Beton- und Stahlbetonbau 3/2012 by Ernst & Sohn

107. Jahrgang März 2012 ISSN 0005-9900 A 1740

Beton- und Stahlbetonbau

- Nachträgliche Verankerung von Querspanngliedern - Ausführungsqualität von Brücken - Vergleichstafeln für militärische Lastenklassen bei Straßenbrücken - Rollbrücken am Flughafen Frankfurt/Main - Segmentklappverfahren am Beispiel der Wildbrücke - Seitenhafenbrücke in Wien - Josef Eberle Brücke in Rottenburg am Neckar

Waldschlösschenbrücke, Dresden PERI plante und lieferte die Schalung für den Überbau der Stahlverbundbrücke. Wesentliche Systembauteile für die am Stahlbau abgehängte Gespärrekonstruktionen sind SRU Stahlriegel und SLS Schwerlastspindeln.

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Inhalt

Das Titelbild zeigt die neue Josef Eberle Brücke in Rottenburg am Neckar. Die Brücke ist als Verbindung zwischen historischer Altstadt und südlichem Stadtviertel auch Teil der innerstädtischen Fußgängerzone und des verkehrsberuhigten Bereichs am Neckar und damit für die Nutzung durch Fußgänger und Radfahrer bestimmt. Der Neubau ersetzt ein Vorgängerbauwerk und schwingt sich als dünnes, dreifeldriges Band aus Spannbeton über den Neckar. Mehr dazu im Beitrag auf den Seiten 201–206. (© Werner Sobek, Stuttgart)

Beton- und Stahlbetonbau 3

107. Jahrgang März 2012, Heft 3 ISSN 0005-9900 (print) ISSN 1437-1006 (online) Wilhelm Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG www.ernst-und-sohn.de

peer reviewed journal: Beton- und Stahlbetonbau ist ab dem Jahrgang 2007 beim Web of Knowledge (ISI) von Thomson Reuters akkreditiert. Impact-Faktor 2010: 0,265

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Editorial 135

Manfred Curbach Hundert Prozent Fachthemen

136

Christina Fust, Maren Wolf, Peter Mark und Michaeal Borowski Nachträgliche Verankerung von Querspanngliedern Klemmkonstruktionen zum Ersatzneubau der Deelbögebrücke

146

Georg Winter, Martina Schnellenbach-Held und Peter Gusia Ausführungsqualität von Stahlbeton- und Spannbetonbrücken an Bundesfernstraßen

154

Patrick Forman, Christina Fust und Peter Mark Aktualisierte Vergleichstafeln für militärische Lastenklassen bei Straßenbrücken

164

Stephan Schmidt, Frank Zierath, Horst Amann und Holger Meyer Die Rollbrücken der neuen Landebahn Nordwest am Flughafen Frankfurt/Main

175

Markus Bernhard, Holger Meyer, Heinz Steiger und Toralf Zeißler Integrale Großbrücken mit flexiblen Widerlagern Erfahrungen beim Bau der Rollbrücke Ost 1 am Frankfurter Flughafen Berichte

183

Helmut Kral, Thomas Kuhnle, Stephan Spindlböck und Georg Kolik Die Seitenhafenbrücke in Wien Ein Innovationsschritt im integralen Brückenbau

192

Welf Zimmermann und Lutz Sparowitz Vorgespannte Fertigteile aus Ultrahochfestem Faserbeton Segmentklappverfahren am Beispiel der Wildbrücke

201

Werner Sobek, Wolfgang Straub und Andreas Pürgstaller Ein Beitrag zum Städtebau – der Neubau der Josef Eberle Brücke in Rottenburg am Neckar Rubriken

207 213

aktuelles (s. a. S. 174, 206) Veranstaltungskalender Stellenmarkt Produkte und Objekte

A4 A22 A30

Brückenbau aktuell Anbieterverzeichnis

Bautechnik 81 (2004), Heft 1

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Deutscher Brückenbaupreis und 22. Dresdner Brückenbausymposium Das 22. Dresdner Brückenbausymposium fand wieder zusammen mit der Verleihung des Deutschen Brückenbaupreises statt: Am 12. und 13. März 2012 war die TU Dresden somit wieder hochkarätiger Treffpunkt der deutschsprachigen und internationalen Brückenbauer aus Wissenschaft, Wirtschaft und den Behörden. Die zweitägige Veranstaltung wurde mit der Preisverleihung des Deutschen Brückenbaupreises eröffnet. Bereits zum vierten Mal wurden in Dresden die besten Entwürfe aktueller Brücken ausgezeichnet. 37 Brücken wurden für den diesjährigen Wettbewerb eingereicht. In der Kategorie Straßen- und Eisenbahnbrücken waren es 17 und in der Kategorie Fuß- und Radwegbrücken 20 Bauwerke. Aus den Einreichungen hat die Jury am 20. und 21.10.2011 jeweils drei Brücken pro Kategorie nominiert. Sechs Brücken in Weimar, bei Wesel, in Havelberg, in Gelsenkirchen, Flöha und bei Euskirchen waren in der engeren Wahl, die Sieger standen bei Redaktionsschluss noch nicht fest.

Bild 1. Scherkondetalbrücke bei Krautheim (Thüringen): Mehrfeldrige semi-integrale Talbrücke in Spannbetonbrücke als Durchlaufträger mit schlanken Pfeilerscheiben, größte Stützweite 44 m, 14 Felder, Bauhöhe 34 m, Nettobauzeit 24 Monate

In der Kategorie „Straßen- und Eisenbahnbrücken“ sind nominiert:

Scherkondetalbrücke

„Die Brücke über das Tal der Scherkonde im Weimarer Land ist eine herausragende Innovation im Eisenbahnbrückenbau. Das 576,5 m lange Bauwerk im Zuge der Neubaustrecke Erfurt-Leipzig/Halle ist die erste semi-integrale Brücke für den Hochgeschwindigkeitsverkehr der Bahn. Die nahezu fugen- und lagerlose Konstruktion ermöglichte ein wartungsarmes, ästhetisch überzeugendes Bauwerk“, urteilte die Jury.

Niederrheinbrücke Wesel

„Die Brücke über den Rhein bei Wesel ist die richtige Lösung für diesen Ort“, befand die Jury. „Mit der konsequent nach dem Kraftfluss gestalteten einhüftigen Schrägkabelbrücke und ihrem weithin sichtbaren 130 m hohen Pylon wurde eine klassische Aufgabe planerisch optimal analysiert und konstruktiv perfekt umgesetzt.“

Bild 2. Niederrheinbrücke bei Wesel: Vorlandbrücke – Spannbeton / Strombrücke – Stahl / Pylon – Stahlbetonverbund, größte Stützweite 334,82 m (Stromöffnung), 8 Felder, Bauhöhe 3,75 m

Sandauer Brücke in Havelberg

Mit zurückhaltender Eleganz verbindet der flache Stabbogen der Sandauer Brücke die Inselstadt Havelberg und die umgebende Landschaft. Die sich harmonisch in das historische Stadtbild einfügende Brücke überzeugt“, so die Jury, „sowohl als Ganzes als auch durch eine Fülle gelungener Details.“

Die Nominierten in der Kategorie „Fuß- und Radwegbrücken“ sind:

Fuß- und Radweg über den Rhein-Herne-Kanal

„Die einseitig aufgehängte, integrale Hängebrücke überquert den Rhein-Herne-Kanal in einem weiten Bogen. Der kühne Schwung des schwerelos anmutenden Bauwerks leistet einen ästhetisch anspruchsvollen Beitrag zur Funktionalität des Wegenetzes im Emscher Landschaftspark.“

Blaue Welle, Flöha

„Die S-förmig über die Bundesstraße 173 und die Gleise der Erzgebirgsbahn geschwungene Brücke löst die schwierige Anbindung eines an das Bahnhofsareal angrenzenden Sport- und Erholungsgebietes auf elegante Weise. Durch ihr fließendes Erscheinungsbild und die entsprechende Farbgebung wird die Brücke zur „Blauen Welle“.

Victor-Neels-Brücke über den Urftsee im Nationalpark Eifel

„Die einhüftige Hängebrücke zur stützenfreien Überbrückung des Urftsees stellt mit geringstem Materialaufwand eine bewun-

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Bild 3. Sandauerbrücke über die Havel in Havelberg: Straßenbrücke, einhüftig durchschnittener Stabbogen mit einseitigem Randfeld als Deckbrücke, größte Stützweite 90,602 m, 2 Felder, Bauhöhe 1,50 m, Nettobauzeit 22 Monate

Bild 5. Blaue Welle, Flöha im Zuge der B 173: Semintegrale, S-förmig gekrümmte Deckbrücke mit einseitigen, obenliegenden Vouten, größte Stützweite 53,5 m, 3 Felder, Bauhöhe 0,80 m

Bild 6. Victor-Neels-Brücke über den Urftsee im Nationalpark Eifel: Einhüftige Hängebrücke mit vorgespannten Spannstellen, größte Stützweite 124 m, 1 Feld, Bauhöhe Pylonhöhe 21 m (Fotos: Deutscher Brückenbaupreis) Bild 4. Fuß- und Radwegbrücke über den Rhein-Herne-Kanal in Gelsenkirchen: rückverankerte, gekrümmte, einseitig aufgehängte, integrale Hängebrücke, eingeprägter Spannungszustand aus Werkstattgeometrie, größte Stützweite 141 m, 1 Feld, Bauhöhe 80 cm

dernswerte Leichtigkeit her. Hier wurde mit Umsicht nachhaltig und innovativ gebaut, situationsgerecht und wirtschaftlich“, so die Jury. Am 12.3.2012 wurden die Gewinner in jeder Kategorie gekürt. Die Preisverleihung wurde von Prof. Dr. Dr.-Ing. habil. Hans Müller-Steinhagen als Rektor der TU Dresden eröffnet, danach sprachen der Parlamentarische Staatssekretär beim Bundesminister für Verkehr, Bau und Stadtentwicklung, Jan Mücke, sowie der Vorstandsvorsitzende der Deutschen Bahn AG, Dr. Rüdiger Grube. Anschließend wurden die Preisträger bekannt gegeben. Das Programm des Brückenbausymposiums erwies sich als die bewährte Mischung aus grundlegenden Vorträgen A6

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und Berichten aus der Praxis. Prof. Dr.-Ing. Dr.-Ing. E.h. Manfred Curbach hielt als neuer Leiter des Brückenbausymposiums mit seinem Vortrag „Die Verantwortung des Brückenbauingenieurs“ ein Plädoyer für kleine Brücken. Die Technische Regierungsdirektorin Dipl.-Ing. Brit Colditz, Leiterin des Referates „Brücken, Tunnel und sonstige Ingenieurbauwerke“ im Bundesministerium für Verkehr, Bau und Stadtentwicklung, beleuchtete die „Europäische Normung im Brückenbau“ als Herausforderung und Chance. Die Fachvorträge fingen mit zwei internationalen Beiträgen an: Prof. Ing. Giuseppe Mancini (SINTECNA, Torino) berichtete über die „Messina Strait Crossing: Concrete Foundation Blocks Design“, und O.Univ. Prof. Dipl.-Ing. MSc. Dr. phil. Dr. techn. Konrad Bergmeister von der Universität für Bodenkultur Wien formulierte seinen Vortrag als Frage „Bogenbrücken – die wirksamste Lastabtragung?“ Acht weitere Fachbeiträge und ausreichend Zeit für Diskussionen im Foyer des Hörsaalzentrums gaben der Veranstaltung den spannenden Rahmen.

Weitere Informationen: Technische Universität Dresden, Fakultät Bauingenieurwesen, Institut für Massivbau, 01062 Dresden, Tel. (03 51) 4 63-3 30 79, Fax (03 51) 4 63-3 72 79, angela.heller@tu-dresden.de, www.tu-dresden.de/biw/dbbs/

Rettung eines Traditionsbaus – Sanierung der Alten Brücke in Frankfurt/M. Nach der Injektion von hydraulischen Bindemitteln zur Homogenisierung und Festigkeitserhöhung ist der Unterbau der Alten Brücke in Frankfurt am Main wieder voll belastbar. Bei Untersuchungen erwiesen sich die Pfeiler der Alten Brücke in Frankfurt am Main als äußerst marode. Eindringendes Wasser hatte den Fugenmörtel teilweise ausgewaschen. Durch die Injektion von hydraulischen Bindemitteln konnten sowohl die Wasserdurchlässigkeit als auch die Standfestigkeit erhöht werden. Dabei wurde der kalkulierte Kostenrahmen exakt eingehalten. Die Alte Brücke in Frankfurt am Main blickt auf eine wechselvolle Geschichte zurück: Bis in die Mitte des 19. Jahrhunderts war sie unterhalb von Würzburg die einzige massive Brücke, die den Main querte. 1848 kam eine Eisenbahnbrücke hinzu, 1869 folgte eine Fußgängerbrücke.

