3.2 3.3 3.4

3.5 3.5.1

3.5.2 3.5.3 3.5.4

3.5.5 3.5.6

4.

4.1

4.2 4.3

4.3.1 4.3.2 4.3.3

4.3.4 4.3.5 4.3.6

4.4 4.5

4.5.1 4.5.2 4.5.3

4.6 4.6.1

4.6.2 4.6.3 4.7

4.7.1

Thema Einleitung

Problematik und Aufgabenstellung Ziel der Arbeit

Aufbau der Arbeit

Dokumentation der Schäden

Risse in den Trapezhohlsteifen Risse in den Rahmenecken

Risse in den Querträgerstegen

Versuchstechnische Untersuchung

Funktionsweise von Dehnungsmessstreifen

Applikation von Dehnungsmessstreifen Klebeplan der Dehnungsmessstreifen Codierung von Dehnungsmessstreifen

Belastungsfahrten Allgemeines

Ziel Belastung Ablauf

Aufbereiten der Messwerte Ergebnisse

Numerische Untersuchung

Allgemeines

Theoretische Grundlagen der FE-Methode Das Modell

Eingabe in SOFiSTiK Werkstoff Elementierung

Knoten- und Elementnummerierung Lagerbedingungen Berechnungsverfahren

Bemerkungen zur FE-Berechnung Belastungsfahrten

Allgemeines Lastannahmen Ergebnisse

Belastung nach DIN-Fachbericht 101 Allgemeines

Lastannahmen Ergebnisse Sanierungsvarianten

Allgemeines

Seite 1

1 4

4

5

5 6

8

12

12

14 18 21

24 24

25 25 27

30 32

36

36

36 37

37 37 38

39 40 41

41 42

42 42 44

48 48

48 50 53

53


- Seite IV -

4.7.2 4.7.3

4.7.4

5.

5.1 5.2

5.3 5.3.1 5.3.2

5.3.3 5.4

5.5

6.

6.1 6.2

6.3 6.4 6.5

6.6

7.

7.1

7.2 7.3 7.3.1

7.3.2 7.3.3

7.3.4 7.4 7.4.1

7.4.2 7.5

8.

8.1

8.2 8.3

9.

Anhang A:

Anhang B:

Anhang C:

Anhang D:

Anhang E:

Lastannahmen Sanierungsvariante mit vergrößerter Ausnehmung

Sanierungsvariante mit Stegpflaster

Auswertung der Untersuchungen

Allgemeines Einfluss der Belastungsgeschwindigkeit

Vergleich zwischen Messungen und FE-Berechnung Extrapolation der Messergebnisse Spannungsverlauf in den QT-Stegzähnen

Einfluss der Laststellung Vergleich der Beanspruchungen der Stegzähne

Spannungsverhältnisse an Querträgern mit Riss

Berechnungsvorschriften

Allgemeines DIN 18809

DIN-Fachbericht 103 DS 804 Eurocode 3

Berechnung nach Falke

Ausarbeitung eines Sanierungskonzeptes

Forschung an der Universität Karlsruhe (TH)

Sanierungsvariante mit Flachstahl Sanierungsvariante mit vergrößerter Stegausnehmung Geometrie der vergrößerten Stegausnehmung

Auswirkung der Geometrieänderung Einfluss der Größe der Stegausnehmung

Einfluss beidseitiger Bohrungen Sanierungsvariante mit Stegpflaster Geometrie des Stegpflasters

Einfluss des Stegpflasters Ausführung der Sanierungsarbeiten

Zusammenfassung

Gesamtüberblick

Resümee und Folgerungen Schlussworte

Literaturverzeichnis

Applikationspläne der DMS

Messdiagramme Belastungsfahrten

Spannungsverläufe am Stegzahn 4/5

Berechnung der Federsteifigkeiten

SOFiSTiK Eingabedatei

53 53

56

59

59 60

64 64 69

75 77

84

93

93 93

94 100 100

102

103

103

105 108 109

110 112

116 117 117

119 121

127

127

132 134

135

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145

171

179

187


- Seite 1 -

1. Einleitung

1.1 Problematik und Aufgabenstellung

Im Rahmen einer Brückenprüfung wurden an der Autobahnbrücke BW 35/374 südlich Karlsruhe Schäden am Tragwerk festgestellt. Bei der Autobahnbrücke handelt es sich um eine 1982 gebaute 250m lange

Stahlbrücke, welche als Dreifeldträger ausgebildet wurde. Mit Spannweiten von 75m in den Endfeldern und 100m im Mittelfeld führt sie die Autobahn A5 über die Gleisanlagen der DB bei Karlsruhe-Durlach.

Zwei voneinander getrennte Brückenüberbauten tragen jeweils die

Verkehrsbelastung einer Fahrtrichtung. Die Belastung setzt sich aus drei Hauptspuren und einer stark befahrenen Abbiegespur zusammen. Die Lastabtragung erfolgt zunächst über eine orthotrope Platte mit

Trapezhohlsteifen. Querträger im Abstand von 3,44m tragen die Last an die zwei Hauptträger weiter. Jeder vierte Querträger im Feld und jeder zweite im

Stützenbereich ist durch das Fachwerk als Querscheibe besonders steif ausgelegt, wodurch die Stabilität der Hauptträger in Querrichtung gewährleistet und eine zusätzliche Unterstützung der weicheren Querträger

durch zwei Zwischenlängsträger gegeben ist (Bild 1.1-1). Zwei offene Hauptträger sorgen schließlich für den Lastabtrag in Brückenlängsrichtung

zu den Auflagerpunkten. Die Hauptträgerhöhe ist dem Biegemomentenverlauf angepasst und liegt zwischen 1,9m und 2,9m.

Bild 1.1-1: Untersicht der Brücke


- Seite 2 -

Schäden wurden zunächst beim Anschluss zwischen Trapezsteife und

Deckblech festgestellt (Bild 1.1-2). Ausgehend von den Fensterstößen der Trapezhohlsteifen, welche als

Stumpfstoß mit Badsicherung ausgeführt wurden, verliefen die Risse zunächst an der Schweißnaht entlang,

ehe sich die Risse im Trapezprofil fortsetzten. Bei der Sanierung dieser

teils meterlangen Rissen wurden weitere Risse an dem Brückenbauwerk entdeckt, woraufhin eine genauere

Brückenbegutachtung in Auftrag gegeben wurde.

Die Sonderprüfung fand durch die Ingenieurgruppe Bauen (IGB) im März

2001 statt [1]. 33 Risse wurden in den sog, Rahmenecken (Anschluss Querträger an Hauptträger) gefunden

(Bild 1.1-3), wobei 22 davon bei den Anschlüssen der steifen Fachwerk-

querträger entdeckt wurden. Des weiteren wurden auch Risse beim Anschluss der Trapezhohlsteifen an

den Querträgersteg gefunden. 12 der insgesamt 17 Risse befinden sich dabei an der Ausnehmung der

Querträgerstege zur Durchführung der Steife 4 (Bild 1.1-4).

Als Folge der Bestandsaufnahme wurden zur vorläufigen Sanierung

einige gut zugängliche Risse sogleich abgebohrt, ausgefugt und

zugeschweißt (Bilder 1.1-5 und 1.1-6) [5] [6], aber auch eine längerfristige Überwachung des Brückenbauwerks

für sinnvoll erachtet. Ziel der Überwachung ist es, Erfahrung über das Rissfort-

schrittsverhalten zu sammeln und daraus ein ausgereiftes

Sanierungskonzept erarbeiten zu können.

Bild 1.1-2: Riss am Fensterstoß der

Trapezsteifen

Bild 1.1-3: Risse im Rahmeneck

Bild 1.1-4: Risse im Querträgersteg

Deckblech

Trapezsteife Schweißnaht des Fensterstoßes

QT-Steg

HT-Steg

Steife 5 Steife 4

QT-Steg


- Seite 3 -

Bei den beiden erstgenannten Schadenssituationen – Risse beim

Anschluss Trapezsteife an Deckblech und Risse beim Rahmeneck – handelt

es sich um Ermüdungsphänomene infolge zu geringer Querschnitts-tragfähigkeit, welchen mit herkömm-

lichen Verstärkungsmaßnahmen begegnet werden kann. Bei der

Stegausnehmung hingegen handelt es sich um eine bekannte, jedoch noch nicht hinreichend untersuchte

Problemstellung. Die Problemstellung wurde mit Prof. Dr.-Ing. Ömer Bucak von der

Fachhochschule München, welcher sich auf dem Gebiet der ermüdungsbeanspruchten Konstruktionen einen hervorragenden Namen

geschaffen hat, diskutiert. Da die Problematik von allgemeinem Interesse ist und ein internationales Forschungsprojekt unter anderem zu dem Thema angestrengt werden soll,

wurde entschieden eine umfassende Untersuchung anzustellen. Diese Diplomarbeit, welche mit Betreuung durch die IGB aus Karlsruhe

angefertigt wurde, soll nun die Problemstellung aufnehmen und unter Zuhilfenahme versuchstechnischer und numerischer Untersuchungen ein Sanierungskonzept erarbeiten.

Bild 1.1-5: Sanierter Riss an der Trapezsteife

Rissbeginn

Bild 1.1-6: Vorläufig sanierter Riss am QT-Steg


- Seite 4 -

1.2 Ziel der Arbeit

Ziel dieser Diplomarbeit soll sein, durch Messungen, Berechnungen und Versuche ein Sanierungsvorschlag für die Straßenbrücke BW 35/374 zu

erarbeitet.

Der Sanierungsvorschlag soll folgende Kriterien erfüllen:

Gute Durchführbarkeit unter den gegebenen Baustellenbedingungen

Möglichst geringe Beeinträchtigung des Straßen- und Schienenverkehrs

Dauerhafte Lösung

Geringe Sanierungskosten sind zwar nicht vorrangiges Ziel, dennoch soll eine

kostengünstige Sanierungsmethode entwickelt werden.

1.3 Aufbau der Arbeit

Die vorliegende Arbeit greift zunächst den momentanen Zustand der Brücke auf und gibt diesen in einer Dokumentation der Schäden in Kapitel 2 wider.

In Kapitel 3 wird die versuchstechnische Untersuchung ausführlich beschrieben. Neben einer kurzen Einführung in die Messtechnik wird die

Vorbereitung und Durchführung der Belastungsmessungen erläutert. Ergebnisse dieser Belastungsmessung schließen das Kapitel ab.

Kapitel 4 widmet sich der numerischen Untersuchung. Zunächst wird auf den Aufbau und die Annahmen des Finite Elemente Modells eingegangen. Im

Anschluss werden Ergebnisse aus Berechnungen zur Simulation der Belastungsfahrten und Berechnungen unter Normbelastung präsentiert. Abschließend werden mögliche Sanierungsvarianten untersucht und die

Ergebnisse dokumentiert. Kapitel 5 befasst sich mit der Auswertung der Belastungsfahrten. Dabei

werden Ergebnisse aus der versuchstechnischen und der numerischen Untersuchung der vorliegenden Konstruktion verarbeitet und ausgewertet.

Auf derzeitige Berechnungsvorschriften wird in Kapitel 6 eingegangen.

In Kapitel 7 werden bisherige Sanierungskonzepte vorgestellt, aber auch neue Sanierungsvarianten entwickelt. Die unterschiedlichen Sanierungsvarianten

werden auf ihre Effektivität und Durchführbarkeit untersucht und bewertet. Zusammenfassend wird in Kapitel 8 ein Gesamtüberblick über die Arbeit

gegeben und ein Sanierungskonzept präsentiert. In Kapitel 9 sind die Literaturquellen niedergeschrieben worden.


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2. Dokumentation der Schäden

2.1 Risse in den Trapezhohlsteifen

Der erste Riss wurde bei Belagsarbeiten an einer Längsnaht im August 2000 entdeckt. Bei Bauwerksüberprüfungen wurden weitere Risse an den

Montagestößen der Trapezhohlsteifen gefunden. Die Rissinitiierung findet stets am Fensterstoß, welcher als Stumpfstoß mit Badsicherung ausgeführt

wurde, statt. Die Risse verlaufen zunächst an der Längsnaht zwischen Steife und Deckblech entlang, ehe sie sich im Trapezprofil fortsetzten (Bild 2.1-1).

Bis auf eine Ausnahme (Steife 4) sind hierbei die Trapezsteifen 6,7,9 und 10 betroffen, die sich im Bereich der LKW-Fahrspur befinden (Bild 2.1-2).

Abbiegespur LKW-Spur

Insbesondere die Steifen 7 und 9 weisen auf Grund ihrer unmittelbarer Beanspruchung durch die LKW-Radlasten die meisten Risse auf. Von den

insgesamt 16 Rissen entfallen 7 auf die Steife 7 und 4 auf die Steife 9.

Bild 2.1-2: Darstellung des halben Fachwerkquerträgers mit Abbiege- und LKW-Spur

Bild 2.1-1: Rissverlauf mit mehreren Verzweigungen quer durch die Trapezhohlsteife

Rissbeginn

Fensterstoß


- Seite 6 -

Auf den westlichen Überbau entfallen dabei gerade mal zwei Risse, alle anderen befinden sich am östlichen Überbau.

Die Firma DSD – Brückenbau wurde damals mit der Sanierung der festgestellten Risse beauftragt. Die teils meterlangen Risse wurden mit einem

Rissstopper versehen, ausgefugt und mit Stabelektroden verschweißt [5, 6].

2.2 Risse in den Rahmenecken

Die Schäden in den Rahmenecken der Querrahmen können in zwei

Arten unterteilt werden. Einerseits wurden Risse am Anschluss der Querträger an den

Hautträger (Bild 2.2-1) gefunden. Bild 2.2-2 zeigt einen kompletten Durchriss des Querträgerflansches

und der Steife. In Bild 2.2-3 ist zu sehen, dass sich der Riss entlang der

Halskehlnaht über die gesamte Hauptträgerstegsteife fortsetzt.

Andererseits wurden Risse am Anschluss des Fachwerkquerträgers

an den Hauptträger entdeckt (Bild 2.2-4). Die Risse treten infolge einer abrupten Steifigkeitsänderung durch

das Knotenblech im Flansch der Hauptträgerstegsteife auf.

Die Bilder 2.2-5 und 2.2-6 zeigen einen kompletten Durchriss des Flansches der HT-Stegsteife und den

Verlauf des Risses.

Bild 2.2-1: Rahmeneck eines Querträgers

Bild 2.2-2: Durchriss des QT-Flansches

und der Steife Bild 2.2-3: Rissverlauf über die gesamte

HT-Stegsteife

Bild 2.2-4: Rahmeneck eines Fw-Querträgers

Steifigkeitssprung


- Seite 7 -

Im Rahmen der Sonderprüfung vom 27. März 2001 [1] stellte sich heraus,

dass die Anschlüsse an den äußeren Hauptträgern wesentlich stärker beansprucht werden, als die

Anschlüsse an den inneren Hauptträgern. Die stärkere Beanspruchung der äußeren

Hauptträger resultiert aus einer unterschiedlichen Höhe und somit

Steifigkeit der Hauptträger. Da die Belastung des Schwerlastverkehrs

vorwiegend über den äußeren, wesentlich weicheren Hauptträger

abgetragen wird, kommt es zu einer Tordierung der Brücke, was im

wesentlichen die Beanspruchung in den Rahmenecken hervorruft. 19 Anrisse am äußeren HT des

östlichen Überbaus, wovon 12 auf die Anschlüsse der Fw-QT entfallen, stehen einem Riss am inneren HT

entgegen. Beim westlichen Überbau wurden 14 Anrisse, hiervon 10 an

den Anschlüssen der Fw-QT entdeckt, wobei alle sich am äußeren HT befinden.

Die insgesamt 34 Risse beinhalten 5 vollständige Durchrisse und 12 Durchrisse, die nur einzelne Bleche des Anschlusses, wie beispielsweise die

Vertikalsteife, betreffen.

Bei keinem der angetroffenen Schadensfälle ist der Steg des Querträgers in Mitleidenschaft gezogen worden, deshalb wurde auf Grund der uneingeschränkten Querkrafttragfähigkeit von einer sofortigen Sanierung der

Risse abgesehen. Eine detailliertere Beschreibung und Beurteilung der Schäden durch die IGB ist in [7] enthalten.

Mehrere Bauwerksprüfungen wurden der Sonderprüfung nachgeschaltet. Im etwa einmonatigen Abstand wurden dabei vorhandene Risse auf eventuelle

Veränderungen überprüft und nach bisher unentdeckten Rissen geschaut. Die Ergebnisse wurden in einem abschließenden Schadensbericht vom 22. Juli 2002 [8] zusammengefasst.

Ingesamt wurden bei den Brückenprüfungen 14 weitere Risse an den Hauptträgeranschlüssen gefunden. Der außenliegende HT des östlichen

Überbaus weist nun 23 Risse auf, wobei 14 auf die Anschlüsse der Fw-QT entfallen. Am außenliegenden HT des westlichen Überbaus befinden sich 22 Risse, hiervon ebenfalls 14 auf die Anschlüsse der Fachwerkdiagonalen. An

Bild 2.2-5: Durchriss des Flansches der

HT-Stegsteife

Bild 2.2-6: Rissverlauf in der HT-Stegsteife

Rissbeginn

derzeitiges Rissende


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den innenliegenden Hauptträgern wurde ein Riss am östlichen Überbau und zwei Risse am westlichen Überbau festgestellt, alle im Bereich der

Fachwerkknotenbleche.

2.3 Risse in den Querträgerstegen

Bis zum heutigen Tage wurden 17 Anrisse im QT-Steg bei den Anschlüssen der Trapezsteifen 4, 5 und 6 entdeckt. Bei drei Rissen handelt es sich um Risse in der Schweißnaht zur Verbindung

der Trapezsteife mit dem Steg. Diese Risse befinden sich an den Steifen 5 und 6 des selben Querträgers. Deutlich sichtbar seien Fertigungsfehler beim

Erstellen der Schweißverbindung gewesen. Die anderen 14 Risse treten bei der Stegausnehmung zur Durchführung der Trapezsteife auf. 12 Risse wurden

beim sog. „Stegzahn“ (Bild 2.3-1) auf der Innenseite der Steife 4 und zwei auf der Innenseite der Steife 6

festgestellt. Die geschädigten Stegzähne befinden sich somit direkt

unterhalb einer Radlast bei Überfahrt eines LKWs auf der Abbiege- bzw. LKW-Spur (Bild 2.1-2).

Die Steife 4 ist am einfachsten daran zu erkennen, dass mittige unter der

Trapezsteife das Stegblech des Querträgers gestoßen wurde. Zum Hauptträger hingewandt beträgt die

Blechdicke 20mm, in Richtung Feldmitte hingegen nur 15mm.

Die Überprüfung der Querträgerstege erfolgte in erster Linie von den

Besichtigungsstegen aus. D. h. gute Zugänglichkeit ist nur bei den Steifen 2 bis 4 gegeben. Die Stegbereiche bei den Steifen 5 bis 8 sind nur bedingt einzusehen, so dass nur größere Risse erkannt werden konnten. Im Bereich

des südlichen Endfeldes und bereichsweise im Innenfeld konnte mit Zuhilfenahme einer Hebebühne die gesamten Querträgerstege begutachtet

werden. Es wurden jedoch keine weiteren Risse gefunden.

Alle gut zugänglichen Risse wurden

im September 2001 repariert, in dem das Rissende abgebohrt, die Risse mit Kohleelektroden ausgefugt und dann

mit basischen Stabelektroden zugeschweißt wurden (Bild 2.3-2) [5,

6]. Bei der Reparatur handelt es sich nur um eine vorläufige Sanierung, bis ein ausgereiftes Sanierungskonzept

erstellt worden ist.

Steife 4 Steife 5

„Stegzahn“

t=15mm t=20mm Riss

Bild 2.3-1: Stegzahn 4/5 mit Riss

Bild 2.3-2: Reparaturschweißung


- Seite 9 -

Bild 2.3-3 zeigt ein typisches Rissbild mit Rissfortschritt über 2 Jahre.

Nach anfänglich raschem Risswachstum stellt sich bei einer gewissen Risslänge ein verlangsamter

Rissfortschritt ein. Dieses Phänomen ist auf die reduzierte Steifigkeit des Stegzahnes und eine damit

verbundene Umlagerung des

Kraftflusses zurückzuführen.

In Bild 2.3-4 ist die Stegausnehmung mit Riss vergrößert dargestellt. Bild 2.3-5 zeigt die Stelle der Rissinitiierung in einer Nahaufnahme. Deutlich

erkennbar ist, dass die Rissinitiierung an der Stelle der Schweißnahtkerbe erfolgt. Dies lässt sich an allen drei noch nicht sanierten Rissen erkennen.

Bei einer Brückenbesichtigung am

21. Jan 2003 wurde ein bisher noch nicht entdeckter Riss festgestellt. Dieser Riss war zunächst sehr kurz,

ist jedoch in den darauffolgenden Wochen stark gewachsen. Nach Entfernen des Korrosionsschutzes

konnte man erkennen, dass die tatsächliche Risslänge von der

scheinbaren Risslänge mit Korrosionsschutz abweichen kann. Bild 2.3.6 zeigt den Riss nach dem

Entfernen des Korrosionsschutzes. Die Bestimmung der Risslänge mit Korrosionsschutz ist demnach nur bedingt

möglich. Da außerdem nur Risse erkennbar sind, bei denen die Korrosionsschutzfarbe gerissen ist, kann davon ausgegangen werden, dass

mehrere Risse bisher unentdeckt blieben.

Bild 2.3-3: Rissfortschritt

Bild 2.3-4: Ausnehmung mit Riss Bild 2.3-5: Rissinitiierung an der

Schweißnahtkerbe

Bild 2.3-6: Neu entdeckter Riss nach Entfernen des Korrosionsschutzes

Schweißnahtkerbe


- Seite 10 -

In den Tabellen 2.3-1 und 2.3-2 sind die Risse in den Querträgerstegen

dokumentiert.

QT-Nr.

LT-Nr.

innen/ außen

Riss-länge

saniert Bemerkungen

9 4 innen 194mm nein Rissfortschritt: 24.8.01 : 153mm

29.1.02 : 183mm 21.1.03 : 194mm

10

(Fw)

4 innen 160mm nein Rissfortschritt:

24.8.01 : 123mm 29.1.02 : 149mm

21.1.03 : 160mm

34 4 innen 130mm nein

66

(Fw)

4 innen 185mm ja

67 4 innen 95mm ja

71 4 innen 36mm nein Rissfortschritt: 21.1.03 : 8mm (südseitig) 0mm (nordseitig)

05.2.03 : 8mm (südseitig) 27mm (nordseitig)

21.3.03 : 8mm (südseitig, ohne Korrosionsschutz bei Farb- eindringverfahren)

12.4.03 : 28mm (nordseitig, mit Korrosionsschutz) 36mm (nordseitig, ohne

Korrosionsschutz bei Farb- eindringverfahren)

QT-

Nr.

LT-

Nr.

innen/

außen

Riss-

länge

saniert Bemerkungen

4’ 4 innen 165mm ja




20’ 5 innen ja Riss nicht im Stegzahn, sondern in der

Schweißnaht zur Trapezsteife

20’ 6 innen

+ außen

ja Risse nicht im Stegzahn, sondern in

den Schweißnähten zur Trapezsteife

Tabelle 2.3-1: Risse in den Querträgerstegen des westlichen Brückenüberbaus


- Seite 11 -



30’ 6 innen ? ja


44’ (Fw)

4 - - Kein Riss. In [8] versehentlich falsch

dokumentiert. ( nur Schmutz!)

Untergliedert man die geschädigten Querträger nach Lage des Querträgers, so

lassen sich folgende interessante Feststellungen machen.

Von den insgesamt 14 Rissen an der Stegausnehmung treten beim westlichen Überbau 2 bei Fachwerkquerträgern und 4 bei weichen Querträgern auf. Beim östlichen Überbau hingegen sind alle 8 Risse bei den Regelquerträgern

entdeckt worden. Besonders häufig (insg. 6 Risse) treten Risse an den Querträgern auf, die genau zwischen zwei Fachwerk-Querträgern liegen. Bei Querträgern, die Fw-QT benachbart sind, sind zwar insgesamt auch 6 Risse

gefunden worden, aufgrund ihrer doppelten Anzahl ist der prozentuale Anteil der geschädigten Querträgern jedoch nur halb so hoch.

Die Verteilung der Risse spiegelt die Höhe der Beanspruchung der Querträger wider. Querträger die neben den steifen Fachwerkquerträgern liegen, werden

durch den Zwischenlängsträger stärker gestützt und somit entlastet. Für weiter entfernte Querträger ist die Unterstützung durch den

Zwischenlängsträger wesentlich weicher, weshalb mehr Last über den QT abgetragen wird. Die Mehrbeanspruchung verursacht höhere Spannungsspitzen an den Stegzähnen, was die Rissinitiierung begünstigt.

Für die beiden Risse in den Stegen der Fachwerkquerträgern trifft obige Erklärung nicht zu. Auffallend ist aber, dass bei beiden Fachwerkquerträgern

auch ein benachbarter Querträger einen Riss aufweist. Ob der Riss im steifen oder weichen Querträger zuerst aufgetreten ist, kann im Nachhinein nicht

beantwortet werden. Es scheint aber so zu sein, dass diese Querträger besonders stark beansprucht worden sind.

Beobachtet man die Verkehrsführung, so lässt sich feststellen, dass die Einfädel- und Abbiegespur in den beiden Endfeldern des westlichen Überbaus stärker befahren wird als im Mittelfeld. 5 von insgesamt 6 Rissen

sind in den Endfeldern zu finden.

Tabelle 2.3-2: Risse in den Querträgerstegen des östlichen Brückenüberbaus


- Seite 12 -

3. Versuchstechnische Untersuchung

Die nachfolgende Beschreibung über die Funktionsweise und Applikation von Dehnungsmessstreifen wurde zum Teil [S3] und [S5] entnommen.

3.1 Funktionsweise von Dehnungsmessstreifen

Dehnung

Wird ein Stab durch eine in seiner Längsachse angreifende Zugkraft

beansprucht, vergrößert sich seine

Länge L um den Betrag L,

während sich seine Dicke D durch die Querkontraktion um den

Betrag D verringert. Die Längenänderung bezogen auf

die Ausgangslänge wird als

Dehnung bezeichnet und berechnet sich wie folgt:

: Dehnung

L : Längenänderung L : Ausgangslänge

Dehnungsmessstreifen

Ein einfacher Dehnungsmessstreifen besteht aus einem dünnen Widerstandsdraht oder einer mittels

fotografischer Verfahren hergestellten Widerstandsfolie - dem Messgitter - welches sich auf einem elektrisch

isolierenden Trägermaterial befindet. An den Enden dieses Messgitters sind

Anschlussdrähtchen oder Zuleitungen befestigt. Der DMS wird mit einem speziellen Klebstoff auf dem

Messobjekt befestigt.

Bild 3.1-1: Stab unter Normalkraft-

beanspruchung

Bild 3.1-2: Aufbau eines DMS


- Seite 13 -

Dehnungs- und Widerstandsänderung Die im Messobjekt erzeugte Dehnung wird über den Klebstoff und das Trägermaterial des Dehnungsmessstreifens auf das Messgitter übertragen.

Dadurch erfährt auch das Messgitter eine Längenänderung, die sich wiederum in einer Widerstandsänderung bemerkbar macht. Diese

Widerstandsänderung ist direkt proportional der Dehnung.

: Dehnung

R : Widerstandsänderung des DMS

R : Widerstand des DMS K : k-Faktor, drückt das zahlenmäßige Ver- hältnis der Wandlung der mechanischen

Größe L in eine analoge elektrische

Größe R aus (wird auf der DMS-Packung

angegeben)

Da die durch die Dehnung hervorgerufene Widerstandsänderung sehr klein ist, wird eine Wheatston’sche Brückenschaltung

zur Umwandlung der Widerstands- in eine Spannungsänderung verwendet.

Ua : Messspannung Ue : Speisespannung

R1 : DMS-Widerstand R2 ... R4 : Festwiderstände

Mit R = R1 = R2 = R3 = R4 und R/R = k* (siehe oben) ergibt sich folgende

Beziehung:

Bild 3.1-3: Wheatston’sche Brücken-schaltung (Viertelbrücke)

Bild 3.1-4: Halbbrücke


- Seite 14 -

Brückenschaltungen Es wird zwischen 3 Brückenschaltungen unterschieden:

- Viertelbrücke

- Halbbrücke - Vollbrücke

Für die Messungen wurde eine Halbbrücke verwendet, welche neben dem aktiven DMS (R1)

auch ein Kompensations-DMS (R2) aufnehmen kann. Auf R2 wurde allerdings verzichtet, da der Temperatureinfluss bei Kurzzeitmessungen

vernachlässigbar ist.

Für die Halbbrücke ergibt sich schließlich folgende Beziehung:

3.2 Applikation von Dehnungsmessstreifen

Die Qualität einer Messstelle mit Dehnungsmessstreifen hängt nicht nur vom DMS selbst, sondern im wesentlichen auch von der Art der Applikation und

deren Ausführung ab. Eine einwandfrei funktionierende Messstelle erfordert gründliche Vorbereitung der Applikationsfläche, sorgfältiges Kleben, korrektes Verschalten und eine schützende Abdeckung.

Die Applikation der DMS wurde wegen des geringeren Verkehraufkommens an Schwerlastverkehr an mehreren Wochenenden durchgeführt.

Vorbereiten der Messstelle Da die Applikation der DMS auf der Baustelle und nicht unter

Laborbedingungen erfolgen konnte, musste auf eine sorgfältige Vorbereitung der Messstelle besonderen Wert gelegt werden. Mit zur Hilfenahme von Arbeitsbühnen war der Brückenüberbau von unten

gut erreichbar. Mit Schabern wurden zunächst der Korrosions-

schutz großflächig um die zu applizierenden Stellen entfernt. In einem zweiten Arbeitsschritt wurden die QT-Stege

zunächst gebürstet und dann mit grobem Schleifpapier (Körnung 50) blank geschliffen.

Mit sehr feinem Schleifpapier (Körnung 180) wurden letztlich Unebenheiten und feine Riefen entfernt.

Bild 3.1-5: Aktive DMS (R1)

und Komensations-DMS (R2)

Bild 3.2-1: Schleifen der

Messstelle


- Seite 15 -

Beim Querträger 71, welcher einen Riss aufweist, wurde vor dem Schleifen das

Farbeindringverfahren durchgeführt, um die exakte Risslänge zu ermitteln. Mit Schaber und einem Borsteneinsatz

für die Bohrmaschine wurde die Oberfläche gesäubert und mit einem Reiniger entfettet (Bild 3.2-2).

