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Zum Tragverhalten von Spundwänden unter Berücksichtigung von Lageimperfektionen

Zum Tragverhalten von Spundwänden unter Berücksichtigung von LageimperfektionenProf. Dr.-Ing. Jürgen Grabe, David Osthoff, Technische Universität Hamburg

Das Tragverhalten von Spundwänden wird maßgeblich durch das Einbringverfahren zur Herstellung des Spundwandbauwerks bestimmt. Die Installation der Profile kann durch quasi-statisches Einpres-sen, Vibrationsrammung oder Schlagrammung erfolgen. Durch Umlagerungs-, Auflockerungs- und Verdichtungsprozesse werden die Bodenzustandsgrößen (z.B. Spannungszustand und Porenzahl bei nicht bindigen Böden) verändert, welche in Wechselwirkung mit dem Profil stehen. Dies bedingt als eine von vielen Einflussgrößen die Einbaugenauigkeit der Profile. Lageimperfektionen erschweren die Installation nachfolgend einzubringender Profile und beeinflussen die Tragfähigkeit der herzustellenden Spundwand.

Anhand von FE-Berechnungen wird der Einfluss des Herstellungsprozesses auf den Baugrund gezeigt. Darauf aufbauend wird das Verformungsverhalten kombinierter Spundwände mit AZ-Zwischenbohlen bei Belastung durch Wasserdruck untersucht. Im Falle von Lageimperfektionen wie beispielsweise Lage-abweichungen oder Verdrehungen der Tragbohlen müssen diese von den Zwischenbohlen ausgeglichen werden. Es wird daher ebenfalls der Einfluss von Vorverformungen auf die Tragfähigkeit der Zwischen-bohlen untersucht.

1. Einleitung

Spundwandkonstruktionen sind eine gängige Lösung zur Überbrückung von Geländesprüngen und zur Einfassung von Ufern. Die Beanspruchun-gen des Spundwandbauwerks resultieren zum einen aus Erd- und Wasserdruck als auch durch vertikale Lasten aus Verkehrs- und ggfs. Kranlas-ten. Darüber hinaus sind zusätzliche Lasten aus Wellenschlag, Eisdruck, Pollerzug und Schiffsstoß möglich, s. Abbildung 1. Zur Abtragung der Biege- und Normalkraftbeanspruchung der Spundwand sind Wellenwände oder kombinierte Spundwände mit entsprechenden Widerstands-momenten zu wählen.

Das gewählte Einbringverfahren zur Instal-lation der Profile hat Einfluss auf die zu erwar-tende Tragfähigkeit des Bauwerks und auf die Einbaugenauigkeit der jeweiligen Profile. Als Folge möglicher Lageimperfektionen können Zwangs-beanspruchungen erwachsen, die den Einbau nachfolgender Profile erschweren und Schäden an den Spundwandschlössern erzeugen können. Darüber hinaus kann durch die damit verbunde-ne Vorverformung die Tragfähigkeit der Profile reduziert werden. Dies wird in diesem Beitrag beispielhaft an Zwischenbohlen kombinierter Spundwände gezeigt.

Zwischenbohlen kombinierter Spundwände werden überwiegend durch Wasserüberdruck belastet, welcher aus Tidebeeinflussung und Hochwasserereignissen resultiert.

2. Änderung der Bodenzustandsgrößen infolge Einbringung und Profilverformung

Das Einbringen von Profilen kann durch qua-sistatisches Einpressen oder dynamisch mittels Vibrations- oder Schlagrammung erfolgen. Im Zuge der Herstellung hat das Einbringverfahren einen maßgeblichen Einfluss auf die spätere Trag-fähigkeit der Konstruktion. Diese Effekte werden mit Hilfe von FE-Simulationen beispielsweise in Grabe et al. [1] für nicht bindige Böden aufgezeigt.

Abbildung 1: Beanspru-chung einer kombinierten Spundwand

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Es kann vereinfachend zusammengefasst werden, dass die Herstellung mittels Vibrations-rammung zu einer lokalen Verdichtung des Bo-dens führt, während die horizontalen Spannungen im Nahfeld reduziert werden. Im Gegensatz dazu führt Einpressen im Wesentlichen zu einer Ver-spannung des Profils gegenüber des Bodens. Eine Schlagrammung erzeugt einen Zustand, welcher zwischen diesen Grenzfällen liegt.