1222 erstmals urkundlich erwähnt

Mit einer Gesamtlänge von ca. 237 m und einer Breite von 19,5 m verbindet sie die Frankfurter Altstadt mit Sachsenhausen, dem größten Stadtteil der Mainmetropole. Bereits 1222 wurde die an einer der ältesten und wichtigsten Handelsstraßen zwischen dem Norden und Süden Deutschlands gelegene Verbindung urkundlich erwähnt. Alle Händler, die Waren über den Main transportierten, mussten hier den Fluss überqueren. Zoll und Wegegeld wurden zu wichtigen Einnahmen für die Stadt. Ihre Bedeutung lässt sich schon daran ermessen, dass König Heinrich VII im Jahr 1235, nachdem ein Hochwasser die Brücke zerstört hatte, der Stadt „auf ewige Zeiten“ die Hälfte der Einkünfte aus der königlichen Münze sowie Holz aus dem Reichsforst zur Wiederherstellung zur Verfügung stellte. Insgesamt wurde die Brücke im Laufe der Jahrhunderte 18-mal zerstört und immer wieder erneuert.

Heutige Brücke 1926 eingeweiht

Die heutige Brücke wurde am 15. August 1926 eingeweiht. Der Vorgängerbau mit seinen 13 Bögen war dem zunehmenden Verkehr nicht mehr gewachsen und zu einer Behinderung für die Mainschifffahrt geworden. In

ihrem Erscheinungsbild entspricht sie im Wesentlichen dem ursprünglichen Zustand. Jedoch wurden zwei der insgesamt 8 Gewölbebögen kurz vor Ende des Krieges gesprengt. Nach einem zunächst provisorischen Wiederaufbau eines Pfeilers ersetzte man Mitte der 60er Jahre das Mittelstück durch einen Stahlüberbau. Die Konstruktion besteht bis heute, ist jedoch mittlerweile in die Jahre gekommen, weshalb im Jahr 2000 eine Grundinstandsetzung beschlossen wurde. Die Planungen sahen vor, eine Straßenbahnverbindung einzurichten, außerdem sollte das fünfspurige Bauwerk zu beiden Seiten um einen Fuß- und Radweg erweitert werden. Aus finanziellen Gründen wurde das Vorhaben jedoch immer wieder verschoben.

Befund

Die Brücke besteht an den Pfeilervorlagen aus einer Schale aus rotem Sandsteinmauerwerk mit einer Füllung aus Mörtel und

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Bild 1. Bei Untersuchungen erwiesen sich die Pfeiler der alten Brücke in Frankfurt/M. als äußerst marode. Eindringendes Wasser hatte den Fugenmörtel teilweise ausgewaschen.

Zuschlagstoffen aus verschiedenen Materialien und in unterschiedlicher Größe. 2006 ließ die Stadt Frankfurt Voruntersuchungen durchführen, bei denen die Tragfähigkeit der Brückenpfeiler hinsichtlich der geplanten Verbreiterungen geprüft wurden. Dabei wurden erhebliche Schäden an den Brückenpfeilern festgestellt. Die Pfeiler waren in ihrem Gefüge gestört und wassergesättigt. Es musste von lokalen Durchströmungen ausgegangen werden. Eindringendes Wasser hatte an vielen Stellen den Mörtel ausgewaschen mit entsprechenden Konsequenzen für die Tragfähigkeit. „Die WD-Tests der Voruntersuchungen,“ berichtet Projektleiterin Nicole Geb von der Firma Arcadis, ein führender internationaler Anbieter von Beratungs-, Projektmanagement- und Ingenieurleistungen in den Bereichen Infrastruktur, Wasser, Umwelt und Immobilien, „wiesen Werte zwischen mehreren Hundert bis 1000 Lugeon (ein Lugeon ist ein L pro Min. pro 1 m Bohrlochlänge bei einem Druck von 10 bar (150 psi)) auf. Während der Ausführung konnten wir feststellen, dass sich die Werte vergrößerten, d.h. verschlechtert hatten. Zwischen der Voruntersuchung und der Ausführung lagen ca. 1,5 Jahre.“ Um weiterhin die Standfestigkeit und Gebrauchsfähigkeit der Flussquerung zu gewährleisten, musste die Brücke dringend in Stand gesetzt werden.

Lösung

„Unser Ziel war“, so Nicole Geb, „zum einen die Durchlässigkeit zu verringern, d.h. das Zu- bzw. Durchströmen mit Wasser im Pfeiler zu unterbinden, um die Bindemittel nicht weiter auszuspülen, da sonst die Pfeilerstandfestigkeit beeinträchtigt wird. Zum anderen wollten wir für die geplanten späteren Baumaßnahmen die Tragfähigkeit und Dauerhaftigkeit für das nächste halbe Jahrhundert ausreichend sichern.“ Dies entsprach ebenfalls den Vorgaben des Landes Hessen. Verschiedene Varianten zur Sanierung wurden im Vorfeld diskutiert und hinsichtlich ihrer Eignung bewertet. Favorisiert wurde schließlich eine Lösung, bei der hydraulische Bindemittel zur Homogenisierung und Festigkeitserhöhung des Pfeilerkör-

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pers injiziert werden. Die Lösung bot eine maximale Reduzierung der Wasserdurchlässigkeit, eine optimale Erhaltung sowie die Sicherung bzw. Erhöhung der Tragfähigkeit und war zudem von maximaler Dauerhaftigkeit. „Um die angestrebte Variante erfolgreich hinsichtlich der Kosten, Planung und Ausführung für unseren Auftraggeber umzusetzen“, betonte Peter Jamin, Arcadis, verantwortlich für das Projektcontrolling, „ist eine Probeinjektion, die im Vorfeld unter realen Bedingungen erfolgen muss, unabdingbar. Mit der Ausführung der Arbeiten wurde die Kasseler Spezialfirma w + s bau-instandsetzung gmbh, ein Mitglied der Landesgütegemeinschaft Betoninstandsetzung und Bauwerkserhaltung Hessen-Thüringen e.V. beauftragt. Grundlage für die Durchführung der Arbeiten war u. a. das DWA-Merkblatt M 506.

Schadensbehebung

Während der ausführenden Arbeiten kam es zu keinen nennenswerten Einschränkungen des öffentlichen Straßenverkehrs. Ebenfalls wurde der Schiffsverkehr – von Geschwindigkeitsbeschränkungen im Bereich der Brücke abgesehen – kaum beeinträchtigt. „Allerdings“, stellt Nicole Geb fest, „wurde die Geschwindigkeitsbeschränkung auf dem Main nicht immer eingehalten, so dass teilweise die Sicherheit der Arbeiter gefährdet war.“ Nach regelmäßigen Geschwindigkeitsmessungen durch die Wasserschutzpolizei und zwei Anzeigen war das Problem jedoch im Griff. Von der Landseite aus wurden die Arbeiten auf beiden Uferseiten begonnen. Start war am Widerlager Sachsenhausen und auf der Frankfurter Seite an dem Pfeiler, der zur Hälfte im Main steht. Bei Arbeiten an den im Wasser stehenden Pfeilern wurden Pontons miteinander gekoppelt und in den jeweiligen Gewölbebogen eingeschwommen und dort verankert. So konnten nach Bedarf beide Pfeilerseiten gleichzeitig bearbeitet werden. Bei Arbeiten an Pfeilern, die die Schifffahrtsrinne begrenzen, durfte nur ein Ponton die Wasserstraße einengen, um einen sicheren Schiffsverkehr zu gewährleisten. Auf den Pontons stand die Bohranlage. Die Injektionsanlage befand sich an Land, das Injektionsmaterial wurde über Leitungen zugeführt. Im Rahmen des zur Sanierung gewählten Injektionsverfahrens trieb das Unternehmen zunächst an beiden Seiten der Pfeiler fächerförmig sich wiederholende Bohrungen in den Pfeilerkörper vor, die anschließend mit hydraulischen Bindemitteln verpresst wurden. Dabei wurden in der Fläche in einem Bohrfeld insgesamt 7 Bohrungen übereinander angelegt. Das Bohrfeld wiederholte sich ursprünglich mit einem Bohr-Abstand von 1,60 m. Die zur Kontrolle durchgeführten WD-Tests ergaben nicht die geforderten Werte. Der Rasterabstand musste optimiert werden. Als wirtschaftlich und das Injektionsziel erfüllend erwies sich schließlich ein Abstand von 1,25 m. Zwei verschiedene Bohrtechniken standen zur Wahl: die Doppelkernbohrung und die Im-Loch-Hammer-Bohrung. Als im vorliegenden Fall schnellste und kostengünstigste Variante kam die Im-Loch-Hammer-Bohrung zum Einsatz. Die Doppelkernbohrung wurde für Kontrollzwecke eingesetzt. Gebohrt wurde in Winkeln von 5 bis 70 Grad. Die Bohrungen erfolgten so, dass sie etwa einen Meter vor der Außenkante der Pfeiler endeten, um ein Durchbohren zu verhindern. Sobald der Bohrfächer abgebohrt und fertiggestellt war, wurden zur Qualitätssicherung und Erfolgskontrolle jeweils Kontrollbohrungen im vorderen und mittleren Bereich sowie am Pfeilerende durchgeführt. Aus Rücksicht auf den Baukörper selbst injizierte man das hydraulische Bindemittel mit einem Druck von 3 bis max. 5 bar. „Wir waren vorsichtig,“ berichtet Nicole Geb, „um das vorhandene Gefüge nicht zu sprengen. So blieb die Substanz erhalten. Hier war man auch auf das Know How des Injektionsmeisters angewiesen.“

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Insgesamt wurden an den 14 Pfeilerseiten etwa 2200 Einzelbohrungen bzw. knapp 17.500 Bohrmeter durchgeführt und rund 1,1 Mio. L Bindemittel eingefüllt. Es kamen bis zu 12 Injektionspumpen und bis zu 4 Bohranlagen gleichzeitig zum Einsatz. Qualitätssicherung und Nachweis des Injektionszieles erfolgte durch 2800 WD-Tests. Erreicht wurde eine im gesamten Bauwerk konstante, deutlich verbesserte Tragfähigkeit und damit Standsicherheit des gesamten Brückenbauwerks. Die Arbeiten konnten, obwohl die Baustelle Anfang des Jahres mit einem extremen Hochwasser konfrontiert wurde, planmäßig nach einer Bauzeit von gut 10 Monaten abgeschlossen werden.

Kostensicherheit

Injektionsverfahren gelten gemeinhin als Kostenrisiko und als schwer kalkulierbar. Im vorliegenden Fall konnten durch die umfangreichen Voruntersuchungen und die darauf basierende Qualität der Planung die veranschlagten Baukosten eingehalten und damit eine hohe Kostensicherheit erreicht werden. Bei den Widerlagern war man sogar etwas günstiger als im Vorfeld kalkuliert. Die Kosten und Injektionsmengen für die mittleren Pfeiler entsprachen fast genau den Berechnungen. Voraussetzung sei allerdings, darauf weist das Projektteam ausdrücklich hin, 1. eine saubere und gründliche Voruntersuchung 2. ein Instandsetzungskonzept und die Zielfestlegung der Maßnahme, basierend auf der Voruntersuchung 3. die Probeinjektion nach DWA M 506 4. eine Kostenberechnung, auf Basis der Probeinjektion 5. die Auswahl eines geeigneten Fachunternehmens 6. eine Qualitätssicherung und die Kontrolle des Unternehmens vor Ort 7. die zusätzliche Kontrolle der Arbeiten durch eine dafür anerkannte Prüf- und Überwachungsstelle.

Bild 2. vorher – nachher (Fotos: Arcadis)

Die letztgenannte Aufgabe erfolgte durch die Prüf- und Überwachungsstelle der Bundesgütegemeinschaft, bei der die einwandfreie Arbeit entsprechend dem geltenden Regelwerk bestätigt werden konnte. Rita Jacobs und Dipl.-Ing. Hans Joachim Rosenwald

Weitere Informationen: Bundesgütegemeinschaft Instandsetzung von Betonbauwerken e. V., Nassauische Str. 15, 10717 Berlin, Tel. (0 30) 86 00 04-8 91, Fax (0 30) 86 00 04-43, info@betonerhaltung.com, www.betonerhaltung.com

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Brückenbau

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Spielfreie und nachstellbare Führungs- und Festhaltekonstruktion für Brückenlager in Eisenbahnbrücken Für verschiedene Einsatzbereiche ist es erforderlich, das Lagerspiel bei geführten Lagern auf Null oder einen definierten Wert zu begrenzen. Ein wichtiger Anwendungsbereich hierfür sind Führungs- und Festhaltekonstruktionen bei Brückenlagern für Eisenbahnbrücken auf Hochgeschwindigkeitsstrecken, wobei die Lösung grundsätzlich für sämtliche Lagertypen und Brücken anwendbar ist. Es muss verhindert werden, dass Horizontallasten zu einer Verformung der durchgehenden Schiene führen, bevor die Lasten von den Brückenlagern aufgenommen werden.