Für den Eindringvorgang wurde ein sehr kriechfreudiges Eindringmittel aufgesprüht. Es wurde ein roter

Penetrant verwendet wie in Bild 3.2-3 zu erkennen ist.

Die Zwischenreinigung wurde mit Wasser und lösemittelbefeuchteten Tüchern nach einer Eindringdauer von

ca. 10 Minuten durchgeführt.

Auf die trockene Oberfläche wurde der

Entwickler dünn aufgetragen. Schon nach wenigen Sekunden lies sich auf dem weißen, stark saugfähigen Film

eine Anzeige erkennen. Beim sog. „Ausbluten“ treten Reste des

Eindringmittels, die noch in Spalten verblieben sind, aus und erzeugen auf der dünnen Entwicklerschicht eine

deutlich sichtbare Anzeige.

Die Bilder 3.2-4 und 3.2-5 zeigen eine längliche Anzeige, der Riss.

Nach der Farbeindringprüfung [36] wurde die Farbe wieder entfernt und

der gesamte Bereich von einer Seite aus geschliffen. In Bild 3.2-6 ist die so vorbereitete Oberfläche mit Riss zu

sehen.

Bild 3.2-2: Gesäuberte Messstelle

Bild 3.2-3: Messstelle mit Penetrant

Bild 3.2-4: Messstelle mit Entwickler

Bild 3.2-5: Ausbluten des Risses


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Anbringen der DMS Unmittelbar bevor mit dem eigentlichen Applizieren

der DMS begonnen wurde, wurde großflächig der Bereich um die Messstelle mit Azeton staub- und fettfrei gerieben.

Nun wurde mit Lineal und Kugelschreiber die exakte Messstelle angezeichnet und die Kugelschreiber-

markierung mit Azeton wieder entfernt. Zurück bleibt jedoch ein sehr feiner, bei bestimmtem Lichteinfall leicht glänzender Strich (Bild 3.2-8),

welcher durch das Rollen der Kugelschreiberkugel auf dem Trägermaterial entstanden ist. Dieser feine Strich stellt keine Kerbe dar und hat somit auf den Spannungsverlauf keinen Einfluss, was äußerst wichtig für die

Aussagefähigkeit der Messergebnisse ist. Als Klebstoff wurde der kalthärtende Zweikomponentenkleber „X60“ von der

Hottinger Baldwin Messtechnik GmbH (HBM) [S3] verwendet. Abhängig von der Umgebungstemperatur härtet der Kleber in 2 Minuten bei 30°C, in 10 Minuten bei 20°C oder in 60 Minuten bei 0°C aus. Aus diesem Grunde haben

wir die QT-Stege von der Rückseite aus mit Halogenstrahlen angewärmt. Dies vereinfachte und beschleunigte die Applikation, da während des gesamten

Bild 3.2-6: Geschliffene Messstelle mit Riss (QT 71)

Bild 3.2-7: Reinigen der

Messstelle


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Aushärtevorgangs ein Anpressdruck mit dem Daumen auszuüben ist. Nur so

kann eine fehlerfreie Klebstelle gewährleistet werden. Neben der Temperatur spielt aber auch die

Luftfeuchtigkeit eine wesentliche Rolle. Deshalb sollte besonders bei Baustellen-klebungen eine gewisse Lufttemperatur

nicht unterschritten werden, damit sich der Atem nicht als Kondensat

niederschlagen kann. Während des gesamten Applikations-

vorgangs ist auf äußerste Sauberkeit an

der Messstelle und bei Werkzeugen zu achten, da bereites kleinste Staubpartikel bei Messlängen von bis zu 1,0mm erheblichen Einfluss haben können.

In Bild 3.2-9 ist ein einaxialer DMS mit einer Messlänge von 5mm dargestellt. Bild 3.2-10 zeigt eine DMS-Kette, die 5 Einzel-DMS enthält und eine

Messlänge von 1mm besitzt. Der Messgitterträger ist gerade mal 5mm auf 12mm groß. Beim Applizieren, Abdecken und Anlöten der Zuleitungen muss bei DMS-Ketten besonders sorgfältig gearbeitet werden. Die Genauigkeit bei

der Applikation beträgt in etwa 0,5mm (inkl. Anzeichnen).

Die DMS an sich wurden über Preusser Messtechnik [S5] von TML Tokyo Sokki Kenkyuja Co., Ltd. bezogen.

Abdecken der DMS und Anlöten der Zuleitungen Nach dem Kleben der DMS wurde die gesamte Messstelle mit dem zähen Kitt

„AK 22“ von HBM abgedeckt. Dieser Kitt schützt die Dehnungsmessstreifen

gegen äußere Einwirkungen, wie z. B. Feuchtigkeit oder mechanische Be-schädigungen.

In den Kitt wurden ebenfalls die Anschlussdrähte, sowie die Verbin-dungslötstellen an die Kabel sorgfältig

eingebettet. Als Zuleitungen wurden generell

abgeschirmte Kabel gleicher Länge verwendet. Unterschiedliche Gesamtwiderstände infolge differierender Kabellängen wurden somit vermieden.

Bild 3.2-8: Applizierte DMS

Bild 3.2-9: Einzelner DMS Bild 3.2-10: DMS-Kette

Bild 3.2-11: Abgedeckte und ver-drahtete Messstellen am QT 71


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3.3 Klebeplan der Dehnungsmessstreifen

Für die Dehnungsmessungen wurden Dehnungsmessstreifen zum einen am unbeschädigten Querträger 72 und zum anderen an den beschädigten

Querträgern 67 und 71 angebracht.

Der QT 71 ist der Querträger, bei dem ein neuer Riss mit entsprechend

schnellem Risswachstum festgestellt wurde. Beim QT 67 handelt es sich um einen QT, bei dem ein vorhandener Riss mittels Reparaturschweißung vorläufig saniert wurde.

Die mit DMS applizierten QT befinden sich am westlichen Überbau in der Nähe des südlichen Widerlagers. Hier ist eine gute Zufahrtsmöglichkeit und

Erreichbarkeit der Brücke ohne Beeinträchtigung des Eisenbahnverkehrs gewährleistet. Auf eine weitere Vergleichsmessung an einem Querträger mit langem Riss

und langsamen Rissfortschritt musste leider verzichtet werden, da diese im Bereich der Gleisanlagen liegen.

Klebeplan für QT 72 (ohne Riss) Bei diesem ungerissenen QT sollte der Spannungszustand in weiten Teilen

des QT ermittelt werden, um eine Vergleichsmöglichkeit zu geschädigten QT und zur FE-Berechnung zu bekommen. Im Bild 3.3-1 ist der QT 72 vom Hauptträger (links) bis Feldmitte (rechts) mit eingezeichneten Messstellen

dargestellt.

Bild 3.3-1: Applizierte DMS am QT 72 (vorne) und QT 71 (hinten)

QT 71

QT 72


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Besonderes Augenmerk wurde auf den am meisten gefährdeten Stegzahn zwischen Steife 4 und 5 gelegt. Mit Hilfe von einzelnen DMS, sowie DMS-Ketten (das sind Bauteile, in welchen mehrer DMS integriert wurden) soll aus

Einzelwerten ein Spannungsverlauf ermittelt werden.

Auch an unmittelbar benachbarte QT-Zähne und QT-Zähne, die durch lokale Krafteinleitung infolge Verkehrsbelastung auf der LKW-Spur (1. Hauptspur)

belastet werden, wurden DMS appliziert. Vereinzelte DMS am QT-Flansch, um einen weiteren Vergleich zur FE-Rechnung ziehen zu können, runden die

Applikation am QT 72 ab. Auf Grund von Erkenntnissen erster Messungen wurden auf der Rückseite (nach Norden hin gewandte Seite) des QT-Steges weitere DMS appliziert.

Dabei handelt es sich u. a . um die oben erwähnten DMS-Ketten.

Klebeplan für QT 71 (mit Riss)

Am QT 71, welcher einen kleinen und schnell wachsenden Riss bei der Ausnehmung an der Steife 4 aufweist, wurde besonders der Riss betrachtet.

Eine DMS-Kette und mehrere nebeneinander geklebte Einzel-DMS sollen Aussagen über den Spannungsverlauf und den Rissfortschritt ermöglichen. DMS an den unmittelbar benachbarten QT-Zähnen sollen Rückschlüsse aus

Kraftumlagerungen zulassen.

Bild 3.3-1: Applizierte DMS auf der Vorderseite von QT 72 (nur halber QT dargestellt)

Bild 3.3-2: Ausschnitt des QT 72


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Auch beim QT 71 wurden bei einem zweiten Applikationsvorgang weitere

DMS auf der Rückseite des QT-Steges appliziert.

Klebeplan für QT 67 (sanierter Riss)

Infolge einer vorläufigen Sanierungs-maßnahme wurde am QT 67 der vorhandene Riss abgebohrt, ausgefugt

und zugeschweißt [5] [6]. Dass es sich bei dieser ersten Sanierungsmaßnahme

nur um eine vorläufige Maßnahme handeln kann, lässt sich allein schon durch die Tatsache erkennen, dass die

Schweißnähte nicht kerbfrei verschliffen wurden.

Für die Applikation der DMS ist eine wie in Kapitel 3.2 beschrieben ebene und geschliffene Oberfläche nötig, um

einen homogenen Kraftlinienverlauf ohne Störstellen zu bekommen. Aus diesem Grunde wurde die

Schweißnahtüberhöhung beidseitig des QT-Steges eben- und vorhandene

Einbrandkerben großflächig aus-geschliffen.

Bild 3.3-3: Applizierte DMS auf der Vorderseite von QT 71

Bild 3.3-4: Sanierter Riss

Bild 3.3-5: Messstelle mit geschliffener

Oberfläche


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Wichtig für die Auswertung der Messdaten ist, dass die erste DMS bei Steife 4 innen nicht wie ansonsten mit 4mm Abstand zum Bauteilrand appliziert

werden konnte, sondern einen 2mm größeren Abstand benötigte.

Ähnlich wie beim QT 71 wurden nur an dem besonders gefährdeten QT-Zahn

und an dessen Nachbarzähne DMS angebracht.

Die Applikationspläne der Dehnungsmessstreifen liegen dieser Arbeit im Anhang A bei.

3.4 Codierung von Dehnungsmessstreifen

Anhand der Bezeichnung der einzelnen DMS-Typen kann man eine Reihe von Eigenschaften sowie deren Verwendungszweck erkennen. Außerdem kann die

Anpassung des Temperaturgangs der DMS anhand der Farbcodierung des

DMS-Trägers identifiziert werden: rot = Anpassung für ferritischen Stahl ( =

11*10-6 K-1)

Ausführliche Bezeichnung:

Bild 3.3-6: Applizierte DMS am QT 67

Bild 3.4-1: Bezeichnung eines einaxialen DMS


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Kurzbezeichnung: FLA-6-11

F : Folien-DMS (foil)

LA : Gittertyp 6 : Messlänge 6mm

11 : Selbstkompensierend für ferritischen Stahl ( = 11*10-6 K-1)

Kennzeichnung der applizierten DMS: Bsp: 723I1

1.+ 2. Ziffer : Nr. des QT 72

3. Ziffer : Nr. des LT (Trapezsteife) 3 4. Ziffer : Außen / Innen I

5. Ziffer : Nr. des DMS von der Ausrundung 1

Anhang R : Kennzeichnung rückseitig angebrachter DMS

Querträger 72 (ohne Riss):

Bezeichnung des DMS Type Gauge Length Gauge Factor

LT 3 : 723I1 PL-10-11 10 mm 2.13

723I2 PL-10-11 10 mm 2.13

LT 4 : 724A1 FLA-10-11 10 mm 2.13

724A2 FLA-10-11 10 mm 2.13

724I1 (DMS-Kette) - ausgefallen -





724I6 FLA-10-11 10 mm 2.11

724I7 FLA-10-11 10 mm 2.11

(Rückseite) 724I1R (DMS-Kette) FYV-1-11 1 mm 2.13

724I2R (DMS-Kette) FYV-1-11 1 mm 2.13




724I6R FLA-6-11 6 mm 2.12

Bild 3.4-2: Aufbau & Bezeichnung eines DMS


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LT 5 : 725A1 (DMS-Kette) - ausgefallen -

725A2 (DMS-Kette) - ausgefallen -




725A6 FLA-10-11 10 mm 2.11

725A7 FLA-10-11 10 mm 2.11

725I1 FLA-10-11 10 mm 2.11

725I2 FLA-10-11 10 mm 2.11

(Rückseite) 725A1R (DMS-Kette) FYV-1-11 1 mm 2.13

725A2R (DMS-Kette) FYV-1-11 1 mm 2.13




725A6R FLA-6-11 6 mm 2.12

LT 6 : 726A1 FLA-10-11 10 mm 2.11

726A2 FLA-10-11 10 mm 2.11

LT 7 : 727A1 FLA-10-11 10 mm 2.11

727A2 FLA-10-11 10 mm 2.11

727A3 FLA-10-11 10 mm 2.11

727I1 FLA-6-11 6 mm 2.12

LT 8 : 728A1 FLA-10-11 10 mm 2.11

LT 10 : 720A1 FLA-6-11 6 mm 2.12

720A2 FLA-6-11 6 mm 2.12

720A3 FLA-6-11 6 mm 2.12

Flansch : 724/5F FLA-6-11 6 mm 2.12

728/9F FLA-6-11 6 mm 2.12

Querträger 71 (mit Riss):


LT 3 : 713I1 PL-10-11 10 mm 2.13

713I2 PL-10-11 10 mm 2.13

LT 4 : 714A1 PL-10-11 10 mm 2.13

714A2 PL-10-11 10 mm 2.10






714I6 PL-10-11 10 mm 2.13

714I7 PL-10-11 10 mm 2.13

(Rückseite) 714I1R (DMS-Kette) FYV-1-11 1 mm 2.13



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714I6R FLA-6-11 6 mm 2.12

714I7R FLA-6-11 6 mm 2.12

714I8R FLA-6-11 6 mm 2.12

714I9R FLA-6-11 6 mm 2.12

LT 5 : 715A1 PL-10-11 10 mm 2.13

715A2 PL-10-11 10 mm 2.13

715A3 PL-10-11 10 mm 2.13

715I1 PL-10-11 10 mm 2.13

715I2 PL-10-11 10 mm 2.13

LT 6 : 716A1 PL-10-11 10 mm 2.07

716A2 PL-10-11 10 mm 2.07

Querträger 67 (sanierter Riss):


LT 3 : 673I1 PL-10-11 10 mm 2.07

673I2 PL-10-11 10 mm 2.07

LT 4 : 674I1 PL-10-11 10 mm 2.07

674I2 PL-10-11 10 mm 2.07

LT 5 : 675A1 PL-10-11 10 mm 2.07

675A2 PL-10-11 10 mm 2.07

675I1 PL-10-11 10 mm 2.07

675I2 PL-10-11 10 mm 2.07

LT 6 : 676A1 PL-6-11 6 mm 2.12

3.5 Belastungsfahrten

3.5.1 Allgemeines

Nachdem die DMS appliziert waren, konnten die Belastungsmessungen

vorbereitet werden. Auf die Beantragung einer Teilsperrung der Autobahn, folgten mehrere Besprechungen mit dem Regierungspräsidium Karlsruhe (Bauherrenvertretung), dem Straßenbauamt KA, der Autobahnpolizei und der

Autobahnmeisterei KA-Durlach bis das Vorhaben letztendlich stand. Die Organisation geeigneter Belastungs-LKWs, eine Sonntagsfahrerlaubnis, eine Wiegemöglichkeit für LKWs und viele weitere Dinge folgten.

Kurz gesagt, es mussten sehr viel Organisatorisches geklärt werden, ehe die Messungen am Sonntag, den 4. Mai 2003 bei Tagesanbruch beginnen konnte.


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3.5.2 Ziel

Ziel der Belastungsfahrten war es, Vergleiche zwischen der versuchstechnischen und der numerischen Untersuchung anstellen zu

können. Hierfür ist es erforderlich, dass eine in Lage und Größe bekannte Belastung aufgebracht wird, um diese dann in der FE-Berechnung ansetzen

zu können. Außerdem sollten die Messergebnisse Aufschluss darüber geben, ob das Tragverhalten des FE-Modells naturgetreu erfasst wurde, um eine

weitergehende Untersuchung virtuell am Computer weiterführen zu können. Die Zuordnung von Spannungen zur jeweiligen Belastung war ein weiteres

Ziel der Messreihen. Besonders Interesse galt auch den Spannungsverhältnissen an dem Querträger, der einen nicht sanierten Riss aufweist.

Grundsätzlich sollte noch festgestellt werden, ob die Fahrgeschwindigkeit einen Einfluss auf die Höhe der Beanspruchung hat.

3.5.3 Belastung

Die Belastung wurde durch LKWs aufgebracht, deren Radlasten im Vorfeld der Messungen gewogen wurden und

somit genau bekannt sind. Besonders wichtig bei der Wahl der Belastungs-LKWs war, dass diese einen

möglichst großen Radstand aufweisen, sodass die Beanspruchung der

Querträger annähernd nur aus der Belastung einer Achse herrührt.

Wie unter Kapitel 4.3 beschrieben, wurde für die Berechnung nach der FE-

Methode der QT 72 gedanklich aus dem Gesamtsystem herausgelöst und unter Ansatz von Randbedingungen separat betrachtet. Eine Belastung kann somit nur erfasst werden, wenn diese den

QT unmittelbar belastet. Der Abstand bis zu den steifen Fw-QT beträgt in beide Richtungen 6,88m. Eine Belastung in dieser Entfernung trägt zu keiner wesentlichen

Beeinflussung der Ergebnisse bei.

Zunächst waren LKWs der Autobahnmeisterei vorgesehen gewesen, welche jedoch durch ihre kompakte Bauweise nicht geeignet waren. Bei der Spedition Kunze konnten schließlich LKWs ausfindig gemacht werden, die einen

Radstand von 5,52m aufweisen. Die Beeinflussung der QT-Beanspruchung durch die Vorderachse konnte damit von knapp 20 auf etwa 7 Prozent verringert werden.

Bild 3.5-1: Belastungs-LKWs


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Beanspruchungen infolge PKW-Verkehr während den Messungen können vernachlässigt werden, da einerseits die Achslasten sehr gering sind und

andererseits der Lastabtrag von der zweiten und dritten Hauptfahrspur in erster Linie über den, beim Messbereich gegenüberliegenden Haupt- und Zwischenlängsträger erfolgt. Eine Vollsperrung der Autobahn wäre zudem mit

einem wesentlich höheren Verwaltungsaufwand verbunden gewesen, wobei eine Sperrung für mehrere Stunden kaum durchsetzbar gewesen wäre.

Wenn während der Aufzeichnungsphase ein Bus oder LKW über die Brücke fuhr, so wurde die Messung wiederholt, sofern eine Beeinflussung zu

erkennen gewesen ist. Die Beladung der LKWs sollte so erfolgen, dass die Hinterachse bis zur

zulässigen Achslast belastet ist, wohingegen die Vorderachse möglichst unbelastet bleiben sollte. Aus Gründen der Verkehrssicherheit durfte allerdings der vordere Ladebereich nicht vollkommen frei bleiben, womit sich

folgende Radlasten ergaben:

LKW 1: Gesamtgewicht : 18,52 t (mit Fahrer) nur Hinterachse : 11,30 t Radlast hinten rechts : 5,16 t

Radlast hinten links : 6,14 t

LKW 2: Gesamtgewicht : 18,66 t (mit Fahrer) nur Hinterachse : 11,30 t Radlast hinten rechts : 5,62 t

Radlast hinten links : 5,68 t Infolge leicht unterschiedlicher Beladung wurde darauf geachtet, dass die

ansonsten baugleichen LKW stets auf demselben Fahrsteifen gefahren sind. LKW 1 fuhr die Belastungsfahrten auf der Abbiegespur und LKW 2 die auf

der ersten Hauptspur, also der „LKW-Spur“.

Die Genauigkeit der Messeinrichtung betrug 0,01t.

Im Anschluss an das Wiegen wurden die LKWs exakt vermessen, um die

Radaufstandsflächen und deren Lage zu bekommen.

Radstand : 5520mm Achsbreite vorne : 2315mm

Achsbreite hinten : 2435mm

Reifenbreite vorne : 275mm Reifenbreite hinten (Zwillingsbereifung) : 625mm (275-75-275)

Länge des Reifen-Asphalt-Kontaktes : ~ 170mm (160...190)


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3.5.4 Ablauf

Der Ablauf der Belastungsfahrten wurde grundsätzlich in zwei Phasen unterteilt: Die quasi statische Belastung bei einer Fahrgeschwindigkeit von

etwa 3 km/h und die Belastung bei üblicher Verkehrsgeschwindigkeit ( 80 km/h).

Phase I

Begonnen wurde mit der Phase I, sprich Schrittgeschwindigkeit, für welche die Teilsperrung der Autobahn von der

Autobahnmeisterei vorgenommen wurde. In skizzenhafter Darstellung ist die Absperrmaßnahme in Bild 3.5-2 zu

erkennen. Auf den Fahrspuren wurden

Farbmarkierungen abgebracht, an welcher die LKWs entlang fahren sollten. Neben der Markierung, die die mittige Überfahrt

kennzeichnen soll, wurde je 30cm links und rechts noch ein Strich gezogen. Mit

Hilfe der Striche können die Fahrer relativ exakt auf unterschiedlichen Fahrspuren gelotst werden.

Unter mittige Überfahrt wird die Fahrspur verstanden, die LKWs auf dem Fahrstreifen

in der Regel einnehmen. Bei der ersten Hauptspur entspricht dies der

geometrischen Mitte von den Fahrbahn-markierungen. Bei der Abbiegespur hingegen, fährt der

Verkehr keineswegs mittig. An der Belagabnutzung des Asphalts, aber auch beim Beobachtungen des Verkehrs lässt

sich eindeutig erkennen, dass die Abbiegespur zur Straßenmitte hin, also weg

vom Schrammbord und der Leitplanke, befahren wird.

Die Lage der LKWs bei mittiger Überfahrt ist in Bild 3.5-3 ersichtlich.

Bild 3.5-2: Absperrmaßnahme


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Bild 3.5-4 stellt die Hinterradlasten der Belastungsfahrzeuge schematisch

dar.


2 3 4 5 6 7 8 9 10 11

Mehrere, einwenig versetzte Überfahrten auf der Abbiege- und LKW-Spur rundeten die Messreihen ab. Die

Markierungen auf dem Straßenasphalt sind in Bild 3.5-5 zu erkennen.

Im folgenden ist der genaue Ablaufplan aufgeführt. Die Bezeichnung links und

rechts beziehen sich auf die Blickrichtung der LKW-Fahrer.

Bild 3.5-5: Markierungslinien auf dem

Asphalt

Bild 3.5-4: Hinterradlasten der Belastungs-LKWs auf der Abbiege- und LKW-Spur

Bild 3.5-3: Darstellung Abbiege- und LKW-Spur


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Ablauf Phase I:

1. Messreihe: LKW 1 auf der Abbiegespur:

- Belastungsmessung 1-1: mittig - Belastungsmessung 1-2: mittig - Belastungsmessung 1-3: 15cm rechts

- Belastungsmessung 1-4: 30cm rechts - Belastungsmessung 1-5: 15cm links

- Belastungsmessung 1-6: 30cm links - Belastungsmessung 1-7: 60cm rechts - Belastungsmessung 1-8: 60cm links

2. Messreihe: LKW 2 auf der LKW-Spur:

- Belastungsmessung 2-1: mittig

- Belastungsmessung 2-2: mittig - Belastungsmessung 2-3: 15cm rechts

- Belastungsmessung 2-4: 30cm rechts - Belastungsmessung 2-5: 15cm links - Belastungsmessung 2-6: 30cm links

3. Messreihe: LKW 1 auf der Abbiegespur & LKW 2 auf der LKW-Spur:

- Belastungsmessung 3-1: LKWs mittig auf der Abb.- & LKW-Spur

- Belastungsmessung 3-2: LKWs mittig auf der Abb.- & LKW-Spur

Phase II

Mit der Phase II wurden die Messungen unter üblicher Verkehrsgeschwindigkeit bezeichnet. Diese Messung erfolgte bei

freigegebenem Straßenverkehr, d. h. die Teilsperrung der Autobahn konnte aufgehoben werden. Eine Sperrung wäre auf Grund der langen Beschleunigungswege und somit Blockierung der Auf- und Ausfahrten nicht

praktikabel gewesen.

Dank kooperativer Mithilfe der Autobahnpolizei konnten die Belastungsfahrzeuge von der in Bild

3.5-2 mit „Betriebsumfahrt Durlach“ (erste Zufahrt) bezeichneten Behelfs-zufahrt auf die Autobahn gelangen,

damit die angestrebte Geschwindigkeit erreicht werden konnte.

Außerdem bremste ein Begleitfahrzeug der Autobahnpolizei den übrigen Straßenverkehr mit gekonnten

Manövern aus, sodass im Bereich der Messstrecke fast nur die Belastungs-

LKWs die Brücke passierten.

Bild 3.5-6: Unterstützung durch die

Autobahnpolizei


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Bei der Autobahnausfahrt KA-Mitte fuhren die Fahrzeuge wieder ab und drehten so mehrere Schleifen.

Bei den 80 km/h Fahrten wurden keine Fahrlinien vorgegeben, da diese bei der Geschwindigkeit nicht eingehalten werden können. Die tatsächliche Lage

der Überfahrt wurde deshalb mit Hilfe der Markierungen abgeschätzt. Ablauf Phase II:


- Messreihe 11-1: 30cm links

- Messreihe 11-2: 30cm rechts - Messreihe 11-3: mittig

- Messreihe 11-4: mittig - Messreihe 11-5: 30cm links


- Messreihe 12-1: 30cm links - Messreihe 12-2: mittig

- Messreihe 12-3: 30cm links - Messreihe 12-4: 15cm links


- Messreihe 13-1: LKW 1 15cm links & LKW 2 mittig

- Messreihe 13-2: LKW 1 30cm rechts & LKW 2 mittig

3.5.5 Aufbereiten der Messwerte

Das digitale Mehrkanal-Messwert-erfassungssystem von HBM [S3] ermöglicht mehrere Messverstärker des

Typs „Spider8“ (Bild 3.5-7) über parallele Schnittstellen zu kaskadieren, womit

theoretisch bis zu 64 DMS angeschlossen werden könnten.

Bei Vorversuchen und insbesondere bei der Installation auf der Brücke hat sich jedoch gezeigt, dass durch Vibration und andere schädliche Gegebenheiten,

die Anzahl der DMS pro Messstation erheblich reduziert werden musste, um eine stabiles und zuverlässige Aufzeichnung zu bekommen.

Bedauerlicherweise konnten somit nicht alle DMS am QT 72 bei der Belastungsmessung angeschlossen werden.

Die Verarbeitung der Daten erfolgte über einen mit den Messverstärkern angeschlossenen Laptop. HBM bietet hierfür die geeignete Software namens

Bild 3.5-7: HBM-Messverstärker

Spider8


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„catman“ [S2] an. In diesem Programm wurden alle Messstellen hinterlegt und die

entsprechenden Einstellungen vorgenommen. Insbesondere der bereits erwähnte k-Faktor, welcher die Beziehung zwischen der

Spannungsänderung und der Dehnung herstellt, ist dabei sehr wichtig. Über „catman“ wird die gesamte Steuerung des

Messvorgangs vorgenommen. In einem Grafikfenster werden die Messwerte visualisiert.

So kann auf Störungen bei der Messung gleich reagiert werden. Das Format ist für die Datenspeicherung wählbar. Zunächst haben wir die Datensätze im ASCII-Format gespeichert.

Für die Auswertung der Messreihen wurden die Messwerte in das Excel-Format konvertiert.

Für die Aufbereitung und Visualisierung der Daten habe ich eine Excel-Datei geschrieben. Dieses Excel-Tool ermöglicht eine Tarierung, die Umrechnung

von Dehnungen in Spannungen und eine Visualisierung der Messwerte in Diagrammen. Eine Tarierung ist bei dieser früh morgendlichen Messung besonders wichtig,

da die Messtechnik sehr empfindlich auf Temperaturänderungen reagiert. Ursache dafür ist, dass Dehnungen infolge Temperaturschwankungen

wesentlich größer sind, als Dehnungen infolge Lastbeanspruchung. Der Ausgleich des Temperatureinflusses kann durch Kompensations-DMS erfolgen, welche an unbelasteten Bauteilen appliziert werden und unter den

selben Umgebungsbedingungen stehen wie die anderen DMS. Alternativ können die Messwerte regelmäßig tariert, also auf Null gesetzt, werden. Regelmäßiges Tarieren ist nur für Kurzzeitmessungen anwendbar, in welcher

sich keine wesentlichen Temperaturänderungen einstellen können. Bei einer Aufzeichnungsdauer von nur wenigen Sekunden ist dies kein Problem.

In einem zweiten Schritt rechnet das Excel-Tool die Dehnungen gemäß dem Hook’schen Gesetz (mit E = 210000 N/mm²) in Spannungen um. Bei der

Umrechnung wurde zudem eine Bedingung integriert, welche Messfehler aus der Datenmenge filtert.

Fehlerhafte Messdaten traten vermehrt bei längerem Betrieb der Messanlage infolge von Wackelkontakten durch Vibrationen auf der Brücke auf. Eine Polsterung der Messinstrumentenauflage konnte die Schwingungen zwar

etwas dämpfen, jedoch nicht vollständig abmindern. Sofern nur einzelne Daten davon betroffen waren, konnten diese angeglichen werden. Fiel hingegen ein DMS bzw. die Messeinrichtung für die jeweilige

DMS für mehrere Sekunden aus, so wurde diese nachträglich aus der Messreihe „von Hand“ gestrichen. Dies war bei der Phase II (80 km/h -

Messung) der Fall, als gleich mehrere DMS ausfielen. In einem dritten Schritt werden Diagramme erzeugt, um die Daten visuell

darzustellen. Die Diagramme wurden in Anhang B abgelegt bzw. sind im folgenden Kapitel exemplarisch enthalten.

Bild 3.5-8: Messtechnik-

Software „catman“


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3.5.6 Ergebnisse

Wie in den vorherigen Unterkapiteln erläutert, wurden die gemessenen Dehnungen aufbereitet und in Spannungen umgerechnet. Dargestellt in Form

von Diagrammen ergeben sich Bilder, wie in Bild 3.5-9 exemplarisch dargestellt.