Die Änderung der Bodenzustandsgrößen durch die Profileinbringung ist von der dynamischen Bean-spruchung und somit von den Dränagebedingungen des Bodens abhängig. In Hamann [2] wird der Ein-bringprozess in Abhängigkeit der Durchlässigkeit für nicht bindige Böden untersucht. Die Ausbildung von Porenwasserüberdrücken führt zu geringeren effektiven Spannungen, die erst mit fortschreitender Konsolidierung anwachsen. Dadurch werden die im Rahmen der Profilinstallation eintretenden Umlage-rungsprozesse beeinflusst. Im Boden finden auch nach der Installation zeitabhängige Umlagerungs-prozesse im Boden statt. Diese können als Folge zu einer nachträglichen Traglaststeigerung führen und sind als set-up-Effekte bekannt, s. Grabe et al. [3].

Die genannten Untersuchungen geben Auf-schluss über das Bodenverhalten im Rahmen des Einbringvorgangs von Vollprofilen. In Abhängigkeit der Geometrie kommt es allerdings zu einer Ver-

stärkung oder einer Abschwächung dieser Effekte. Die Interaktion von Bauteiloberfläche und umge-benden Baugrund nimmt bei konvexen Geometrien ab, während sich bei konkaven Geometrien oder gewinkelten Flächen diese Effekte überlagern. Be-troffen sind beispielsweise offene Rohr-, Trag- und Spundwandprofile. Zwischen den Profilflächen kann es als Folge von Einpressen oder Schlagrammung zu Verspannungseffekten bis hin zu einer Pfropfen-bildung insbesondere in sich dilatant verhaltenden Böden kommen. Diese Effekte werden beispiels-weise anhand von numerischen Berechnungen für Spundwände in [4] und für Rohrprofile in [5] gezeigt.

Aus den Verspannungen resultieren Abtriebs-kräfte auf das Profil, welches sich in Abhängigkeit seiner Biege- und Torsionssteifigkeit verbiegen kann. Unter Anwendung einer erweiterten Profil-modellierung wird in numerischen Berechnungen in Osthoff et. al [6] die Verformung von Einzel-Spund-wandprofilen infolge Einpressens untersucht. Es zeigt sich, dass Z-Profile beim Eindrücken zu ei-ner Rotation neigen und sich der Bohlenfuß mit zunehmender Penetrationstiefe verdreht. Dies liegt in der Geometrie des Profils begründet, da sich in den Ecken des Profils zwischen Steg und Flansch Verspannungen im Boden ausbilden, die entsprechende Kräfte auf das Profil ausüben. Der Mechanismus ist in Abbildung 2 abgebildet.

Eine Verspannung zwischen den Profilflächen zeigt sich ebenfalls bei U-Profilen. Dies führt zu einer Aufweitung des Profils am Profilfuß und ver-anlasst ein Ausweichen des Profils aus der Ram-machse mit zunehmender Tiefe. Die berechneten Verformungsmechanismen von U- und Z-Profilen sind in Abbildung 3 dargestellt.

Die von der Profilsteifigkeit abhängende Verformung hat direkten Einfluss auf den Ein-bringwiderstand des Profils. Biegeweiche Profile weichen den bodenbedingten Verspannungen im Baugrund aus, wodurch sich geringere Verspan-nungen ausbilden. Somit ist die Mantelreibung bei biegeweichen Profilen geringer als bei bie-gesteifen Profilen.

Es kann zusammengefasst werden, dass sich die Bodenzustandsgrößen durch den Einbringvor-gang von Profilen verändern. In Abhängigkeit des Einbringverfahrens können lokale Verdichtungen, Auflockerungen und Verspannungen auftreten. Durch die Wechselwirkung von Boden und Profil kann dies zu einer Lageabweichung des Profils führen. Neben der Baugrundeigenschaften sind mögliche Einflussgrößen u.a. die Profilgeometrie und Profilsteifigkeit sowie die Ausbildung der Rammführung. Darüber hinaus können auch äußere Einflüsse zu einer Lageabweichung des Rammguts führen, wie beispielsweise eine ex-zentrische Krafteinleitung, Rammhindernisse, Bodeninhomogenitäten, Umwelteinflüsse (Wind, Wellen, etc.), uvm.