Hochgeschwindigkeitsstrecken mit fester Fahrbahn, wobei die Lösung grundsätzlich für sämtliche Lagertypen und Brücken anwendbar ist. In der Rahmenplanung für Talbrücken und im Anforderungskatalog zum Bau der Festen Fahrbahn sind an nachfolgend beschriebenen Stellen Vorgaben zur Begrenzung des sogenannten lateralen Versatzes an Fugen zwischen den Überbauenden und den Widerlagern, sowie zwischen benachbarten Überbauenden enthalten. Im Einzelnen sind dies die unten beschriebenen Vorschriften der Deutschen Bahn AG.

Die Seitenführung ist so auszubilden, dass der laterale Versatz zwischen den Oberbauplatten an den Trennfugen und die vertikale Setzung der Oberbauplatte unter Verkehrslast bestimmte Grenzwerte nicht überschreiten. Damit werden die Zugkräfte infolge Vertikalversatz an den Schienenstützpunkten zwischen zwei Oberbauplatten in zulässigen Grenzen gehalten. Mit konventionellen Führungskonstruktionen kann diese Aufgabenstellung nicht zufriedenstellend gelöst werden, da gemäß der Norm EN 1337-1 ein Toleranzmaß für das Lagerspiel eines neuen Lagers von lediglich plus/minus einem Millimeter einzuhalten ist, fertigungsbedingt das Lagerspiel definitiv nicht auf nahezu Null begrenzt werden kann und sich das Spiel im Lauf der Zeit durch den Verschleiß der Gleitwerkstoffe wesentlich vergrößert.

Für die bauliche Durchbildung von Brückenlagern gilt die DIN EN 1337-1. Darin wird das Lagerspiel zwischen den Extremlagen auf den Wert von 2 mm begrenzt. Weit schärfere Forderungen stellen die im Folgenden genannten Richtlinien und Anforderungen zum Bau der festen Fahrbahn auf Eisenbahnbrücken. Die Rahmenplanung Talbrücken – Ril 804.9020 K09 Planungsgrundsätze für Trennfugen an Überbauenden definiert die Querverschiebung XX (Delta) an Trennfugen – auch „lateraler“ Versatz genannt, bei quer beweglichen Lagern verursacht durch horizontal laterale Verformung des Überbaus infolge Fliehkräften, Windkräften oder horizontale Temperaturunterschiede, bei querfesten Lagern infolge „Spiel“ in der Festhaltekonstruktion, siehe Bild 1. In Abschnitt 9.3 werden die Einwirkungen auf das Gleis infolge Bewegungen an Trennfugen definiert. Der laterale Versatz zwischen den benachbarten Schienenstützpunkten an der Trennfuge beansprucht die Schienenbefestigungen in Querrichtung. Für den lateralen Versatz ist nur ein Wert von 1 mm zugelassen – siehe Anforderungskatalog , was hohe Anforderungen an das Lagerspiel in der Festhaltekonstruktion von querfesten und allseitig festen Lagern stellt. Die Ril 804.9020 K15 Lager und Lageraustausch fordert bei einer Führung quer zum Gleis, dass einseitig bewegliche Lager den Brückenüberbau in Querrichtung festhalten müssen. Das Lagerspiel der mechanischen Seitenführung muss bei der festen Fahrbahn die laterale Bewegung der Brückenenden an den Widerlagern auf +–1 mm begrenzt werden, um eine Schädigung der Schienenbefestigung zu vermeiden. Die Planungsgrundsätze zur Festen Fahrbahn regeln unter 17.4. – Feste Fahrbahn auf Überbauten – die Anforderung für den Einbau und die Lagerung der

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Beim Entwurf einer Eisenbahnbrücke muss die Art der Lagerung besonders sorgfältig geplant werden, da die Bewegungen und Verformungen der Lager das über die Brücke durchlaufende Gleis beanspruchen. Dabei dürfen keine für das Gleis schädlichen Einflüsse oder zusätzliche Belastungen entstehen. Von großer Bedeutung sind unter anderem die Querbewegungen, die an den jeweiligen Überbauenden auftreten. Selbst ein Versatz von wenigen Millimetern kann die Schienenstützpunkte, welche sich an den Trennfugen gegenüberliegen, erheblich schädigen. Für spezielle Einsatzbereiche ist es demzufolge erforderlich, das sogenannte „Lagerspiel“ bei geführten Brückenlagern auf Null oder einen sehr geringen definierten Wert zu begrenzen. Ein besonderer Anwendungsbereich hierfür sind die Führungs- und die Festhaltekonstruktionen der RW Sollinger Hütte GmbH bei Brückenlagern für Eisenbahnbrücken auf

Relevante Vorschriften:

Gleistragplatten. Die Seitenführung ist so auszubilden, dass der laterale Versatz zwischen den Oberbauplatten an den Trennfugen 1 mm nicht überschreitet. Die vertikale Setzung der Oberbauplatte unter Verkehrslast darf nicht mehr als 0,5 mm betragen. Damit werden die Zugkräfte infolge Vertikalversatz an den Schienenstützpunkten zwischen zwei Oberbauplatten in zulässigen Grenzen gehalten. Im Anforderungskatalog zum Bau der festen Fahrbahn unter Punkt 6.4.5 werden die lateralen Bewegungen an Fugen zwischen Überbauenden und Widerlager, sowie zwischen zwei benachbarten Überbauenden auf +–1 mm zu begrenzt. Hier kann der Einbau eines zusätzlichen Führungslagers in der Mitte des Überbaus erforderlich werden. Aus den zuvor genannten Vorschriften wird ersichtlich, dass der Begrenzung des Lagerspiels eine besondere Bedeutung zukommt um die aus den Verformungen am Überbauende verursachten Schienenstützpunktkräfte unter den maximal aufnehmbaren Kräften in den Stützpunkten zu halten. Durch konstruktive Maßnahmen ist somit sicherzustellen, dass die auftretenden Verformungen die Gebrauchstauglichkeit der Gleise nicht beeinträchtigen. Bei der Regelausführung eines zweigleisigen Überbaus mit einem quer festen und einem quer beweglichen Lager auf der Auflagerbank treten zum Beispiel infolge einer Temperaturschwankung von T = 20 K, bei einem Gleisabstand von 4,00 m an dem Schienenstützpunkt, der vom festen Lager am weitesten entfernt ist, Querverschiebungen von ca. 1 mm auf. Schon bei Überlagerung der Verformungswerte aus der Temperatur mit dem zulässigem Wert in der EN 1337-1 für das Lagerspiel wird bereits deutlich, dass der vorgegebene Maximalwert von 1 mm nur mit spielfreien Führungs- und Festhaltekonstruktionen in den Brückenlagern erreicht werden kann.

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Bild 1. Draufsicht Trennfuge am Überbauende

Konstruktiver Lösungsansatz

Mit einer konventionellen Führungskonstruktion kann diese Aufgabenstellung nicht zufriedenstellend gelöst werden, da zum einen gemäß DIN EN 1337 ein Toleranzmaß für das Lagerspiel eines neuen Lagers von lediglich +–1 mm einzuhalten ist, und zum anderen fertigungsbedingt das Lagerspiel definitiv nicht auf nahezu Null begrenzt werden kann und weiterhin sich das Spiel im Lauf der Zeit durch den Verschleiß der Gleitwerkstoffe wesentlich vergrößert. Die üblicherweise einteilige Führungsknagge wird zweiteilig aus gegeneinander verschieblichen, keilförmigen Knaggen ausgebildet, die mittels Stellschrauben so verschoben werden können, dass das Führungsspiel in der Festhaltekonstruktion nach dem Einbau der Lager auf c = 0 mm eingestellt werden kann. Bei Bedarf ist die Nachstellbarkeit über die Stellschrauben auch nach Inbetriebnahme des Bauwerkes jederzeit möglich.

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Kompetenz in Technik

Bauwerkslager · Fahrbahnübergänge · Brückengeländer Sava Bridge

Die RW Gruppe lieferte und montierte die folgenden Produkte für dieses Projekt:

Die Sava Bridge ist eine Schrägseilbrücke mit einem einzelnen, 200 m hohen Pylon. Die Überbaubreite beträgt 45 m. Der Mittelteil (Mainspan) hat eine Länge von 376 m.

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Die neue Schrägseilbrücke verbindet die Belgrader Neustadt über den Fluß Sava hinweg mit der Altstadt.

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& 4=' +29= 0/B"%"3A;@!/ ,/B5#?!/ Dehnweg bis 1040 mm & <>1.='>:+ ® (@5!/"#8B"68B5$6/"!85! 22*=/"@/ Dehnweg bis 320 mm & -##/5/ (?!/ <7% ::

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Bild 2. Dreidimensionale Darstellung eines Kalottenlager mit spielfreier und nachstellbarer Führungsleiste in Längs- und Querrichtung

Die genannte Konstruktion ist grundsätzlich für die von der DB AG zugelassenen Lagertypen wie Kalottenlager – Bild 2, Verformungslager und Führungslager anwendbar und kann auf die jeweils geforderte Einsatzbedingung angepasst werden. Alle anderen Lagerkomponenten werden entweder entsprechend DIN EN 1337 oder den gültigen Zulassungen ausgebildet. Die Forderung auf Nachstellbarkeit ist für die Gebrauchstauglichkeit der Gleise von elementarer Bedeutung. Nach Inbetriebnahme der Brücke und somit auch der Lager wirken durch betriebsbedingte Lastfälle wie z. B. Bremsen und Anfahren weitere Kräfte auf die Schienenstützpunkte im Wesentlichen im Bereich der Trennfugen ein, die dazu führen können, dass sich das werkseitig oder bauseitig eingestellte Führungsspiel verändert und so es zur dauerhaften Einhaltung des Maximalwertes für den lateralen Versatz von 1 mm erforderlich wird, die Führungen nachzustellen.

Weitere Anwendungsmöglichkeiten

Bei Verformungslagern ist die Einfederung – auch vertikaler Versatz genannt – ebenfalls zu beachten. Grundsätzlich ist der Einsatz von Verformungslagern für Eisenbahnbrücken auf Hochgeschwindigkeitsstrecken mit fester Fahrbahn gemäß der gültigen Vorschriftenlage der DB AG zulässig. Die Planungsgrundsätze zur Festen Fahrbahn regeln unter 17.4. – Feste Fahrbahn auf Überbauten die Anforderung für den Einbau und die Lagerung der Gleistragplatten.

A12 Beton- und Stahlbetonbau 107 (2012), Heft 3

Bild 3. Musterstück eines spielfreien Lagers (Abb./Foto: Sollinger Hütte)

Die vertikale Setzung der Oberbauplatte unter Verkehrslast darf nicht mehr als 0,5 mm betragen. Damit werden die Zugkräfte infolge Vertikalversatz an den Schienenstützpunkten zwischen 2 Oberbauplatten in zulässigen Grenzen gehalten. Somit ist für die zur Ausführung bestimmten Verformungslager der Nachweis der Einfederung gemäß DIN EN 1337-3 so zu führen, dass der Grenzwert von 0,5 mm unter Verkehrslast eingehalten wird. Aus diesem vertikalen Versatz ergibt sich nun bei Ansatz der Verkehrslasten an den Trennfugen ein zusätzlicher lateraler Versatz aus der Verdrehung der Überbauten, der in Abhängigkeit von Querschnittsform, Überbauhöhe etc. zu ermitteln ist. Bei Überlagerung der lateralen Bewegungen an den Überbauenden kann somit bei Einsatz von Verformungslagern und den damit verbundenen zusätzlichen Querbewegungen aus der Einfederung der Elastomerkissen das Erfordernis nach spielfreien und nachstellbaren Führungen resultieren. Weitere Informationen: RW Sollinger Hütte GmbH, Auschnippe 52, 37170 Uslar, Tel. (0 55 71) 3 05-0, Fax (0 55 71) 3 05-26, info@rwsh.de, www.rwsh.de

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Filigrane Strukturen im Nationalpark Eifel

Für das Büro Cornelissen stehen konstruktiv interessante und ästhetisch anspruchsvolle Bauten nicht im Widerspruch zu kostengünstiger Realisierung. Es bedarf jedoch eines erhöhten Planungsaufwandes um dieses Ziel zu erreichen. Dabei wächst die Kostengünstigkeit eines Objektes mit dem Grad der Durchdachtheit der Konstruktion. Es ist Sache des Planers, bei gleichen Planungskosten für den Bauherrn ein höherwertiges Objekt zu erstellen. Der Erfolg des Büros beruht auf langjähriger Erfahrung und einem Team von hochqualifizierten Mitarbeitern aus Ingenieuren und Technikern. Die Referenzen sprechen für sich. Sie sind Ausdruck der erfolgreichen Philosophie des Büros. Dies zeigt auch die Nominierung beim Deutschen Brückenbaupreis 2012 sowie die Anerkennung beim Deutschen Stahlbaupreis 2010 für die Victor-Neels-Brücke über den Urftsee im Nationalpark Eifel. Mit der Errichtung des Nationalparks sollte eine feste Verbindung von der an der Ostseite des Urftsees gelegenen ehemaligen Kreisstraße 7 zum Plateau unterhalb der Burg Vogelsang errichtet werden. Die Breite des Urfttals misst hier ca. 120 m. Der Höhenunterschied zwischen den beiden Uferwegen beträgt 3,17 m.