Jeder Dehnungsmessstreifen erzeugt eine Kurve. Bei insgesamt 27

auswertbaren DMS am Querträger 72 ergibt sich somit eine Kurvenschar bestehend aus 27 Einzelkurven. Aus Gründen der Übersichtlichkeit werden in den folgenden Diagrammen

jeweils nur die aussagekräftigsten Kurven dargestellt. Das sind in erster Linie die Kurven, die die Spannungen in der Nähe der Stegausnehmung

repräsentieren. Einzel-DMS wurden stets 4mm von der Ausnehmung entfernt appliziert. Ein Vergleich der Werte ist somit direkt möglich. Bei den DMS-Ketten hingegen befindet sich der erste Streifen 3mm und der zweite 5mm

vom Rand entfernt. Mit Hilfe des Mittelwertes ist somit ist ein Vergleich näherungsweise möglich. Beide Kurven der DMS-Kette wurden in die Diagramme aufgenommen. Eine DMS-Kette lässt sich am einfachsten an der

Bezeichnung mit angehängtem „R“ infolge rückseitiger Applikation erkennen. (nur DMS mit ...1R bis ...5R)

Bild 3.5-9: Spannungs-Zeit-Diagramm Belastungsmessung 1-1


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Bilder 3.5-9 und 3.5-10 zeigen den typischen Verlauf der Kurven bei

Belastung der Abbiegespur. Die Lasteinwirkung durch die Achsen des Belastungsfahrzeugs ist durch die lokale Beanspruchung sehr gut erkennbar.

Der erste Spannungsanstieg wird durch die Last der Vorderräder, der zweite durch die Last der Hinterräder verursacht.

Bild 3.5-11 zeigt den Spannungsverlauf bei Überfahrt auf der LKW-Spur. Der Verlauf ist wesentlich ruhiger, da die Dehnungsmessstreifen an den Steifen 3

bis 6 nur durch die globale Tragwirkung beansprucht werden. Der DMS an Steife 7 (Bez.: 727A1) hingegen unterliegt starken Schwankungen, welche bei Überlagerung von globalen und lokalen

Beanspruchungen entstehen. In Bild 3.5-12 ist auch wieder der Spannungsverlauf bei Belastung auf der

LKW-Spur zu sehen, wobei die Anzahl der angezeigten Kurven auf die wesentlichen reduziert wurden.

Bild 3.5-10: Spannungs-Zeit-Diagramm Belastungsmessung 1-1 (reduzierte Kurvenanzahl)


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Bild 3.5-11: Spannungs-Zeit-Diagramm Belastungsmessung 2-1

Bild 3.5-12: Spannungs-Zeit-Diagramm Belastungsmessung 2-1 (red. Kurvenanzahl)


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In der Messreihe 3 fuhren die LKWs nebeneinander über die Brücke. LKW 1 mittig auf der Abbiegespur und LKW 2 mittig auf der LKW-Spur. Der

Spannungsverlauf ist in Bild 3.5-13 zu sehen.

Die Diagramme aller Messreihen wurden bei reduzierter Kurvenanzahl in Anhang B abgelegt.

Auf der beiliegenden CD liegen alle Messdaten in Form von Tabellen und Diagrammen im Excel-Format [S4] vor.

Bild 3.5-13: Spannungs-Zeit-Diagramm Belastungsmessung 3-1 (red. Kurvenanzahl)


- Seite 36 -

4. Numerische Untersuchung

4.1 Allgemeines

Parallel zur versuchstechnischen Untersuchung wurde eine Berechnung nach der Finite Elemente Methode durchgeführt. Neben einer direkten

Vergleichsmöglichkeit mit den Versuchsergebnissen konnten mit Hilfe dieser computerunterstützten Rechenmethode Parameterstudien durchgeführt und

so die Wirksamkeit in Frage kommender Sanierungsvorschläge quantitativ erfasst werden. Die Berechnung wurde mit dem Programm „SOFiSTiK“ durchgeführt, welches

mir von der SOFiSTiK AG für die Dauer der Diplomarbeit dankenswerterweise kostenlos zur Verfügung gestellt wurde.

Wie bei vergleichbaren Programmen kann ein räumliches Rechenmodell erzeugt, Randbedingungen und Belastungen definiert und ein Rechengang durchgeführt werden. Ergebnisse können interaktiv angezeigt und aufbereitet

werden.

4.2 Theoretische Grundlagen der FE-Methode

Ein Kontinuum oder ein Flächentragwerk kann als statisch und geometrisch unendlichfach unbestimmtes Fragwerk aufgefasst werden. Wenn keine

analytische Lösung bekannt ist, so beruht jedes numerische Näherungsverfahren darauf, diese unendliche (infinite) System in ein endliches (finites) umzuwandeln, es zu diskretisieren.

Das kontinuierliche Tragwerk wird in (endlich) viele, einzelne Elemente unterteilt, die das Tragwerk repräsentieren. Anstelle der kontinuierlichen Lösung wird eine diskrete Lösung bestehend aus n Unbekannten errechnet.

Es gilt, dass die Näherungslösung im allgemeinen die exakte Lösung umso besser annähert, je mehr Elemente verwendet werden. Aus numerischen

Gründen ist die Feinheit der Einteilung jedoch gewissen Grenzen unterworfen.

Die im Modul „ASE“ verwendete FE-Methode ist ein Weggrößenverfahren, das heißt, die Unbekannten sind Verformungsgrößen in einigen ausgewählten

Punkten, den sogenannte Knoten. Der Berechnung des mechanischen Verhaltens liegt generell ein Energieprinzip (Minimum der Formänderungsarbeit) zugrunde [38]. Es

resultiert eine sog. Elementsteifigkeitsmatrix. Zur Ermittlung der Unbekannten wird das globale Gleichgewicht für jeden Knoten aufgestellt, was zur Gesamtsteifigkeitsmatix führt.

Die Lösung der Matrix führt zum Verschiebungszustand unter einer

vorgegebenen Belastung. Elementspannungen werden letztendlich aus den Verschiebungsgrößen ermittelt.


- Seite 37 -

4.3 Das Modell

Für die FE-Untersuchung wurde der QT 72 des westlichen Brückenüberbaus betrachtet. Dieser wurde gedanklich aus dem Gesamtsystem herausgelöst und mit Fahrbahnblech und Trapezsteifen modelliert. Die orthotrope Platte

wurde beidseitig auf halbe Länge des QT-Abstandes in Ansatz gebracht.

4.3.1 Eingabe in SOFiSTiK

Die Eingabe- und Ausgabesteuerung erfolgt bei SOFiSTiK über einzelne Programm-Module. Im Texteditor „Teddy“ werden die Anweisungen für die einzelnen Module mit der Eingabesprache CADINP eingegeben. Diese

formatfreie Eingabe von Daten stellt eine Weiterentwicklung der vom Bundesministerium für Forschung und Technologie im Rahmen des CAD-Programmes geförderten Studie CADINT dar.

Das Eingabeverfahren ist nicht an starre Masken oder Abläufe gebunden, was die Software zwar sehr flexibel macht, dem ungeübten User hingegen eine

gewisse Einarbeitungsphase abverlangt. Beim Programmstart werden die Eingabedaten der Reihe nach eingelesen und durch die einzelnen Module abgearbeitet. Aufbereitete Eingabe- und

Ergebnisdaten werden in einer Ergebnisdatei abgelegt und mit den Modulen ANIMATOR oder WinGRAF interaktiv angezeigt und aufbereitet werden.

4.3.2 Werkstoff

Mit dem Modul „Aqua“ können verwendeten Werkstoffe beschrieben und

allgemeine Querschnitte definiert werden. Da die Querschnitte jedoch alle selbst in „Genf“ modelliert wurden, kam das Modul „Aqua“ nicht zu Anwendung.

Für die Brücke wurde Stahl der Stahlsorte St 52 nach DIN 17100 bzw. S 355 nach DIN EN 10025 verwendet.

Bild 4.3-1: Darstellung des Finite Elemente Modells


- Seite 38 -

Des weiteren wurde die Stahlsorte St 37 nach DIN 17100 bzw. S 235 nach

DIN EN 10025 für das zur Sanierung vorgesehene Stegpflaster definiert.

4.3.3 Elementierung

Ausgehend von Werkstattplänen der Stahlbauunternehmen wurde versucht ein FE-Netz zu generieren, das in unwesentlichen Bereichen für die

Untersuchung grobmaschig und an entscheidenden Stellen sehr feinmaschig ist. In Absprache mit der IGB wurde eine maximale Maschenweite von 50mm festgelegt.

Für eine Verfeinerung der Netzstruktur zu den QT-Stegausnehmungen hin, wo

Spannungsspitzen zu erwarten sind und die Rissinitiierung stattfindet,

erschien mir eine radiale Anordnung für besonders geeignet. Von der Modellierung her gesehen konnte

somit eine kontinuierliche Verfeinerung der Gitterstruktur bei

ähnlichen Seitenverhältnissen erreicht werden. Im Bereich der Ausnehmung beträgt die

Elementgröße etwa 1,8mm*4mm, welche den Daumenwert für die max. Elementgröße an kritischen Stellen

von 0,5*Elementdicke leicht unterschreitet.

Des weiteren konnte auf die Verwendung von Dreieckselementen weitgehend verzichtet werden.

Dreieckselemente sind wesentlich schlechter als Viereckselemente und sollten nur verwendet werden, wenn

keine andere Wahl der Netzeinteilung gefunden werden kann.

Auch eine einfache und nachvollziehbare Knotennummerierung wurde dadurch erleichtert. Ein weiterer Vorteil dieser radialen Strukturverfeinerung ergibt sich durch

eine vereinfachte Modellierung von Sanierungsvorschlägen, die infolge des angestrebten kontinuierlichen Kraftlinienverlaufs eine weiche und somit

ausgerundete Formgebung haben sollten. Für die Elementierung wurden die sog. „QUAD“-Elemente verwendet. Diese

Flächenelemente können als Scheiben-, Platten- und Schalenelemente verwendet werden und sind somit für jegliche Art der Beanspruchung

Bild 4.3-2: Ausschnitt des Querträgers in Strukturdarstellung

Bild 4.3-3: Detail der Ausnehmung in

Strukturdarstellung


- Seite 39 -

geeignet. Die Dicke D des Flächenelements fließt nur in die Steifigkeitsmatrix

mit ein, wodurch es sich vom Volumenelement unterscheidet. Bei den Elementen wurde darauf geachtet, dass sich keine ungünstigen Seitenverhältnisse und somit Verfälschungen der Ergebnisse ergeben.

Generell wurde ein min. Seitenverhältnis von 1:4 angestrebt, wobei an den Stegausnehmungen ein Verhältnis von 1:2,5 nicht unterschritten wurde.

Um eine übersichtliche Eingabe zu erhalten und wiederkehrende Querschnittsbereiche

nicht nochmals eingeben zu müssen, wurden mehrere Schleifen verwendet. So wurde z. B.

ein charakteristischer Bereich mit Deckblech, QT-Steg, QT-Flansch und Trapezsteife nur einmal eingegeben und

dann mehrfach erzeugt. Andere LT-Abstände beispielsweise durch Zwischenlängsträger (ZLT) wurden im Anschluss angepasst.

Die Verbindungen der einzelnen Querschnittsteile, sowie der

charakteristischen Bereiche untereinander, wurden über Koppelbedingungen gelöst.

Die Generierung des FE-Netzes wurde ausschließlich in „Teddy“ – also „von Hand“ –

vorgenommen. Alternativ könnte mit dem Modul „Monet“ graphisch eingegeben werden. Zu Übungszwecken und zur

übersichtlicheren Gestaltung der Knoten- und Elementnummerierung wurde aber darauf verzichtet.

4.3.4 Knoten- und Elementnummerierung

Um eine möglichst einfach und leicht zuortenbare Knotennummerierung zu erreichen, folgt die Benennung einer stets 6-stelligen Ziffernfolge folgendem

Schema:

1. Ziffer : Zuordnung des Bauteils (Deckblech, QT-Steg, QT-Flansch,...) 2. Ziffer : Zuordnung der Trapezhohlsteife 3.+4. Ziffer : Zuordnung des Ringes oder der Zeile

5.+6. Ziffer : Zuordnung der Reihe oder der Spalte

Zu beachten ist, dass die Knotennummerierung programmbedingt auf eine 6-stellige Zahl begrenzt ist, was bei der Erweiterung des zunächst halben Systems einige Umstände bereitete.

Die Nummerierung des Elements wurde stets so gewählt, wie die kleinste Nummer der Eckknoten.

Bild 4.3-4: Charakteristischer

Bereich des Querträgers


- Seite 40 -

4.3.5 Lagerbedingungen

Lagerbedingungen am HT Die Belastung des Querträgers wird zum einen direkt und zum anderen indirekt über ZLT und Fw-QT an den Hauptträger weitergeleitet.

In dem für die FE-Berechnung herausgelösten System kann der steife HT somit als starres, vertikales Auflager (z-Richtung) betrachtet werden, da globale Verschiebungen des Gesamtsystems keine Spannungen hervorrufen.

Ebenso ist eine horizontale, starre Lagerung in Brückenlängsrichtung (x-Richtung) gegeben.

Zur Fixierung des Systems in Quer- bzw. y-Richtung wurden die Randknoten des Deckblechs bei einem HT starr gelagert. Die Lagerung dient ausschließlich dazu, dass das System nicht „wegschwebt“, es müssen also

theoretisch keine Kräfte übertragen werden.

Lagerbedingungen am Querrand

Für alle Randknoten des Deckblechs wurde eine starre Lagerung in x-Richtung angesetzt.

Die vertikale Lagerung wurde am Steg der Trapezsteifen angesetzt, da nur diese Bereiche infolge ihrer Steifigkeit vertikale Lasten abtragen können. Weiche, in dem Fall horizontal angeordnete, Elemente würden sich

verformen und so dem Lastabtrag entziehen. Bei der vertikalen Lagerung handelt es sich um eine elastische Unterstützung. Die Berechnung der

Federsteifigkeiten (siehe Anhang A) erfolgte an einem Ersatzsystem mittels Stabstatik. Von der Einleitung von Torsionsspannung mittels Drehfedern an den

Randknoten wurde Abstand genommen, da sich die weiche Randkontur stark verformt und somit der Lasteinleitung entzogen hätte. Um das tatsächliche Tragverhalten einzustellen, hätte die Form des Trapezprofils bewahrt werden

müssen, was einem virtuellen Schott entsprochen hätte. Da es bei der vorliegenden Untersuchung jedoch nicht auf das Tragverhalten der

Trapezhohlsteifen ankommt, wurden die Drehfedern (mit modifizierter Drehsteifigkeit) am Anschluss der Steifen an den QT-Steg angesetzt. Also in einem Bereich, der sich auf Grund der Queraussteifung nicht verformen

kann. Die Drehfedersteifigkeit wurde nach Bredt berechnet. Der wesentlich steifere Fw-QT wurde aus Vereinfachungsgründen als

unendlich steif angesetzt. Die Lagerbedingungen des ZLT wurden ähnlich wie bei den Trapezsteifen

angenommen. Eine vertikale, elastische Lagerung wurde an den Stegknoten angesetzt, wobei die Federsteifigkeiten aus dem Stabstatikmodell übernommen wurden. Eine Drilllagerung wurde am torsionsweichen ZLT

nicht angesetzt. Die Berechnung der Federsteifigkeiten wird im Anhang D erläutert.


- Seite 41 -

4.3.6 Berechnungsverfahren

Die Berechnung erfolgte bei linearem Materialverhalten mit dem Modul „ASE“. Nichtlineares Verhalten durch Plastizierung des Werkstoffs bracht nicht berücksichtigt werden, da die Spannungen den elastischen Bereich

nicht überschreiten.

4.4 Bemerkungen zur FE-Berechnung

Der Berechnung nach der FE-Methode wurde ein, speziell dafür erstelltes Modell zugrundegelegt. Dieses Modell sollte zum einen möglichst einfach

gehalten werden, um den Aufwand zu begrenzen und die Übersichtlichkeit zu bewahren, zum anderen jedoch das tatsächlichen Bauteil oder Tragwerk möglichst wirklichkeitsgetreu abbilden. Damit dieser Spagat gelingt, müssen

viele Vereinfachungen und Annahmen getroffen werden. Einerseits sollte jede Annahme kritisch auf ihre Richtigkeit hinterfragt

werden, andererseits muss zwischen relevanten und irrelevanten Auswirkungen unterschieden werden. Des weiteren macht es auch nur Sinn Effekte erfassen zu wollen, wenn damit eine zuverlässige Aussage abgeleitet

werden kann. Eine Berechnung ist somit nur innerhalb von gewissen „Grenzen“ sinnvoll. Wo sich die Grenzen befinden hängt von der Erfahrung des Ingenieurs, der

Leistungsfähigkeit des Programms und des Rechners, sowie vom zu investierenden Arbeitsaufwand ab.

Bei der vorliegenden FE-Berechnung wurde aus diesem Grunde auf die Modellierung der Schweißverbindungen verzichtet. Die entsprechenden Knoten

wurden durch eine Koppelbedingung miteinander verbunden, die die Verschiebungsgrößen gleich setzt.

Effekte aus thermischer Beanspruchung beim Schweißen, wie Gefügeveränderungen in der Wärmeeinflusszone, oder die Kerbwirkung aus der Nahtgeometrie werden somit nicht erfasst. Dieser Problematik messe ich deshalb große

Bedeutung zu, da die vorhanden Geometrie der Stegausnehmung einen gerade mal 10mm großen Ausrundungsradius aufweist. Es

befindet sich somit in unmittelbarer Nähe der Spannungskonzentration am „Fuße“ des QT-

Zahns eine Schweißnaht. Durch die kleine Ausnehmung kann neben

den obligatorischen Schweißnaht-unregelmäßigkeiten am Schweißnahtanfang und –ende außerdem von einer fehlerfreien

Umschweißung des Stegblechs nicht ausgegangen werden. Die Umschweißung des

Bild 4.4-1: Schweißnahtkerbe

an der Ausnehmung


- Seite 42 -

Stegblechs ändert zudem die Geometrie der Ausrundung. Diese Kerbe führt

zu einer weiteren lokalen Spannungserhöhung. Bei Folgerungen aus der FE-Unter-suchung ist an diesen, nicht in der Berechnung erfasste Effekt zu denken.

4.5 Belastungsfahrten

4.5.1 Allgemeines

Um das Tragverhalten und Ergebnisse aus der FE-Berechnung kontrollieren zu können, wurden Belastungsmessungen an der Brücke durchgeführt.

Die tatsächlich vorhandenen LKW-Lasten wurden in der FE-Berechnung angesetzt, um die Ergebnisse vergleichen zu können. Wie bei den Belastungsfahrten wurden unterschiedliche Laststellungen bei

der Berechnung untersucht. Der Spannungsverlauf im Stegzahn bei unterschiedlichen Laststellungen wurde ist in diesem Kapitel enthalten. Bei

der Gegenüberstellung der Messergebnisse mit den Berechnungsergebnissen in Kapitel 5 wurden die wichtigsten Diagramme nochmals abgedruckt. Andere Ergebnistypen oder Darstellungsweisen können mit „WinGRAF“ oder dem

„Animator“ von SOFiSTiK angesehen werden. Die Ergebnisdateien befinden sich auf der beiliegenden CD.

4.5.2 Lastannahmen

Die Größe der Belastung und die Aufstandsfläche der Räder wird in Kapitel

3.5.3 widergegeben. Die Lage der LKWs bei mittiger Überfahrt ist in Bild 4.5-1 ersichtlich.


Bild 4.5-1: Darstellung Abbiege- und LKW-Spur


- Seite 43 -

Bild 4.5-2 stellt die Hinterradlasten der Belastungsfahrzeuge schematisch

dar.


2 3 4 5 6 7 8 9 10 11

Für die Radlasten wurde gemäß [N1] eine

Lastverteilung von 45° bis zur Mittellinie des Fahrbahndeckbleches angenommen (Bild 4.5-3). Bei einer planmäßigen Belagsstärke von

70mm und einer Deckblechdicke von 12mm ergibt sich eine Aufstandsfläche von etwa 775mm * 320mm. In Bild 4.5-4 sind die

Radlasten mit Lastverteilung dargestellt.


2 3 4 5 6 7 8 9 10 11

Für die Berechnung wurden nur die Radlasten im Feld des Querträgers angesetzt. Die Radlast des in Bild 4.5-3 dargestellten linken Rades auf der

Abbiegespur (entspricht dem rechten Hinterrad des LKWs) wurde vernachlässigt, da dessen Last direkt in den Hauptträger eingeleitet wird und somit zur Beanspruchung des Querträgers nicht beiträgt.

Bild 4.5-2: Hinterradlasten der Belastungs-LKWs auf der Abbiege- und LKW-Spur

Bild 4.5-4: Hinterradlasten der Belastungs-LKWs auf der Abbiege- und LKW-Spur mit

Lastverteilung

Bild 4.5-3: Lastverteilung von

Einzellasten bei orthotroper

Fahrbahnplatte mit Belag


- Seite 44 -

Autobahnbrücke BW35-374 bei KA-Durlach

M 1 : 12X Y

Z

Systemausschnitt

Vergleichsspannung maximal im Knoten, Lastfall 101 sum_PZ= 61.40

kN, von 0.235 bis 68.5 Stufen 1.71 MPa

0.2

1.7

3.4

5.1

6.8

8.5

10.2

12.0

13.7

15.4

17.1

18.8

20.5

22.2

23.9

25.6

27.3

29.0

30.7

32.4

34.2

35.9

37.6

39.3

41.0

42.7

44.4

46.1

47.8

49.5

51.2

52.9

54.6

56.4

58.1

59.8

61.5

63.2

64.9

66.6

Lastfälle:


- Lastfall 101: LKW mittig auf der Abbiegespur - Lastfall 102: LKW auf der Abbiegespur (60cm links)

- Lastfall 103: LKW auf der Abbiegespur (30cm links) - Lastfall 104: LKW auf der Abbiegespur (15cm links) - Lastfall 105: LKW auf der Abbiegespur (15cm rechts)

- Lastfall 106: LKW auf der Abbiegespur (30cm rechts) - Lastfall 107: LKW auf der Abbiegespur (60cm rechts)


- Lastfall 111: LKW mittig auf der LKW-Spur

- Lastfall 112: LKW auf der LKW-Spur (30cm links) - Lastfall 113: LKW auf der LKW-Spur (15cm links) - Lastfall 114: LKW auf der LKW-Spur (15cm rechts)

- Lastfall 115: LKW auf der LKW-Spur (30cm rechts)


- Lastfall 121: beide LKWs mittig

4.5.3 Ergebnisse

Belastung auf der Abbiegespur


M 1 : 12X Y

Z

Systemausschnitt

Vergleichsspannung maximal im Knoten, Lastfall 101 sum_PZ= 61.40


0.2

1.7

3.4

5.1

6.8

8.5

10.2

12.0

13.7

15.4

17.1

18.8

20.5

22.2

23.9

25.6

27.3

29.0

30.7

32.4

34.2

35.9

37.6

39.3

41.0

42.7

44.4

46.1

47.8

49.5

51.2

52.9

54.6

56.4

58.1

59.8

61.5

63.2

64.9

66.6

Bild 4.5-5: Darstellung der Vergleichsspannung an den Stegzähnen 3/4, 4/5 & 5/6 im

Lastfall 101


- Seite 45 -


M 1 : 7.64

X Y

Z

-62

-61 -57

-56

51

40

-3

0 0

Systemausschnitt

Spannung in lokal y im Knoten, Lastfall 102 sum_PZ= 61.40 kN, 1

cm im Raum = 40.0 MPa


M 1 : 7.68

X Y

Z

-62-61

-59

55

-25-14

-2

-2

-1

1

Systemausschnitt




M 1 : 8

X Y

Z

-71-64

57

-55-30

-6-3-1

-11

Systemausschnitt

Spannung in lokal y im Knoten, Lastfall 104 sum_PZ= 61.40 kN, 1 cm

im Raum = 40.0 MPa


M 1 : 7.44

X Y

Z

-60 -60

-57

-56

4723

-3

1

0

Systemausschnitt




M 1 : 7.44

X Y

Z

-61 -58

50

-45

-42

5

-2-1

1

Systemausschnitt




M 1 : 7.44

X Y

Z

-70-50

43

-38

-205

-3

-2 1

Systemausschnitt




M 1 : 7.68

X Y

Z

-72-63 -57-47

4623

-30

0

Systemausschnitt



Bild 4.5-6: Spannungsverlauf an den Stegzähnen 3/4, 4/5 & 5/6 im Lastfall 101

Bild 4.5-7: Spannungsverlauf an den

Stegzähnen 3/4, 4/5 & 5/6 im Lastfall 102




Stegzähnen 3/4, 4/5 & 5/6 im Lastfall 104 Bild 4.5-10: Spannungsverlauf an den



Stegzähnen 3/4, 4/5 & 5/6 im Lastfall 106 Bild 4.5-12: Spannungsverlauf an den



- Seite 46 -

Belastung auf der LKW-Spur


M 1 : 12X Y

Z

Systemausschnitt

Vergleichsspannung maximal im Knoten, Lastfall 111 sum_PZ=113.00


0.2

1.3

2.6

3.9

5.2

6.5

7.8

9.1

10.5

11.8

13.1

14.4

15.7

17.0

18.3

19.6

20.9

22.2

23.5

24.8

26.1

27.4

28.8

30.1

31.4

32.7

34.0

35.3

36.6

37.9

39.2

40.5

41.8

43.1

44.4

45.7

47.1

48.4

49.7

51.0


M 1 : 12X Y

Z

Systemausschnitt



0.2

1.3

2.6

3.9

5.2

6.5

7.8

9.1

10.5

11.8

13.1

14.4

15.7

17.0

18.3

19.6

20.9

22.2

23.5

24.8

26.1

27.4

28.8

30.1

31.4

32.7

34.0

35.3

36.6

37.9

39.2

40.5

41.8

43.1

44.4

45.7

47.1

48.4

49.7

51.0


M 1 : 7.64

X Y

Z

-55-52

5049

-40

38

10 0

Systemausschnitt

Spannung in lokal y im Knoten, Lastfall 111 sum_PZ=113.00 kN, 1



Lastfall 111

Bild 4.5-14: Spannungsverlauf an den Stegzähnen 3/4, 4/5 & 5/6 im Lastfall 111 Autobahnbrücke BW35-374 bei KA-Durlach

M 1 : 7.64

X Y

Z

-47

44

-42

40

-31

30

00 0

Systemausschnitt




M 1 : 7.64

X Y

Z

-51-47

4745

-35

34

00 0

Systemausschnitt








- Seite 47 -

Belastung auf der Abbiege- und LKW-Spur


M 1 : 7.64

X Y

Z

-59-58

54 51

-44

42

10 0

Systemausschnitt




M 1 : 7.64

X Y

Z

-62 -58

57

-49

46

34

1

00

Systemausschnitt








M 1 : 12X Y

Z

Systemausschnitt



0.1

3.0

5.9

8.9

11.8

14.8

17.7

20.7

23.6

26.6

29.5

32.5

35.5

38.4

41.4

44.3

47.3

50.2

53.2

56.1

59.1

62.0

65.0

68.0

70.9

73.9

76.8

79.8

82.7

85.7

88.6

91.6

94.6

97.5

100.5

103.4

106.4

109.3

112.3

115.2


M 1 : 12X Y

Z

Systemausschnitt



0.1

3.0

5.9

8.9

11.8

14.8

17.7

20.7

23.6

26.6

29.5

32.5

35.5

38.4

41.4

44.3

47.3

50.2

53.2

56.1

59.1

62.0

65.0

68.0

70.9

73.9

76.8

79.8

82.7

85.7

88.6

91.6

94.6

97.5

100.5

103.4

106.4

109.3

112.3

115.2

Bild 4.5-19: Darstellung der Vergleichsspannung an den Stegzähnen 3/4, 4/5 & 5/6 im Lastfall 121


M 1 : 7.64

X Y

Z

-124-103

84

-32 -6

-32 1

1

Systemausschnitt





- Seite 48 -

4.6 Belastung nach DIN-Fachbericht 101

4.6.1 Allgemeines

Im Gegensatz zur Berechnung mit bekannter Belastung durch die Belastungsfahrzeuge soll in diesem Unterkapitel die Berechnung mit Ansatz

der Lasten aus [N1] vorgenommen werden.

4.6.2 Lastannahmen

Als Belastung wurde das Ermüdungslastmodell 3 gemäß [N1] zugrundegelegt.

Das Modell besteht aus vier Achsen mit je

zwei identischen Rädern (Bild 4.6-1). Die Achslasten betragen je 120 kN und die

Aufstandsfläche jedes Rades ist ein Quadrat mit 0,40m Seitenlänge (Bild 4.6-2).

Für die Berechnung wurden die Lasten aus zwei Achsen auf das Querträgermodell angesetzt. Die anderen Achsen würden sich

auf dem steifen Fachwerkquerträger befinden und somit direkt, ohne weitere

Beanspruchung des Querträgers, abgetragen werden.

Bei Durchlaufträgerbrücken mit Stahl- und Verbundquerschnitt mit Spannweiten ≥ 40m ist ein zweites Ermüdungslastmodell zu berücksichtigen

Bild 4.6-1: Ermüdungslastmodell 3 gemäß [N1]

Bild 4.6-2: Aufstandsfläche und

Radabstand gemäß (N1]


- Seite 49 -

(Bild 4.6-3). Für die Ermittlung der Spannungen im Querträgersteg trägt

dieser zusätzliche Lastansatz nicht bei.

Bild 4.6-4 wird die Belastung nach [N1] schematisch dargestellt.