Abbildung 2: Berechnete Spannungsverteilung am Profilfuß bei starrer Modellierung (Einbringtiefe: 5 m) und Darstellung der daraus resultierenden Profilverformung

Abbildung 3: Berechneter Verformungsmechanismus von U- und Z-Profilen infolge Einpressens in mitteldichten Sand (Einbringtiefe: 5 m) nach [6]

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3. Tragfähigkeit von Zwischenbohlen kombinierter Spundwände

Gemäß der EAU 2012 Empfehlung E7 [7] und des Eurocodes 3 (EC 3), Teil 5: Pfähle und Spundwände [8] können Zwischenbohlen ohne gesonderten Nachweis einen Wasserüberdruck von bis zu 40 kN/m² in die Tragbohlen abtragen, wenn folgende Bedingungen erfüllt sind:• Die Hinterfüllung der Wand ist mindestens

mitteldicht gelagert.• Die Zwischenbohlen weisen eine Wanddicke

von mindestens 10 mm auf und sind unver-schweißt.

• Der lichte Tragbohlenabstand beträgt bei Z-Profilen höchstens 1,50 m und bei U-Pro-filen höchstens 1,80 m.

Ist eine dieser Bedingungen nicht erfüllt oder wird die angegebene Belastung überschritten, so muss die Überleitung der Lasten aus den Zwischenbohlen in die Tragbohlen nach EC 0 [9] und EC 3 [8] nachgewiesen werden. Hierbei darf die Bemessung der Zwischenbohlen ide-alisiert unter Verwendung eines vereinfachten Stabwerksmodells erfolgen, welches eine La-geabweichung in Wandachse berücksichtigen kann, s. Abbildung 4.

Aufbauend auf [10] zeigen Untersuchungen, dass Stabwerksmodelle für AZ-Profile bei einer Berücksichtigung von Lageimperfektionen der Tragbohlen analog zu Abbildung 4 zu höchst kon-servativen bzw. unrealistischen Tragfähigkeiten führt und damit die Eignung von Stabwerksmodel-len zur Berücksichtigung von Lageimperfektionen in Frage stellt. Dies liegt darin begründet, dass das Ergebnis des Stabwerksmodells insbesondere von der Rotationsfähigkeit der Spundwandschlösser und deren Modellierung abhängig ist. Das Mittel-schloss von Zwischenbohlen aus Z-Profilen ist gelenkig zu modellieren. Die Verbindungsschlös-ser zwischen Trag- und Zwischenbohlen sind im Rahmen der freien Verdrehung gelenkig, sonst eingespannt zu modellieren. Die Modellierung der Schlösser unterscheidet sich damit von der Modellierung der Schlösser gemäß Abbildung 4 bzw. EC 3.

Aus diesem Grund wird die Tragfähigkeit von AZ-Zwischenbohlen gegenüber Wasserdruck an-hand von numerischen Berechnungen untersucht.

3.1 Numerisches Modell

Es werden die drei Zwischenbohlen AZ 13, AZ 18 und AZ 26 mit einem jeweiligen Profilmaß von 700 mm untersucht. Die Kennwerte sind [11] oder der Tabelle 1 zu entnehmen. Die Zwischenbohlen sind über die Fädelschlösser mit den Tragboh-

lenstegen verbunden, die eingespannt modelliert werden. Das zugrunde liegende Modell ist mit der Diskretisierung der Schlösser in Abbildung 5 dar-gestellt.

Tabelle 1: Kennwerte der untersuchten Zwischenbohlen [11]

In der numerischen Analyse wird der Wasser-druck linear bis zum Versagen der kombinierten Spundwand gesteigert. Wenn eine Imperfektion der Tragbohlen berücksichtigt werden soll, wird diese in einem vorausgehenden Schritt aufge-bracht. Das FE-Modell wird anhand eines Zugver-suchs validiert und ist in Osthoff [12] beschrieben.