An nur einem Pylon aufgehängte Seilstruktur

2009 wurde die Brücke über den Urftsee errichtet, für die das Ingenieurbüro Cornelissen die Objektplanung, Tragwerksplanung und die Bauleitung durchgeführt hat. Lediglich an einem Pylon ist die Seilstruktur der neuen Urftseebrücke aufgehängt. Die Gradiente des Weges über den Urftsee beschreibt einen Bogen, dessen Scheitelpunkt aufgrund des Höhenunterschiedes der beiden Ufer nahe dem Westufer liegt. Die Neigungen der Gradiente wurden so gewählt, dass am steileren Anstieg an der K 7 eine Steigung von maximal 6 % nicht überschritten wird um mobilitätsbehinderten und älteren Menschen die Brückennutzung zu ermöglichen. Der 21 m hohe Pylon lehnt sich gegen die Weggradiente zum nahen Berghang hin. Er wurde als Rundrohr mit sich verjüngenden Enden hergestellt und um 17° gegen den Berghang geneigt montiert. Die Auflagerung auf dem Widerlager erfolgt durch ein Kugelgelenk. Die Standsicherheit wird durch zwei Abspannungen zum Berghang hin, die im Grundriss gespreizt sind, hergestellt. Die Krümmung der Gradiente und der Spannseile sind unabhängig voneinander, so dass die Querträger zum Höhenausgleich im auflagernahen Bereich konvex und zur Brückenmitte hin konkav geformt sind. Die Querträger werden durch Längsträger verbunden, die an den Querträgern zum Verformungsausgleich gelenkig und horizontal verschieblich gelagert sind.

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Bereits seit 1981 besteht das Ingenieurbüro Cornelissen in Nideggen. Seit dieser Zeit spezialisierte es sich verstärkt auf Brückenbauwerke und die große Zahl der realisierten Brückenbauwerke in ganz Deutschland unterstreicht den Erfolg des Büros. Entsprechend der Unternehmensphilosophie variieren diese Bauwerke in Anmutung und Materialien und sie fügen sich immer harmonisch in die Umgebung ein.

Bild 1. Die Bauwerke des Ing.-Büros Cornelissen fügen sich entsprechend der Unternehmensphilosophie immer harmonisch in die Umgebung ein.

Zur Umfahrung des Pylons und zur Herstellung einer besseren Fahrdynamik an der Einmündung zur K 7 wurde der Fahrweg auf der Brücke im Pylonbereich auf zwei mal 2,50 m aufgeweitet. Die beidseitig der Brückenränder verlaufenden Geländer wurden aus Pfosten und Handläufen hergestellt. Seilnetze bilden die Füllungen, die zwischen zwei längsgespannten Stahlseilen gespannt sind. Die Geländer haben einen Handlauf aus Edelstahl in 1,20 m Höhe. Die Entscheidung für diese Geländerkonstruktion erlaubt ungehinderte Bewegungen des Überbaus unter Verkehrslast und Temperaturänderungen.

Größtmöglicher Wert auf landschaftliche Einpassung

Die Wahl einer Hängebrücke, die in der Tragkonstruktion wesentlich nur aus vier Seilen besteht ist die filigranste Möglichkeit der Urftseequerung. Mit dem einseitigen Pylon auf der Ostseite ordnet sich die Brücke durch die zurückhaltende Seilstruktur mit hoher Ästhetik ganz dem Landschaftsbild unter.

Pylon, Träger, Umlenkstützen und Ankerelemente aus Stahl

Neben der Seilkonstruktion aus hochfestem Stahl wurden der Pylon, die Querträger, die Längsträger, die Umlenkstützen am westlichen Widerlager und die Geländer aus Stahl gefertigt. Ebenso wurden die Ankerelemente der Abspannseile und des Tragseils am westlichen Widerlager aus Stahl gefertigt. Der 2,50 m breite Geh- und Radweg hat einen offenen Bohlenbelag aus Aluminium. Die Bohlen wurden von der Brückenachse aus in zwei Einzelteilen diagonal verlegt, um eine Querentwässerung durch Längsgefälle in der Bohle zu erreichen. Beton- und Stahlbetonbau 107 (2012), Heft 3

A13

Brückenbau

Freiraum für ingenieurmäßige Bearbeitung im Brückenbau www.ingpages.de

Advance Bridge von Graitec ist ein ganzheitliches Werkzeug für die Planung und Berechnung von Brückenbauwerken. Neuartige Eingabemöglichkeiten sind mit den Vorteilen der modellbasierenden 3D-Arbeitsweise zu einem überzeugenden Gesamtkonzept kombiniert worden. Das Ergebnis ist eine enorme Produktivitätssteigerung im Alltag. Mit dem 3D-System werden Straßenbrücken, Fuß-/Radwegbrücken und Eisenbahnbrücken in Balken- oder Rahmenbauweise berechnet. Zur Auswahl stehen Stahlbeton-, Spannbeton- und Stahlverbundbauweise.

Bild 2. Die Wahl einer Hängebrücke, die in der Tragkonstruktion wesentlich nur aus vier Seilen besteht ist die filigranste Möglichkeit der Urftseequerung. (Fotos: Ing.-Büro Cornelissen)

Zudem wurde bei der Bauwerksgestaltung der größtmögliche Wert auf die Einpassung des Bauwerkes in die landschaftliche Umgebung gelegt. Eingriffe in den Naturhaushalt sind im Verhältnis zur Bauwerksgröße sehr gering. An beiden Ufern wurden lediglich Schneisen in einer Breite von ca. 12 m in den Uferbewuchs gerodet. Die Bauzeit von nur 3 Monaten bedeutete ebenfalls keinen großen Eingriff in die Umwelt.

Die modellbasierte Bearbeitung mit ständiger fotorealistischer Visualisierung ermöglicht eine optimale Durchführung der Brückenplanung in einer Qualität und Geschwindigkeit, die begeistert. Die konsequente Nutzung moderner Entwicklungswerkzeuge, kombiniert mit einer neuartigen Bearbeitungsphilosophie bieten eine einzigartige Arbeitsumgebung, in der eine Brückenplanung entspannt an einem einzigen Tag durchgeführt werden kann. Von der ersten Eingabe bis zum fertigen Druckdokument sind Sie mit Advance Bridge nur einige wenige Mausklicks entfernt.

Weitere Informationen: Dipl.-Ing. Lorenz Cornelissen, Beratender Ingenieur, Mozartweg 19, 52385 Nideggen, Tel. (0 24 27) – 68 80, Fax (0 24 27) – 62 32, mail@ib-cornelissen.de, www.ib-cornelissen.de

3 D Modell konstruiert mit Advance Bridge (Abb. Graitec)

Klebearmierung Nachträgliches Verstärken von Stahlbeton Bauteilverstärkung mit Stahl- oder Kohlefaserlamellen, Kohlefasersheets oder Spritzbeton Ausführung vorgespannter CFK-Lamellen mit dem geprüften S & P-Vorspannsystem Bauaufsichtliche Zulassung für Belastungen nach DIN 1055, DIN 1072, DIN 4132, DIN 15018

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A14 Beton- und Stahlbetonbau 107 (2012), Heft 3

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Advance Bridge übernimmt die Standardaufgaben und erlaubt wieder Freiraum zur ingenieurmäßigen Bearbeitung. Bereits nach wenigen Minuten erhält man neben ersten verlässlichen Berechnungsergebnissen einen guten Überblick zum geplanten Bauwerk, inklusive einer attraktiven Videopräsentation für den Auftraggeber. Advance Bridge entlastet radikal die Brückenplanung bei Standardaufgaben. Minimale Eingabe, sinnvolle Automatisierung und intelligente Datenverknüpfungen sind kombiniert mit einer optimierten Benutzerführung die Antwort auf den verschärften Kostendruck im Ingenieurbüro. Entlastung beim Standard bedeutet bei Advance Bridge die mausgesteuerte Bearbeitung am visualisierten 3D-Modell, die automatische Lastgenerierung, Lastermittlung, Lastfallgenerierung, Lastweiterleitung, Lagerbemessung, Grafikerstellung, Texterstellung, Gliederung, Dokumenterstellung nach ZTVK, Erstellung als PDF zum Versand als E-Mail und vieles andere mehr. Vom Entwurf über die Präsentation bis zur Ausgabe werden alle Aufgaben mit einem System unter einer einheitlichen grafischen Oberfläche erledigt.

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Brückenbau

Hier geht es nicht um spektakuläre Brückenbauten, nicht um Überbrückung abenteuerlicher Spannweiten oder um atemberaubenden Materialeinsatz. Nein, die Brückenbauweise mit PREFELEX® ist eher die praxisnahe Lösung für nicht so extravagante Brückenanforderungen mit kleinen und mittleren Spannweiten. Was aber nichtsdestotrotz nach einer hochwertigen Ingenieurleistung verlangt, die nur auf den ersten Blick nicht sensationell erscheint. Dank der Bauweise mit vorgespannten Doppelverbundträgern ist es aber möglich, hohe Schlankheit, Baugeschwindigkeit, Robustheit und Nachhaltigkeit zu realisieren. Um einen möglichst optimalen Korrosionsschutzes zu erhalten, wurden bereits in den 50er-Jahren Stahlträger vollständig mit Beton ummantelt. Allerdings war die Kombination der beiden Baustoffe noch zu problematisch. Erst mit der Entwicklung des Verbundbaus ergaben sich neue Möglichkeiten. Mit der Idee, derartige Verbundträger darüber hinaus noch vorzuspannen, gelang der Durchbruch und der PREFELEX®-Träger war erfunden. Diese Erfindung erlaubt einerseits die Festigkeiten der Baustähle voll auszunutzen, während andererseits durch Druckvorspannung des Betonzuggurts dieser ein sehr günstiges Rissverhalten aufweist. Zudem erhält man als Nebeneffekt eine deutliche Erhöhung der Steifigkeit des „nackten“ Stahlträgers. Zur Herstellung der

Vorspannung und des Betongurts steht der C+P Brückenbau GmbH & Co. KG eine speziell hierfür entwickelte Spannvorrichtung zur Verfügung, mit der PREFELEX®-Träger bis zu einer Länge von etwa 45 m wirtschaftlich produziert werden können. Der betonummantelte Stahlträger mit Vorspannung findet damit seine wirtschaftliche Anwendung. Der PREFELEX®-Träger ist äußerst vorteilhaft im Brückenbau mit kleinen und mittleren Stützweiten. Die Vorteile des PREFELEX®-Trägers sind dabei: – Hohe Schlankheiten – Kurze Bauzeit – Hohe Qualität – Witterungsunabhängige Vorfertigung – Minimale Störung des Verkehrsraums, weil keine bodengestützten Traggerüste – Hohe Robustheit – Bester Korrosionsschutz Aus der Summe dieser technischen Vorteile ergeben sich – über die gesamte Lebensdauer gesehen – enorme Vorteile in Bezug auf Wirtschaftlichkeit und Nachhaltigkeit. Dipl.-Ing. Oliver Schreiber, Dipl.-Ing. Tina Klingelhöfer Weitere Informationen: Christmann & Pfeifer Construction GmbH & Co. KG, In der Werr 11, 35719 Angelburg, Tel. (0 64 64) 9 29-0, Fax (0 64 64) 9 29-2 00, info@cpbau.de, www.cpbau.de

Bild 1. Mit komprimierten Kraneinsätzen werden die PREFELEX®-Träger eingehoben, hier Brücke „Messe Dresden“

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Vorteile des Brückenbaus mit PREFLEX®

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Bild 2. Fertigung der PREFELEX®-Träger: witterungsunabhängig in Fertigung der C + P Brückenbau GmbH & Co KG (Fotos: Christmann + Pfeifer)

C+P Brückenbau GmbH & Co. KG ist ein selbstständiges Unternehmen der Christmann & Pfeifer Gruppe.