2 3 4 5 6 7 8 9 10 11

Die Lastausbreitung wurde gemäß [N1] angenommen (Bild 4.5-3). Bei einer Belagsstärke von 70mm und einer Deckblechdicke von 12mm ergibt sich eine

Aufstandsfläche von ungefähr 550mm * 550mm. In Bild 4.6-5 sind die Radlasten unter Berücksichtigung der Lastverteilung dargestellt. Abbiegespur LKW-Spur

2 3 4 5 6 7 8 9 10 11

Bild 4.6-3: Ansatz von zwei Ermüdungslastmodellen gemäß [N1]

Bild 4.6-4: Belastung gemäß [N1] auf der Abbiege- und LKW-Spur

Bild 4.6-5: Belastung gemäß [N1] auf der Abbiege- und LKW-Spur mit Lastverteilung


- Seite 50 -

Lastfälle:

- Lastfall 1 : LKW mittig auf der Abbiegespur

- Lastfall 11: LKW mittig auf der LKW-Spur

- Lastfall 21: beide LKWs mittig

4.6.3 Ergebnisse

Belastung auf der Abbiegespur


M 1 : 12X Y

Z

Systemausschnitt

Vergleichsspannung maximal im Knoten, Lastfall 1 sum_PZ=120.00 kN,

von 0.241 bis 138.5 Stufen 3.46 MPa

0.2

3.5

6.9

10.4

13.8

17.3

20.7

24.2

27.7

31.1

34.6

38.0

41.5

44.9

48.4

51.9

55.3

58.8

62.2

65.7

69.1

72.6

76.1

79.5

83.0

86.4

89.9

93.3

96.8

100.3

103.7

107.2

110.6

114.1

117.5

121.0

124.5

127.9

131.4

134.8


M 1 : 7.87

X Y

Z

-146-134-125

-111

111

26

-61

1 0

Systemausschnitt

Spannung in lokal y im Knoten, Lastfall 1 sum_PZ=120.00 kN, 1 cm

im Raum = 40.0 MPa


Lastfall 1



M 1 : 12X Y

Z

Systemausschnitt



0.2

3.5

6.9

10.4

13.8

17.3

20.7

24.2

27.7

31.1

34.6

38.0

41.5

44.9

48.4

51.9

55.3

58.8

62.2

65.7

69.1

72.6

76.1

79.5

83.0

86.4

89.9

93.3

96.8

100.3

103.7

107.2

110.6

114.1

117.5

121.0

124.5

127.9

131.4

134.8


- Seite 51 -

Belastung auf der LKW-Spur


M 1 : 12X Y

Z

Systemausschnitt



0.5

2.8

5.5

8.3

11.1

13.9

16.6

19.4

22.2

24.9

27.7

30.5

33.2

36.0

38.8

41.6

44.3

47.1

49.9

52.6

55.4

58.2

61.0

63.7

66.5

69.3

72.0

74.8

77.6

80.4

83.1

85.9

88.7

91.4

94.2

97.0

99.7

102.5

105.3

108.1


M 1 : 12X Y

Z

Systemausschnitt



0.5

2.8

5.5

8.3

11.1

13.9

16.6

19.4

22.2

24.9

27.7

30.5

33.2

36.0

38.8

41.6

44.3

47.1

49.9

52.6

55.4

58.2

61.0

63.7

66.5

69.3

72.0

74.8

77.6

80.4

83.1

85.9

88.7

91.4

94.2

97.0

99.7

102.5

105.3

108.1


M 1 : 7.59

X Y

Z

-117-113

108106

-86

82

21

0

Systemausschnitt



Bild 4.6-8 Darstellung der Vergleichsspannung an den Stegzähnen 3/4, 4/5 & 5/6 im

Lastfall 11



- Seite 52 -

Belastung auf der Abbiege- und LKW-Spur


M 1 : 12X Y

Z

Systemausschnitt



0.5

6.1

12.3

18.4

24.5

30.7

36.8

42.9

49.1

55.2

61.3

67.5

73.6

79.7

85.9

92.0

98.1

104.3

110.4

116.5

122.7

128.8

134.9

141.1

147.2

153.3

159.5

165.6

171.7

177.9

184.0

190.1

196.3

202.4

208.5

214.7

220.8

226.9

233.1

239.2


M 1 : 12X Y

Z

Systemausschnitt



0.5

6.1

12.3

18.4

24.5

30.7

36.8

42.9

49.1

55.2

61.3

67.5

73.6

79.7

85.9

92.0

98.1

104.3

110.4

116.5

122.7

128.8

134.9

141.1

147.2

153.3

159.5

165.6

171.7

177.9

184.0

190.1

196.3

202.4

208.5

214.7

220.8

226.9

233.1

239.2


M 1 : 7.44

X Y

Z

-258-211

192

-91

-28

-53 -3

2

21

Systemausschnitt




Lastfall 21



- Seite 53 -

4.7 Sanierungsvarianten

4.7.1 Allgemeines

Mit Hilfe des FE-Modells können Sanierungsvarianten simuliert und deren Effektivität untersucht werden. Außerdem kann durch Modifikation der

Parameter die Sanierungsmaßnahme optimiert werden. Im Folgenden wird auf die Modellierung der Sanierungsvarianten eingegangen. Die Ergebnisse wurden exemplarisch als Vergleichsspannungsbilder

dargestellt. Quantitative Spannungswerte sind in Kapitel 7 bei der Ausarbeitung der Sanierungsvarianten beinhaltet.

4.7.2 Lastannahmen

Für die Untersuchung der Sanierungsvarianten wurden die Lastannahmen

aus [N1] zugrundegelegt. In Kapitel 4.6.2 wird ausführlich darauf eingegangen.

4.7.3 Sanierungsvariante mit vergrößerter Ausnehmung

Bild 4.7-1 zeigt die Sanierungs-

variante mit einseitig vergrößerter Stegausnehmung bei einem Bohrungsdurchmesser von D =

60mm in animierter Struktur-darstellung.

Unter anderem wurde eine Parameterstudie mit unterschied-

lichen Bohrungsdurchmessern durchgeführt. Die Bilder 4.7-2 und 4.7-3 zeigen die Struktur des FE-

Modells bei einem Ausrundungs-durchmesser von D = 50mm und D =

70mm. Im Vergleich zur 60mm Bohrung wurde bei der 50mm Bohrung das

Zentrum des Loches beibehalten. Bei der 70mm Bohrung wurde die Lage des Kreiszentrums entsprechend

verschoben, um beim Bohren nicht mit der Schweißnaht zu Kollidieren.

Bild 4.7-1: Sanierungsvariante mit einem

Ausnehmungsdurchmesser von D = 60mm

am Stegzahn 4/5


- Seite 54 -



am Stegzahn 4/5



am Stegzahn 4/5

Bild 4.7-4: Lage der Bohrung

für D = 60mm und D = 50mm

Bild 4.7-5: Lage der Bohrung

für D = 70mm

Bild 4.7-6: Sanierungsvariante mit

beidseitig vergrößerter Stegausnehmung

Die genaue Lage der Bohrung kann den Bildern 4.7-4 und 4.7-5 entnommen werden.


- Seite 55 -

Des weiteren wurde der Einfluss bei beidseitig vergrößerter Ausnehmung am

Stegzahn 4/5 untersucht. Für die Ausnehmungen wurde der Bohrungsdurchmesser von D = 60mm zugrundegelegt. Bild 4.7-6 zeigt die Struktur des Berechnungsmodells.

Die Bilder 4.7-7 bis 4.7-9 zeigen die Vergleichsspannung als Höhenfläche in

den Stegzähnen 3/4, 4/5 und 5/6 für die Sanierungsvariante mit einseitig vergrößerter Stegausnehmung.


M 1 : 12X Y

Z

Systemausschnitt



0.5

2.8

5.7

8.5

11.3

14.2

17.0

19.9

22.7

25.5

28.4

31.2

34.0

36.9

39.7

42.5

45.4

48.2

51.0

53.9

56.7

59.6

62.4

65.2

68.1

70.9

73.7

76.6

79.4

82.2

85.1

87.9

90.8

93.6

96.4

99.3

102.1

104.9

107.8

110.6


M 1 : 12X Y

Z

Systemausschnitt



0.5

2.8

5.7

8.5

11.3

14.2

17.0

19.9

22.7

25.5

28.4

31.2

34.0

36.9

39.7

42.5

45.4

48.2

51.0

53.9

56.7

59.6

62.4

65.2

68.1

70.9

73.7

76.6

79.4

82.2

85.1

87.9

90.8

93.6

96.4

99.3

102.1

104.9

107.8

110.6


M 1 : 12X Y

Z

Systemausschnitt



0.2

3.1

6.1

9.2

12.3

15.3

18.4

21.4

24.5

27.6

30.6

33.7

36.8

39.8

42.9

45.9

49.0

52.1

55.1

58.2

61.3

64.3

67.4

70.5

73.5

76.6

79.6

82.7

85.8

88.8

91.9

95.0

98.0

101.1

104.1

107.2

110.3

113.3

116.4

119.5


M 1 : 12X Y

Z

Systemausschnitt



0.2

3.1

6.1

9.2

12.3

15.3

18.4

21.4

24.5

27.6

30.6

33.7

36.8

39.8

42.9

45.9

49.0

52.1

55.1

58.2

61.3

64.3

67.4

70.5

73.5

76.6

79.6

82.7

85.8

88.8

91.9

95.0

98.0

101.1

104.1

107.2

110.3

113.3

116.4

119.5

Bild 4.7-8: Darstellung der Vergleichsspannung in den Stegzähnen 3/4, 4/5 & 5/6 bei

Belastung der LKW-Spur gemäß [N1]


Belastung der Abbiegespur gemäß [N1]


- Seite 56 -

4.7.4 Sanierungsvariante mit Stegpflaster

Um einen noch größere Reduktion

der Spannungskonzentration zu erreichen, wurde eine Sanierungsvariante entwickelt, bei

der ein Verstärkungsblech den Stegzahn entlastet. Bild 4.7-10 zeigt

die optimierte Geometrie des Stegpflasters. Angaben zur Formfindung und zur Ausführung

sind in Kapitel 7.4f enthalten.

Wie auch bei der Sanierungsvariante mit vergrößerter Ausnehmung wurde

auch hier der Einfluss einer beidseitig vergrößerten Ausnehmung untersucht.

Die Bilder 4.7-11 und 4.7-12 zeigen die animierte Strukturdarstellung des FE-Modells.




M 1 : 12X Y

Z

Systemausschnitt



0.3

5.2

10.3

15.5

20.7

25.9

31.0

36.2

41.4

46.6

51.7

56.9

62.1

67.2

72.4

77.6

82.8

87.9

93.1

98.3

103.5

108.6

113.8

119.0

124.2

129.3

134.5

139.7

144.8

150.0

155.2

160.4

165.5

170.7

175.9

181.1

186.2

191.4

196.6

201.7


M 1 : 12X Y

Z

Systemausschnitt



0.3

5.2

10.3

15.5

20.7

25.9

31.0

36.2

41.4

46.6

51.7

56.9

62.1

67.2

72.4

77.6

82.8

87.9

93.1

98.3

103.5

108.6

113.8

119.0

124.2

129.3

134.5

139.7

144.8

150.0

155.2

160.4

165.5

170.7

175.9

181.1

186.2

191.4

196.6

201.7


Belastung der Abbiege- und LKW-Spur gemäß [N1]


- Seite 57 -


M 1 : 12X Y

Z

Systemausschnitt



0.2

3.0

6.1

9.1

12.2

15.2

18.3

21.3

24.3

27.4

30.4

33.5

36.5

39.6

42.6

45.6

48.7

51.7

54.8

57.8

60.8

63.9

66.9

70.0

73.0

76.1

79.1

82.1

85.2

88.2

91.3

94.3

97.4

100.4

103.4

106.5

109.5

112.6

115.6

118.7

Die Bilder 4.7-13 bis 4.7-15 zeigen die Vergleichsspannung als Höhenfläche in den Stegzähnen 3/4, 4/5 und 5/6 für die Sanierungsvariante mit einseitig vergrößerter Stegausnehmung und Stegpflaster.


einseitig vergrößerter Stegausnehmung

und Stegpflaster



und Stegpflaster


M 1 : 12X Y

Z

Systemausschnitt



0.2

3.0

6.1

9.1

12.2

15.2

18.3

21.3

24.3

27.4

30.4

33.5

36.5

39.6

42.6

45.6

48.7

51.7

54.8

57.8

60.8

63.9

66.9

70.0

73.0

76.1

79.1

82.1

85.2

88.2

91.3

94.3

97.4

100.4

103.4

106.5

109.5

112.6

115.6

118.7

Bild 4.7-13: Vergleichsspannung in den Stegzähnen 3/4, 4/5 & 5/6 bei Belastung der

Abbiegespur gemäß [N1]


- Seite 58 -


M 1 : 12X Y

Z

Systemausschnitt



0.7

5.1

10.2

15.4

20.5

25.6

30.7

35.9

41.0

46.1

51.2

56.4

61.5

66.6

71.7

76.9

82.0

87.1

92.2

97.4

102.5

107.6

112.7

117.9

123.0

128.1

133.2

138.4

143.5

148.6

153.7

158.9

164.0

169.1

174.2

179.4

184.5

189.6

194.7

200.0


M 1 : 12X Y

Z

Systemausschnitt



0.7

5.1

10.2

15.4

20.5

25.6

30.7

35.9

41.0

46.1

51.2

56.4

61.5

66.6

71.7

76.9

82.0

87.1

92.2

97.4

102.5

107.6

112.7

117.9

123.0

128.1

133.2

138.4

143.5

148.6

153.7

158.9

164.0

169.1

174.2

179.4

184.5

189.6

194.7

200.0


M 1 : 12X Y

Z

Systemausschnitt



0.5

2.8

5.5

8.3

11.1

13.8

16.6

19.4

22.1

24.9

27.7

30.4

33.2

36.0

38.7

41.5

44.3

47.0

49.8

52.6

55.4

58.1

60.9

63.7

66.4

69.2

72.0

74.7

77.5

80.3

83.0

85.8

88.6

91.3

94.1

96.9

99.6

102.4

105.2

107.9


M 1 : 12X Y

Z

Systemausschnitt



0.5

2.8

5.5

8.3

11.1

13.8

16.6

19.4

22.1

24.9

27.7

30.4

33.2

36.0

38.7

41.5

44.3

47.0

49.8

52.6

55.4

58.1

60.9

63.7

66.4

69.2

72.0

74.7

77.5

80.3

83.0

85.8

88.6

91.3

94.1

96.9

99.6

102.4

105.2

107.9


LKW-Spur gemäß [N1]


Abbiege- & LKW-Spur gemäß [N1]


- Seite 59 -

5. Auswertung der Untersuchungen

5.1 Allgemeines

Die Ergebnisse aus den versuchstechnischen und numerischen Untersuchungen werden in diesem Kapitel analysiert, ausgewertet und dann

Folgerungen daraus abgeleitet. Zunächst soll herausgefunden werden, ob die Belastungsgeschwindigkeit

(Fahrgeschwindigkeit der Belastungs-LKWs) einen Einfluss auf den Spannungsverlauf und die Höhe der Spannungen hat. Danach werden die Spannungswerte aus den Messungen mit denen aus der Finite Elemente

Berechnung verglichen. Anschließend werden die Spannungen stark beanspruchter Stegzähne einander gegenübergestellt und ihre Rissgefährdung bewertet. Ein Vergleich der Spannungsverhältnisse zwischen

einem ungerissenen und einem gerissenen Querträger rundet die Auswertung der Untersuchungen ab.

Sanierungskonzepte zur Ertüchtigung der Autobahnbrücke werden in Kapitel 7 vorgestellt.

Tabelle 5.1-1 beinhaltet Spannungswerte einiger DMS bei mittiger Belastung der Abbiege-, der LKW- und beider Fahrspuren.

Die applizierten DMS wurden wie folgt gekennzeichnet: Bsp.:724A1

1.+ 2. Ziffer : Nr. des QT 72

3. Ziffer : Nr. des LT (Trapezsteife) 4 4. Ziffer : Außen / Innen A 5. Ziffer : Nr. des DMS von der Ausrundung 1

Anhang R : Kennzeichnung rückseitig angebrachter DMS -

Messstelle 723I1 724A1 724I1R 725A1R 725I1

Belastung [N/mm²] [N/mm²] [N/mm²] [N/mm²] [N/mm²]

Abb.-

Spu

r Messreihe 1-1 -25,1 15,7 -40,0 -23,3 19,8

Messreihe 1-2 -28,9 15,1 -41,2 -24,6 16,4

ØMessreihe 1 -27,0 15,4 -40,6 -24,0 18,1

LK

W-S

pu

r Messreihe 2-1 -30,2 29,2 -44,3 49,0 -47,7

Messreihe 2-2 -29,2 30,3 -43,1 49,5 -44,6

ØMessreihe 2 -29,7 29,8 -43,7 49,3 -46,2

Abbie

ge-&

LK

W-S

pu

r Messreihe 3-1 -53,1 45,0 -88,0 39,4 -40,0

Messreihe 3-2 -59,3 55,5 -96,1 39,9 -42,4

ØMessreihe 3 -56,2 50,3 -92,1 39,7 -41,2

Tabelle 5.1-1: Spannungswerte bei Belastung der Abbiege-, LKW- & Abbiege- und LKW-Spur


- Seite 60 -

Die exemplarisch in Tabelle 5.1-1 aufgeführten Spannungswerte weichen bei gleicher Belastungssituation nur um wenige Prozentpunkte voneinander ab.

Auch vorherige Probemessungen haben ergeben, dass die Applikation erfolgreich verlaufen ist, die Dehnungsmesssteifen zuverlässig funktionieren und plausible Werte liefern.

Als weitere Kontrolle wurden in Tabelle 5.1-2 die Spannungswerte aus der Messreihe 1 mit denen der Messreihe 2 überlagert und mit der Messreihe 3

verglichen. Man erhält in etwa die selben Spannungen. Nur Messstellen, die infolge lokaler Krafteinleitung sehr empfindlich auf Toleranzen bei der

Laststellung reagieren, weisen eine größere Differenz auf.

723I1 724A1 724I1R 725A1R 725I1

[N/mm²] [N/mm²] [N/mm²] [N/mm²] [N/mm²]

ØMessr. 1 + ØMessr. 2 -56,7 45,2 -84,3 25,3 -28,1

ØMessreihe 3 -56,2 50,3 -92,1 39,7 -41,2

Differenz 0,5 4,9 7,8 14,4 13,1

(0,8%) (9,7%) (8,5%) (36,2%) (31,8%)

Bei der numerischen Untersuchung ergeben sich bei dem selben Vergleich erwartungsgemäß keine Unterschiede in den Spannungswerten.

Eine Überlagerung der Lastfälle ist uneingeschränkt möglich, da die Theorie 2. Ordnung keine Zusatzbeanspruchung liefert.

5.2 Einfluss der Belastungsgeschwindigkeit

Wie in Kapitel 3.5.4 erläutert, wurden die Messreihen abhängig von der

Fahrgeschwindigkeit der Belastungsfahrzeuge in zwei Phasen unterteilt. In Phase I fuhren die Belastungsfahrzeuge mit Schrittgeschwindigkeit, in Phase

II mit üblicher Verkehrsgeschwindigkeit (≈ 80 km/h) über die Brücke. Vibrationen und andere schädliche Einflüsse haben im Laufe der Messungen

dazu geführt, dass durch Wackelkontakte an Messinstrumenten und Lötpunkten mehrere Messstellen ganz ausfielen oder nur zeitweise Messdaten lieferten.

In Folge dessen wurden für Vergleiche zwischen der quasi statischen und der

80 km/h-Messung nur Spannungsverläufe von DMS ausgewertet, welche von baustellenbedingten Einflüssen nicht betroffen waren.

Die Aussagekraft des Vergleichs wird infolge einer Reduzierung der betrachteten Dehnungsmessstreifen nicht beeinträchtigt, da ohnehin nicht

alle Verläufe ausgewertet werden brauchen.

Tabelle 5.1-2: Vergleich überlagerter und gemessener Spannungswerte


- Seite 61 -

In den Bildern 5.1-1 und 5.1-2 sind Spannungs-Zeit-Diagramme einiger, ausgewählter DMS aus Ablaufphase I dargestellt.

Bild 5.2-1: Phase I (v 3 km/h): Belastung der Abbiegespur

Bild 5.2-2: Phase I (v 3 km/h): Belastung der LKW-Spur


- Seite 62 -

Die Bilder 5.2-3 und 5.2-4 zeigen Spannungsverläufe der Ablaufphase II.

Bild 5.2-3: Phase II (v 80 km/h): Belastung der Abbiegespur

Bild 5.2-4: Phase II (v 80 km/h): Belastung der LKW-Spur


- Seite 63 -

In den Tabellen 5.2-1 und 5.2-2 sind die extremalen Spannungen der Phasen I und II eingetragen und einander gegenübergestellt worden.

724A1 724A2 724I1R 724I2R 725A2R [N/mm²] [N/mm²] [N/mm²] [N/mm²] [N/mm²]

Phase I: 17,4 8,8 -45,0 -35,0 -25,0 Phase II: 17,1 7,0 -48,3 -37,4 -26,8

Differenz: -0,3 -1,8 -3,3 -2,4 -1,8 (-1,7%) (-20,5%) (7,3%) (6,9%) (7,2%)

Tabelle 5.2-1: Belastung der Abbiegespur

724A1 724A2 724I1R 724I2R 725A2R [N/mm²] [N/mm²] [N/mm²] [N/mm²] [N/mm²]

Phase I: 29,2 8,7 -49,4 -39,1 43,9

Phase II: 29,7 10,7 -51,7 -40,1 42,6

Differenz: 0,5 2,0 -2,3 -1,0 -1,3 (1,7%) (23,0%) (4,7%) (2,6%) (-3,0%)

Tabelle 5.2-2: Belastung auf der LKW-Spur

Fazit

Wie den Bildern 5.2-1 bis 5.2-4 zu entnehmen ist, hat die Belastungsgeschwindigkeit keinen Einfluss auf die Spannungen.

Die Bilder der Phase I zeigen einen ähnlichen Spannungsverlauf wie die Bilder der Phase II.

Auch Vergleiche der Extremwerte (Tabelle 5.2-1 und 5.2-2) zeigen, dass sich die Spannungen nur unwesentlich voneinander unterscheiden. Die minimalen Abweichungen sind auf Messungenauigkeiten, Toleranzen der

Markierungslinien und Abweichungen bei der Belastungsposition zurückzuführen. Insbesondere bei der 80 km/h-Messung konnte die Position

der Überfahrt nur auf etwa ± 10cm abgeschätzt werden. Messergebnisse sind somit unabhängig von der Belastungsgeschwindigkeit.

Für die folgenden Vergleiche wurden die Messergebnisse der Phase I (v 3

km/h) zugrundegelegt, da die Abweichungen der Überfahrt wesentlich geringer sind.


- Seite 64 -

5.3 Vergleich zwischen Messungen und FE-Berechnung

Ein weiteres Ziel der Belastungsmessungen ist gewesen, Vergleiche zwischen der gemessenen und der berechneten Beanspruchungen ziehen zu können.

Aus diesem Grunde wurden die DMS wenn möglich an Stellen appliziert, wo sich im FE-Modell ein Elementknoten befindet und somit der entsprechende

Spannungswert direkt abgelesen werden kann. Einzel-DMS wurden deshalb 4, 30 und 70mm von der Ausnehmung entfernt angebracht. Die DMS-Kette hingegen wurde möglichst nahe an der Ausnehmung appliziert, um die

Spannungsspitze erfassen zu können.

5.3.1 Extrapolation der Messergebnisse

Da die Dehnungsmessstreifen nicht an den Rand der Ausnehmung geklebt werden können, kann der Extremwert der Spannungsspitze nicht gemessen

werden. Mit Hilfe von DMS-Ketten erhält man den Verlauf der Spannungsspitze. Die 5 Einzel-DMS, die in einer Kette integriert sind, befinden sich im Abstand von 3, 5, 7, 9 und 11mm von der Ausnehmung

entfernt und besitzen eine Messlänge von 1,0mm. Die Bilder 5.3-1 bis 5.3-4 zeigen den Spannungsverlauf der DMS-Ketten und

der ersten Einzel-DMS (nach 30mm) bei Überfahrt der Belastungs-LKWs auf der Abbiege- bzw. LKW-Spur.

Bild 5.3-1: Spannungsverlauf am Stegzahn 4/5 an der Ausnehmung der Steife 4 bei Belastung der Abbiegespur


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Bild 5.3-2: Spannungsverlauf am Stegzahn 4/5 an der Ausnehmung der Steife 5 bei

Belastung der Abbiegespur

Bild 5.3-3: Spannungsverlauf am Stegzahn 4/5 an der Ausnehmung der Steife 4 bei Belastung der LKW-Spur


- Seite 66 -

Die abgebildeten Spannungsverläufe der einzelnen Kurven veranschaulichen, dass die Spannung zur Ausnehmung hin sehr stark ansteigt. Je näher der

DMS an der Ausnehmung appliziert wurde (724I1R: 3mm, ..., 724I6R: 30mm), desto höher ist die Beanspruchung. Außerdem ist zu erkennen, dass die Spannung zum Rand hin immer stärker ansteigt, was auf einen

überproportionalen Anstieg der Spannungsspitze schließen lässt.

Der erstaunlich analoge Verlauf der einzelnen, unabhängig von einander messenden DMS spricht für eine einwandfreie Baustellenapplikation, die Funktionsfähigkeit der Messinstrumente und somit für die Aussagekraft der

Messwerte.

Im Bild 5.3-5 wurden die Extremwerte der Spannungsverläufe bei Überfahrt der Hinterachse der Belastungs-LKWs übernommen und an der Stelle ihres Auftretens angetragen. Es ergibt sich ein Spannungsverlauf im gefährdeten

Schnitt des QT-Zahns. Wird nun der linke und rechte Bereich des gefährdeten Schnittes, also die Spannungsspitze vergrößert, so ergeben sich die Bilder 5.3-6 a) und b).

Außerdem wurde in den Bildern der Spannungsverlauf aus der FE-Rechnung mit dargestellt.

Die Spannungswerte bei Überfahrt der Hinterachse wurden deshalb genommen, da in der FE-Rechnung die Hinterachsbelastung angesetzt wurde. Teils höhere lokale Spannungen infolge Vorderachsbelastung resultieren aus

einer geringeren Radbreite der Vorderräder.

Bild 5.3-4: Spannungsverlauf am Stegzahn 4/5 an der Ausnehmung der Steife 5 bei Belastung auf der LKW-Spur


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Bild 5.3-5: Spannungsverlauf der am Stegzahn 4/5 bei mittiger Belastung der Abbiegespur

Bild 5.3-6: Spannungsspitzen am Stegzahn 4/5 bei Belastung der Abbiegespur. Bild a) zeigt die Spannungsspitze an Steife 4, Bild b) an Steife 5


- Seite 68 -

Um den Spannungsverlauf aus den Belastungsmessungen bis zum Rand der Ausnehmung weiterführen zu können, muss der Spitzenspannungswert

extrapoliert werden. In den Bildern 5.3-7 und 5.3-8 dargestellt, wurden Trendlinien einer Parabel zweiten bzw. dritten Grades über die Spannungswerte der Messung gelegt.

Eine sehr günstige Annäherung an die Messwerte erhält man mit Polynomen dritter Ordnung, deren Kurven den berechneten Spannungsverläufen ähnlich sind.

Den Trendlinien liegen die fünf Messpunkte der DMS-Kette zugrunde. Eine zusätzliche Einbeziehung der ersten Einzel-DMS nach 30mm hat sich nicht für sinnvoll herausgestellt, da die Annäherung der Messpunkte bei einer so

einfachen Funktion wie der Parabel darunter leidet. Ein Polynom dritter Ordnung ist durch vier Punkte eindeutig bestimmt. Die

fünf Messpunkte sind somit völlig ausreichend und sorgen durch den weiteren Punkt für einen gemittelten Trendlinienverlauf. Die Trendlinie dritten Grades spiegelt auch gut den Spannungsverlauf der

Messwerte bei anderen Belastungssituationen wider.

Bild 5.3-7: Spannungsspitzen am Stegzahn 4/5 mit Trendlinien zweiten Grades

bei mittiger Belastung der Abbiegespur

Bild 5.3-8: Spannungsspitzen am Stegzahn 4/5 mit Trendlinien dritten Grades

bei mittiger Belastung der Abbiegspur


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5.3.2 Spannungsverlauf in den QT-Stegzähnen

Spannungsverlauf im QT-Zahn 4/5

4 5

4 5

-80

-40

0

40

80

0 30 60 90 120 150 180 210 240 270 300 330 360

Breite [mm]

Sp

an

nu

ng

[N

/mm

²]

FE-Berechnung

Messung

Bild 5.3-9: Spannungsverlauf am QT-Zahn 4/5 bei mittiger Belastung der Abbiegespur

-80

-40

0

40

80

0 30 60 90 120 150 180 210 240 270 300 330 360

Breite [mm]

Sp

an

nu

ng

[N

/mm

²]

FE-Berechnung

Messung

Bild 5.3-10: Spannungsverlauf am QT-Zahn 4/5 bei mittiger Belastung der LKW-Spur


- Seite 70 -

In den Bildern 5.3-9 bis 5.3-11 wurden die Spannungsverläufe aus den Messungen um den extrapolierten Spitzenspannungswert (rote Markierung)

an der Ausnehmung des QT-Steges erweitert. Die Extrapolation erfolgte stets mit einer Parabel dritten Grades. Ein visueller Vergleich zur FE-Berechnung wird durch die Verläufe der

„Spannung in lokal y“ (Normalspannung in vertikaler Richtung) ermöglicht.

4 5

Neben den Spannungsverläufen bei mittiger Überfahrt auf den Fahrspuren, wurden auch Diagramme erzeugt, wenn die Belastungsfahrzeuge etwas links

und rechts der üblichen Fahrspur fahren. Die Diagramme enthalten wie die oben dargestellten, den gemessenen Spannungsverlauf mit extrapolierten

Wert aus einer Trendlinie dritter Ordnung und den berechneten Spannungs-verlauf aus der Finite Elemente Berechnung. Sie befinden sich in Anhang C.

Die Tabellen 5.3-1 bis 5.3-3 beinhaltet die gemessenen und berechneten Spitzenspannungswerte an den Ausnehmungen des QT-Zahnes 4/5 bei

unterschiedlichen Belastungssituationen. Die dazugehörenden Messreihen und Lastfälle sind in Klammer angegeben.

-160

-120

-80

-40

0

40

80

0 30 60 90 120 150 180 210 240 270 300 330 360

Breite [mm]

Sp

an

nu

ng

[N

/mm

²]

FE-Berechnung

Messung

Bild 5.3-11: Spannungsverlauf am QT-Zahn 4/5 bei mittiger Belastung der Abb.- & LKW-Spur


- Seite 71 -

Überfahrt des Belastungs-LKWs auf der Abbiegespur

30cm links 15cm links mittig mittig 15cm rechts 30cm rechts

(M.1-6/LF103) (M.1-5/LF104) (M.1-1/LF101) (M.1-2/LF101) (M.1-3/LF105) (M.1-4/LF106)

[N/mm²] [N/mm²] [N/mm²] [N/mm²] [N/mm²] [N/mm²]

Ste

ife 4

Messung -54 -71 -71 -74 -64 -42

FE-Ber. -59 -71 -72 -72 -57 -42

Differenz -5 0 -1 2 7 0

Ste

ife 5

Messung -33 -40 -37 -42 -23 -15

FE-Ber. -14 -30 -47 -47 -56 -45

Differenz 19 10 -10 -5 -33 -30

Überfahrt des Belastungs-LKWs auf der LKW-Spur

30cm links 15cm links mittig mittig 15cm rechts 30cm rechts

(M.2-6/LF112) (M.2-5/LF113) (M.2-1/LF111) (M.2-2/LF111) (M.2-3/LF114) (M.2-4/LF115)


Ste

ife 4

Messung -71 -73 -76 -77 -81 -89

FE-Ber. -42 -47 -52 -52 -58 -62

Differenz -29 -26 -24 -25 -23 27

Ste

ife 5

Messung 67 72 77 79 78 95

FE-Ber. 40 45 49 49 54 57

Differenz 27 27 28 30 24 38

Überfahrt der Belastungs-LKWs auf der Abbiege- & LKW-Spur

mittig Mittig

(Messreihe 3-1/Lastfall 121) (Messreihe 3-2/Lastfall 121)

[N/mm²] [N/mm²]

Ste

ife 4

Messung -158 -168

FE-Ber. -124 -124

Differenz -34 -44

Ste

ife 5

Messung 35 62

FE-Ber. 2 2

Differenz 33 60

Tabelle 5.3-2: Höhe der Spannungsspitze an den Ausnehmungen des QT-Zahnes 4/5




- Seite 72 -

Spannungsverlauf in den QT-Zähnen 3/4 und 5/6

Bei den QT-Stegzähnen 3/4 und 5/6 wurden keine DMS-Ketten geklebt, weshalb eine Extrapolation des Spannungsverlaufs nicht möglich ist. In den

Bildern 5.3-12 bis 5.3-17 konnte deshalb nur der berechnete Spannungsverlauf mit einzelnen Messpunkten dargestellte werden.