3.2 Stoffmodell und Kontaktdefinition

Die Stahlgüte der Tragbohlen sowie der Fä-delschlösser ist S430GP, die der Zwischenbohlen S355GP. Der Stahl wird mit einer multilinearen

Profil Abmessungen A Wel,y

AZ h [mm]

t [mm]

s [mm]

[cm²/m] [cm³/m]

13 –700 315 9,5 9,5 135 1.305

18 –700 420 9,0 9,0 139 1.800

26 –700 460 12,2 12,2 187 2.600

Abbildung 4: Vereinfachtes Stabwerksmodell für Zwischenbohlen gemäß EC 3 [8]

Abbildung 5: System des Modells mit Abbildung der Randbedingungen und der Diskretisierung [12]

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Materialkurve abgebildet, die ein linear elasti-sches, plastisches Materialverhalten mit von Mises-Grenzbedingung und isotropischer Verfes-tigung gemäß [8] beschreibt. Die Materialkurve wird nach [13] berechnet und ist in Abbildung 6 dargestellt. In den Bereichen der Fließplateaus wird aus Gründen der numerischen Stabilität eine Pseudoverfestigung gemäß [8] von tan-1(E/10.000) gewählt.

Es wird von einer homogenen Materialver-teilung mit isotropem Materialverhalten ausge-gangen. Einflüsse des Walzprozesses werden vernachlässigt.

Der Kontakt in den Schlössern wird als Reib-kontakt modelliert. Nach dem Coulombschen Rei-bungsmodell ist die aufnehmbare Tangentialkraft proportional zur Kontakt-normalkraft. Es wird ein Reibungsbeiwert von μ = 0,15 verwendet [10,14].

3.3 Ergebnisse

Das Verformungsverhalten einer Zwischen-bohle unter Belastung durch Wasserdruck wird am Beispiel des Spundwandprofils AZ 18-700 in Abbildung 7 gezeigt. Die Zwischenbohle ist zum einen landseitig und zum anderen wasserseitig angeordnet.

Es sind zwei verschiedene Versagensformen zu erkennen. Bei landseitiger Anordnung der Zwischenbohle führt ein Wasserdruck von rund 116 kPa zu einem plastischen Beulversagen des Stegbleches. Diesem Versagen folgt ein sich an-schließendes unsymmetrisches Durchschlagen. Bei wasserseitiger Anordnung wird die Bohle auf-gebogen. Wie in [15] können Wasserdrücke von über 300 kPa aufgenommen werden, wobei sich bei vollständiger Plastifizierung eine Verdrehung des Tragbohlenflansches von ebenfalls 35° einstellt. Aus diesem Grund ist die Begrenzung des aufnehmba-ren Wasserdrucks bei wasserseitiger Anordnung und einhergehender Zugbeanspruchung eine Frage der zugelassenen Verformung.

Für die weitere Betrachtung wird die landsei-tige Anordnung als maßgebender Betrachtungs-fall gewählt. Der aufnehmbare Wasserdruck wird durch die Plastifizierung des Profilsteges definiert und ergibt sich für die betrachteten Zwischenboh-len gemäß Tabelle 2.

Abbildung 6: Spannungs-Dehnungs-Diagramm für die Stahlgüten S355GP und S430GP [12]

Abbildung 7: Berechnetes Verformungsverhalten einer Zwischenbohle AZ 18-700 bei land- und wasserseitigem Einbau infolge eines Wasserüberdrucks von pü = 116 kPa nach [12]

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Tabelle 2: Charakteristischer aufnehmbarer Wasserdruck der landseitig angeordneten Zwischenbohlen nach Herstellerangaben [11] und FE-Analyse

Wie zu erwarten, kann das Profil AZ 26 mit dem höchsten Widerstandsmoment den höch-sten Wasserdruck aufnehmen. Im Gegensatz dazu zeigt das Profil AZ 13 eine höhere Tragfähigkeit als das schwerere Profil AZ 18. Grund hierfür kann die größere Steg- und Flanschdicke sein. Die berechneten Ergebnisse liegen mit 17 bis 32 % deutlich über den Herstellerangaben und erfüllen den vereinfachten Nachweis nach EAU und EC 3 um ein Vielfaches.