Beton- und Stahlbetonbau 107 (2012), Heft 3

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Instandsetzung und Verstärkung als Notsicherung Die Straßenbrücke über die Havel-Oder-Wasserstraße bei Hennigsdorf wurde im Jahr 1963 mit drei tragenden Spannbetonträgern mit einer Spannweite von 42 m und einer Gesamtbreite von 17 m erbaut. Als Vorspannbewehrung wurde ölschlussvergüteter Spannstahl St1420/1570 aus dem Stahlwerk Hennigsdorf eingebaut. Dieser Spannstahl ist gegenüber wasserstoffinduzierter Spannungsrisskorrosion gefährdet. Besonders die in den Jahren 1968 bis 1983 produzierten Spannglieder weisen diesen Mangel auf. Im Zuge einer umfassenden Bauwerksuntersuchung im Jahre 2009 wurde die zulässige Belastung der Brücke auf 16 t herabgestuft. Zur Vermeidung eines unangekündigten, schlagartigen Versagens ohne Vorankündigung wurde eine Verstärkung der Längsträger im Auflagerbereich aus CFK-Lamellen und Schubbügeln aus Stahl angeordnet. Damit wird sichergestellt, dass im Fall einer Reduzierung der Tragfähigkeit infolge Spanngliedausfall sich das bevorstehende Versagen durch Rissbildung und duktilem Verhalten ankündigt. Im Zuge dieser Arbeiten erfolgte auch eine Brückeninstandsetzung. Die Ausführung erfolgte über Hängegerüste im Bereich der Widerlager. Als Anprallschutz gegen den Schiffsverkehr wurde jeweils ein Schubleichter vor die Widerlager gelegt (s. Bild 1). Die Untersuchung des Ist-Zustandes ergab eine zu geringe Betondeckung der Bügelbewehrung und bereichsweise einen sehr hohen Schädigungsgrad durch ein inhomogenes Betongefüge. Die normale Instandsetzung mit Epoxidharzmörtel und Bewehrung sicherte den Ist-Zustand (s. Bild 2). Nach dieser Untergrundinstandsetzung wurde ein Epoxidharzmörtel zur Egalisierung und Erhöhung der Betondeckung aufgebracht. In diese Ausgleichsschicht wurden Schlitze mit einer Breite von 3 mm und einer Tiefe von 25 mm eingesägt. Lamellen aus faserverstärktem Kunststoff (CFK) wurden mittels eines Epoxidharzklebstoffes in diese Schlitze so eingeklebt, dass sie vollflächig eingebunden sind. Insgesamt sind auf diese Weise 380 lfdm CFK-Lamellen eingebaut worden. Diese sogenannten Schlitz-Lamellen weisen gegenüber nur oberflächig aufgeklebten Lamellen deutliche Vorteile auf: erhöhte Verbundtragfähigkeit, geringere

Kostenlos abzugeben Zeitschriften vom Ernst und Sohn-Verlag: Beton- und Stahlbetonbau der Jahrgänge 1952 bis 1997 Beton-Kalender der Jahrgänge 1932 bis 1997 Rolf Pächnatz Dipl.-Ing. (FH + TU) Prüfingenieur für Baustatik VPI, Beratender Ingenieur VBI Staatlich anerkannter Sachverständiger für die Prüfung der Standsicherheit Architekt Dipl.-Ing. (FH) Jupiterstraße 12 · 41564 Kaarst Tel. + Fax: (0 21 31) 6 92 51

A16 Beton- und Stahlbetonbau 107 (2012), Heft 3

Bild 1. Jeweils ein Schubleichter wurde als Anprallschutz gegen den Schiffsverkehr vor die Widerlager gelegt

Bild 2. Sicherte den Ist-Zustand: Die normale Instandsetzung mit Epoxidharzmörtel und Bewehrung (Fotos: Torkret)

Verankerungslängen sowie duktiles Bruchverhalten bei geringer Empfindlichkeit gegenüber äußeren Beanspruchungen. Zur konstruktiven Verbundsicherung und zur Erhöhung der Schubtragfähigkeit wurden Lamellenbügel verwendet. Da es keine bauaufsichtlichen zugelassenen Lösungen aus CFK für die Schubverstärkung gibt und die Verankerung und Umlenkung sehr aufwendig ist, konnten nur Lamellenbügel aus Baustahl aufgeklebt und mittels aufgeschweißter Gewindestangen in der Platte oberseitig über Kopfbolzen verankert werden (s. Bild 4). Durch diese Art der Verstärkung wurde die Brücke nur zusätzlich temporär gesichert. Eine planmäßige Tragfähigkeitserhöhung war mit dieser Maßnahme nicht verbunden. Mittelfristig soll ein Ersatzneubau erfolgen. Dr.-Ing. Christoph Hankers, Dipl.-Ing. Göran Pillep Weitere Informationen: TORKRET AG, Langemarckstraße 39, 45141 Essen, Tel. (02 01) 29 43-0, Fax. (02 01) 29 43-1 10, haupverwaltung@torkret.de, www.torkret.de

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Ende 2012 soll sie nun für den Verkehr freigegeben werden, die Waldschlösschenbrücke. Ihr Namensgeber ist nicht nur das Brückenbauwerk, sondern ein ganzer Verkehrszug aus etwa 4,5 km vorhandenen, an die Stahlverbundkonstruktion anzubindenden Straßen. Ihre Gesamtlänge beträgt etwa 635 m. Zwei Stahlbögen sind das zentrale Gestaltungsmerkmal. Mit einer Spannweite von 148 m erheben sie sich ca. 26 m über die Elbe. Sie tragen den mittleren Teil der Brücke, deren eigentliche Länge die durch v-förmige Doppelfeiler markierten Vorlandbrücken ausmachen. Hier im Elbtal, unterhalb des Waldschlösschens, wird die Straßenbrücke den Osten und den Süden Dresdens mit dem Norden der Stadt verbinden. PERI plante und liefert die Schalung für den Überbau der Stahlverbundbrücke und überzeugt das Baustellenteam mit einer einfach anzuwendenden und vor allem wirtschaftlichen Lösung. Die Brücke wurde bewusst so tief wie möglich geplant, um die Blickbeziehung zwischen Pavillon auf der Bautzner Straße und dem Stadtzentrum nicht zu stören. Zudem wurden Bogen sowie Bogenfüße besonders schlank geplant. Ihr Regelquerschnitt weist im Bogenbereich rund 28 m Gesamtbreite auf. Zwischen den beiden stählernen Bögen entstehen auf einer ca.14 m breiten Fahrbahnplatte vier Fahrspuren, außerhalb kragen Fuß- und Radwege jeweils 4,45 m weit aus.

Systembauteile

Die maßgeschneiderte Schalungslösung für den Überbau entwickelten die PERI Ingenieure auf Basis des Ingenieurbaukastens VARIOKIT. Mit den standardisierten, mietbaren Systembauteilen und baugerechten Verbindungsmitteln des Baukastens lassen sich Brückenbauten kostengünstig herstellen und den jeweiligen Baustellenerfordernissen optimal anpassen. Wesentliche Systembauteile für die in Dresden eingesetzte, am Stahlbau abgehängte Gespärrekonstruktion sind SRU Stahlriegel und SLS Schwerlastspindeln. Die Aufhängepunkte für die gebildeten Schalungseinheiten wurden vor der Fertigung des Stahlbaus geplant. Die bewährten, besonders tragfähigen und biegesteifen GT 24 Holzgitterträger leiten die Lasten in die Gespärre ab und erlauben große Spannweiten bei minimalen Durchbiegungen. Sämtliche für die Gespärreausbildung eingesetzten Systembauteile sind mietbar, sodass die projektspezifische Lösung sehr wirtschaftlich ist.

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Beitrag zur Blickbeziehung

Bild 2. Die Fahrbahnplatte der Stahlverbundbrücke wird in 21 Betonierabschnitten hergestellt. Die dazu konstruierten Gespärreeinheiten basieren auf mietbaren Systemteilen des VARIOKIT Ingenieurbaukastens.

gelegt. Trotz der geometrischen Veränderung der Brückenkonstruktion kann mit nur zwei Regelgespärren geschalt werden: Die Länge der Einheiten wurde dazu derart geplant, dass diese für die Herstellung der Teilstücke einfach auf verschiedene Weise kombiniert werden. Die vor Ort von der ARGE Ingenieurbau Waldschlösschenbrücke montierten Gespärreeinheiten werden somit nahezu über den gesamten Brückenzug eingesetzt. Durch den vielfachen Einsatz der Gespärreeinheiten und die Nutzung des Baukastensystems VARIOKIT geht es ohne Umbauarbeiten von einem Betonierabschnitt zum nächsten. Die Gespärre sind zudem relativ leicht, sie lassen sich schnell und unkompliziert bewegen und handhaben. Dank der einfachen und anwenderfreundlichen Konstruktion arbeitete sich das Baustellenteam sehr schnell in die Arbeitsabläufe ein. Der hohe Nut-

Zügiger Baufortschritt, hoher Einsatzgrad

Um Verformungen zu minimieren, wurden für die Fahrbahnplatte und die Auskragungen insgesamt 21 Betonierabschnitte fest-

Bild 1. Zwei Stahlbögen mit einer Spannweite von 148 m tragen den Mittelteil der Waldschlösschenbrücke. Sie erheben sich 26 m oberhalb der Elbe und tragen die Fahrbahn.

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Bild 3. Trotz der geometrischen Veränderungen des Überbaus sind nur zwei unterschiedliche Regelgespärre im Einsatz, dies resultiert in einem sehr hohen Nutzungsgrad des Materials. Auf den Gespärreeinheiten aus mietbaren VARIOKIT Systembauteilen dienen GT 24 Gitterträger zur Auflagerung der Schalhaut.

Bild 5. PERI plante und lieferte die Schalungslösung für die Herstellung des Überbaus der Stahlverbundbrücke. Nach Fertigstellung verbindet die Straßenbrücke den Osten und den Süden der Stadt mit den Gebieten im Norden Dresdens. (Fotos: PERI)

Aussteifung mit HD 200 Schwerlaststützen diente dem Lastabtrag während des Betonierens. Weitere Informationen: PERI GmbH, Schalung Gerüst Engineering, Rudolf-Diesel-Straße 19, 89264 Weißenhorn, Tel. (0 73 09) 9 50-0, Fax (0 73 09) 9 51-0, info@peri.de, www.peri.de

Mehr Verkehr, höhere Lasten, marode Brücken: DBV veröffentlichte Brückenstudie

Bild 4. Die projektspezifische Lösung mit leichten Gespärreeinheiten erlaubt schnelles und einfaches Umsetzen zum nächsten Betonierabschnitt mit dem Kran.

zungsgrad des Materials und die einfache Anwendung machen die Schalungslösung folglich sehr kosteneffizient.

Zubringertunnel Waldschlösschenbrücke

Auch die Schalungslösung für den Zubringertunnel zur Waldschlösschenbrücke basierte auf mietbaren VARIOKIT Systemteilen. Die Platzverhältnisse erforderten für den zweizelligen Haupt- sowie den einzelligen Nebentunnel mit gevoutetem Rechteckquerschnitt eine einhäuptige Schalungslösung, Wände und Decke wurden in einem Guss hergestellt. Eine horizontale

(„Beim Transport von Gütern bewältigt die Straße beachtliche 71% der Güterverkehrsleistungen.“ Diese Zahl aus dem Gutachten „Brückenertüchtigung jetzt – Ein wichtiger Beitrag zur Sicherung der Mobilität auf Bundesfernstraßen“ hebt hervor, welche Bedeutung eine leistungsstarke Infrastruktur für den Wirtschaftsstandort Deutschland hat. In der Studie hat Ministerialdirektor a.D. Dipl.-Ing. Joachim Naumann viele Fakten zum Zustand der deutschen Brücken zusammengetragen, die aktuelle Situation analysiert und beschrieben, welche Handlungsoptionen bestehen, wenn die Leistungsfähigkeit der Brücken wiederhergestellt bzw. weiterhin erhalten bleiben soll. Anhand von umfangreichem Datenmaterial, u. a. zur Verkehrsentwicklung auf Bundesfernstraßen, wird der Bedarf für die dringend notwendigen Sanierungsmaßnahmen hergeleitet. Dabei geht der Autor auf Lösungsmöglichkeiten durch ein Ertüchtigungsprogramm ein und gibt einen Ausblick auf die hierzu benötigten Mittel. Die Studie schließt mit einer „Vision 2025/2050“ zur Sicherung der Mobilität auf Bundesfernstraßen. Das Gutachten ist als DBV-Heft 22 erschienen und kann zum Preis von 10 Euro per E-Mail an den Deutschen Beton- und Bautechnik-Verein angefordert werden. Weitere Informationen: Deutscher Beton- und Bautechnik-Verein E.V., Kurfürstenstraße 129, 10785 Berlin, Tel. (0 30) 23 60 96-0, Fax (0 30) 23 60 96-23, info@betonverein.de, www.bauverein.de

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Brückenbau

Gerüstturm spart viel Zeit im Einsatz an der Waschmühltalbrücke www.ingpages.de

In dem 6,2 km langen Bauabschnitt auf der A6 bei KL liegt die Waschmühltalbrücke. Diese historische Steinbogenbrücke überspannt auf 264 m Länge das steile Waschmühltal in bis zu 32 m Höhe. An der Nordseite der Brücke entsteht als Parallelbauwerk eine Stahlverbundbrücke, die auf drei Pfeilerpaaren ruht. Um die größeren Spannweiten überbrücken zu können, wurde als statisches System der überspannte Durchlaufträger gewählt. Er ermöglicht mit dem über dem Pfeiler angeordneten Mast und den mit einem Winkel von 20° flach ausgeführten Zuggliedern eine schlanke Ausbildung des Überbaus. Die sechs Stahlbetonpfeiler sind ca. 12 m bis 29 m hoch und im unteren Bereich konisch ausgeführt.