3 4

3 4




- Seite 73 -

3 4

5 6

Bild 5.3-14: Spannungsverlauf am QT-Zahn 3/4 bei mittiger Bel. der Abbiege- & LKW-Spur



- Seite 74 -

5 6

5 6

Es wurden Einzel-DMS appliziert, deren Messlänge 10mm beträgt. Die Messlänge der DMS spielt bei konstanter Dehnung in Messrichtung keine

Rolle. Bei der Ausrundung hingegen liegt eine lokale Spannungskonzentration vor. Der Spannungsanstieg quer zu

Hauptspannung ist zwar bei weitem nicht so stark wie der in Hauptspannungsrichtung, dennoch nimmt die Spannung auf eine Messlänge


Bild 5.3-17: Spannungsverlauf am QT-Zahn 5/6 bei mittiger Bel. der Abbiege- & LKW-Spur


- Seite 75 -

von 10mm ungefähr um 10% ab. Der DMS misst somit einen Durchschnittswert der Dehnung über die Messlänge, welcher zirka 3%

unterhalb dem Maximum liegt. Jedoch schon beim zweiten DMS, welcher sich in 30mm Abstand von der Ausnehmung befindet, ist der Effekt ganz vernachlässigbar.

Zusammenfassung

Wie in den Kapiteln 3 und 4 beschrieben, wurden die Spannungen aus den Belastungsmessungen und die Spannungen aus der Finite Elemente

Berechnung vollkommen unabhängig von einander ermittelt. In diesem Kapitel wurden die Ergebnisse aufbereitet und miteinander

verglichen. Dabei weisen die berechneten Spannungswerte im Stegzahn 4/5 eine erstaunlich gute Übereinstimmung mit den gemessenen Spannungs-werten auf.

Beim Vergleichen der Ergebnisse ist zu beachten, dass bei der FE-

Berechnung nur die Hinterachsbelastung angesetzt werden konnte. Der Einfluss der Vorderachse auf die Spannungsverhältnisse wird nicht be-rücksichtigt. Zwar wurden LKWs mit besonders großem Radstand (l=5,52m)

verwendet, dennoch verursacht die Vorderachsbelastung eine Vergrößerung der Spannungen im betrachteten Querträger von rechnerisch ca. 7 Prozent.

Beim QT-Stegzahn 3/4 stimmt der Spannungsverlauf der Berechnung ähnlich gut mit den Messergebnissen überein wie beim Stegzahn 4/5. Beim

Stegzahn 5/6 hingegen weichen die Kurven stärker voneinander ab. Der Unterschied im Tragverhalten lässt sich durch die getroffenen Annahmen bei der numerischen Untersuchung erklären. Zielfunktion bei der

Optimierung der Federsteifigkeiten war, die Spannungsverhältnisse im besonders gefährdeten Stegzahn 4/5 möglichst genau zu erfassen, um Sanierungsvarianten simulieren zu können.

5.3.3 Einfluss der Laststellung

Bild 5.3-18 zeigt den Verlauf der Spitzenspannungen des Stegzahns 4/5 an der Steife 4 bei

unterschiedlichen Laststellungen. Null kennzeichnet die mittige Überfahrt, negative Werte stehen für

eine Überfahrt etwas links und positive Werte für eine Überfahrt

etwas rechts (aus der Blickrichtung des Fahrers gesehen).

Die Kurven der Messergebnisse zeigen dieselbe Tendenz wie die

Kurven der FE-Berechnung. Bild 5.3-18: Einfluss der Laststellung auf

die Spannungsspitze an der Steife 4 innen


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Bei Belastung der Abbiegespur wird die betrachtete Stelle (Steife 4 innen) am

stärksten beansprucht, wenn der Verkehr mittig auf der Fahrspur fährt.

Beobachtet man den Verkehrfluss, so zeigt sich, dass in südlicher Fahrtrichtung die Abbiegespur der

beiden Brückenendfelder stärker belastet ist als das Mittelfeld. Das liegt

daran, dass viele Verkehrsteilnehmer von der Einfädelspur kurz vor der ersten Mittelstütze auf die LKW-Spur

wechseln. Ebenso wechseln die Verkehrsteilnehmer, die bei der Ausfahrt Karlsruhe-Mitte abfahren

wollen, erst zu Beginn des Endfeldes auf die Abbiegespur. Bemerkenswert

ist dabei, dass der Schwerlastverkehr ziemlich exakt mittig auf der Abbiegespur fährt (Bild 5.3-20). Eine Überfahrt auf dieser Fahrlinie wurde in dieser Arbeit als mittige

Belastung bezeichnet, was jedoch nicht mit der geometrischen Mitte der Fahrspur gleichbedeutend ist (Bild 5.3-19). Durch diesen Umstand könnte erklärt werden, weshalb in den Endfeldern

vermehrt Risse in den Querträgerstegen auftreten.

Bei Belastung der LKW-Spur wird die betrachtete Stelle nur durch die globale Tragwirkung des Querträgers beansprucht. Je weiter das Belastungsfahrzeug in Feldmitte fährt, desto mehr Last wird durch den Zwischenlängsträger

abgetragen und desto kleiner werden die Spannungen im Querträgersteg.

Bild 5.3-20: LKW auf der Abbiegespur

Bild 5.3-19: Darstellung der sog. mittigen Belastung auf der Abbiege- und LKW-Spur


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Beobachtet man das Fahrverhalten der Verkehrsteilnehmer auf der LKW-

Spur, so kann man feststellen, dass die Streubreite der Fahrlinien wesentlich größer ist als bei der

Abbiegespur. Fährt neben einem Fahrzeug auf der LKW-Spur eines auf der 2. Hauptspur, so tendiert der

Fahrer auf der LKW-Spur etwas weiter rechts zu fahren (Bild 5.3-21). Fährt

hingegen ein Fahrzeug auf der

Abbiegespur, so versucht der Fahrer auf der LKW-Spur sich eher etwas

weiter links zu halten. Diese Erkenntnis wirkt sich auf die Spannung an der betrachteten Stelle

nicht gewinnbringend aus. Dennoch werden die Trapezsteifen 7 und 10, die sich unmittelbar unter den Radlasten der LKW-Spur befinden, profitieren

können, da die größere Streubreite eine geringere Anzahl an maximalen Spannungsspitzen mit sich bringt.

Zur Belastung der Fahrspuren kann noch angemerkt werden, dass auffallend viel Schwerlastverkehr auf der zweiten Hauptspur über die Brücke fährt. Dies kommt zum einen daher, da infolge des Anstiegs vor der Brücke

leistungsstärkere LKWs zum Überholen ansetzen und andererseits viele Fahrer auf die zweite Hauptspur wechseln, um den Verkehr vom

Beschleunigungssteifen einfädeln zu lassen. Somit kommt es überdurchschnittlich oft vor, dass mehrere LKWs nebeneinander die Brücke passieren. Die Belastung auf der zweiten Hauptspur wird jedoch in erster

Linie durch die beiden Zwischenlängsträger abgetragen, so dass sich die Spannung im Stegzahn 4/5 nur geringfügig ändert.

5.4 Vergleich der Beanspruchungen der Stegzähne

Wie im Kapitel 5.3.2 erläutert, wurden nur am Stegzahn zwischen Steife 4

und 5 DMS-Ketten geklebt, sodass nur hier eine Extrapolation der Messergebnisse möglich ist. An den Nachbarzähnen, als auch am Zahn 6/7 wurden nur Einzel-DMS geklebt.

Vergleiche zwischen den Spannungswerten werden deshalb nicht mit der Spannungsspitze am Rand der Ausnehmung vorgenommen, sondern beim

ersten Dehnungsmessstreifen. Dieser liegt bei den Einzel-DMS 4mm vom Rand entfernt. Die in der DMS-Kette beinhalteten DMS sind 3, 5, 7, 9 und 11mm weg vom

Rand. Die Vergleiche werden mit einem Wert gezogen, der zwischen dem Wert des ersten und zweiten DMS liegt. Der Wert für 4mm wird dabei linear interpoliert, was hinreichend genau sein sollte.

Bild 5.3-21: LKW auf der 1. (LKW-Spur)

und 2. Hauptspur


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Tabelle 5.4-1: Spannung 4mm vom Rand der Ausnehmung bei Belastung der Abbiegespur

In die Tabellen 5.4-1 und 5.4-2 wurden die Messwerte für unterschiedliche Laststellungen bei Belastung der Abbiege- bzw. LKW-Spur übernommen.

In der Tabelle 5.4-2 wurden für die Steife 7A die maximalen und minimalen

Spannungswerte angegeben, da der Spannungsverlauf auf Grund lokaler Krafteinleitung stark schwankt.

In den Bilder 5.4-1 und 5.4-2 sind die Tabellenwerte in Diagrammform dargestellt. Negative Laststellungen stehen für eine Überfahrt etwas links,

positive Laststellungen für einen Überfahrt etwas rechts. Der Angabe der Fahrposition liegt stets die Blickrichtung des Fahrers zugrunde.

Bei Belastung der Abbiegspur weisen die Stellen mit belasteten Trapezsteifen erhebliche Spannungsschwankungen infolge der Radlasteinleitung auf.

Mit Abstand am stärksten beansprucht ist der Stegzahn 4/5 bei der Steife 4. Betrachtet man Bild 5.4-2 bei Belastung der LKW-Spur, so stellt man fest, dass sich die Spannungen bis zum Stegzahn 5/6 bei unterschiedlichen

Laststellungen nur unwesentlich verändern. Dies liegt daran, dass diese Zähne keine lokale Krafteinleitung erfahren und somit nur durch die

horizontale Schubkraft V (Bild 6.3-7) infolge globaler Tragwirkung des Querträgers beansprucht werden.

Stegzahn 3/4 Stegzahn 4/5 Stegzahn 5/6 Stegz. 6/7

Steife 3I Steife 4A Steife 4I Steife 5A Steife 5I Steife 6A Steife 7A

[N/mm²] [N/mm²] [N/mm²] [N/mm²] [N/mm²] [N/mm²] [N/mm²]

30cm li. (M. 2-6) -29,0 25,8 -40,1 43,4 -44,5 34,3 29,7/ -

15cm li. (M. 2-5) -28,6 27,4 -42,1 46,3 -45,3 37,2 25,5/ -

mittig (M. 2-1) -30,2 29,2 -44,3 49,0 -47,7 38,5 17,6/-5,5

mittig (M. 2-2) -29,2 30,3 -43,1 49,5 -44,6 39,8 19,9/-5,5

15cm re. (M. 2-3) -30,7 31,2 -45,4 51,0 -46,5 39,5 11,5/-15,4

30cm re. (M. 2-4) -35,6 35,6 -50,4 58,0 -47,3 25,9 9,5/-15,9




30cm li. (M. 1-6) -24,7 20,6 -32,7 -19,4 -3,7 -16,6 -20,9

15cm li. (M. 1-5) -30,2 20,6 -40,1 -25,3 5,6 -13,8 -22,6

mittig (M. 1-1) -25,1 15,7 -40,0 -23,3 19,8 -14,3 -15,8

mittig (M. 1-2) -28,9 15,1 -41,2 -24,6 16,4 -15,8 -21,4

15cm re. (M. 1-3) -27,8 13,6 -36,6 -16,6 15,4 -12,5 -16,5

30cm re. (M. 1-4) -33,8 10,0 -24,4 -9,0 15,1 -12,1 -14,7

Tabelle 5.4-2: Spannung 4mm vom Rand der Ausnehmung bei Belastung der LKW-Spur


- Seite 79 -

Somit entspricht die Zugspannung auf der einen Seite des Stegzahns in etwa der Druckspannung auf der anderen Seite. Die Spannung ändert sich bei

unterschiedlichen Laststellungen nur geringfügig.

Bild 5.4-1: Spannung 4mm vom Rand der Ausnehmung bei verschiedenen Laststellungen

auf der Abbiegespur

Bild 5.4-2: Spannung 4mm vom Rand der Ausnehmung bei verschiedenen Laststellungen

auf der LKW-Spur


- Seite 80 -

Lediglich bei der Laststellung 30cm rechts macht sich der Einfluss der lokalen Druckkrafteinleitung durch Abnahme der Zugspannung an der Steife

6A (A: außen) bemerkbar. Die Steife 7 ist direkt von der

Radlasteinleitung betroffen. Zugspannungen aus globaler Tragwirkung werden von

Druckspannungen aus lokaler Krafteinleitung überlagert. Es

ergibt sich ein unruhiger Verlauf, in welchem die Anzahl der Achsen anhand der

vorhandenen Minima zu erkennen ist (Bild 5.4-3).

Für Steife 7 wurden deshalb zwei Werte übernommen: das

Maximum und das Minimum bei Hinterachsbelastung.

Ein Vergleich der Spannungen bei Belastung der LKW-Spur ergibt, dass der QT-Zahn 5/6 am stärksten, der Zahn 4/5 geringfügig weniger und der Zahn

3/4 noch weniger beansprucht werden. Die Differenz der Spannungen in den Stegzähne 5/6 und 4/5 lässt sich durch

die Abnahme der Querkaft des Querträgers (und somit der Horizontalkraft V) durch den Lastabtrag der Trapezsteifen in Längsrichtung erklären.

Beim Stegzahn 3/4 beträgt die Spannung aufgrund der stärkeren Stegblechdicke zusätzlich etwa 25% weniger. Der Stegblechdickensprung

befindet sich unter der Steife 4 . Zum Hauptträger hin ist das QT-Stegblech 20mm stark, Richtung Feldmitte nur 15mm.

Die Spannung an der Trapezsteife 7 ist vergleichsweise gering. Verschiedene Laststellungen haben auf die Schwingbreite keinen großen Einfluss.

Tabelle 5.4-3 beinhaltet die Spannungswerte 4mm vom Rand der Ausrundung bei gleichzeitiger Überfahrt auf Abbiege- und LKW-Spur. Bei

beiden Messreihen fuhren die LKWs mittig auf ihrer Fahrspur.




mittig (M. 3-1) -53,1 45,0 -88,0 39,4 -40,0 25,0 11,6/-23,0

mittig (M. 3-2) -59,3 55,5 -96,1 39,9 -42,4 36,5 9,6/-24,6

Bild 5.4-3: Spannungsverlauf bei mittiger

Belastung der LKW-Spur

Tabelle 5.4-3: Spannung 4mm vom Rand der Ausnehmung bei Bel. der Abb.- & LKW-Spur


- Seite 81 -

Fahren die LKWs nebeneinander über die Abbiege- und LKW-Spur so überlagern sich die Spannungen aus den jeweiligen Einzelbelastungen.

Je nachdem welche Stelle man betrachtet, reduziert oder erhöht sich der Spannungswert. Eine besonders hohe Spannung ergibt sich wiederum beim

QT-Zahn 4/5 an der Steife 4.

Fazit

Als Ergebnis aus den bisherigen Messungen kann festgehalten werden, dass der Stegzahn 4/5 besonders hoch beansprucht ist. Insbesondere an der Ausnehmung zur Trapezsteife 4 treten sehr hohe Druckspannungen bei gleichzeitiger Belastung der Abbiege- und LKW-Spur auf. Dies ist auch die Stelle, bei der alle 12 Risse im Querträgersteg gefunden worden sind.

Der Stegzahn 3/4 weist infolge seines dickeren Stegblechs wesentlich geringere Spannungen auf. Außerdem erfährt dieser Stegzahn keine direkte

Radlasteinleitung. Der Stegzahn 5/6 ist auch hoch beansprucht, jedoch nicht so stark wie der

benachbarte Zahn 4/5. Bei Belastung der Abbiegespur treten Zugspannungen bei der der Steife 5 zugewandten Seite auf, wohingegen an dieser Stelle Druckspannungen bei Belastung der LKW-Spur herrschen.

Werden beide Fahrspuren gleichzeitig belastet, so überlagern sich die Spannungen und es ergibt sich ein verhältnismäßig kleiner Spannungswert.

Dieser Spannungswert ist keinesfalls für die Höhe der Beanspruchung des Stegzahnes repräsentativ! Addiert man die Spannungen aus den Belastungen der Einzelspuren ihrem Betrage nach, so erhält man das Spannungsspiel.

Diese Doppelspannungsamplitude ist bei der Ermüdungsberechnung wesentlich bedeutsamer als ein absoluter Spannungswert. Tabelle 5.4-4

beinhaltet die Summe aus den Beträgen der Spannungen aus Tabelle 5.4-1 und 5.4-2.

Allein die Spannungsschwingbreiten bei Überfahrt der Belastungsfahrzeuge aus Tabelle 5.4-4 lassen noch keine genaue Aussage über die tatsächliche

Gefährdung der einzelnen Stegzähne zu, da bisher keine Angaben über die Auftretenswahrscheinlichkeit vorliegen.


Laststellung Steife 3I Steife 4A Steife 4I Steife 5A Steife 5I Steife 6A Steife 7A

beider LKWs [N/mm²] [N/mm²] [N/mm²] [N/mm²] [N/mm²] [N/mm²] [N/mm²]

30cm li. (1-6 + 2-6) 53,7 46,4 72,8 62,8 48,2 50,9 50,6

15cm li. (1-5 + 2-5) 58,8 48,0 82,2 71,6 50,9 51,0 48,1

mittig (1-1,2 + 2-1,2) 56,7 45,2 84,3 73,2 64,3 54,2 37,4

15cm re. (1-3 + 2-3) 58,5 44,8 82,0 67,6 61,9 52,0 31,9

30cm re. (1-4 + 2-4) 69,4 46,6 74,8 67,0 62,4 38,0 31,6

Tabelle 5.4-4: Betragsmäßige Addition der Spannung aus Tabelle 5.4-1 und 5.4-2


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Aus diesem Grunde erachte ich es als sehr ratsam, die Ermittlung eines Belastungskollektives vom Stegzahn 4/5 auf den Stegzahn 5/6 auszuweiten. Es empfiehlt sich eine zusätzliche DMS-Ketten am Stegzahn 5/6 an der Ausnehmung der Steife 5 anzubringen. Mit den Spannungswerten der DMS-Kette könnte die Spannungsspitze extrapoliert und eine Ermüdungs-berechnung angeschlossen werden. Ein Vergleich der Ergebnisse mit dem Stegzahn 4/5 wäre direkt möglich und durch die gleiche Messlänge bei identischem Messbauteil zudem aussagekräftiger. Beim Stegzahn 6/7 wurden nur an der Ausnehmung bei der Steife 7 DMS

appliziert. An dieser Stelle sind die Spannungen trotz örtlicher Radlasteinleitung sehr gering. Von einer Rissgefährdung kann abgesehen werden. Bisher wurden an der Ausnehmung zur Steife 6 keine DMS

appliziert, weshalb die Höhe der Beanspruchung nicht beurteilt werden kann. Es ist aber davon auszugehen, dass sich die Spannungen aus örtlicher Krafteinleitung und die Spannungen aus globaler Tragwirkung addieren.

Empfehlenswert ist auch hier eine zusätzliche DMS-Kette anzubringen, zumal 2 Risse an dieser Stelle aufgetreten sind. Über den Stegzahn 9/10 kann keine Aussage getroffen werden, da die Messstellen bei den Belastungsfahrten leider ausgefallen sind.

Erwartungsgemäß ist dieser Zahn durch lokale Radlasten hohen Druckspannungen ausgesetzt, da sich die Radlast direkt auf diesem Zahn

befindet – ähnlich wie beim Stegzahn 4/5. Eine Belastung auf der Abbiegespur wird keine wesentliche Spannungserhöhung bewirken. Fährt jedoch gleichzeitig ein LKW über die zweite Hauptspur – was verhältnismäßig

oft vorkommt – so wird sich die Spannung auf der Druckseite (bei Steife 9) addieren. Bei der Applikation der Dehnungsmesssteifen lag uns bisher nur eine sehr

grobe Belastungsskizze aus [8] vor, bei der die Fahrlinie auf der LKW-Spur sehr ungenau eingetragen war. Deshalb wurden die DMS auf der anderen

Stegzahnseite – also an der Trapezsteife 10 – appliziert. Ebenso für die Ausnehmung an der Trapezsteife 9 kann ich nur empfehlen, eine zusätzliche DMS-Kette zu applizieren, dort ein Belastungskollektiv zu ermitteln und eine Ermüdungsberechnung durchzuführen, um eine fundierte Aussage über die Rissgefährdung dieses Stegzahnes machen zu können.

Die neu zu applizierenden DMS-Ketten sollen in analoger Weise zu den bereits vorhanden DMS-Ketten am Stegzahn 4/5 angebracht werden. In Bild 5.4-4 sind die neuen Klebestellen gekennzeichnet.


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Bild 5.4-4: Klebeplan Querträger 72 Rückseite – Übersicht (mit zusätzlichen DMS-Ketten)

Bild 5.4-5: Stegzähne 5/6 und 6/7 mit zusätzlichen DMS-Ketten

Bild 5.4-6: Stegzahn 9/10 mit zusätzlicher DMS-Kette

Bild 5.4-7: Detail DMS-Kette


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5.5 Spannungsverhältnisse an Querträgern mit Riss

Neben dem unbeschädigten Querträger 72, wurden auch Dehnungsmess-treifen an beschädigten Querträgern appliziert.

Der Querträger 71 weist einen kleinen, wenige Monate alten Riss mit schnellem Risswachstum auf. Beim Querträger 67 wurde ein vorhandener

Riss vorläufig saniert, indem er ausgefugt, abgebohrt und zugeschweißt wurde [5][6]. Bei beiden Querträgern wurden DMS am gerissenen Stegzahn 4/5 und an den Nachbarzähnen 3/4 und 5/6 geklebt.

Spannungsverhältnisse am Querträger 71 (mit Riss)

In der Tabelle 5.5-1 wurden für den Stegzahn 3/4 an der Steife 4A (A: außen)

die maximalen und minimalen Spannungswerte angegeben, da der Spannungsverlauf auf Grund lokaler Krafteinleitung stark schwankt.

Stegzahn 3/4 Stegzahn 4/5 Stegzahn 5/6

Steife 3I Steife 4A Steife 4I

(714I1R/714I2R) Steife 5A Steife 5I Steife 6A


30cm li. (M. 1-6) -23,0 19,7/ - -14,3

(-14,8/-13,8) -21,9 1,5/-13,7 -18,0

15cm li. (M. 1-5) -24,5 19,1/ - -16,9

(-17,1/-16,7) -29,3 5,9/-7,9 -17,3

mittig (M. 1-1) -25,5 15,3/-5,7 -18,2

(-18,5/-17,8) -21,9 15,7/-3,6 -15,4

mittig (M. 1-2) -25,9 14,0/-5,5 -18,4

(-18,7/-18,1) -31,3 13,9/-2,9 -16,6

15cm re. (M. 1-3) -27,5 11,5/-10,7 -17,6

(-18,2/-16,9) -18,4 11,2/-3,2 -16,6

30cm re. (M. 1-4) -32,1 10,6/-15,0 -10,8

(-10,9/-10,7) -9,8 11,6/-2,0 -10,9

Stegzahn 3/4 Stegzahn 4/5 Stegzahn 5/6

Steife 3I Steife 4A Steife 4I

(714I1R/714I2R) Steife 5A Steife 5I Steife 6A


30cm li. (M. 2-6) -23,0 21,2 -14,0

(-14,4/-13,6) 32,8 -32,0 34,0

15cm li. (M. 2-5) -25,7 20,7 -14,7

(-15,2/-14,1) 33,2 -35,1 34,0

mittig (M. 2-2) -30,1 19,6 -16,8

(-17,5/-16,1) 33,3 -39,6 32,7

30cm re. (M. 2-4) -34,7 26,4 -19,5

(-20,3/-18,6) 41,9 -40,7 18,5

Tabelle 5.5-2: Spannung 4mm vom Rand der Ausnehmung bei Belastung der LKW-Spur

Tabelle 5.5-1: Spannung 4mm vom Rand der Ausnehmung bei Belastung der Abbiegespur


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Bild 5.5-1: Spannung 4mm vom Rand der Ausnehmung bzw. vom Riss am Stegzahn 4/5 des QT 72 (ohne Riss) und QT 71 (mit Riss) bei Belastung der Abbiegspur

Bild 5.5-2: Spannung 4mm vom Rand der Ausnehmung der Stegzähne 3/4 & 5/6 des QT 72 (ohne Riss) und QT 71 (mit Riss) bei Belastung der Abbiegespur


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Bild 5.5-3: Spannung 4mm vom Rand der Ausnehmung bzw. vom Riss am Stegzahn 4/5 des QT 72 (ohne Riss) und QT 71 (mit Riss) bei Belastung der LKW-Spur

Bild 5.5-4: Spannung 4mm vom Rand der Ausnehmung der Stegzähne 3/4 & 5/6 des QT 72 (ohne Riss) und QT 71 (mit Riss) bei Belastung der LKW-Spur


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Ein Vergleich der Spannungen am Stegzahn 4/5 zeigt, dass die Spannungen am gerissenen Querträgers 71 wesentlich geringer sind als die Spannungen

am ungerissenen Querträger 72. Dieses sehr erstaunliche Ergebnis widerspricht der Erwartung, dass am Rissende eine große Spannungskonzentration herrscht.

Betrachtet man die Messkurven bei Überfahrt des Belastungsfahrzeuges so stellt man fest, dass der Spannungsverlauf der Messstellen vor der Rissspitze untypisch ist. Bild 5.5-5 zeigt, dass die Druckspannung an der Rissspitze

(DMS: 714I1R und 714I2R) zunächst ansteigt, jedoch vor dem Belastungsmaximum abrupt abfällt. Die Erklärung dieses Phänomens wird darin

vermutet, dass zu Beginn der Belastung der Riss einen Spalt aufweist und deshalb der Lastabtrag

erwartungsgemäß über den nicht gerissenen Stegzahnrest erfolgt. Steigt die Belastung jedoch weiter an, so schließt sich der Spalt und die

Druckkraft kann über Kontakt abgetragen werden. Nun beteiligt sich der gesamte Stegzahn

beim Lastabtrag und die Spannungsspitze verlagert sich von der Rissspitze zum Rand der Ausnehmung. Die Rissspitze liegt somit in einem spannungsarmen Bereich.

Bild 5.5-5: Spannungs-Zeit-Diagram bei mittiger Überfahrt auf der Abbiegespur

Belastungsmaximum

Rissspitze

Bild 5.5-6: Riss im QT 71


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Ein weiteres Argument, welches diese These unterstützt ist, dass die Spannungswerte der DMS-Kette vor dem Riss nur minimal ansteigen. Würde

nur der ungerissene Querschnitt abtragen, so wäre ein exponentieller Spannungsanstieg zu erwarten. Die Spannungsspitze muss sich demnach verlagert haben.

Dass sich der Stegzahn 4/5 überhaupt am Lastabtrag beteiligt, lässt sich am Spannungsverlauf auf der anderen Stegzahnseite erkennen. Der DMS an der Ausnehmung der Steife 5 (715A1) liefert Spannungswerte, die ähnlich hoch

sind wie die beim ungerissenen Querträger 72.

Die Bestätigung einer Lastumlagerung auf Nachbarzähne infolge der Schwächung des gerissenen Stegzahnes konnte durch diese Belastungsmessung nicht erzielt werden.

Die Spannungswerte der Nachbarzähne 3/4 und 5/6 des QT 71 liegen sogar stets etwas unterhalb der Spannungswerte des ungerissenen Querträgers 72.

Die geringere Beanspruchung des Querträgersteges resultiert aus einer stärkeren bzw. steiferen Unterstützung des Querträgers durch die

Zwischenlängsträger. Der QT 72 befindet sich genau zwischen zwei steifen Fachwerkquerträgern (Bild 5.5-7), weshalb die Zwischenlängsträger nachgiebiger sind.

ZLT

QT 71 QT 72 QT 73

Fw-QT 70 Fw-QT 74

Wie in Kapitel 2 bereits erläutert, schlägt sich diese etwas höhere Beanspruchung der Querträger direkt auf die Rissgefährdung aus. So wurden vermehrt Risse in jenen Querträgern gefunden, die eine weichere

Unterstützung durch die Zwischenlängsträger erfahren. Beide Querträger weisen eine erstaunlich gute Übereinstimmung beim

Einfluss der Laststellung auf. Somit ist eine weitere Kontrolle der Messwerte gegeben.

Nachdem die Belastungsmessungen des gerissenen Querträgers interpretiert und bewertet wurden, stellt sich nun die Frage, weshalb der Riss überhaupt

weiter wächst, wenn die Rissspitze nur gering beansprucht wird. Um die Frage beantworten zu können, muss zunächst hinterfragt werden was

bisher ausgewertet wurde bzw. wie die Messergebnisse zustande gekommen sind. So wurden Spannungsverläufe ausgewertet, die aus einer quasi statischen Belastung, also einer geringen Belastungsgeschwindigkeit

resultierten. Messreihen, die bei üblicher Verkehrsgeschwindigkeit (80 km/h) der Belastungsfahrzeuge durchgeführt wurden, zeigen für die rissnahen

Bild 5.5-7: Längsschnitt der Brücke


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Messstellen einen etwas anderen Spannungsverlauf. Zum einen sind die Messwerte höher und zum anderen ist der abrupte Spannungsabfall infolge

des Lastabtrags über Kontakt nicht mehr so stark (Bild 5.5-8).