4. Tragfähigkeit unter Berücksichtigung von Lageimperfektionen

Zwischenbohlen können folgende Lage-imperfektionen erfahren:1. Lageabweichung einer oder beider Tragboh-

len in oder senkrecht zur Wandebene,2. Verdrillung einer oder beider Tragbohlen,3. Kombination von Lageabweichung und Ver-

drillung einer oder beider Tragbohlen

Eine Lageabweichung in Wandebene führt zu einer Vergrößerung des Systemmaßes und damit zu einer Stauchung bzw. Streckung der Zwischen-bohle. Als maßgebender Fall wird die landseitige Anordnung der Zwischenbohle betrachtet.

Nach Osthoff [12] wird der aufnehmbare Was-serdruck bzw. die Ausbildung der Fließzone im Stegblech der Zwischenbohle maßgeblich durch eine Änderung des Systemabstands bestimmt, s. Abbildung 8. Weisen die Tragbohlen eine La-geabweichung auf, die zu einer Verkleinerung des Systemmaßes führt, so kann ein höherer Wasserdruck aufgenommen werden, während mit einer Vergrößerung des Systemmaßes die Tragfähigkeit abnimmt. Letzteres lässt sich zum einen auf eine höhere Momentenbelastung der Querschnitte bei gleicher mit Wasserdruck be-lasteter Fläche zurückführen. Zum anderen be-günstigt die Verformung des Profils das Durch-schlagsversagen. Dabei zeigt das Profil AZ 13 eine größere Sensibilität gegenüber Veränderungen des Systemabstandes als die Profile AZ 18 und

AZ 26. Ab einer bestimmten Vergrößerung des Systemmaßes, welche beim AZ 13 ≥ 5 cm bzw. beim AZ 18 ≥ 10 cm beträgt, bildet sich keine offensichtliche Fließzone aus, sondern das Profil verlagert sich über die Schwereachse hinaus. Es liegt kein "schlagartiges" Durchschlagsversagen mehr vor. Der Versagenspunkt wird nachfolgend im Rahmen einer Energiebetrachtung der FE-Ana-lyse durchgeführt. Das Vorgehen wird in Osthoff [12] beschrieben.

Eine Lageabweichung aus der Wandebene heraus kann nach [8] über eine Verdrehung der Schlösser aufgenommen werden. Es wird daher eine Veränderung des Systemmaßes sowie eine Verdrehung einer oder beider Tragbohlen unter-

Profil Wasserdruck

HZ 880 M A

Arcelor Mittal

FE-Analyse[kPa/m]

Δ[%]

AZ 13 –700 77,9 97 19,7

AZ 18 –700 66,6 81 17,8

AZ 26 –700 78,8 116 32,1

Abbildung 8: Aufnehmbarer Wasserdruck von Zwischenbohlen in Abhängigkeit des Systemmaßes [12]

Abbildung 9: Skizzierung der Lageimperfektionen, welche sich günstig (a) und ungünstig (b) auf das Tragverhalten der Zwischenbohlen auswirken [12]

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sucht. Es zeigt sich, dass der aufnehmbare Was-serdruck durch eine Verdrehung einer bzw. beider Tragbohlen erhöht wird, wenn die Verformung der Zwischenbohle einem Durchschlagen entgegen-wirkt, wie in Abbildung 9a) dargestellt. Gleichfalls wird die Tragfähigkeit reduziert, wenn die Belastung des Stegbleches erhöht wird, siehe Abbildung 9b).

Die Verdrehung der Tragbohlen wird an der mittigen Schlosskeule des jeweiligen Schlosses aufgebracht, so dass die Verdrehung und Lage-abweichung der Tragbohle getrennt voneinander betrachtet werden können. Ob bei einseitiger Verdrehung das RZU- oder das RZD-Schloss verdreht wird, hat kaum Einfluss auf die Tragfä-higkeit. Die durch Lageimperfektionen bedingte Beeinflussung des aufnehmbaren Wasserdrucks pmax des Spundwandsystems wird in Form des Verhältnisses η ausgedrückt:

Die Ergebnisse der FE-Analyse sind für die untersuchten Zwischentafeln in Abbildung 10 dargestellt.