Gerüstturm statt konventioneller Klettertechnik

Die Brückenwiderlager und die Pfeilerfundamente wurden mit der Wandschalung Mammut 350 von MEVA geschalt. Für die Betonage der Pfeiler folgte die Alpine Bauleitung der MEVA Lösung, den Gerüstturm Space statt konventioneller Klettertechnik einzusetzen. Er nimmt die Lasten der Schrägabstützung auf und lässt sich einfach und schnell umsetzen, je nach Schal- und Rüsthöhe komplett oder in Teilen. Der Gerüstturm besteht aus leichten, 3 m hohen Stahlfachwerksegmenten mit dem quadratischen Grundmaß 4,80 m, die am Boden vormontiert werden. Zwischenstücke ermöglichen Höhenanpassungen von 50 cm und 100 cm. Die Brückenpfeiler werden sukzessive geschalt und betoniert, der Gerüstturm mit dem Baufortschritt segmentweise aufgestockt. In den Beton der Pfeiler müssen keine Einbauteile eingebracht werden. Aufbau, Umsetzen und Abbau des Gerüstturms benötigen etwa halb so viel Zeit wie bei der bisher eingesetzten konventionellen Kletterschalung. Deshalb bietet der Gerüstturm eine sehr interessante und wirtschaftliche Einsatzalternative für Brücken mittlerer Größe. Er lässt sich optimal für Pfeiler bis ca. 40 m Höhe einsetzen. Die maximalen Bauteilmaße sind 2,63 × 0,87 m (rechteckig) bzw. 1,75 × 1,75 m (quadratisch) oder 2,74 m Durchmesser für runde Bauteile. Diese Maße berücksichtigen an jeder Seite des Bauteils 30 cm Platzbedarf für Schalung und Zubehör (20 cm bei runden Bauteilen). Die Angaben zu rechteckigen Bauteilen sind linear, d. h. je mehr das eine Maß 2,63 m unterschreitet, desto mehr kann das andere Maß 0,87 m übersteigen. Je nach verwendeter Schalung und Zubehör, insbesondere an den Bauteilecken, können auch etwas größere Bauteile geschalt werden.

Bild 2. Der Gerüstturm wird einfach und schnell mit dem Kran umgesetzt. Aufbau, Umsetzen und Abbau gehen doppelt so schnell wie bei konventionellen Klettersystemen. (Fotos: Meva)

Weitere Informationen: MEVA Schalungs-Systeme GmbH, Industriestraße 5, 72221 Haiterbach, Tel. (0 74 56) 6 92-01, Fax (0 74 56) 6 92-66, info@meva.de, www.meva.de

Bombenfest. Unsere Ankerschienen und Befestigungssysteme geben Ihren Bauvorhaben den richtigen Halt. Sicher, zuverlässig und selbstverständlich bauaufsichtlich zugelassen. Weitere Informationen finden Sie unter wba.de/ ankerschienen

Wagener Bauartikel GmbH Bild 1. Segment für Segment nach oben: Die Brückenpfeiler werden sukzessive geschalt und betoniert, der Gerüstturm mit dem Baufortschritt segmentweise aufgestockt.

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Beton- und Stahlbetonbau 107 (2012), Heft 3

A19

Brückenbau

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Weltneuheit in der Vorschubgerüsttechnik im Einsatz beim Brücken-Rückbau An der Bundesautobahn A7 südlich von Fulda setzt die ThyssenKrupp Bauservice GmbH, Geschäftsbereich RöRo Traggerüstsysteme, im Auftrag der Adam Hörnig Baugesellschaft mbH & Co. KG erstmalig ein Vorschubgerüst zum Abbruch der beiden knapp 580 m langen Überbauten der Döllbach-Talbrücke ein. Die über 40 Jahre alten Tragwerke waren dem seit der Verkehrsfreigabe 1968 stetig wachsenden Verkehrsaufkommen nicht mehr gewachsen. Die zweizelligen, vorgespannten OrtbetonHohlkastenquerschnitte, welche das Döllbachtal in bis zu 50 m Höhe überspannen, wiesen zuletzt Verformungsprobleme sowie Korrosion an Längs- und Querspanngliedern auf. Erosion insbesondere an den Widerlagern der Brücke beschleunigte den Bedarf eines Neubaus.

Pionierarbeit im Brückenbau

Aufgrund der Zunahme des Schwerlastverkehrs und dem beträchtlichen durchschnittlichen Alter deutscher Straßenbrücken ist künftig mit einem hohen Bedarf an Technologie zur Sanierung, aber auch zum Abbruch bestehender Bauwerke, zu rechnen. Mit dem bisher erstmalig zum Einsatz gekommenen RöRoVorschubgerüst zum feldweisen Rückbau großer Spannbetonbrücken schafft die ThyssenKrupp Bauservice GmbH in Zusammenarbeit mit Bauunternehmen, Planungsbüros und Prüfingenieuren Innovationen im Brückenbau.

Bild 1. Innovationen im Brückenbau: Geschaffen von der ThyssenKrupp Bauservice GmbH in Zusammenarbeit mit Bauunternehmen, Planungsbüros und Prüfingenieuren durch das bisher erstmalig zum Einsatz gekommene RöRo-Vorschubgerüst zum feldweisen Rückbau großer Spannbetonbrücken.

Abbruch im laufenden Verkehr

Für den erforderlichen Ersatzneubau der Döllbach-Talbrücke kam eine Umleitung des Verkehrs von der A7 über Nebenstrecken aufgrund der Topografie dieser Region und dem nur geringfügig belastbaren Straßennetz nicht in Frage. Die Hessische Straßen- und Verkehrsverwaltung führte deshalb bis zum Jahr 2008 die Ertüchtigung des östlichen Brückenüberbaus durch, über welchen der Verkehr seit April 2010 in jeweils zwei Richtungsfahrbahnen geleitet wird. Seit Mai 2011 wird der aus zwölf Brückenfeldern bestehende westliche Überbau mit einem unten laufenden RöRo-Vorschubgerüst Typ HV21 feldweise unterstützt, während der Abbruch von oben mit Baggern durchgeführt wird. Das Abbruchgut wird von einer verfahrbaren Abbruchbühne aufgefangen, vom Räumgerät auf Containermulden verladen und zum Betonrecycling von der Brücke abgefahren. Nachdem ein Abbruchabschnitt von zwei bis 3,5 m Länge abgerissen und beräumt wurde, erfolgt das hydraulische Absenken eines Unterstützungspunktes auf dem Vorschubgerüst. Die Abbruchbühne wird bis zum nächsten Unterstützungspunkt unter den noch vorhandenen Brückenquerschnitt verzogen. Nach erfolgtem Abbruch eines 46 m langen Regelfeldes bis vor die Koppelfuge wird das Vorschubgerüst zunächst quer und dann längs in den nächsten Abbruchabschnitt verschoben. Es erfolgt die Aktivierung der Unterstützungspunkte, mit welchen das abzubrechende Brückenfeld unterstützt wird.

Rückbau im Drei-Wochen-Takt

Zur Kompensation der ständig wechselnden Belastungszustände und damit einhergehenden Verformungsänderungen von Überbau und Vorschubgerüst werden die Lasteinwirkungen auf die hydraulischen Unterstützungspunkte beim Abbruch ständig protokolliert und angepasst, so dass die Beanspruchungen während des Abbruchs dem intakten Zustand bzw. dem Bauzustand des Überbaus angenähert werden können. Eine zu große Unterstützungskraft hätte eine Aufhebung des Stützmomentes am nächsten Pfeiler und eine Überbeanspruchung der nachfolgenden Brückenfelder zur Folge. A20 Beton- und Stahlbetonbau 107 (2012), Heft 3

Bild 2. Die Regelfelder der Döllbach-Talbrücke werden im Dreiwochentakt rückgebaut. (Fotos: ThyssenKrupp/RöRo)

Zu geringe Kräfte würden eine Zerstörung des abzubrechenden Abschnittes vor dem eigentlichen Abbruch verursachen, wodurch die Fahrbahnplatte für das Räumgerät nicht mehr befahrbar wäre. Die Regelfelder der Döllbach-Talbrücke werden im Dreiwochentakt rückgebaut. Dem Abbruch des Überbaus folgt der Abriss der Brückenpfeiler. Die Widerlager werden teilweise saniert und ertüchtigt. Nach Abschluss der Abbrucharbeiten des westlichen Überbaus wird das Vorschubgerüst umgebaut und quer unter den östlichen Überbau verschoben. In dieser Parkposition verbleibt es, bis der westliche Überbau im Taktschiebeverfahren neu hergestellt und der Verkehr auf diesem freigegeben ist. Danach wird der Abbruch des östlichen Überbaus erfolgen.

Weitere Informationen: ThyssenKrupp Bauservice GmbH, Geschäftsbereich RöRo Traggerüstsysteme, Ottostraße 30, 41836 Hückelhoven, Tel. (0 24 33) 4 53 0, Fax (0 24 33) 45 31 00, TKBauservice@thyssenkrupp.com, www.roero.de

Brückenbau

Welthöchster A-Pylon fertiggestellt

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Am 1. September 2012 wird in Wladiwostok, im Fernen Osten Russlands, das 24. Gipfeltreffen des Asiatisch-Pazifischen Wirtschaftsforums (APEC) stattfinden. APEC ist eine Internationale Organisation, die es sich zum Ziel gesetzt hat, im pazifischen Raum eine Freihandelszone einzurichten. Als künftiges Bindeglied zum Festland dient eine 3.100 m lange, 4-spurige Autobahnbrücke. Mit einer Pfeilerhöhe von 320 m (20 m höher als die Stahlkonstruktion des Eiffelturms) und einer freien Spannweite von 1.104 m bricht dieses Projekt gleich zwei Weltrekorde. Für die termingerechte Ausführung des Pfeilers auf der Festlandseite zeichnet die Baufirma Mostovik verantwortlich.

Schalung bei extremstem Klima

Um den welthöchsten Pylon in A-Form bis Anfang 2012 fertig zu stellen, entschied sich Mostovik für eine leistungsstarke und zuverlässige Schalungslösung von Doka. Ausschlaggebend dafür war die große Erfahrung, die der Schalungsspezialist bei Infrastrukturprojekten rund um den Globus während der vergangenen 50 Jahre sammeln konnte, insbesondere beim Bau der 306 m hohen A-Pylone der Sutong-Brücke in China. Beim Projekt in Wladiwostok stellte jedoch nicht nur die Bauwerksgeometrie höchste Ansprüche an die Schalungsplanung. Auch die extreme geografische Lage mit häufig stürmischem Wetter und extremer Kälte in den Wintermonaten war auf dieser Baustelle eine echte Herausforderung. Mostovik stellte von Beginn an klar, dass die Aufrechterhaltung eines geregelten und zügigen Baufortschritts oberste Priorität hatte. Um diese Vorgabe auch bei widrigsten Wetterverhältnissen zu erfüllen, entschied man sich für den Einsatz des selbstkletternden Schalungssystems SKE in Kombination mit 650 m² maßgeschneiderter Trägerschalung Top 50. Während im beengten Inneren der Pylonbeine die feingliedrige und sehr anpassungsfähige Selbstkletterschalung SKE50 zum Einsatz kam, stand an den Außenwänden die hochtragfähige Selbstkletterschalung SKE100 im Einsatz. Mit einer Tragkraft von 10 t je Konsole war sie zum kranlosen Heben der Trägerschalungselemente sowie von sieben verschiedenen Bühnenebenen optimal dimensioniert.