Die Ursache für diese Spannungsdifferenzen könnte im dynamischen Verhalten der Brücke bei Überfahrt von Schwerlastfahrzeugen liegen. Die

Brücke gerät durch ihr verhältnismäßig geringes Eigengewicht bei Überfahrt eines LKW erheblich in Schwingungen, was einen Lastabtrag über Kontakt

der Rissflächen beeinträchtigt und somit den Restquerschnitt des Steges stärker beansprucht wird.

Des weiteren wurden die Messungen der Phase I in den frühen Morgenstunden, die Messungen der Phase II im Anschluss daran (ab ca. 10

Uhr) durchgeführt. Durch ungleiche Temperaturerhöhung ergibt sich ein veränderter Spannungszustand im Querträger. Dieser schlägt sich in der Spaltgröße des Risses nieder, welches wiederum den Lastabtrag über Kontakt

beeinflusst. Je nach Spannungszustand aus Temperatur variiert die Höhe der Beanspruchung an der Rissspitze.

Detaillierte Aussagen zu dieser Fragestellung können erst nach Auswertung von Messungen unter laufendem Verkehr gemacht werden, welche nicht Teil

dieser Diplomarbeit sind.

Bild 5.5-8: Spannungs-Zeit-Diagram bei Belastung der Abbiegespur mit 80 km/h

Belastungsmaximum


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Nachdem die DMS appliziert waren, wurden Probemessungen durchgeführt, um die Funktionsfähigkeit der Messstreifen zu testen. Diese Messungen

wurden bei laufendem Verkehr durchgeführt, so dass die Lage und Höhe der Belastung nicht bekannt ist. Bild 5.5-9 zeigt den Spannungsverlauf einer solchen Messung.

In Bild 5.5-9 sind die Spannungskurven der DMS-Kette im Abstand von 3, 5, 7, 9 und 11mm vor der Rissspitze, sowie der DMS des Nachbarzahns im Abstand von 4mm vom Rand der Ausrundung (715I1) dargestellt.

Deutlich zu erkennen ist ein überproportionaler Spannungsanstieg, je näher an der Rissspitze gemessen wurde. Es herrscht demnach an der

Spannungsspitze eine hohe Spannungskonzentration vor. Des weiteren kann dem Bild 5.5-9 entnommen werden, dass die

Spannungskonzentration am Riss größer ist als die am Rand der Ausnehmung des Nachbarzahns. Der interpolierte Mittelwert 4mm von der

Rissspitze entfernt beträgt -42,8 N/mm², wohingegen die Spannung 4mm vom Rand der Ausrundung -39,1 N/mm² beträgt.

Die Auswertung der Testmessung zeigt, dass die Spannung an der Rissspitze durchaus sehr hoch sein kann und zum weiteren Rissfortschritt beitragen wird.

Bild 5.5-9: Spannungs-Zeit-Diagram einer Testmessung bei unbekannter Belastung

(gewöhnlicher Schwerlastverkehr)


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Spannungsverhältnisse am Querträger 67 (sanierter Riss)

Am Querträger 67 wurden im Zuge der Belastungsfahrten mit bekannten Achslasten keine Messungen durchgeführt, da der Autobahnverkehr nicht all

zu lange durch die Teilsperrung der Autobahn behindert werden sollte. Doch auch an diesem Querträger wurden Testmessungen bei laufendem Verkehr durchgeführt. Das Bild 5.5-10 zeigt den Spannungsverlauf bei

Belastung der LKW-Spur.

Zu beachten ist, dass der erste DMS an der Stelle des sanierten Risses (674I1) auf Grund einer stark abgeschmolzenen Kante durch das Schweißen nicht wie gewohnt 4mm, sondern 6mm vom Rand der Ausnehmung appliziert

werden musste (Bild 5.5-11). Somit zeigt diese Stelle einen geringeren Spannungswert an.

Bild 5.5-10: Spannungs-Zeit-Diagramm einer Testmessung bei unbekannter Belastung

(gewöhnlicher Schwerlastverkehr) auf der LKW-Spur


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Die Spannungskurven bei diesem sanierten Riss zeigen ansonsten denselben Verlauf wie die Kurven des unbeschädigten Querträgers 72. Die

Spannungswerte am Stegzahn 4/5 sind in etwa so hoch wie beim Zahn 5/6. Dies zeigen auch die DMS, die im Abstand von 30mm vom Rand der Ausnehmung appliziert wurden. Der Stegzahn 3/4 wird hingegen durch die

größere Stegblechdicke weniger stark beansprucht. Sofern die Nahtüberhöhung abgearbeitet und die Schweißstelle kerbfrei verschliffen wurde, scheint sich durch die Reparaturmaßnahme ein ähnliches

Tragverhalten einzustellen wie vor Beginn der Rissentstehung. Hohe Eigenspannungen infolge der Wärmeeinbringung beim Schweißen können als

unkritisch beurteilt werden, da diese zum Teil durch Plastizierung des Grundwerkstoffes abgebaut werden.

Weshalb die Höhe der Spannungswerte bei dieser Messung die bisherigen Werte überschreiten liegt daran, dass die Messung bei laufendem Verkehr stattfand und somit die Belastung des LKWs nicht bekannt war. Eine

gemessene Spannung von über 80 N/mm² stellt jedoch keinesfalls eine Ausnahme dar. Der Spannungswert bezieht sich wie bereits erwähnt nicht

auf die Spannungsspitze, sondern auf den deutlich darunter liegenden Wert 4mm vom Rand der Ausnehmung entfernt. Eine grobe Abschätzung des Spannungsabfalls auf den ersten 4mm von der Ausnehmung kann mit einem

Daumenwert von ca. 45% erfolgen.

Bild 5.5-11: Applikation der DMS am Stegzahn 4/5 des Querträgers 67


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6. Berechnungsvorschriften

6.1 Allgemeines

In Normenwerken und in der Literatur sind konstruktive Gestaltungs-empfehlungen für die Ausbildung der Stegausnehmung beinhaltet. Außerdem

werden vereinfachte Rechenansätze gegeben, um die Spannung an den Querträgerzähnen von orthotropen Fahrbahnplatten zu ermitteln.

Nachfolgend wird auf einige Regelwerke für Straßen- und Eisenbahnbrücken eingegangen.

6.2 DIN 18809

Nach DIN 18809 [N5] Kapitel 5.5 darf der Betriebsfestigkeitsnachweis für

Fahrbahnelemente, die der örtlichen Lastantragung dienen und direkt durch örtlichen Verkehrslasten belastet werden, entfallen, wenn ihre Ausbildung

Bild 6.2-1 entspricht.

Für die orthotrope Fahrbahnplatte sind gemäß Kapitel 6.2 folgende Spannungen zu ermitteln:

a) Spannungen aus der Mitwirkung als Gurt des Gesamttragwerkes, b) Spannungen der Längs- und Querträger aus der Plattentragwirkung, c) Spannungen aus der Überlagerung der Fälle a) und b).

Wie die Spannungen berechnet werden sollen wird nicht erläutert.

Bild 6.2-1: Konstruktive Ausbildung der Durchdringung LT/QT gemäß [N5]


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6.3 DIN-Fachbericht 103

Für Straßenbrücken werden

konstruktive Anforderungen an die Gestaltung der QT-Stegausnehmung gegeben (Bilder 6.3-1 bis 6.3-3) und

gefordert, dass die „Spannungsspiele

Δ am Rand des Freischnitts des

Querträgersteges aus der Scheiben-wirkung (Belastung in Stegebene) und aus der Plattenwirkung

(Belastung aus der Stegebene) in zulässigen Grenzen bleiben“.

Eine Rechenvorschrift zur

Berechnung von Δ ist jedoch nicht

explizit wiedergegeben.

Deshalb wurde gemäß der Rechenvorschrift von Kapitel IV-2 für Eisenbahnbrücken vorgegangen.

Statisches Modell des Querträgers

Sofern die Querträger, wie in Bild 6.3-4 dargestellt, ausgeführt wurden, dürfen die Schnittgrößen an einem Ersatzsystem gemäß Bild 6.3-4 ermittelt

werden. Das Deckblech und Querschnittsteile unterhalb der Ausnehmungen werden

als Gurte, die Stegzähne als Pfosten des Vierendeel-Systems aufgefasst.

Bild 6.3-1: Unterschiedliche Gestaltungsmöglichkeiten der Querträgerausnehmungen

gemäß [N2]

Bild 6.3-2: Mindestanforderungen des

Freischnitts gemäß [N2]

Bild 6.3-3: Mindestanforderungen des

Freischnitts gemäß [N2]


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Beim vorliegenden statischen System handelt es sich nicht, wie in Bild 6.3-4 dargestellt, um einen Einfeldträger,

sondern um einen Querträger, der ähnlich dem Bild 6.3-5 durch zwei Zwischenlängsträger elastisch unter-

stützt wird.

Bei dem Vierendeelträger handelt es sich um ein vereinfachtes Ersatzsystem, um ein genauere Untersuchung nicht anstellen zu müssen. Da ein detailgetreues Finite-Elemente-Modell jedoch Teil dieser Diplomarbeit ist,

wurde die Horizontalkraft V (Bild 6.3-7) der FE-Rechnung entnommen. Die Kraft V ergibt sich dabei als Summe der horizontalen Knotenkoppelkräfte

zwischen dem Deckblech und dem Querträgersteg. Ebenso lässt sich aus dem FE-Modell die Rippenauflagerkraft Fi ermitteln.

Lastannahmen

Für die Spannungsermittlung am QT-Zahn wurde das Ermüdungs-lastmodell 3 aus [N1] zugrundegelegt,

welches in Kapitel 4.6 beschrieben wird.

Bild 6.3-4: Statisches Modell des Querträgers gemäß [N2]

Bild 6.3-5: Fahrbahnquerschnitt

Bild 6.3-6: Ermüdungslastmodell 3 gemäß [N1]


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Berechnung

Koppelkräfte aus der FE-Berechnung am QT-Zahn 4/5:

- Lastfall 1 : Belastung auf der Abbiegespur gemäß [N1]

V = 27,5kN

Fi/2 = 25,0kN Fi+1/2 = 53,7kN

- Lastfall 11 : Belastung auf der LKW-Spur gemäß [N1]

V = 39,7kN

Fi/2 = -1,2kN Fi+1/2 = -2,2kN

- Lastfall 21 : Belastung auf der Abb.- & LKW-Spur gemäß [N1]

V = 67,3kN Fi/2 = 23,7kN

Fi+1/2 = 51,6kN

Bild 6.3-7: Spannungsermittlung am gefährdeten Schnitt A-A gemäß [N2]


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Lastfall 1:

o Spannung inf. Biegung

M = V * h = 27,5 * 25,9 = 712kNcm

mit V = 27,5kN h = 25,9cm

mit

o Spannung inf. lokaler Krafteinleitung

A1,D = b1,D * t = 15,1 * 1,5 = 22,6cm²

mit b1,D = 15 + 25,9 * tan (35-10) – 12 = 15 + 12,1–12 = 15,1cm

A2,D = b2,D * t = 21,1 * 1,5 = 31,7cm²

mit b2,D = 15 + 25,9 * tan (45-10) – 12 = 15 + 18,1 –12 = 21,1cm

o Gesamtspannung

1 = 1,B + 1,D = -2,20 – 1,105 = -3,31 kN/cm² = -33,1 N/mm²

2 = 2,B + 2,D = +2,20 – 1,694 = +0,51 kN/cm² = +5,1 N/mm²

Lastfall 11:


M = V * h = 39,7 * 25,9 = 1028kNcm

mit V = 39,7kN h = 25,9cm

2,2,1 20,2324

712

cmkN

W

MBB

322

3246

0,365,1

6cm

btW B

2

,1

,1 105,16,22

0,25

2 cmkN

A

F

D

i

D

2

,2

1

,2 694,17,31

7,53

2 cmkN

A

F

D

i

D


- Seite 98 -

mit


A1,D = b1,D * t = 15,1 * 1,5 = 22,6cm²

mit b1,D = 15 + 25,9 * tan (35-10) – 12 = 15 + 12,1–12 = 15,1cm

A2,D = b2,D * t = 21,1 * 1,5 = 31,7cm²

mit b2,D = 15 + 25,9 * tan (45-10) – 12 = 15 + 18,1 –12 = 21,1cm

o Gesamtspannung

1 = 1,B + 1,D = -3,17 + 0,053 = -3,12 kN/cm² = -31,2 N/mm²

2 = 2,B + 2,D = +3,17 + 0,069 = +3,24 kN/cm² = +32,4 N/mm²

Lastfall 21:


M = V * h = 67,3 * 25,9 = 1743kNcm

mit V = 67,3kN h = 25,9cm

mit

2,2,1 17,3324

1028

cmkN

W

MBB

322

3246

0,365,1

6cm

btW B

2

,1

,1 053,06,22

2,1

2 cmkN

A

F

D

i

D

2

,2

1

,2 069,07,31

2,2

2 cmkN

A

F

D

i

D

2,2,1 38,5324

1743

cmkN

W

MBB

322

3246

0,365,1

6cm

btW B


- Seite 99 -


A1,D = b1,D * t = 15,1 * 1,5 = 22,6cm²

mit b1,D = 15 + 25,9 * tan (35-10) – 12 = 15 + 12,1–12 = 15,1cm

A2,D = b2,D * t = 21,1 * 1,5 = 31,7cm²

mit b2,D = 15 + 25,9 * tan (45-10) – 12 = 15 + 18,1 –12 = 21,1cm

o Gesamtspannung

1 = 1,B + 1,D = -5,38 – 1,049 = -6,43 kN/cm² = -64,3 N/mm²

2 = 2,B + 2,D = +5,38 – 1,63 = +3,75 kN/cm² = +37,5 N/mm²

Ergebnisse

In den Bildern 6.6-8 bis 6.6-10 ist zu erkennen, dass sich die Lastausbreitung infolge lokaler Krafteinleitung über die ganze Zahnbreite

erstreckt (15,1cm + 21,1cm = 36,2cm ≈ 36cm). Von einer lokalen Zusatzbeanspruchung, wie das Bild 6.3-7 vermittelt, kann bei der vorliegenden Zahngeometrie nicht die Rede sein. Es ergibt sich somit nach

dieser vereinfachten Rechnung ein linearer Spannungsverlauf mit einem kleinen Spannungssprung. Eine Spannungskonzentration an der

Ausrundung wird nicht erfasst.

2

,1

,1 049,16,22

7,23

2 cmkN

A

F

D

i

D

2

,2

1

,2 63,17,31

6,51

2 cmkN

A

F

D

i

D

Bild 6.6-8: Lastfall 1 Bild 6.6-9: Lastfall 11 Bild 6.6-10: Lastfall 21


- Seite 100 -

6.4 DS 804

Die Berechnung nach DS 804 [N11] wurde in den DIN-Fachbericht 103 [N2] mit einer unwesentlichen Definitionsänderung übernommen und liefert

dadurch sehr ähnliche Ergebnisse.

Neben einer Änderung in der Bezeichnung, die Rippenauflagerkräfte Fi und Fi+1 werden mit Pi und Pi+1 und die Horizontalkraft V wird als Q bezeichnet, wurde die Definition der QT-Zahnhöhe h geringfügig geändert. Sie bezieht

sich nach [N11] nicht vom gefährdeten Schnitt A-A bis zur Zahnoberkante, sondern bis Mitte Deckblech (Bild 6.4-1). Diese geringfügige Änderung in der

Definition führt zu nahezu den selben Ergebnissen, weshalb auf eine erneute Berechnung verzichtet wurde.

6.5 Eurocode 3

Beim Eurocode 3 [N10] wird wie beim DIN-Fachbericht 103 [N2]

zwischen Straßen- und Eisenbahnbrücken unterschie-den. Ebenso werden Mindest-

abmessungen und konstruktive Gestaltungs-vorschläge für die Ausbildung der Stegaus-

nehmung gegeben (Bild 6.5-1). Auf eine kerbfrei Ausführung

wird hingewiesen.

Bild 6.4-1: Spannungsermittlung am gefährdeten Schnitt A-A gemäß [N11]

Bild 6.5-1: Stegausnehmung gemäß [N10]


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Um Ermüdungsrisse in den Schnitten A-A und B-B (Bild 6.5-

2) zu vermeiden, sind die Spannungen zu begrenzen, die Querträgerstegdicke ausreichend

zu wählen und die konstruktiven Gestaltungsempfehlungen für die Stegausnehmung einzu-

halten. Für die Berechnung der

Stegzahnspannungen wird ein Ersatzsystem als Vierendeel-träger empfohlen (Bild 6.5-3).

Für die Bemessungsspannung ist die Spannung aus dem Vierendeelsystem mit einem Spannungskonzentrationsfaktor (SCF) zu multiplizieren. Die Größe

des Spannungskonzentrationsfaktors hängt von der Form und der Stelle der Ausnehmung ab.

Für Eisenbahnbrücken wird zusätzlich zu den Empfehlungen für Straßenbrücken die Steg-

ausnehmung gemäß Bild 6.5-4 empfohlen.

Die Angaben in [N10] sind sehr ähnlich wie die Empfehlungen

der bereits betrachteten Regelwerke und bringen somit keine neuen Erkenntnisse mit

sich.

Bild 6.5-2: Spannungen im Querträger-steg

gemäß [N10]

Bild 6.5-3: Betrachtung des Querträgers als Vierendeelträger gemäß [N10]

Bild 6.5-4: Gestaltung der Stegausnehmung für Eisenbahnbrücken gemäß [N10]


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6.6 Berechnung nach Falke

Dr.-Ing. J. Falke veröffentlichte in [14] einen Aufsatz zur Berechnung

von Querträgern orthotroper Platten mit geschlossenen Längsrippen.

Darin werden Näherungsmethoden und zugehörige Steifigkeiten der Querträgerquerschnittsteile ange-

geben. Anhand von experimentellen und theoretischen Untersuchungen

werden das Tragverhalten der Querträger veranschaulicht und die Näherungsmethoden verifiziert.

Ziel der Näherungsmethoden ist es, dem Ingenieur ein schnelles und

einfaches Werkzeug in die Hand zu geben, um eine wirtschaftliche

Bemessung durchführen zu können. Der Aufsatz von Falke stellt somit

eine Hilfe dar, um die Steifigkeiten des Vierendeelträgers aus Bild 6.3-4

oder 6.5-3 genauer erfassen zu können.

Wie in Kapitel 6.3 erläutert, wurde das Ersatzsystem eines Vierendeelträgers nicht näher betrachtet, da ein detailgetreues FE-Modell vorliegt.

Bild 6.6-1: Querträger und Ersatzsysteme


- Seite 103 -

7. Ausarbeitung eines Sanierungskonzeptes

7.1 Forschung an der Universität Karlsruhe (TH)

Anfang der 90er Jahren wurde unter der Leitung von Univ. Prof. Dr.-Ing. F. Mang und Prof. Dr.-Ing. Ö. Bucak an der Versuchsanstalt für Stahl, Holz und Steine der Universität Karlsruhe Dauerschwingversuche an zwei jeweils 9m

langen Querträgern einer orthotropen Platte mit Trapezhohlsteifen durchgeführt [20] [26]. Ziel des Forschungsprojektes war es,

das Ermüdungsverhalten der Bauteile und die Spannungsverteilung im

Bereich der Stegausnehmungen zu untersuchen. Die Belastung wurde von einer zweigleisigen Eisenbahn-

brücke abgeleitet. Die Übertragung der Ergebnisse auf andere Anwendungs-

bereiche, wie Straßenbrücken oder Schleusentore im Stahlwasserbau ist jedoch möglich.

Die Stegausnehmung zur

Durchführung der Trapezsteifen wurde gemäß DS 804 gestaltet.

Die Großteilversuche wurden als 6-Punkt-Biegeversuch durchgeführt

(Bild 7.1-1). An mehreren Stellen wurden DSM appliziert. Vor allem der kritische Bereich zwischen den

Stegausnehmungen war von Interesse (Bild 7.1-2).

Da für die Lebensdauer örtliche

Spannungsspitzen maßgebend sind, wurde die Belastung in ungünstigster

Stellung aufgebracht. In Bild 7.1-3 sind Risse beim ersten

Probekörper nach einer gewissen Anzahl von Lastwechseln [20] zu sehen. Die Risse traten am

gefährdeten Schnitt des Stegzahnes auf (Bild 7.1-4).

Bild 7.1-3: Risse im Querträgersteg vor

dem Anbringen von Verstärkungsblechen

Bild 7.1-1: Versuchsaufbau

Bild 7.1-2: Spannungsverlauf in den

Stegzähnen


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Die Stegzähne wurden beidseitig mit einem Blech verstärkt, welche mit

einer Kehlnaht auf den Querträger-steg geschweißt wurden. Wichtig zu wissen ist, dass die Risse zuvor nicht

ausgefugt, geschweißt und ge-schliffen wurden. Auch Rissstopper wurden nicht angebracht.

Grund für diese Art von Sanierung war die Vorgabe der Bundesanstalt

für Wasserbau eine sehr einfache und schnelle Sanierungsmaßnahme zu untersuchen.

Nach dieser Reparaturmaßnahme wurde der Versuchskörper nochmals

dynamisch belastet. Dieses mal traten Risse bei einer deutlich geringeren Lastwechselzahl auf. Teils suchten

sich die Risse ihren Weg um das Verstärkungsblech herum oder sie

setzten sich in gewohnter Richtung durch das Verstärkungsblech hin-durch fort (Bild 7.1-5), da der Riss

über die Schweißnaht in das Verstärkungsblech eingeleitet wurde.

Zusammenfassung

Die Versuche an der Universität Karlsruhe haben aufgezeigt, dass die

Ausnehmung zur Durchführung der Trapezsteife bei orthotropen Platten besonders stark beansprucht werden. Obwohl die Ausnehmung gemäß den

konstruktiven Vorgaben der DS 804 entsprach, traten die Risse trotzdem an dieser Stelle auf. Um eine möglichst schnelle Reparatur der Rissstelle zu ermöglichen, wurde

eine Sanierungsvariante untersucht, bei der der Riss nicht zugeschweißt und mit einer Entlastungsbohrung versehen wurde. Der Querträgersteg wurde im

Bereich der Stegzähne mit rechteckigen Blechen verstärkt. Obwohl beidseitig Verstärkungsbleche angeschweißt wurden traten erste Risse schon bei einer wesentlich geringen Lastwechselzahl [20] auf.

Bei den Versuchen wurden mittels Dehnungsmessstreifen der Beanspruchungszustand an verschiedenen Stellen des Querträgers erfasst. Auch eine parallel dazu durchgeführte Finite Elemente Berechnung ergab

einen deutliche Spannungskonzentration am Rand der Ausnehmung.

An mehreren europäischen und internationalen Instituten wurden ebenfalls Untersuchungen an orthotropen Platten durchgeführt. Mir ist jedoch nicht bekannt, dass dabei Verstärkungs- oder Sanierungsvarianten für Risse im

Querträgerstegzahn untersucht wurden.

Bild 7.1-4: Riss an der Ausnehmung des

Querträgersteges


Querträgersteges


- Seite 105 -

7.2 Sanierungsvariante mit Flachstahl

Für diese als auch alle folgenden Sanierungsvarianten wurde generell eine Reparaturschweißung vorhandener Risse als unabdingbar erachtete. Dabei sollen die Risse ausgefugt werden und mit rückgetrockneten, basischen Stabelektroden zugeschweißt werden. Bevor von der Rückseite

gegengeschweißt wird, soll die Wurzellage vollständig rausgeschliffen werden, um Schweißnahtunregelmäßigkeiten zu minimieren.

Durch das Entfernen der Wurzellage sollen Mikrorisse in der Schweißnaht vermieden werden, die bei dynamischer Beanspruchung des Bauteils beim

Erstarren des Schweißgutes entstehen können. Im Vorfeld der Diplomarbeit wurde von der Ingenieurgruppe Bauen

Sanierungsvorschläge mit aufgeschweißtem Flachstahl entwickelt. Die Flachstähle soll in der Nähe der Ausnehmung in Richtung der größeren

Hauptspannung angebracht werden. Durch die Verstärkung mit beidseitig aufgeschweißten Flachstählen sollen sich die Spannungsspitzen gemäß [7] rechnerisch um mindestens 20% reduzieren lassen.

Die Bilder 7.2-1 und 7.2-2 zeigen die Sanierungsvorschläge I und II der IGB

mit Flachstählen. Beim Sanierungsvorschlag II soll das

Flachmaterial gemäß der Kontur der Ausnehmung gebogen werden.

Bild 7.2-1: Sanierungsvorschlag I gemäß [25]

Bild 7.2-2: Sanierungsvorschlag II gemäß

[25]


- Seite 106 -

Dynamische Bauteilversuche

Zu dem Sanierungsvorschlag II wurden im Labor für Stahl- und Leichtmetall-bau an der Fachhochschule München Bauteilversuche durchgeführt. Anhand

von Kleinteilversuchen wurde der Einfluss der aufgeschweißten Flachstähle auf die Betriebsfestigkeit untersucht.

Um die Spannungskonzentration an der Aus-nehmung des Querträgersteges versuchstechnisch möglichst einfach umsetzen zu können, wurden

Lochstäbe gefertigt, die axial in der Prüfmaschine belastet werden können. Bei den Versuchskörpern

wurde rechts und links des Löcher Flachstahl-streifen angebracht. Bild 7.2-3 zeigt den ersten von insgesamt sechs

Versuchskörpern. Auf der rechten Seite wurde der Flachstahlstreifen direkt an den Rand der Aus-

rundung mit einer K-Naht in Zwangsposition geschweißt. Auf der linken Seite hingegen wurde der Flachstahl mit geringem Abstand vom Rand

des Loches mit einer Kehlnaht angeschlossen. Bei

einer Nennspannung im Nettoquerschnitt von 0 =

120 N/mm² und einem Spannungsverhältnis von

= 0,1 stellte sich nach 1.203.736 Lastwechseln

ein feiner Riss ein, welcher sich schnell fortsetzte. Bereits nach 1.366.588 Lastwechseln ergab sich das komplette Bauteilversagen. Der beschriebene,

sowie weitere Versuche haben gezeigt, dass der Rissbeginn stets bei der K-Naht erfolgte.

Bei der anschließenden Versuchsreihe wurden die Abstände der Flachstahlstreifen vom Loch auf

10mm vergrößert und stets nur noch Kehlnähte geschweißt.

Bei einer Nennspannung von 0 = 120 N/mm²

und einem Spannungsverhältnis von = 0,1

wurde der Versuch nach 25.100.144 Last-

wechseln unterbrochen und die Spannung auf 0

= 160 N/mm² hochgesetzt. Nach weiteren 25 Mio. Lastwechseln war immer noch kein Riss zu

erkennen. Erst als die Spannung auf 0 = 220 N/mm² hochgesetzt wurde stellte sich nach

erneuten 270.116 Lastwechseln ein Riss ein. Das Bauteilversagen trat bei 315.666 Lastwechseln

ein. Bild 7.2-4 zeigt den gerissenen Versuchskörper.

Bild 7.2-3: Versuchskörper 1

mit Riss

Bild 7.2-4: Versuchskörper 4

mit Riss


- Seite 107 -

Die Versuchskörper wurden aus Flachstahl 150mm * 8mm gefertigt

und weisen einen Nettoquerschnitt von A0 = (150 – 40) * 8 = 880mm² auf.

In Bild 7.2-5 ist exemplarisch ein Versuchskörper abgebildet.

Aus Tabelle 7.2-1 sind die gesamten Ergebnisse zu entnehmen.

Des weiteren werden momentan Versuche im Labor für Stahl- und Leichtmetallbau durchgeführt, mit

denen Einfluss der Reparaturschweißung heraus-gefunden werden soll.

Bild 7.2-6 zeigt einen Versuchskörper, der im ungeschweißten Zustand bei einer Nennspannung

von 0 = 150 N/mm² und einem Spannungs-

verhältnis von = 0,1 einen Riss bei 679.530

Lastwechseln aufwies. Der Versuchskörper ist nach der Reparaturschweißung zu sehen, bevor der Riss geschliffen wird und ein erneuter dynamischer

Versuch durchgeführt wird.

Versuch 0

[N/mm²] Lastwechsel Bemerkungen

1 120 1.366.588 Eine Seite Kehl- & eine Seite K-Naht

Riss auf der Seite der K-Naht

2 120 1.679.498 Eine Seite Kehl- & eine Seite K-Naht

Riss auf der Seite der K-Naht

3 120 1.593.636 Rissbeginn am Rand des Loches inf.

Anschmelzen des Lochrandes

4 120 25.100.144 Kehlnaht beidseitig

kein Riss

4a 160 25.100.172 kein Riss

4b 220 315.666

5 200 343.773 Kehlnaht beidseitig

6 160 4.559.899 Kehlnaht beidseitig

Tabelle 7.2-1: Versuchsergebnisse

Kehlnaht rundum

K-Naht rundum

Bild 7.2-5: Skizze Versuchskörper

Bild 7.2-6: Versuchskörper nach der Reparatur-

schweißung


- Seite 108 -

Zusammenfassung

Die Versuche haben ergeben, dass die Betriebsfestigkeit steigt, je weiter das Verstärkungsblech und die damit verbundene Schweißkerben von der

Spannungskonzentration entfernt ist. Dies ist sogar der Fall, obwohl die lastreduzierende Wirkung und somit Effektivität des Verstärkungsbleches mit größer werdendem Abstand viel kleiner wird.

Der rechnerisch nicht erfasste negative Einfluss des Schweißens ist somit wesentlich stärker ist, als die Verringerung der Spannungsspitze durch die Verstärkungsmaßnahme!

Ein weiterer Grund, weshalb von dieser Sanierungsvariante abgesehen wurde ist, dass unter Baustellenbedingungen eine Zugänglichkeit für die erforderlichen Schweißarbeiten nur bedingt möglich ist. Gerade an den

Stellen, die besonders rissgefährdet sind, muss von der idealen Schweißposition deutlich abgewichen werden. Eine schlechte

Schweißnahtqualität würde sich hieraus zwangsläufig ergeben und die Betriebsfestigkeit zusätzlich negativ beeinflussen.

7.3 Sanierungsvariante mit vergrößerter Stegausnehmung

Bauteilversuche, welche in Kapitel 7.2 beschrieben werden, haben gezeigt, dass Verstärkungsmaßnahmen bei belassener Stegausnehmungsgeometrie

auf Grund der Kerbwirkung des Schweißens nicht zum gewünschten Ziel führen. Des weiteren wird bei einer unveränderten Ausrundungsgeometrie

eine rissinitiierende Ursache, nämlich die Schweißverbindung zwischen Trapezsteife und Stegblech bei der Ausnehmung, nicht behoben. Allein schon aus diesem Grunde ist ein Änderung der Stegzahngeometrie

naheliegend. In den Bildern 7.3-1 und 7.3-2 ist die vorhandene Geometrie der

Ausnehmung und die konstruktiven Gestaltungsvorschläge derzeitiger Normenwerke eingezeichnet.