Eine Vergrößerung des Systemmaßes um 20 cm bewirkt bei einer kombinierten Spundwand mit einer Zwischenbohle AZ 18 eine Reduzierung der Tragfähigkeit um etwa 35 %. Eine Verdrehung beider Tragbohlen reduziert die Tragfähigkeit zu-sätzlich um bis zu 9 %. Der Einfluss einer einsei-tigen Verdrehung in Solllage ist dabei geringfügig größer als bei einer Verdrehung beider Tragbohlen in Solllage. Mit zunehmendem Systemmaß dreht sich dieses Verhältnis jedoch um und die Trag-fähigkeit wird bei Verdrehung beider Tragbohlen stärker reduziert. Die Tragfähigkeitsreduktion nimmt mit zunehmender Verdrehung zu.

Aufgrund der kleinen Profilhöhe ist das Profil AZ 13 bei einer Vergrößerung des Systemabstands von 15 cm bereits sehr gestreckt, wie in Abbildung 10 dargestellt. In dieser Lage kann das Profil nur 52 % des ursprünglichen Wasserdrucks aufneh-men. Eine Verdrehung führt zu einer weiteren Re-duktion von rund 5 (ein Schloss verdreht) bis 10 % (beide Schlösser verdreht). Die Zwischenbohle AZ 26 zeigt im Rahmen der Untersuchung die geringste Anfälligkeit gegenüber des Systemma-ßes. Der aufnehmbare Wasserdruck wird bei einer Zunahme des Systemmaßes von 20 cm um bis zu 25 % reduziert. Eine Verdrehung führt zu einer weiteren Reduktion von bis zu 8 %.

5. Spundwandschlösser

Lageimperfektionen der Tragbohlen werden durch die Zwischenbohlen und hierbei überwie-gend durch eine Rotation der Schlösser aufge-

Abbildung 10: Aufnehmbarer Wasserdruck bei Streckung der Zwischenbohle und Verdrehung der Tragbohle(n) im Verhältnis η zum System in Solllage [12]

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nommen. In Abhängigkeit von Streckung und Stauchung resultieren weitere Zwangsbedingun-gen in den Schlössern. Neben der zur Tragbohle hin zunehmenden Querkraftbeanspruchung wird mit einem Überschreiten der freien Verformung im Schloss ein zusätzliches Moment erzeugt. Wie in Abbildung 11 dargestellt, wird das Moment beispielsweise durch ein Kräftepaar am RZU-Schloss abgetragen, während die Schnittgrößen am RZD-Schloss allein durch den Schlossschen-kel aufgenommen werden.

Bei einer Streckung der Zwischenbohlen können sich die Schlösser RZU und RZD frei verdrehen. Es kommt daher bei landseitiger An-ordnung überwiegend zu einem Durchschlagen der Zwischenbohlen. Dies ist insbesondere bei leichten Profilen der Fall. Mit zunehmendem Wi-derstandsmoment steigt die Belastung an den Schlössern und den Flanschen der Tragbohlen, so dass ein Versagen zunehmend dort eintritt. Wie in Abbildung 11 (oben) dargestellt, plastiziert bei der untersuchten AZ 18-700 als erstes der Schloss-schenkel (1) am RZD-Schloss zusammen mit der Zwischenbohle (2). Es folgt ein Durchschlagsver-sagen, so dass bei weiterer Belastung als letztes der Querschnitt der Tragbohle (3) plastiziert.

Durch die Stauchung der Zwischenbohle wird die Rotationsfähigkeit der Schlösser einge-schränkt. Wie in Abbildung 11 (unten) dargestellt, führt dies zu einem Versagen am RZU-Schloss. Der Schlossschenkel der Zwischenbohle plasti-ziert zusammen mit dem Stegblech. Ein Durch-schlagen erfolgt nur bei leichten Profilen mit geringem Widerstandsmoment (z. B. AZ 13-700).

6. Ableitung von Toleranzen

Wie bereits erwähnt, sind Lageimperfektio-nen der Tragbohlen durch die Zwischenbohlen während der Installation auszugleichen. Diese Streckung bzw. Stauchung der Zwischenbohle wird maßgebend durch Rotationen der äußeren Fädelschlösser und des inneren Mittelschlosses aufgenommen. Anhand der durchgeführten FE-Berechnungen wird die resultierende Kraft in Abhängigkeit der Streckung bzw. Stauchung der Zwischenbohle aufgetragen. Die Kraftverläufe sind in der Abbildung 12 dargestellt.