Wetterunabhängig schalen hält den Zeitplan

Die ständige Verankerung der Klettergerüste am Bauwerk ermöglichte das kranlose und sichere Umsetzen von Schalung und Bühnen bei fast jedem Wetter. Besonders strikte Vorgaben zur Erzielung einer optimalen Betonfestigkeit machten eine weitere

Bild 1. Mit Hilfe einer selbstkletternden Doka-Schalungslösung errichtete die bauausführende Mostovik einen 320 m hohen A-Pylon in Wladiwostok. (Foto: Doka)

schalungstechnische Innovation erforderlich. Der Ortbeton musste vier Tage lang bei geschlossener Schalung aushärten, erst dann konnte die Schalung geöffnet werden. Um auch bei niedrigsten Temperaturen einen qualitativ hochwertigen Betoneinbau sicher zu stellen, umspannte Doka alle sieben Bühnenebenen mit einer robusten Gerüstplane und konstruierte ein aus sieben Segmenten bestehendes Dach. Der Arbeitsplatz war damit vollflächig eingehaust und konnte im Winter beheizt werden. Bei höheren Außentemperaturen sowie zur Einbringung von Bewehrungsstahl wurden die einzelnen Segmente des Daches auf Rollen ineinander geschoben. Die hohe Anpassungsfähigkeit von SKE an unterschiedliche Geometrien und Neigungen war bei diesem Projekt ein weiterer Vorteil, denn der maximale Querschnitt jedes Pylonbeins verjüngte sich von 13 m im ersten auf 7,5 m im 71. Betonierabschnitt. Auch die Wandstärke nahm sukzessive von 2,0 m auf 0,75 m ab. Mittels teleskopierbarer Bühnen und einfach reduzierbarer Trägerschalungselemente erfolgte die stufenlose Anpassung in jedem Betonierabschnitt zügig.

Weitere Informationen: Doka GmbH, Josef Umdasch Platz 1, 3300 Amstetten, Österreich, Tel. +43 7472 605-0, Fax +43 7472 64430, info@doka.com, www.doka.com

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econstra – Fachmesse für Ingenieurbau und Bauwerksinstandsetzung Als europaweit erste Fachmesse für den Ingenieurbau und die Bauwerksinstandsetzung öffnet unter der Schirmherrschaft der Bundesingenieurkammer und der Ingenieurkammer Baden-Württemberg die econstra vom 25. bis 27. Oktober 2012 in Freiburg auf dem Messegelände ihre Pforten. Die im Dreiländereck gelegene Stadt bietet den idealen Standort zur Etablierung einer neuen und international ausgerichteten Messe. Die econstra 2012 umfasst einerseits weite Themen wie beispielsweise Infrastruktur, Anlagenbau, Bauverfahren, Erneuerbare Energien und Consulting, andererseits richtet sie sich in erster Linie an Fachpublikum und bietet konkrete Chancen: Von ersten Einblicken in die Materie, über Wissenswertes bis hin zu konkreter Kontaktaufnahme zwischen Auftraggebern und Anbietenden.

Innovation und Nachhaltigkeit im Vordergrund

Ingenieurbau und vor allem Bauwerksinstandsetzung sind Märkte der Zukunft. In keinem anderen Teilaspekt des Hoch- und

Bild 1. Weite Themen wie Infrastruktur …

A22 Beton- und Stahlbetonbau 107 (2012), Heft 3

Tiefbaus wurden während der vergangenen Jahre so viele Entwicklungen hervorgebracht, welche durch Innovationscharakter bestechen. Neben dieser Thematik werden außerdem angesprochen: Befestigungstechnik, Rückbau und Entsorgung sowie Bausoftware. Darüber hinaus wird dem vorbeugenden, baulichen Brandschutz ein zentraler Platz zugewiesen, denn schließlich stehen Innovation und Nachhaltigkeit im Vordergrund der Veranstaltung. Parallel finden in Freiburg die Ingenieurbautage statt. In den Konferenzräumen der Messe Freiburg präsentieren diese eine theoretisch fundierte und praktisch orientierte Vortragsreihe, bei der anerkannte Fachleute thematische Schwerpunkte des Ingenieurbaus erläutern und damit die breit gefächerten Tätigkeiten des Bauingenieurwesens wie auch Nähe und Verhältnis zu benachbarten Fachgebieten beleuchten. Im Fokus der Veranstaltung liegt die Vermittlung von Fachwissen, aber auch die Demonstration praxisnaher Anwendungen. So finden neben Vorträgen auch anwendungsorientierte Schulungen und Workshops statt, die nicht nur einen Einblick in thematische Schwerpunkte des Ingenieurbaus gewährleisten, sondern darüber hinaus als Bühne innovativer Entwicklungen fungieren. Obgleich in zahlreichen Branchen ein Fachkräftemangel zu verzeichnen ist, erweist sich erfolgreiche Jobvermittlung häufig als schwierig: Herkömmliche Herangehensweisen greifen nicht mehr, es geht ums omnipräsente Netzwerken.

Bild 2. … und Bauverfahren bilden einen Schwerpunkt der econstra (Fotos: Messe Freiburg)

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Die Entscheidung zum Studium, zur Ausbildung oder Weiterbildung wird immer komplizierter. Wie gestaltet sich der Austausch zwischen potentiellem Arbeitsgeber und Jobanwärter? Welche Weiterbildungsmöglichkeiten existieren? Welche Corporate Philosophy wird nach außen repräsentiert?

Karriereplattform für Ingenieurbau und Architektur

Eine gute Chance sich kennen zu lernen, bieten Karriereportale im Internet. Ein gelungenes Beispiel hierfür ist www.ingfinder.de, eine Karriereplattform für Ingenieurbau und Architektur. Auf die erfolgreiche Vermittlung zwischen Firmen, Hochschulen, Verbänden und Anwärtern ist Ingfinder.de angelegt. Daneben verfügt das Portal jedoch über weitere nützliche Bereiche: Neuigkeiten, Ausschreibungen für Wettbewerbe, Bauund Gewerbeleistungen und ein Veranstaltungskalender sorgen für den nötigen Informationswert zugunsten des Nutzers; ein Forum ermöglicht den konkreten Austausch über einzelne Facetten von Architektur und Ingenieurbau. Ein weiterer Bonus des Portals ist die Tatsache, dass Ingfinder.de nicht nur auf Online-Aktivitäten beschränkt ist, sondern als offizielles Karriereportal der econstra, der Fachmesse für Ingenieurbau und Bauwerksinstandsetzung, auch real erlebbar gemacht wird. Vom 25. bis zum 27. Oktober 2012 bringt Ingfinder.de auf der Messe Freiburg ausstellende Unternehmen ins Gespräch mit Fachkräften und Nachwuchstalenten. Die econstra wird die führende Ingenieurbaumesse Europas sein, hat sie doch bereits aus sämtlichen Themenfeldern Firmen, Verbände und Organisationen von ihrem Konzept überzeugt: Nicht nur eine Fachausstellung als Plattform der Präsentation und Kontaktaufnahme, sondern dazu eine parallel stattfindende Vortragsreihe, in welcher die Themengebiete der econstra fachlich vertieft werden. Abgerundet wird dieses reichhaltige Angebot durch die Verleihung des Innovationspreises econStar und das live moderierte Karriereforum Ingfinder.de im Zentralfoyer auf über 600 m2 in Kooperation mit den PartnerHochschulen.

TERMINGERECHT

HERGESTELLT

Weitere Informationen über: www.econstra.de bzw. info@econstra.de oder Tel. (0 74 22) 99 16 59-0, www.ingenieurbautage.de, www.ingfinder.de

Gefahrloser Wildwechsel durch wirtschaftlich geschalten Tunnel Im Zuge des Ausbaus der Route Nationale 88 wird auf einem Teilstück eine 80 m lange Wildunterführung realisiert. Zur Herstellung des Gewölbes dient ein PERI Tunnelschalwagen auf Basis des VARIOKIT Ingenieurbaukastens. Die RN 88 verbindet Lyon und Toulouse, derzeit wird diese Strecke in Teilbereichen vierspurig ausgebaut. Zwischen Rodez und Albi im Südwesten des Landes entsteht dabei in der Nähe eines Naturschutzgebietes auch eine Wildunterführung. Damit die Tiere vor einer Nutzung des Tunnels nicht zurückscheuen, wurde für das 80 m lange Bauwerk ein sehr großzügiger Querschnitt geplant. Auch ein kleiner Bach verläuft innerhalb der 15,00 m breiten und 9,24 m hohen, halbkreisförmigen Röhre, die in offener Bauweise oberhalb der Sohle in einem Abschnitt betoniert wird.

Kevin (54) und seinem Unternehmen gelingt es, Betonfertigteile termingenau zu produzieren. Planung und Detaillierung integriert mit der Fertigung und Projektverwaltung ermöglichen die Kontrolle über den ganzen Bauprozess vom Verkauf bis zur fehlerfreien Montage und effektiven Änderungsverwaltung. Durch die Arbeit an ein und demselben Tekla-Modell stehen allen Partnern die aktuellsten Baudaten zur Verfügung, in Echtzeit. Tekla Structures BIM (Building Information Modeling)Software bietet eine datenintensive 3D-Umgebung, die von Bauunternehmern, Planern, Konstrukteuren und Fertigungsbetrieben sowohl im Stahl- als auch Betonbau gemeinsam genutzt werden kann. Tekla ermöglicht besseres Bauen und eine optimale Integration bei Projektmanagement und -auslieferung.

Schalwagen aus mietbaren VARIOKIT Systembauteilen

Zur Herstellung des Gewölbequerschnitts mit 50 cm Wandstärke kam eine Lösung auf Basis des VARIOKIT Ingenieurbaukastens zum Einsatz. Hauptbauteile des 10 m langen Schalwagens sind Stahlriegel SRU, Jochträger HDT und Schwerlastspindeln Beton- und Stahlbetonbau 107 (2012), Heft 3

A23

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Bild 1. Ein großzügiger, halbkreisförmiger Tunnel unter der RN 88 in Südfrankreich dient dem sicheren Wildwechsel in ein angrenzendes Naturschutzgebiet. Die geplante Schalwagenkonstruktion erlaubt den ungehinderten Baustellenverkehr in Längsrichtung des Gewölbes.

Bild 3. Höchste Sicherheit im Fokus: Die freien Ränder aller Arbeitsplattformen sind mit PROKIT Seitenschutzgittern ausgestattet. Das einfach und schnell montierbare System bietet besten Schutz gegen Absturz.

Mechanische Lösung – einfache Bedienbarkeit

Bild 2. Die Verwendung weitestgehend mietbarer Systemkompontenten aus dem VARIOKIT Ingenieurbaukasten steigert die Wirtschaftlichkeit des individuell geplanten Schalwagens deutlich.

SLS. Für den Lastabtrag in die Streifenfundamente werden HD 200 Schwerlaststützen eingesetzt. Die weitgehende Verwendung von Systemkomponenten steigert die Wirtschaftlichkeit der Schalungslösung deutlich: Zu den Serienbauteilen kamen lediglich einige wenige Kaufteile (Kupplungen, Knaggen) und Verbrauchsmaterial wie die Schalhaut. PERI lieferte vormontierte Schalungselemente und Bühnen mit bis zu 2,50 m Breite just-in-time zur Baustelle. Ein Supervisor unterstützte das zuständige Team bei der Endmontage des Schalwagens vor Ort.

Aufgrund der geringen Einsatzzahlen des Schalwagens verzichtete man auf hydraulische Komponenten für das Ein- und Ausschalen oder die Umsetzvorgänge. Das Hauptaugenmerk bei der Planung der mechanischen Lösung lag auf der einfachen Bedienbarkeit. Zum Ein- und Ausschalen nutze man einfache Spindeln. Um die seitlichen Elemente nach innen zu schwenken, ist lediglich die unterste Spindel zu bedienen. Durch das Lösen der Schwerlastkeile unter den HDT Trägern senkt sich die gesamte Schalungseinheit um 8 cm ab. Mittels zwei Winden wird der Schalwagen dann in den jeweils folgenden Betonierabschnitt gezogen, der ebene und gerade Verlauf des Tunnels vereinfacht diesen Vorgang. Hydraulische Wagenheber bringen den Schalwagen nach dem Umsetzen in Betonierposition, die seitlichen Elemente werden dann nach oben gespindelt. Die weitestgehende Vorfertigung der Bewehrung neben der Röhre beschleunigt deren Einbau. Schließlich setzt ein Mobilkran die Außenschalung um, diese besteht je Seite aus nur zwei Elementen. Für den Einbau des Betons dienen 12 Betonierfenster, die Verdichtung erfolgt über Innenrüttler. Durch diese einfache, mechanische Bedienung des Schalwagens konnte das Baustellenteam nach kurzer Einarbeitungszeit einen Vier-Tages-Takt pro Betonierabschnitt erreichen. Weitere Informationen: PERI GmbH Schalung Gerüst Engineering, Rudolf-Diesel-Straße 19, 89264 Weißenhorn, Tel. (0 73 09) 9 50-0, Fax. (0 73 09) 9 51-0, info@peri.de, www.peri.de

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A24 Beton- und Stahlbetonbau 107 (2012), Heft 3

aktuell

Neue Rezeptur für die Herstellung von PolyfixZementmörtel Der Baustoffexperte PCI Augsburg GmbH präsentiert seine bewährten PCI Polyfix-Produkte mit neuer Rezeptur und verbesserter Qualität. Seit nunmehr fast schon einem Jahr wird der Schnell-Zementmörtel zudem in der neuen Abfüllanlage am Standort Augsburg in Eimer abgefüllt. Von der neuen Rezeptur und der effizienteren und damit kostengünstigeren Abfüllung der Polyfix-Produkte profitieren Verarbeiter und Händler gleichermaßen.

degrößen erhältlich: 1, 5, 15-kg Eimer, 5 kg-Beutel und 25 kg-Sack.