Bild 7.3-1: Ausnehmung gemäß [N2] für

Straßenbrücken Bild 7.3-2: Ausnehmung gemäß [N2] für

Eisenbahnbrücken

Vorhandene

Ausnehmung

Ausnehmung

gemäß [N2]

Vorhandene

Ausnehmung

Ausnehmung

gemäß [N2]


- Seite 109 -

Für Straßenbrücken wird nach [N2] eine gleichbleibende Freischnitthöhe von

b = 2*tQT-Steg 25mm empfohlen. Bei einer Stegblechdicke von 15mm ergibt

sich b = 30mm. Bei der Autobahnbrücke Karlsruhe wurde der Freischnitt mit b = 15mm ausgeführt. Auch die Höhe des Ausnehmung weicht mit h = 25mm

deutlich von empfohlenen Höhe h 0,15*ht = 41mm ab.

Die in [N2] gegebenen konstruktiven Gestaltungsvorschläge stellen Mindest-anforderungen für die Durchbildung der Stegausnehmung dar. Für Eisenbahnbrücken wird nach [N2] eine wesentlich größere Ausnehmung

gefordert. Die konstruktive Ausbildung wurde von der DS 804 übernommen.

7.3.1 Geometrie der vergrößerten Stegausnehmung Es wäre sehr aufwändig die Ausnehmungen an der bestehenden Autobahn-

brücke nachträglich in eine der vorgeschlagenen Ausbildungsvarianten abzuändern. In dieser Diplomarbeit wurden deshalb verschiedene Ausnehmungsvarianten

untersucht, die baupraktisch einfach umzusetzen sind. Maschineller Einsatz und einfache Handhabung soll eine wirtschaftliche Sanierungsmaßnahe und

gleichbleibend hohe Qualität gewährleisten.

Um eine Vergrößerung der Aus-

nehmung zu erreichen soll zunächst mit einer Magnetbohrmaschine ein Loch gemäß Bild 7.3-3 gebohrt

werden. Der Einsatz einer Magnet-bohrmaschine mit Kernlochbohrer erlaubt ein müheloses und effizientes

Anbringen der Bohrung. Um den Maschineneinsatz zu ermöglichen ist

ein Abstand von 40mm von Mitte Bohrung zur Trapezsteife erforderlich. Beinahe jeder Werkzeuglieferant

bietet Magnetbohrmaschinen mit

dieser Geräteeigenschaft an.

Der Durchmesser der Bohrung wurde möglichst groß gewählt, um durch eine geringe Krümmung die Spannungskonzentration zu senken. Maximal ist eine Bohrkrone von 60mm Durchmesser möglich, um nicht mit der Schweißnaht

von der Trapezsteife zu kollidieren. Somit bleibt zunächst - wie bei den konstruktiven Anforderungen an Eisenbahnbrücken - ein Steg von 10mm zur Trapezsteife stehen.

In einem zweiten Arbeitsschritt soll mit einem Brennschnitt ein Übergang zur bestehenden Ausrundung geschaffen werden. Der Brennschnitt kann mittels

Führungsschablone von Hand erfolgen. Bereits nach den ersten beiden Arbeitsschritten hat die Ausnehmung seine endgültige Form erhalten. Im dritten Arbeitsschritt braucht nur noch die

Bild 7.3-3: Vergrößerung der Ausnehmung


- Seite 110 -

Brennschnittkante mit einem Fingerschleifer kerbfrei geschliffen und ein kontinuierlicher Übergang von der Bohrung zur Trapezsteife geschaffen

werden. Die aufwendige und mühsame Schleifarbeit reduziert sich somit auf ein Minimum. Die Lage der Bohrung wurde mit 45mm über dem vorhandenen Freischnitt so

gewählt, dass sich die höchste Spannungskonzentration am Rand der Bohrung befindet. Etwaige

Unregelmäßigkeiten bei der Aus-führung der Brenn- oder Schleif-

arbeiten führen somit nicht zu einer Minderung der Betriebsfestigkeit. Bei den Querträgern, die bereits

einen Riss bzw. zugeschweißten Riss aufweisen, wird der Schweißnaht-anfang durch die Bohrung entfernt.

Vor Beginn der Bohrung ist die Schweißnahtüberhöhung abzuarbei-

ten, um eine einwandfreie Kernloch-bohrung zu ermöglichen. Der verbleibende Teil der Reparatur-

schweißung wird etwas unterhalb der am stärksten beanspruchten Stelle

liegen, sodass die Gefahr einer erneuten Rissinitiierung abgemindert wird.

7.3.2 Auswirkung der Geometrieänderung Durch die Änderung der Ausrundungsgeometrie ändert sich der Spannungsverlauf am Rand der Ausnehmung. Die Bilder 7.3-5 und 7.3-6

zeigen den Verlauf bei der Ausnehmung der Steife 4 innen bei Belastung der Abbiege- und LKW-Spur (LF 21) gemäß [N1].

Druck

Druck Zug

[N/mm²] [N/mm²]

Bild 7.3-4: Ausnehmung einseitig D=60mm

Bild 7.3-6: Spannungsverlauf am Rand der Ausnehmung mit D=60 bei LF 21

Bild 7.3-5: Spannungsverlauf am Rand

der vorhandenen Ausnehmung bei LF 21


- Seite 111 -

Eine Vergrößerung der Ausnehmung bewirkt, dass sich die Spannungs-konzentration verlagert. Die Schweißnaht am Anschluss zur Trapezsteife liegt

somit in einem spannungsarmen Bereich, so dass keine Rissinitiierung auf Grund der Kerbwirkung stattfinden wird. Eine Änderung der Stegausnehmung beeinflusst aber auch das Tragverhalten

des Stegzahns. Bei einer Querschnittsänderung überlagern sich folgende Effekte:

Einerseits steht für die vertikale Krafteinleitung nur noch ein reduzierter Querschnitt zur Verfügung, sodass sich die Spannung im Restquerschnitt

erhöht. Ein anderer Effekt ist, dass die Querschnittsreduzierung den Stegzahn

wesentlich weicher macht. Durch die geringere Steifigkeit entzieht sich der Stegzahn teilweise der globalen Lastabtragung, indem eine geringere horizontale Schubkraft im Anschluss zum Deckblech eingeleitet wird. Die

geringere Stegzahnsteifigkeit verursacht eine Lastumlagerung, da die steiferen Nachbarzähne die Differenzschubkraft aufnehmen müssen. Dies bedeutet

eine Zusatzbeanspruchung für die Nachbarzähne. Beim weicheren Stegzahn reduziert sich dafür die Beanspruchung, da die geringere Schubkraft ein geringeres Zahnmoment und somit eine geringere Stegbiegung hervorruft.

Dieser zweite Effekt bewirkt eine Spannungsreduktion im Restquerschnitt.

Der dritte Effekt aus einer Vergrößerung der Stegausnehmung ist, dass der Kraftlinienverlauf durch den größeren Ausrundungsradius eine geringere Krümmung erfährt. Die Spannungskonzentration nimmt dadurch ab.

Die Überlagerung der Effekte bewirkt eine beträchtliche Reduktion der Spannungskonzentration. Die Bilder 7.3-7 bis 7.3-9 zeigen den Spannungsverlauf an den Stegzähnen

bei unterschiedlicher Belastung. In den linken Bildern ist der Spannungs-verlauf bei vorhandener Stegausnehmung dargestellt. In den rechten Bildern bei vergrößerter Stegausnehmung.


M 1 : 7.95

X Y

Z

-146-134-125

-111

111

26

-61

1 0

Systemausschnitt


im Raum = 40.0 MPa

Bild 7.3-7: Spannungsverlauf an den Stegzähnen 3/4, 4/5, 5/6 bei Bel. der Abbiegespur

a) bei vorhandener Ausnehmungsgeometrie, b) bei einseitiger Ausnehmung mit D=60


M 1 : 8.10

X Y

Z

-129

-119

114

-107-103

23-101

1 0

Systemausschnitt


im Raum = 40.0 MPa


- Seite 112 -

Wie aus den Bildern ersichtlich, ergibt sich durch die Änderung der Ausnehmungsgeometrie eine wesentliche Abminderung der Spannungsspitze an der besonders rissgefährdeten Stelle der Autobahnbrücke. Je nach Lastfall

liegt die Spannungsreduzierung zwischen 19 und 25%. Die Spannungs-zunahme bei benachbarten Zähnen infolge Lastumlagerung beträgt dabei nur

wenige Prozentpunkte. Die beschriebene Vergrößerung der Stegausnehmung stellt somit eine sehr effiziente Sanierungsmöglichkeit dar.

Im Folgernden werden Varianten dieser Sanierungsmöglichkeit dargestellt.

7.3.3 Einfluss der Größe der Stegausnehmung Zunächst wurde der Einfluss der Größe der Ausnehmung untersucht. Dazu

wurden Berechnungen mit einem Bohrungsdurchmesser von D = 50mm und D = 70mm durchgeführt. Bei der 50mm Bohrung wurde das Zentrum des Loches im Vergleich zur 60mm Bohrung beibehalten. Bei der 70mm Bohrung

wurde die Lage der Bohrung angepasst, um nicht mit der Schweißnaht zu kollidieren.

In Tabelle 7.3-1 wurden die Werte der größeren Hauptnormalspannung des Stegzahnes 4/5 am Rand der vergrößerten Ausnehmung eingetragen. Da die

obigen Bilder die „Spannung in lokal y“ (Normalspannung in vertikaler Richtung) beinhalten, kann es zu geringfügigen Abweichungen in den


M 1 : 7.62

X Y

Z

-117-113

108106

-86

82

21

0

Systemausschnitt




M 1 : 7.45

X Y

Z

-258-211

192

-91

-28

-53 -3

2

21

Systemausschnitt



Bild 7.3-8: Spannungsverlauf an den Stegzähnen 3/4, 4/5, 5/6 bei Bel. der LKW-Spur


Bild 7.3-9: Spannungsverlauf an den Stegzähnen 3/4, 4/5, 5/6 bei Bel. d. Abb.- & LKW-Spur



M 1 : 7.62

X Y

Z

-120

117

111

-89 -86

84

-32

0

0

Systemausschnitt




M 1 : 7.62

X Y

Z

-218

199

-189

-97

-125 4 32

-21

1Systemausschnitt




- Seite 113 -

Spannungswerten kommen. Die „Spannung in lokal y“ kann wesentlich übersichtlicher dargestellt werden, weshalb dieser Ergebnistyp gewählt

wurde. Die Werte weichen dabei nur bei der vergrößerten Ausnehmung ab, da hier die Hauptspannungsrichtung nicht in lokal y zeigt.

Die Untersuchung zeigt, dass bei größerem Ausrundungsdurchmesser die Spannungskonzentration abnimmt. Ausgehend von der Ausnehmung mit D =

60mm ist die Spannungsspitze bei D = 50mm ca. 7% höher. Beim Ausrundungsdurchmesser von D = 70mm verringert sich die Spannung

nochmals um etwa 5%. Die Spannungsänderung der Nachbarzähne infolge unterschiedlicher Lastumlagerung liegt bei den untersuchten Durchmessern im Vergleich zur Ausrundung mit D = 60mm unter einem Prozent.

Obwohl durch die Ausrundung mit D = 70mm die Spannung noch etwas weiter verringert werden könnte, wurde im weiteren Verlauf der Untersuchung der Ausrundungsdurchmesser von D = 60mm zugrundegelegt.

Dieser etwas kleinere Bohrungsdurchmesser ist fertigungstechnisch einfacher unter Baustellenbedingungen zu realisieren, da bei größeren Kernloch-

bohrern langsamer und mit leistungsfähigeren, unhandlicheren Bohraschinen gebohrt werden muss.

Neben den Berechnungen mit unterschiedlichen Ausrundungsdurchmessern kann auch an den Bildern 7.3-5 und 7.3-6, in denen der Spannungsverlauf

über den Rand der Ausnehmung dargestellt wurde, der Einfluss der Krümmung auf die Spannungshöhe abgelesen werden. So steigt das Spannungsniveau nahezu sprunghaft an, wenn sich der Ausrundungsradius

verkleinert. Außerdem ist es sinnvoll, das Stegblech nicht senkrecht an die Trapezsteife anzuschließen, sondern etwas weiter nach unten zu führen. Durch diese kleine „Nase“, die auch bei Eisenbahnbrücken vorgesehen ist,

wird die Zugänglichkeit für Schweißarbeiten verbessert, was eine fehlerfreie Umschweißung und nachträgliches kerbfreies verschleifen deutlich

vereinfacht. Des weiteren ergibt sich durch das Herunterziehen des Stegblechs ein Vorzeichenwechsel im Spannungsverlauf. Die Höhe der Spannung sinkt damit deutlich vor der Schweißnaht auf ein Niveau ab, bei

dem an der Schweißkerbe keine Risse zu erwarten sind. Diese Erkenntnis gilt selbstverständlich nicht nur, wenn man für eine

bestehende Brücke ein Sanierungskonzept ausarbeitet, sondern auch, wenn man eine neue Brücke konstruiert.Es wird deshalb jedem Konstrukteur empfohlen, die Stegausnehmung so zu gestalten, dass im Bereich der

Belastung der Abbiegespur LKW-Spur Abb.- & LKW-Spur [N/mm²] [N/mm²] [N/mm²]

Ausnehmung einseitig D=50: -118 -97 -215 (107%) (107%) (107%)

Ausnehmung einseitig D=60: -110 -91 -201

(100%) (100%) (100%)

Ausnehmung einseitig D=70: -104 -86 -190 (95%) (95%) (95%)

Tabelle 7.3-1: Spannungswerte am Stegzahn 4/5 an der vergrößerten Ausnehmung


- Seite 114 -

maximalen Spannungskonzentration ein möglichst großer Ausrundungsradius verwendet wird. Erst wenn das Spannungsniveau deutlich abgesunken ist, kann die Krümmung vergrößert bzw. der Ausrundungsradius verkleinert werden. Aus dieser Erkenntnis heraus ist es unerklärlich, weshalb in den derzeitigen

Normenwerken nicht genauer auf die Problematik der Stegausnehmung eingegangen wird. So wird im DIN-Fachbericht 103 [N2], welcher vor

wenigen Monaten erschienen ist, eine konstruktive Gestaltung der Steg-

ausnehmung für Straßenbrücken vorgeschlagen (Bild 7.3-10), in der keine Vorgaben über die entschei-

denden Stellen gemacht werden. Stattdessen wird eine gleichbleibende Freischnitthöhe gefordert, die einen

ermüdungsgerechten Anschluss an die Trapezsteife unmöglich macht.

Bild 7.3-11 zeigt eine modifizierte Ausnehmungsgeometrie, bei der die Erkenntnisse aus der obigen Untersuchung eingearbeitet wurden.

Bild 7.3-10: Freischnitts gemäß [N2] für

Straßenbrücken

Bild 7.3-11: Optimierte Stegausnehmungsgeometrie für Straßenbrücken links: Ausnehmung gemäß DIN-FB 103; rechts: optimierte Stegausnehmungsgeometrie


- Seite 115 -

Die konstruktive Vorgabe für Eisenbahnbrücken gemäß DIN-Fachbericht 103 ist wesentlich besser. Dennoch finde ich es unverständlich, weshalb gerade

im Bereich der maximalen Spannungskonzentration der Ausrundungsradius drastisch reduziert werden soll. Die Spannung nimmt entsprechend der kleineren Krümmung stark zu, sodass dieser Übergangsbereich die

Schwachstelle dieser Ausnehmungsgeometrie darstellt. Bei den Großbauteilversuchen an der Universität Karlsruhe wurde die

Geometrie der Stegausnehmung gemäß den Vorgaben für Eisenbahn-

brücken ausgebildet. Es ist fest-zustellen, dass die Rissinitiierung stets beim Krümmungswechsels

erfolgte (Bild 7.3-12). Der kleine Ausrundungsradius bei der maximalen Spannungskonzentration

stellt somit die Schwachstelle dieser Geometrie dar.

In Bild 7.3-13 wurde die Ausnehmungsgeometrie etwas abgeändert und somit der Bereich der maximalen Spannungskonzentration entschärft.

Bild 7.3-13 Optimierte Stegausnehmungsgeometrie für Eisenbahnbrücken links: Ausnehmung gemäß DIN-FB 103; rechts: optimierte Stegausnehmungsgeometrie

Bild 7.3-12: Riss an der Stelle des

Krümmungswechsels


- Seite 116 -

Untersuchungen von Prof. Ö. Bucak haben zudem ergeben, dass es sinnvoll ist, die ersten 50mm bei der Ausnehmung als K-Naht mit Doppelkehlnaht

auszuführen und erst dann in eine Doppelkehlnaht überzugehen.

7.3.4 Einfluss beidseitiger Bohrungen Im Unterschied zu einer einseitig

angebrachten Bohrung mindert eine beidseitig vergrößerte Ausnehmung mit einem Ausrundungsdurchmesser

von D = 60mm die Steifigkeit des Stegzahnes noch weiter ab und

reduziert dadurch die Spannungs-konzentrationen.

Die Bilder 7.3-14 bis 7.3-16 zeigen den Normalspannungsverlauf in vertikaler Spannungsrichtung

(Spannung in lokal y) an den Stegzähnen bei unterschiedlicher Belastung.

Beim Vergleich mit der einseitig vergrößerten Ausnehmung nimmt die Spannungskonzentration bei den Nachbarzähnen auf Grund einer Lastumlagerung durch den wesentlich weicheren Stegzahn um bis zu 3% zu.

In der Tabelle 7.3-2 wurden die Spannungswerte (Ebene Hauptspannung II)

der maximalen Spannungskonzentration am Stegzahn 4/5 bei vorhandener, einseitig und beidseitig vergrößerter Ausnehmung gegenübergestellt.

Durch die zweite vergrößerte Ausnehmung ergibt sich nur eine Spannungs-reduzierung am Rand der Ausnehmung bei der Trapezsteife 5. Die Höhe der

Spannungskonzentration bei der Steife 4 bleibt nahezu identisch. Da in erster Linie die Ausnehmung an der Steife 4 rissgefährdet ist, macht es keinen Sinn die Spannungskonzentration an der Ausnehmung zur Steife 5 durch eine

beidseitige Vergrößerung der Ausnehmung zu verringern, wenn dadurch die Nachbarzähne wesentlich stärker beansprucht werden.


M 1 : 8.11

X Y

Z

-126

111

-111

-95 -84

25

-13

1

1

0

Systemausschnitt


im Raum = 40.0 MPa


M 1 : 7.69

X Y

Z

-123

11594

-93-91

87

210

Systemausschnitt




M 1 : 7.72

X Y

Z

-218

199

-188

-98

-124

421

1

Systemausschnitt




Stegzähnen 3/4, 4/5 und 5/6 bei

Belastung der Abbiegespur



Belastung der LKW-Spur



Belastung der Abbiege- & LKW-Spur


- Seite 117 -

Ein kerbfreies verschleifen der Schweißnaht bei der vorhandenen Ausnehmung ist dennoch zu empfehlen, damit ein ermüdungsgerechter

Übergang zur Schweißnaht geschaffen wird.

Ausnehmung

Belastung auf der vorhanden einseitig D=60 beidseitig D=60 [N/mm²] [N/mm²] [N/mm²] Steife 4 Steife 5 Steife 4 Steife 5 Steife 4 Steife 5

Abbiegespur: -146 -135 -110 -120 -105 -87 (100%) (100%) (75%) (89%) (72%) (64%)

LKW-Spur: -113 +106 -91 +117 -99 +105 (100%) (100%) (81%) (110%) (88%) (99%)

Abb.- & LKW-Spur: -259 -42 -201 20/-20 -201 46/-46 (100%) (100%) (78%) (-) (78%) (-)

7.4 Sanierungsvariante mit Stegpflaster

Neben einer optimierten Stegausnehmungsgeometrie wurde die Effizienz eines aufgeschweißten Verstärkungsbleches untersucht. Dieses Stegpflaster soll bei

vergrößerter Stegausnehmung eine zusätzliche Entlastung des Querträgerzahnes bewirken.

7.4.1 Geometrie des Stegpflasters

Die Geometrie des Stegpflasters sollte so gewählt werden, dass zum einen eine möglichst große Reduzierung der Spannungsspitzen erreicht wird und

zum anderen, dass das Stegpflaster mit möglichst geringem Aufwand angebracht werden kann. Des weiteren sollen sich die Schweißarbeiten nicht nachteilig auf die Betriebsfestigkeit auswirken.

Ein gewichtiges Problem bei der Suche nach der idealen Geometrie ist die

gute Zugänglichkeit für Schweißarbeiten bei den räumlich beengten Baustellenbedingungen zu gewährleisten. Deshalb sollte der Abstand zwischen Stegpflaster und Trapezsteife möglichst groß sein, um eine

qualitativ hochwertige Schweißnaht zu ermöglichen. Auf der anderen Seite nimmt die Effektivität des Stegpflasters stark ab, wenn das Pflaster nur im mittleren Bereich des Stegzahnes angebracht wird. Wird das Stegblech direkt

an den Querträgersteg angeschlossen, so ist auf jeden Fall ein Kompromiss zwischen Effektivität und Durchführbarkeit zu schließen.

Bei der in dieser Diplomarbeit ausgearbeiteten Geometrie des Verstärkungsbleches wurde deshalb nach einem anderen Lösungsansatz gesucht. Es stellte sich als wesentlich günstiger heraus, das Stegpflaster im

Bereich des Stegzahnes nicht an das Stegblech, sondern direkt an die Trapezsteifen und das Deckblech anzuschweißen (Bild 7.4-1).

Tabelle 7.3-2: Spannungswerte am Rand der Ausnehmung des Stegzahnes 4/5


- Seite 118 -

Dieser direkte Anschluss bringt mehrere Vorteile mit sich. Einerseits wird eine

sehr gute Zugänglichkeit gewährleistet, was eine gute Schweißnahtqualität ermöglicht. Ein weiterer Vorteil des

direkten Anschlusses an die Trapezsteifen ist, dass die Belastung der orthotropen Platte direkt über die

Trapezsteifen in das Stegpflaster eingeleitet werden kann. Der Kraftfluss

ist somit erheblich günstiger, wie wenn die Kraft zunächst vom Trapezprofil über das QT-Stegblech in das Stegpflaster

eingeleitet werden muss. Neben den Schweißverbindungen wird auch das Stegblech entlastet. Ein dritter Vorteil

ist, dass ein großflächiges Verstärkungs-blech die Steifigkeit des Stegzahnes

erhöht und durch Kraftumlagerungen die Nachbarzähne entlastet.

An der vergrößerten Ausnehmung wurde darauf geachtet, dass die Schweißnaht nicht zu nahe am Rand verläuft. Wie in Kapitel 7.2 beschrieben,

haben dynamische Versuche im Labor für Stahl- und Leichtmetallbau von Prof. Ö. Bucak gezeigt, dass die Betriebsfestigkeit deutlich abnimmt, wenn eine Schweißverbindung unmittelbar in der Nähe der maximalen

Spannungskonzentration verläuft. Der Ausrundungsradius des Stegpflasters wurde deshalb 18mm größer als der Ausrundungsradius des Querträgersteges gewählt. Das Stegpflaster wurde symmetrisch ausgebildet,

um eine beidseitig vergrößerte Ausnehmung zu ermöglichen.

Der untere Bereich des Stegpflasters wurde zunächst kreisförmig ausgebildet, um eine sanfte Krafteinleitung in das

Stegblech zu ermöglichen (Bild 7.4-1). Berechnungen haben jedoch gezeigt,

dass ein wesentlich kleiner Übergang auch ausreicht. In Bild 7.4-2 ist die optimierte Geometrie des Stegpflasters

abgebildet. Beim Anschluss zur Trapezsteife wird ein

Teil der Kraft in das Verstärkungsblech eingeleitet, im Blech um den gefährdeten

Schnitt geführt und in einem spannungsarmen Bereich des Steges in den Querträger eingeleitet.

Bild 7.4-1: Stegpflaster mit einseitiger

Ausnehmung

Bild 7.4-2: Optimiertes Stegpflaster mit einseitiger Ausnehmung

Stegpflaster

Stegpflaster


- Seite 119 -

Das Stegpflaster kann rundum mit Kehlnähten angeschlossen werden. Eine Schweißnahtvorbereitung ist somit nicht erforderlich. Die Rückseite des

Verstärkungsbleches ist jedoch im oberen Bereich anzufasen, um nicht mit der vorhanden Schweißnaht zwischen Stegblech und Trapezsteife bzw. Deckblech zu kollidieren. Bei einer Fase von etwa 8mm und einem Steg von

2mm ergibt sich somit eine konstruktive Mindestblechdicke von 10mm. Ein Stegpflaster von 10mm ist auch aus statischer Sicht ausreichend, da hiermit

die vorhandene Stegblechstärke um 67% verstärkt wird.

7.4.2 Einfluss des Stegpflasters Es wurde zum einen der Einfluss des Stegpflasters bei einseitig vergrößerter

Ausnehmung und zum anderen der Einfluss des Stegpflasters bei beidseitig vergrößerter Ausnehmung untersucht. Die Vergrößerung der Stegausnehmung erfolgte stets mit einer Bohrung von D = 60mm.

Die Bilder 7.4-4 bis 7.4-6 zeigen den Verlauf der Spannung in lokal y an den

Stegzähnen bei unterschiedlicher Belastung.

Bild 7.4-3: Stegpflaster bemaßt


- Seite 120 -

Die Höhe der Spannungskonzentration am Rand des Stegpflasters ist in etwa halb so groß, wie die am Rand der Ausnehmung. Die Schweißnaht um das

Stegpflaster anzuschließen ist somit ausreichend weit von der maximalen Spannungskonzentration entfernt. Durch die höhere Steifigkeit des Stegzahnes 4/5 infolge des

Verstärkungsbleches nimmt die Lastumlagerung etwas ab. Die Beanspruchung der Nachbarzähne ist bei beidseitig vergrößerter

Ausnehmung mit Stegpflaster ungefähr gleich hoch, wie bei einseitig vergrößerter Ausnehmung ohne Stegpflaster. Bei der Sanierungsvariante mit einseitiger Bohrung und Stegpflaster ist die Beanspruchung der

Nachbarzähne noch etwas geringer und entspricht beinahe derer im jetzigen, unsanierten Zustand.


M 1 : 8.10

X Y

Z

-128

113

-109-104-81

-40

25-20

-610

Systemausschnitt


im Raum = 40.0 MPa


M 1 : 7.69

X Y

Z

-116

108107

-88

83

-72

-36

23 20

Systemausschnitt




M 1 : 7.72

X Y

Z

-215

196

-152

-91-76

-34-8 32

2-1

Systemausschnitt




M 1 : 7.64

X Y

Z

-120

112

-90

86

-80

76

-40

210

0Systemausschnitt




M 1 : 8.11

X Y

Z

-126-112

111

-74 -58

-36

27-81

1

0

Systemausschnitt


im Raum = 40.0 MPa


M 1 : 7.62

X Y

Z

-216

197

-153

-93

-76

18 322

1 0 0

Systemausschnitt



Bild 7.4-4: Spannungsverlauf an den Stegzähnen 3/4, 4/5 & 5/6 bei Bel. der Abbiegespur

a) einseitige Bohrung mit Stegpflaster, b) beidseitige Bohrung mit Stegpflaster

Bild 7.4-5: Spannungsverlauf an den Stegzähnen 3/4, 4/5 & 5/6 bei Bel. der LKW-Spur a) einseitige Bohrung mit Stegpflaster, b) beidseitige Bohrung mit Stegpflaster

Bild 7.4-6: Spannungsverlauf an den Stegzähnen 3/4, 4/5 & 5/6 bei Bel. der Abb.- & LKW-Spur a) einseitige Bohrung mit Stegpflaster, b) beidseitige Bohrung mit Stegpflaster


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In der Tabelle 7.4-1 wurden die Spannungswerte (Ebene Hauptspannung II) der maximalen Spannungskonzentration am Stegzahn 4/5 bei verschiedenen

Sanierungsvarianten gegenübergestellt.

Ausnehmung

Belastung auf der einseitig D=60 einseitig D=60 beidseitig D=60 ohne Stegpflaster mit Stegpflaster mit Stegpflaster

[N/mm²] [N/mm²] [N/mm²] Steife 4 Steife 5 Steife 4 Steife 5 Steife 4 Steife 5

Abbiegespur: -110 -120 -89 -105 -86 -61 (100%) (100%) (81%) (88%) (78%) (51%)

LKW-Spur: -91 +117 -76 +12 -84 +5 (100%) (100%) (84%) (10%) (92%) (4%)

Abb.- & LKW-Spur: -201 20/-20 -164 -13 -165 -30 (100%) (-) (82%) (-) (82%) (-)

Bezogen auf die einseitig vergrößerte Stegausnehmung bringt das Stegpflaster eine Reduktion der Spannungsspitze von etwa 18%. Wie sich bereits bei der Untersuchung ohne Stegpflaster herausgestellt hat, wird durch die beidseitig vergrößerte Stegausnehmung nur die Höhe der

Spannungskonzentration an der Steife 5 abgemindert. Die Spannung an der besonders rissgefährdeten Stelle an der Steife 4 bleibt weitestgehend gleich.

Im Vergleich zur vorhandenen Stegausnehmung ergibt sich durch eine einseitig vergrößerte Ausnehmung mit zusätzlich angebrachtem Stegpflaster eine Abminderung der Spannungsspitze von 37%.

7.5 Ausführung der Sanierungsarbeiten

Da der Erfolg der Sanierungsmaßnahe wesentlich von der Ausführung der Arbeiten abhängt, wird in diesem Kapitel auf einige Besonderheiten

eingegangen. Zwar wurde bei der Ausarbeitung der Sanierungsvarianten darauf geachtet, dass herstellungsbedingte Unzulänglichkeiten den Erfolg der

gesamten Maßnahme nicht in Frage stellen. Dennoch ist auf eine ordentliche Ausführung besonders Wert zu legen.

Kerbfreies Schleifen der vorhandenen Stegausnehmung

Neben den untersuchten Sanierungsvarianten, welche für die am stärksten beanspruchten Stellen des Querträgersteges ausgearbeitet wurden, ist es

äußerst wichtig, dass die vorhandene Schweißkerbe allen stark beanspruchen Stegzähnen entschärft wird. Stark beansprucht sind vor allem die Querträgerzähne, die im Bereich der Abbiege- und LKW-Spur liegen.