Der Kraftverlauf macht den Einfluss des Mit-telschlosses auf die Verformbarkeit der Zwischen-bohle deutlich. Wenn das Mittelschloss verschweißt ist und eine Rotation dadurch verhindert ist, wird durch eine Streckung der Zwischenbohle eine Re-aktionskraft erzeugt. Diese nimmt mit zunehmender Streckung zu. Wenn das Mittelschloss dagegen unverschweißt ist und sich unter Berücksichtigung von Reibung verdrehen kann, ist bis zu einem ge-wissen Maß eine freie Verformung möglich. Für die

Zwischenbohlen AZ 18-700, AZ 26-700, AZ 50-700 und AZ 32-750 liegt diese freie Verformung bei rund 10 cm. Erst bei weiterer Streckung wird eine Re-aktionskraft in den Schlössern wirksam. Das Profil AZ 13-700 zeigt dagegen nur eine freie Verdrehung von rund 6 cm, welches auf die geringe Profilhöhe zurückzuführen ist.

Der gleiche Zusammenhang gilt für eine Stau-chung der Zwischenbohlen. Auch hier kann das Profil eine gewisse Verformung frei aufnehmen, wenn sich das Mittelschloss verdrehen kann. Dieses Maß liegt für die Zwischenbohlen AZ 18-700, AZ 26-700, AZ 50-700 und AZ 32-750 bei rund 13 cm. Auch hier zeigt die Zwischenbohle AZ 13-700 eine geringe Fähigkeit zur Aufnahme einer Stauchung. Die freie Verformungsfähigkeit ist bis rund 10 cm gegeben. Generell lässt sich feststellen, dass Zwischenbohlen einfacher eine Stauchung als eine Streckung ausgleichen

Abbildung 11: Berechnete Spannungsverteilung in den Schlössern einer AZ 18-700 im Falle einer Streckung (oben) und einer Stauchung (unten) bei einem Wasserdruck von 116 kPa bzw. 150 kPa und bei landseitiger Anordnung der Zwischenbohlen

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können. Die auftretenden Kräfte sind bei einer Streckung sehr viel größer (bis zu 10-fach) als bei einer vergleichbaren Stauchung. Die Einhaltung der freien Verformbarkeit führt zu einer wider-standslosen Verformung der Zwischenbohle, wodurch die Reibung in den Schlössern gering sein dürfte. Zumindest in dieser Hinsicht ist die Grundlage für einen erfolgreichen Einbau der Zwischenbohlen gegeben.

7. Zusammenfassung

Die aufgeführten Untersuchungen lassen sich wie folgt zusammenfassen:• Die Bodenzustandsgrößen im Nahfeld des

Profils ändern sich durch die Profilein-bringung

• Das Profil weicht den aus der Einbringung resultierenden Spannungen im Boden aus, woraus bereits im homogenen Boden Füh-rungskräfte resultieren. Die Führung muss entsprechend steif ausgebildet werden, um ein Ausweichen des Profils auf ein tolerierba-res Maß zu begrenzen.

• Zwischenbohlen können bei wasserseitiger Anordnung im Vergleich zu landseitiger An-ordnung sehr viel größere Wasserdrücke auf-nehmen, da die Profile auf Zug beansprucht werden. Beim landseitigen Einbau versagt die Zwischenbohle entweder durch ein plas-tisches Beulversagen des Stegbleches mit einhergehendem Durschlagsversagen oder durch ein Versagen der Fädelschlösser.

• Lageabweichungen der Tragbohlen redu-zieren die Tragfähigkeit der Zwischenbohlen gegenüber Wasserdruck. Dabei ist eine Stre-ckung und Verdrehung besonders ungünstig. Auf Basis der Berechnungen in [12] lässt sich der aufnehmbare Wasserdruck im Falle einer Streckung der Zwischenbohle gemäß Abbildung 13 ermitteln. Eine Verdrehung einer oder beider Tragbohle(n) führt je nach Profil zu einer weiteren Reduktion von bis zu 10 %.

• Lageabweichungen der Tragbohlen sind auf Basis der FE-Untersuchungen bei be-weglichem Mittelschloss für die Zwischen-bohlen AZ 18-700, AZ 26-700, AZ 32-750, AZ 50-700 zwischen -0,13 m und +0,10 m tolerierbar.

• Die „wichtigste Vorsorgemaßnahme gegen Schäden“ ist die lagegenaue Einbringung der zuerst gerammten Tragbohlenelemente (EAU 2012, Kap. 8.1.13.2)

8. Literatur

[1] Grabe J., Busch P., Hamann T.(2014): On the set-up of piles. Tagungsband zur 33. Internati-onal Conference on Ocean, Offshore and Artic Engineering (OMAE) in San Francisco, Florida.

[2] Hamann T. (2015): Zur Modellierung wasser-gesättigter Böden unter dynamischer Belastung und großen Bodenverformungen am Beispiel der Pfahleinbringung. Dissertation, Heft 34, Institut für Geotechnik und Baubetrieb, Technische Univer-sität Hamburg-Harburg

Abbildung 13: Aufnehmbarer Wasserdruck von Zwischenbohlen in Abhängigkeit einer Imperfektion pI im Verhältnis η zum aufnehmba-ren Wasserdruck in Solllage pmax

Abbildung 12: Berechnete resultierende Kraft in den Fädelschlössern im Falle einer Streckung (oben) und Stauchung (unten) der Zwischenbohlen infolge Lageimperfektionen der Tragbohlen

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[3] Grabe, Jürgen; Busch, Philipp; Hamann, Thorben (2014): On the set-up of piles. In: OMAE (Hg.): OMAE 2014. 33rd International Conference on Ocean, Offshore and Arctic Engineering. San Francisco (CA), 08.-13.6.2014. ASME - American Society of Mechanical Engineers, electronically published under No. OMAE2014-24433.[4] Henke S. (2008): Herstellungseinflüsse aus Pfahlrammung im Kaimauerbau. Dissertation, Heft 18, Institut für Geotechnik und Baubetrieb, Technische Universität Hamburg-Harburg [5] Henke S. (2013): Untersuchungen zur Pfrop-fenbildung infolge der Installation offener Profile in granularen Böden. Habilitation, Heft 29, Institut für Geotechnik und Baubetrieb, Technische Uni-versität Hamburg-Harburg

[6] Osthoff D., Grabe J., Pucker T. (2015): Unter-suchungen zur Beanspruchung von Spundwand-profilen durch den Einbringprozess. Tagungsband zum HTG-Kongress 2015 in Bremen, S. 185-196

[7] EAU (2012): Empfehlungen des Arbeitsaus-schusses "Ufereinfassungen" Häfen und Wasser-straßen. 11. Auflage, Ernst & Sohn Verlag, Berlin.

[8] DIN EN 1993-5:2010-12: Eurocode 3: Bemes-sung und Konstruktion von Stahlbauten - Teil 5: Pfähle und Spundwände.

[9] DIN EN 1990:2010-12: Eurocode 0: Grundla-gen der Tragwerksplanung.

[10] Pucker T. (2011): Numerische Untersuchung zum Tragverhalten der Zwischenbohlen kombi-nierter Spundwände bei Belastung durch Was-serdruck. Bautechnik, 88(12):821-827.[11] ArcelorMittal (2014): The HZ-M Steel Wall System 2014. Hg. v. ArcelorMittal Commercial RPS S.à.r.l. Sheet Piling, Luxemburg.

[12] Osthoff D. (2016): Numerische Untersuchun-gen zum Tragverhalten von Zwischenbohlen kom-binierter Spundwände unter Berücksichtigung von Rammimperfektionen. Baugrundtagung Forum für Junge Geotechniker in Bielefeld, S. 121-129.

[13] Swedish Regulations for Steel Structures, BSK 99 (2003). National Board of Housing, Buil-ding and Planning

[14] FOSTA Forschungsvereinigung Stahlan-wendung (2014): Entwicklung von effizienten Dimensionierungsgrundlagen für die Tragbohlen kombinierter Stahlspundwände. Forschung für die Praxis P 813.

[15] Schmitt A. (2009): Tragverhalten von Zwi-schenbohlen unter Wasserdruck. Workshop "Spundwände - Profile, Tragverhalten, Bemes-sung, Einbringung und Wiedergewinnung", Institut für Geotechnik und Baubetrieb, TU Hamburg-Har-burg, Band 19.