Tabelle 7.4-1: Spannungswerte am Rand der Ausnehmung des Stegzahnes 4/5


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Wie bereits in vorherigen Kapiteln beschrieben, wurde bei der

numerischen Berechnung die Geometrie der Stegausnehmung ohne Einfluss der Schweißnaht zugrunde-

gelegt. Bild 7.5-1 zeigt einen Stegzahn der FE-Berechnung in Strukturdarstellung.

Im Vergleich dazu zeigt Bild 7.5-2 die tatsächlich vorhandene Aus-

nehmungsgeometrie. Es ist nicht verwunderlich, weshalb an dieser Schweißkerbe unmittelbar bei der

maximalen Spannungskonzentration die Rissinitiierung stattfindet. In Bild 7.5-3 ist die Stelle aus einem anderen

Blickwinkel zu sehen.

Die Schweißnahtkerbe soll mittels Fingerschleifer abgeschliffen werden, sodass ein kerbfreier Übergang geschaffen wird.

Reparaturschweißung der Risse

Ist wie in den Bildern 7.5-2 und 7.5-3 ein Riss vorhanden, so ist dieser

mittels Reparaturschweißung zu beheben. Bevor mit dem Schweißen begonnen wird, ist im Bereich des Risses der Korrosionsschutz zu entfernen. Mit Hilfe der Farbeindringprüfung ist das

genaue Ende des Risses festzustellen. Eine Entlastungsbohrung mit einem Durchmesser von ca. 20mm ist ungefähr 5mm vor dem gefundenen Rissende

anzubringen. Daraufhin ist der gesamte Riss auszufugen. Dies kann mit einem Winkelschleifer geschehen, wobei darauf geachtet werden muss, dass

Bild 7.5-1: Strukturdarstellung der Finite Elemente Berechnung

Bild 7.5-3: Detail der Schweißnahtkerbe mit Rissbeginn

Bild 7.5-2: Tatsächliche Geometrie der

Stegausnehmung


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nicht in das Trapezprofil geschliffen wird. Alternativ kann auch das Brennfugen oder Fugen mit Kohleelektrode angewendet werden. Beim Fugen

mit der Kohleelektrode ist nachträgliches verschleifen der Fuge anzuraten, da eventuell eine Kohlenstoffanreicherung im Randbereich des Werkstoffes auftreten kann. Eine Kohlenstoffanreicherung begünstigt die Neigung zu

Aufhärtezonen. Diese sind sehr spröde und stellen potentielle Rissausgangsstellen dar. Das Schweißen hat mit rückgetrockneten, basischen Elektroden zu erfolgen.

Eine Schweißnaht mit basische Elektroden zeichnet sich durch eine sehr gute Zähigkeit aus, was bei dynamisch beanspruchten Bauteilen wichtig ist. Eine

im Brückenbau oft verwendete Elektrode trägt die Bezeichnung „E 42 4 B 42 H5“ nach DIN EN 499.

Neben einer geeigneten Elektrode ist für die Qualität der Schweißnaht äußerst wichtig, dass das Bauteil während des Schweißens keine Beanspruchung erfährt. Deshalb sollte zumindest bei der Reparaturschweißung der Risse kein Straßenverkehr über die Abbiege- und LKW-Spur rollen! Die Folge wäre Mikrorisse im Schweißgut, die bei der

Erstarrung der Schmelze entstehen.

Als Schweißfolge ist folgende Vorgehensweise zu empfehlen: Die ersten Schweißraupen sollten von der Ausnehmung zur Entlastungs-bohrung hin erfolgen, damit der Stegzahn an Steifigkeit gewinnt und

Relativbewegungen ausbleiben. Auch wenn bei der Vergrößerung der Ausnehmung ein Teil der Schweißnaht entfernt wird, ist trotzdem der

komplette Riss zu schweißen. Schweißnahtunregelmäßigkeiten am Schweißnahtanfang, wie beispielsweise der Anfangsbindefehler, werden somit beseitigt. Nachdem eine Seite geschweißt wurde, ist von der anderen Seite die

Wurzellage über die ganze Länge herauszuschleifen. Das Herausschleifen der Wurzellage stellt eine Vorsichtsmaßnahme dar, da infolge Schwingung Mikrorisse trotz Teilsperrung der Autobahn entstehen könnten. Nun kann

auch die Rückseite geschweißt werden.

Zündstellen neben der Schweißnaht sind nicht zulässig. Schweißspritzer sind abzuschleifen und nicht abzuschaben.

Ein Vorwärmen des Stegblechs ist nicht erforderlich, da die Blechdicke nur 15mm beträgt und der Werkstoff keinen extrem hohen Kohlenstoffäquivalent aufweist [3].

Nach dem Schweißen ist die gesamte

Schweißnaht kerbfrei zu verschleifen, da basische Elektroden eine grob schuppige Nahtoberfläche erzeugen.

Etwaige Einbrandkerben, wie in Bild 7.5-5 dargestellt, sind auszubessern

oder auszuschleifen.

Bild 7.5-4: Reparaturschweißung


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Die bereits im September 2001 bei der vorläufigen Sanierungsmaßnahme reparierten Risse müssen alle nachgearbeitet werden, da die Reparatur

äußerst dürftig durchgeführt wurde. So wurden zum einen die Schweißnähte nicht geschliffen und

Schweißspritzer nicht entfernt. Sogar in der Entlastungsbohrung sind welche zu finden (Bild 7.5-4).

Für die Applikation der Dehnungs-messstreifen wurde eine Reparatur-

schweißung eben geschliffen. Obwohl versucht wurde Einbrandkerben rauszuschleifen, sind in Bild 7.5-5

noch einige zu sehen. Das Entfernen der Einbrandkerben ist sehr wichtig, da diese senkrecht zur Haupt-

beanspruchungsrichtung verlaufen. Tiefe Einbrandkerben müssen deshalb

ausgebessert werden.

Des weiteren wurden beim Ausfugen der Risse durch die Fachfirma die Trapezsteifen beschädigt.

In Bild 7.5-6 sind Schleifspuren zu sehen, die ebenso fachgerecht entfernt werden sollten, da sie sich in einem stark beanspruchen Bereich der

Trapezsteife befinden. Es empfiehlt sich jedoch nicht die Kerben mittels Reparaturschweißung aufzufüllen, da eine Schweißmaßnahme die

Betriebsfestigkeit heruntersetzen würde. Kerbfreies

Verschleifen ist hier zweckmäßiger.

Der sicherlich verhängnisvollste Fehler, der bei der Reparatur-

maßnahme gemacht wurde ist, dass die Ausnehmung nicht nachgearbeitet wurde. Anstatt

eines kerbfrei geschliffenen Überganges wurden die Kerben noch verschärft. Es ist nur eine

Frage der Zeit bis an diesen

Stellen ein neuer Riss beginnt.

Vergrößern der Stegausnehmung

Soll die Stegausnehmung an einem zugeschweißten Riss durchgeführt werden, so ist zunächst die Schweißnahtüberhöhung abzuschleifen.

Bild 7.5-5: Geschliffene Reparatur-

schweißung mit Einbrandkerben

Bild 7.5-6: Schleifspuren

im Trapezprofil

Bild 7.5-7: Schweißkerben an der Ausnehmung


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Nun kann mit einer Schablone das Zentrum der Bohrung angekörnt werden. Die Bohrung des Loches erfolgt mit einer Magnetbohrmaschine. Wichtig ist,

dass Magnetbohrmaschinen verwendet werden, die einen Abstand von 40mm von Lochmitte bis zur Trapezsteife zulassen.

Mit einer Führungsschablone kann der untere Bereich der Ausnehmung durch einen Brennschnitt von Hand erzeugt

werden (Bild 7.5-8).

Die endgültige Geometrie der Ausrundung wird durch kerbfreies Schleifen hergestellt. Auch wenn der Brennschnitt sehr sauber

sein sollte, muss zumindest die durch den Brennschnitt entstandene wenige Zehntel Millimeter starke Härtezone an der

Brennschnittkante abgeschliffen werden.

Der Korrosionsschutz ist nachträglich auszubessern.

Anbringen des Stegpflasters

Für das Stegpflaster empfiehlt sich der Werkstoff S 235 JRG2 nach [N7] mit dem Abnahmeprüfzeugnis 3.1B nach [N8] zu verwenden. Obwohl die Brücke

aus S 355 bzw. St 52 nach [N6] gefertigt wurde, welcher eine höhere Festigkeit aufweist, ist der niederfestere Werkstoff vorzuziehen. Zum einen

reicht die statische Festigkeit für das Stegpflaster aus und zum anderen besitzt der S 235 durch einen geringeren Legierungsgehalt eine bessere Zähigkeit. Eine bessere Zähigkeit wirkt sich günstig auf das

Rissauffangverhalten des Werkstoffs aus. Die dynamische Festigkeit ist bei beiden Werkstoffen ohnehin vergleichbar.

Vor allem ist die Schweißeignung des S 235 besser. Der niedrigere Kohlenstoffanteil bzw. Kohlenstoffäquivalent verursacht beim Schweißen eine geringere Aufhärtung in der Wärmeeinflusszone.

Vor dem Anbringen des Stegpflasters ist um den Bereich wo geschweißt wird der Korrosionsschutz großflächig zu entfernen.

Stichprobenartige Maßkontrollen haben ergeben, dass die Stegzähne i. d. R. sehr maßhaltig nach den Werkstattplänen angefertigt wurden.

Um dennoch Herstellungstoleranzen der Stegzahnbreiten ausgleichen zu können, ist es ratsam Stegpflaster mit geringfügig unterschiedlicher Breite vorzubereiten.

Beim Vorbereiten der Stegpflaster ist die Brennschnittkante abzuschleifen und auf der Rückseite die Stellen, die an die Trapezsteifen und das Deckblech

anschließen, ausreichend anzufasen, um nicht mit der Schweißnaht zu kollidieren.

Eine geeignete Schweißfolge ist dem Bild 7.5-9 zu entnehmen.

Bild 7.5-8: Vergrößerung der

Ausnehmung


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Zündstellen neben der Schweißnaht sind tunlichst zu vermeiden!

Eine umlaufende Kehlnahtdicke von a = 4mm ist ausreichend.

Kerbfreies Schleifen im Bereich der Ausrundung und Ausbessern des Korrosionsschutzes runden die Sanierungsmaßnahme ab.

Bild 7.5-9: Schweißfolgeplan


- Seite 127 -

8. Zusammenfassung

8.1 Gesamtüberblick

Im Rahmen einer Brückenprüfung wurden an der Autobahnbrücke BW 35/374 bei Karlsruhe-Durlach Risse entdeckt. Daraufhin wurde eine

Sonderprüfung durch die Ingenieurgruppe Bauen aus Karlsruhe durchgeführt, bei welcher mehrere Risse an unterschiedlichen Stellen des

Bauwerks festgestellt wurden. Die Risse können in folgende drei Arten unterteilt werden:

Risse an den Fensterstößen der Trapezhohlsteifen

Risse an den Querrahmenecken

Risse ausgehend von der Ausnehmung des Querträgersteges

Bei gut zugänglichen Risse wurde sogleich eine Reparaturschweißung durchgeführt.

Die Autobahnbrücke, die Teil einer wichtigen Nord-Süd-Verbindung im Westen Deutschlands ist, soll umfassende saniert werden. Die Ingenieurgruppe Bauen hat vom Regierungspräsidium Karlsruhe den Auftrag

erteilt bekommen, ein erschöpfendes Sanierungskonzept für die Brücke auszuarbeiten. Die Diplomarbeit stellt einen Teil dieser Arbeit dar.

Zielsetzung der Diplomarbeit ist die Ausarbeitung eines Sanierungskonzeptes für die Risse im Querträgersteg. Breit angelegte versuchstechnische Untersuchungen werden durch Berechnungen nach der Finite Elemente Methode ergänzt. Mit den

Erkenntnissen aus den versuchstechnischen und numerischen Untersuchungen wurden gemeinsam mit dem vom Bauherrn zur Bearbeitung beauftragten Ingenieurbüros mehrere Sanierungsvarianten entwickelt und

analysiert. Die Ergebnisse werden im Folgenden zusammengefasst wiedergegeben.

Im Kapitel 2 wurden die insgesamt 81 entdeckten Risse in dem Brücken-

bauwerk dokumentiert. 16 Risse traten in den Trapezsteifen auf, 48 in den Rahmenecken und 17 in den

Querträgerstegen. Von den 17 Rissen in den Querträgern

befinden sich 3 Risse in der Schweißnaht zwischen Quer-trägersteg und Trapezsteife. Diese

sind auf Fehler in der Fertigung zurückzuführen. Von den

verbleibenden 14 Risse traten 2 Bild 8.1-1: Riss an der Ausnehmung des

Querträgersteges


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am Stegzahn 6/7 auf, alle anderen am Stegzahn 4/5 bei der Ausnehmung zur Durchführung der Trapezsteife 4 auf (Bild 8.1-1).

Diese Stelle befindet sich direkt unter der Randlast bei Belastung der Abbiegespur. In Längsrichtung gesehen, traten die Risse vor allem bei Querträgern auf, die durch die Zwischenlängsträger weniger stark unterstützt

und somit stärker beansprucht waren. Kapitel 3 widmet sich der versuchstechnischen Untersuchung. Zu Beginn

wird die Funktionsweise von Dehnungsmessstreifen erläutert, ehe die Applikation der DMS an der Brücke beschrieben wird. Neben einem

unbeschädigten Querträger wurden DMS an einem Querträger mit Riss und einem Querträger mit saniertem Riss appliziert. Für die Applikation wurden DMS-Ketten und Einzel-DMS verwendet, die am besonders gefährdeten

Stegzahn 4/5, aber auch an mehreren Nachbarzähnen angebracht wurden.

Messungen wurden mit Belastungs-LKWs mit bekannten Radlasten bei Teilsperrung der Autobahn vorgenommen. Mehrere Belastungsfahrten auf der Abbiege- und LKW-Spur mit unterschiedlichen Laststellungen und

Fahrgeschwindigkeiten wurden durchgeführt. In Vorversuchen wurde festgestellt, dass der Personenwagenverkehr keine

Schädigungen verursacht bzw. die Spannungen sehr gering sind. Die numerische Untersuchung wird in Kapitel 4 erläutert. Zunächst wird das

Finite Elemente Modell beschrieben. Berechnungen wurden mit den Lasten der Belastungs-LKWs und mit einer Belastung gemäß DIN-Fachbericht 101

[N1] durchgeführt. Neben einer Berechnung mit vorhandener Ausnehmungs-geometrie wurden Sanierungsvarianten simuliert.

Im Kapitel 5 sind dann die Ergebnisse aus der versuchstechnischen und numerischen Untersuchung ausgewertet worden. Die Messungen zeigten,

dass die Spannungswerte der Belastungsfahrten mit Schrittgeschwindigkeit denen bei 80 km/h entsprechen. Die Höhe der Spannung ist somit unabhängig von der Belastungsgeschwindigkeit.

Um aus den Messwerten einen vollständigen Spannungsverlauf am Stegzahn 4/5 zu erhalten, wurde die Spannungsspitze am Rand der Ausnehmung

extrapoliert. Eine Trendlinie mit der Funktion einer Parabel dritten Grades stellte sich als besonders geeignet heraus.

Ein Vergleich der unabhängig von einander ermittelten Spannungsverläufe aus den Messungen und der FE-Berechnung ergab eine erstaunlich gute

Übereinstimmung. In Bild 8.1-2 ist exemplarisch der Spannungsverlauf am Stegzahn 4/5 bei Belastung der Abbiegespur dargestellt. Deutlich zu

erkennen ist, dass die Spannung zum Rand der Ausnehmung hin sehr stark ansteigt.

Des weiteren wurden der Einfluss der Laststellung auf die Höhe der Spannung untersucht. Je nachdem, ob die betrachtete Stelle vorwiegend durch die globale Tragwirkung des Querträgers oder durch eine lokale


- Seite 129 -

Radlasteinleitung beansprucht wird, hat die Laststellung einen größeren oder geringeren Einfluss. Hervorzuheben ist, dass bei mittiger Fahrt auf der

Abbiegespur der Stegzahn 4/5 besonders stark beansprucht wird.

4 5

Ein Vergleich zwischen den Beanspruchungen der Stegzähne hat ergeben, dass neben dem Stegzahn 4/5 auch der Stegzahn 5/6 stark beansprucht wird. Der Stegzahn 3/4 hingegen weist auf Grund seiner stärkeren

Stegblechdicke geringere Spannungen auf. Da bei der Belastungsmessung nur die Höhe der Spannung bei einer definierten Belastungssituation

ermittelt werden konnte, werden Spannungskollektive durch Messungen im Anschluss an diese Arbeit von einem Kommilitonen durchgeführt. Sehr zu empfehlen ist, dass am Stegzahn 5/6, 6/7 und 9/10 zusätzliche DMS-Ketten

appliziert werden, um die Ermittlung von Beanspruchungskollektiven auf die Messstellen ausweiten zu können. Die Auswertung der Kollektive wird eine

quantitative Einstufung dieser Stegzähne auf ihre Rissgefährdung ermöglichen.

Neben dem ungeschädigten Querträger wurden auch DMS an einem Querträger mit Riss appliziert, um die Änderung des Spannungsverlaufes in den Stegzähnen erfassen zu können. Die Messungen ergaben jedoch ein ganz

anderes Ergebnis als erwartet. So stellte sich nicht eine hohe Spannungskonzentration an der Rissspitze ein, sondern eine sehr geringe.

Außerdem ergab sich ein merkwürdiger Spannungsverlauf bei den rissnahen DMS. Bei näherer Betrachtung stellte sich heraus, dass bei der Messung mit Schrittgeschwindigkeit in den frühen Morgenstunden, die Übertragung der

Druckkraft über Kontakt am Riss erfolgte. Zusätzliche Messungen zu einer anderen Tageszeit ergaben, dass bei üblicher Verkehrsgeschwindigkeit die



- Seite 130 -

Lastabtragung nicht mehr über Kontakt im Riss, sondern erwartungsgemäß über den Restquerschnitt des Stegzahnes erfolgt. Eine hohe Spannungs-

konzentration an der Rissspitze hat sich bestätigt. Das Kapitel 6 beschäftigt sich mit Berechnungsvorschriften aus

Normenwerken und der Literatur. Für Straßenbrücken werden dabei nur konstruktive Gestaltungsvorschläge für die Stegausnehmung gegeben. Für

Eisenbahnbrücken wird zum einen die konstruktive Durchbildung der Ausnehmungsgeometrie vorgegeben und andererseits eine vereinfachte Rechenvorschrift aufgeführt. Die Rechenvorschrift ist jedoch sehr vereinfacht

und erfasst nicht die vorhandene Spannungsspitze. In einem Aufsatz von Dr.-Ing. J. Falke [14] wird eine Abschätzung der Steifigkeiten für eine Näherungsberechnung des Querträgers als Vierendeelträger gegeben.

Im Kapitel 7 werden mit den Erkenntnissen vorheriger Kapitel

unterschiedliche Sanierungsvarianten ausgearbeitet und untersucht. Zunächst wird auf eine Forschungsarbeit an der Universität Karlsruhe verwiesen, bei der die Spannungsverteilung im Stegzahn und eine Sanierung

der Risse mit rechteckigen Verstärkungsblechen in Großbauteilversuchen untersucht wurde. Es stellte sich heraus, dass an der Stegausnehmung eine

hohe Spannungskonzentration herrscht und dass trotz Ausbildung der Ausnehmungsgeometrie gemäß DS

804 die Risse im gefährdeten Schnitt auftreten. Bei der Sanierung mit

rechteckigen Verstärkungsblechen für eine schnelle Reparatur ohne vorheriges zuschweißen der Risse

traten nach wenigen Lastwechseln erneut Risse auf (Bild 8.1-3). Bei den in dieser Diplomarbeit untersuchten

Sanierungsvarianten wurde deshalb eine vorherige, sachgerechte

Reparaturschweißung für unum-gänglich erachtet. Von der Ingenieurgruppe Bauen wurden Sanierungsvorschläge mit

aufgeschweißtem Flachstahl entwickelt. Dynamische Versuche bei Prof. Ö. Bucak im Labor für Stahl- und Leichtmetallbau an der FH München

haben jedoch ergeben, dass die Betriebsfestigkeit durch Schweiß-

kerben im Bereich der maximalen Spannungskonzentration deutlich abnimmt. Der rechnerisch nicht

erfasste, negative Einfluss des Schweißens ist somit wesentlich

stärker, als die Verringerung der

Spannungsspitze durch die Verstärkungsmaßnahme.


Querträgersteges

Bild 8-1-4: Sanierungsvorschlag II gemäß

[25]


- Seite 131 -

Des weiteren wurde in dieser Arbeit eine Sanierungsvariante mit ver-

größerter Stegausnehmung betrachtet (Bild 8.1-5). Eine fertigungstechnisch einfache und somit wirtschaftliche

Sanierungs-maßnahme soll die Spannungs-konzentration am Rand der Ausnehmung durch einen

größeren Ausrundungsradius reduzieren. Die Änderung der

Ausnehmungsgeometrie macht sich zudem im Spannungsverlauf über den Rand der Ausnehmung bemerkbar

(Bilder 8.1-6 und 8.1-7), sodass im Bereich der rissinitiierenden Schweiß-naht nur noch eine geringe Spannung

vorhanden ist.

Druck Druck Zug

[N/mm²] [N/mm²]

Die Reduzierung der Spannungsspitze beträgt bei einem Ausrundungsdurchmesser von D = 60mm je nach Lastfall ca. 22%. Eine anschließende Parameterstudie mit unterschiedlichen Ausrundungs-

durchmessern ergab, dass die Spannungskonzentration mit kleiner werdendem Krümmungsradius bzw. größer werdendem Durchmesser

abnimmt. Aus dieser Erkenntnis heraus ist es unverständlich, weshalb nach [N2] konstruktive Vorgaben für die Geometrie der Ausnehmung gemacht werden, die im Bereich der Spannungskonzentration verhältnismäßig kleine

Radien aufweisen. Konstruktive Verbesserungsvorschläge sind in Kapitel 7.3.3 enthalten.


der Ausnehmung mit D=60 bei LF 21


der vorhandenen Ausnehmung bei LF 21

Bild 8.1-5: Ausnehmung einseitig D=60mm


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Die Untersuchung ergab weiterhin, dass durch eine beidseitig vergrößerte Ausnehmung, die Höhe der Spannungsspitze an der entscheidenden nicht

weiter abnimmt. Neben einer optimierten Stegausnehmungsgeometrie wurde die Effizienz eines aufgeschweißten Verstärkungsbleches untersucht. Dieses Stegpflaster soll bei

vergrößerter Ausnehmung eine zusätzlichen Entlastung des Querträgerzahnes bewirken. Die Geometrie des Stegpflasters wurde so

gewählt, dass eine gute Zugänglichkeit für Schweißarbeiten gegeben ist, welche

sich jedoch nicht nachteilig auf die Betriebsfestigkeit auswirkt. Innovativ an der in Bild 8.1-8 dargestellten Form ist,

dass das Verstärkungsblech direkt an die Trapezsteifen und an das Deckblech angeschlossen wird. Der Kraftfluss ist

somit wesentlich günstiger, wie wenn die Kraft zunächst vom Trapezprofil über das

Stegblech in das Stegpflaster eingeleitet wird.

Bezogen auf die einseitig vergrößerte Ausnehmung bewirkt das Stegpflaster eine rechnerische Reduktion der Spannungsspitze von etwa 18%.

Im Vergleich zur vorhandenen Stegausnehmung ergibt sich durch eine einseitig vergrößerte Ausnehmung mit zusätzlich angebrachtem Stegpflaster

eine Abminderung der Spannungskonzentration von 37%.

Um den Erfolg dieser Sanierungsvarianten zu gewährleisten wurde im Kapitel 7.5 detailliert auf die Ausführung der Sanierungsarbeiten eingegangen. Eine sorgfältige Ausführung der Schweiß- und Schleifarbeiten ist hierbei

besonders wichtig.

8.2 Resümee und Folgerungen

Bei einem Gespräch mit Dipl.-Ing. G. Maier vom Regierungspräsidiums Karlsruhe, in dessen Zuständigkeitsbereich die Autobahnbrücke fällt, wurde

zum einen deutlich hervorgehoben, dass die Brücke möglichst bald saniert werden muss, zumal sie mit der „Note 4“ in die höchste Dringlichkeitsklasse eingestuft wurde. Außerdem soll die Brücke durch die Sanierungsmaßnahme

für mehrere Jahrzehnte „fit for purpose“ gemacht werden.

Bei der Autobahn A5 handelt es sich um eine sehr wichtige Nord-Süd-Achse im Westen Deutschlands, bei der in den kommenden Jahren mit einer starken Zunahme des Verkehrsaufkommens zu rechnen ist. Laut G. Maier

Bild 8.1-8: Optimiertes Stegpflaster mit einseitiger Ausnehmung

Stegpflaster


- Seite 133 -

wird ein Zuwachs des Schwerlastverkehr von 60% in den nächsten 10 Jahren prognostiziert. Außerdem kann nicht ausgeschlossen werden, dass im Zuge

der Harmonisierung europäischer Regelwerke höhere Achslasten in Zukunft zugelassen werden.

Es können zwar bei der Ausarbeitung eines Sanierungskonzeptes keine zukünftigen Belastungsszenarien zugrundegelegt werden, dennoch ist bei der Wahl der Sanierungsvariante auf eine möglichst hohe Effektivität bei

gleichzeitig akzeptabler Wirtschaftlichkeit zu achten.

Die zwei möglichen Sanierungsvarianten, die in dieser Diplomarbeit ausgearbeiteten wurden, bewirken eine Reduktion der Spannungsspitze von bis zu 37%. Zudem wirkt sich die Verlagerung der Spannungskonzentration weg von der naheliegenden Schweißkerbe sehr günstig aus. Bei der Sanierungsvariante mit einseitig vergrößerter Stegausnehmung wird eine Reduktion der Spannungskonzentration von ca. 22% erreicht.

Eine unverbindliche Anfrage bei im Brückenbau tätigen Stahlbau-unternehmen hat ergeben, dass die Sanierungsvariante in etwa 40 € je

Bohrung kostet. Die Kalkulation beinhaltet die komplette Herstellung der vergrößerten Ausnehmungsgeometrie. Kosten für Baustelleneinrichtung und Hilfskonstruktionen sind nicht berücksichtigt.

Die Sanierungsmöglichkeit stellt damit eine sehr kostengünstige Lösung bei guter Effektivität dar. Die Sanierungsvariante mit einseitig vergrößerter Stegausnehmung und zusätzlich angeschweißten Stegpflaster bewirkt sogar eine Abminderung der Spannungssitze von etwa 37%.

Für das Herstellen des Stegpflasters und der vergrößerten Ausnehmung mit Anbringen des Verstärkungsbleches belaufen sich die Kosten auf ungefähr 110 € je zu sanierende Stelle. In der Kalkulation sind wiederum nur die

fertigungsbezogenen Herstellungskosten beinhaltet. Diese Sanierungsvariante stellt ebenfalls eine verhältnismäßig kostengünstige Lösung bei sehr guter Spannungsreduzierung dar.

In Anbetracht dessen, dass die Brücke in den kommenden Jahren eine enorme Steigerung des Verkehrsaufkommens zu ertragen hat, wird für die

Stegzähne zwischen den Trapezhohlprofilen 4 und 5 generell eine einseitig vergrößerten Stegausnehmung (mit D = 60mm an der Steife 4) mit zusätzlichem Stegpflaster der Dicke t = 10mm empfohlen. Obwohl Bereiche

der Brücke durch den Verkehrsfluss weniger stark beansprucht werden, wird es als sinnvoll erachtet diese effektive Sanierungsmaßnahme auf alle

Stegzähne 4/5 der Brücke auszudehnen.


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Beim Stegzahn 5/6, welcher etwas weniger stark beansprucht wird, scheint eine Spannungsreduzierung durch eine einseitig vergrößerte Ausnehmung an

der Steife 5 ausreichend zu sein. Eine abschließende Beurteilung ist nach Auswertung eines Spannungskollektives an dieser Stelle möglich.

Die Auswertung von noch durchzuführenden Messungen zur Ermittlung von Spannungskollektiven an anderen Stegzähnen wird eine Aussage über zusätzlich anzubringende Ausnehmungsvergrößerungen an den Stegzähnen

6/7 und 9/10 ermöglichen.

Generell wird empfohlen alle vorhandenen Stegausnehmungen zumindest im Bereich der Abbiege- und LKW-Spur kerbfrei zu schleifen, sodass die Schweißkerbe in der Nähe der maximalen Spannungskonzentration entschärft wird.

8.3 Schlussworte

Meinen Dank möchte ich vor allem Prof. Dr.-Ing. Ömer Bucak für seine fachliche Betreuung und wohlwollende Unterstützung aussprechen.

Besonders hervorheben möchte ich, dass er eigenverantwortliches, selbständiges Handeln gefördert und mir stets sein vollstes Vertrauen geschenkt hat. Nur durch die tatkräftige Unterstützung des Labors für Stahl-

und Leichtmetallbau der FH München und einem beachtlichen finanziellen Einsatz, konnten die versuchstechnischen Untersuchungen in diesem

Umfang ermöglicht werden. Mein Dank gilt weiterhin Dr.-Ing. D. H. Maier, Dipl.-Ing. J. Steiner, Dipl.-Ing.

(FH) R. Laier und Dipl.-Ing. T.Würfel von der Ingenieurgruppe Bauen für ihre fachliche Betreuung bei dieser Arbeit.

Des weiteren möchte ich den Mitarbeitern vom Labor für Stahl- und Leichtmetallbau der FH München und meinen Kommilitonen M. Binder, P.

Idzikowski, J. Lorenz und S. Seeberger für ihre tatkräftige Unterstützung bei der Applikation der Dehnungsmessstreifen und Durchführung der Belastungsmessungen recht herzlich danken.

Außerdem möchte ich Herrn Blauhut vom Straßenbauamt, Herrn Schwämmle und seinen Kollegen von der Autobahnmeisterei und den

Beamten von der Autobahnpolizei für ihre kooperative Zusammenarbeit danken.

„Last but not least“ möchte ich meinen Dank an meine liebe Freundin Susi richten. Durch ihre moralische Unterstützung und oftmaliges Zurückstecken

an arbeitsreichen Wochenenden hat sie ihren Teil zum Gelingen dieser Diplomarbeit beigetragen.

München, 21. Juli 2003 ________________________


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9. Literaturverzeichnis

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(Studentenversion)

SOFiSTiK AG: Handbuch: Installation und Grundlagen.

SOFiSTiK AG: Produktinformation

FÜR STRAßENBRÜCKEN MIT ORTHOTROPER … · Eingabe in SOFiSTiK Werkstoff Elementierung Knoten-...

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