Für alle Arbeiten in Kanälen und Abwasserbauwerken

Zur Schnellmontage und zum Abdichten bei Wassereinbrüchen empfiehlt sich der Blitz-Montagemörtel PCI Polyfix 30 Sek. für den Innen- und Außenbereich. Der hoch belastbare Mörtel bindet in ca. 30 Sekunden auch unter Wassereinwirkung ab. Daher eignet sich PCI Polyfix 30 Sek.

Bild 1. PCI Polyfix® 5 Min. ist ein echtes Multitalent, das den vielfältigen Anforderungen des Baustellenalltags gerecht wird: Sei es loses Mauerwerk oder eine komplizierte Befestigung

Zeitsparende Baustoffe sind in der Baubranche das A und O. Der durch Übergabetermine herrschende Zeitdruck steht oft im Widerspruch zu präzise einzuhaltenden Erhärtungszeiten chemischer und bauphysikalischer Prozesse. Mit den verbesserten PCI-Polyfix-Zementmörteln gibt die PCI dem Verarbeiter erneut Produkte an die Hand, die hochwertige Arbeitsergebnisse in noch kürzerer Zeit ermöglichen. Die PCI Polyfix-Produktreihe umfasst fünf Produktvarianten in unterschiedlichen Gebindegrößen. Die einzelnen Polyfix-Produkte unterscheiden sich in ihren spezifischen Eigenschaften und den unterschiedlichen Anwendungsbereichen.

Der Alleskönner

Der Blitz-Zementmörtel PCI Polyfix 5 Min. ist der „Alleskönner“ in der Produktreihe. Im Baustellenalltag eignet er sich universell innen und außen zum Ausbessern, Befestigen und Montieren. Durch die hohe Druck- und Biegezugfestigkeit können sichere und tragfähige Verankerungen gesetzt werden. Der mit Wasser angemischte Mörtel lässt sich ohne Grundierung und Haftbrücke verarbeiten. Er bindet schnell ab und härtet nach ca. fünf Minuten rissefrei aus. Aufgrund des vielfältigen Einsatzes ist PCI Polyfix 5 Min. in folgenden Gebin-

ideal für Arbeiten im Tief- und Kanalbau. Noch schneller erhärtet der Abdichtungs-Mörtel PCI Polyfix Rapid: Direkt auf die Leckstelle aufgebracht reagiert dieser spezielle Mörtel sofort mit dem einsickernden Wasser und stoppt den Wasserfluss innerhalb von 20 Sekunden. Der im 15-kg-Eimer erhältliche Mörtel eignet sich für alle Arbeiten in Kanälen und Abwasserbauwerken.

Zeit für aufwendigere Spachtelarbeiten

PCI Polyfix plus und PCI Polyfix plus L runden die vielfältigen Einsatzbereiche dieser PCI-Produktreihe ab. Die SchnellZementmörtel sind im Hoch-und Tiefbau als Reprofilierungs- und Versetzmörtel mit Schichtdicken von 5 bis 50 mm im Einsatz, schnell abbindend und ab einer Schichtdicke von 10 mm wasserdicht. Mit einer Verarbeitungszeit von rund 15 Minuten lässt PCI Polyfix plus L Zeit für aufwendigere Spachtelarbeiten. PCI Polyfix plus hingegen zeichnet sich durch schnelles, rissefreies Aushärten innerhalb von ca. 5 Minuten aus. Weitere Informationen: PCI Augsburg GmbH, Piccardstraße 11, 86159 Augsburg, Tel. (08 21) 59 01-0, Fax. (08 21) 59 01-3 72, pci-info@basf.com, www.pci-augsburg.eu

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Nordsternturm2 setzt in Gelsenkirchen neue Akzente Wer noch das Vorurteil vom Ruhrgebiet als reinem Industriegebiet pflegt, kann sich von hier aus eines Besseren belehren lassen. Kilometerweit schweift bei sonnig kaltem Wetter der Blick über Wiesen, Weiden und Wälder des grünen Ruhrgebiets. Möglich macht das der aufgestockte Förderturm der ehemaligen Gelsenkirchener Zeche Nordstern, der bis 1993 noch seiner ursprünglichen Aufgabe nachkam. Heute vermittelt er eindrucksvoll die Strahlkraft, die ein handwerklich sauber verarbeiteter Sichtbeton haben kann. Der im Jahre 1951 von Industriearchitekt Fritz Schupp geplante Förderturm über Schacht II wurde als Denkmal erhalten, durch einen zusätzlichen Erschließungsturm ergänzt und so einer neuzeitlichen Nutzung zugänglich gemacht. Im Herbst 2009 begannen die vorbereitenden Bauarbeiten. Die Turm-Pläne entwarf die THS GmbH unter Federführung von Prof. Karl-Heinz Petzinka. Die THS GmbH – gleichzeitig auch Bauherr – ist mit rund 70.000 Mietwohnungen eine der großen Wohnungsbaugesellschaften im Ruhrgebiet und im Rheinland. Sie investiert ca. 14. Mio. € in das Projekt, auf dessen Spitze der nicht restlos unumstrittene „Herkules von Gelsenkirchen“, eine Monumentalskulptur von Markus Lüpertz steht. Er hat mehr als nur eine Spur von einem statischen Wunder, der filigran anmutende Erschließungsturm. Nach dem symbolischen ersten Spatenstich im Herbst 2009 waren die statischen Voraussetzungen für ihn mit offenem Treppenhaus und Doppelaufzug zu schaffen. Der Turm ruht auf einer 42,5 × 8,5 m großen und 1,0 m starken Betonplatte, gegründet auf 29 Bohrpfählen, die bis zu 40 m tief in den Boden getrieben und betoniert wurden.

A26 Beton- und Stahlbetonbau 107 (2012), Heft 3

Der frei stehende neue Turm hat einen Grundriss von nur 13,40 m × 4,60 m bei einer Gesamthöhe von 85,0 m und Wandstärken von 45 bzw. 35 cm. Laut Ausschreibung war für die Außenseiten dabei ein makelloser, anthrazitfarbiger Sichtbeton Klasse SB 4 in scharfkantiger Ausführung abzuliefern. Dem Architektenteam der THS war wichtig, dass Entwurf und technische sowie finanzielle Machbarkeit Hand in Hand gehen. Z.B. wurde kontrovers über den Einsatz von Holz- oder Blechschalung diskutiert – mit dem Ergebnis, dass, da letztere die Effizienz des Bauablaufs nicht erhöhen würde, die Holzvariante gewählt wurde. Das renommierte Düsseldorfer Bauunternehmen Peter Holthausen GmbH & Co. KG erhielt den Auftrag für den Rohbau und realisierte das Projekt in nur neun Monaten Rohbauzeit. Im Zwei- Schicht-Betrieb waren bis zu zehn Facharbeiter eingesetzt. Für die senkrechten Transporte standen zwei Liebherr Krane mit 95 m Hakenhöhe bereit. Robert Voß, Peter Holthausen GmbH: „Als besondere Herausforderung sahen wir die filigranen, nahezu geschosshohen, schmalen Lichtöffnungen auf drei Seiten des Turms. Um gebrochene Kanten zu vermeiden, war strengstes Qualitätsmanagement angesagt. Ab März 2010 wuchs der Erschließungsturm parallel zu dem aus Ziegelsteinen gemauerten Bestandsturm wöchentlich um etwa eine Etage in die Höhe“. Für die Schalung stand die Deutsche Doka ein. Sie schlug für die Riegel-Pfosten-Konstruktion die Doka-Trägerschalung Top 50 und Selbstkletterschalung SKE50 plus vor. Als Schalhaut diente eine auf Sparschalung aufgelegte, von hinten verschraubte Westoplan XXL im Großformat 5450 × 2100 mm des Schalungsplattenherstellers Westag & Getalit AG. Gerd Ploeger, Fachberater der Westag & Getalit AG: „Sie besteht aus geschäftetem Furniersperrholz mit einer abriebfesten und fugenlosen GFK+Gelcoat-Beschichtung sowie einem umlaufenden weißen

KONGRESS

19.–20. April 2012 . Austria Center Vienna

w w w . b e t o n t a g . i n f o

Zentraleuropas DER

Baukongress

BETONTAG 2012

INFRASTRUKTUR . HOCHBAU . UMWELTTECHNIK

Österreichische Vereinigung für Beton- und Bautechnik

und Ausstellung

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Bild 1 und 2. Der aufgestockte Förderturm der ehemaligen Gelsenkirchener Zeche Nordstern – bis 1993 in Betrieb – ermöglicht einen kilometerweiten, klaren Blick über ein grünes Ruhrgebiet. Und er vermittelt eindrucksvoll die Strahlkraft, die ein handwerklich sauber verarbeiteter Sichtbeton haben kann

Bild 3 und 4. Die Ausschalzeit bei den Wänden betrug zwei Tage. Kontinuierliche, strenge Baustoffüberwachung und ein eigenes Baustellenlabor sorgten für die durchgängig hohe Qualität des Sichtbetons (Fotos: Westag & Getalit)

Kantenschutz. Der Glanzgrad der Schalhaut lässt sich durch sorgfältiges Schleifen mit feinkörnigem Schleifmaterial bauseitig so einstellen, dass der Beton seine Oberflächentextur in allen Bereichen des Bauwerkes beibehält.“ Dank dieser großflächigen Platten waren Ankerstellen und Elementanordnung nach gestalterischen Gesichtspunkten frei planbar und konnten so den anspruchsvollen Gestaltungsvorgaben Rechnung tragen. Die Ankerstellen, so ergänzt die Deutsche Doka, hatte man so geplant, dass sie innerhalb der Aussparungskästen der Lichtöffnungen verlaufen konnten. Die filigrane Ortbetonkonstruktion mit ihrer dichten Bewehrung erforderte aufmerksames Verdichten, hier durch Außenrüttler an der selbstkletternden Schalung und ein sensibles Nachverdichten von Hand mit bis zu 20 Flaschenrüttlern. Es wurden Schichten von maximal 50 cm Lagendicke eingebracht und verdichtet. Pro Etage wurden ca. 50 m3 Schwarzbeton als Transportbeton der Klasse SB 4, Zementsorte CEM III/A 42,5, eingefärbt mit Flüssigschwarz der Firma Harold Scholz aus Recklinghausen, eingebaut. Die betonierten Abschnittshöhen waren zwischen 2,50 m und 4,80 m hoch. Die insgesamt 550 Öffnungen zwischen den Lisenen sind 20 oder 30 cm breit. A28 Beton- und Stahlbetonbau 107 (2012), Heft 3

Die Ausschalzeit bei den Wänden betrug zwei Tage. Kontinuierliche, strenge Baustoffüberwachung und ein eigenes Baustellenlabor sorgten für die durchgängig hohe Qualität des Sichtbetons. „In Farbe, Gleichmäßigkeit und Ausführung“, so die Architekten der THS, „überzeugt uns der Sichtbeton. Er steht im gewollten Kontrast zu dem Ziegelmauerwerk des Bestandsturms und symbolisiert durch seine Farbe die lange Bergbautradition“. Der denkmalgeschützte Förderturm wurde um einen sechsgeschossigen Glaskubus ergänzt. In den Etagen 5-11 des Bestandsturms hält das „Nordstern Videokunstzentrum – Sammlung Goetz / Neuer Berliner Kunstverein“ mit hochkarätiger Medienkunst Einzug. Die weiteren Etagen werden einer privatwirtschaftlichen Nutzung zugeführt. Die 18. Neubauebene ist öffentliche Dachterrasse– mit grandiosem Panoramablick ins auch für den Vorurteilsfreien überraschend grüne Revier.

Weitere Informationen: Westag & Getalit AG, Hellweg 15, 33378 Rheda-Wiedenbrück, Tel. (05242)17-0, Fax (05242)17-75000, zentral@westag-getalit.de, www.westag-getalit.de

aktuell

Ideenwettbewerb zu neuem Verbundwerkstoff Carbocrete

Weitere Informationen: SGL CARBON SE, Rheingaustr. 182, 65203 Wiesbaden, Tel. (06 11) 60 29-0, Fax (06 11) 60 29-3 05, cpc@sglcarbon.de, www.sglgroup.com

Prestigebau am Kaspischen Meer Baku, Aserbaidschan – Austragungsort des Eurovision Song Contest 2012. Stattfinden wird er in der „Baku Crystal Hall“, einer Multifunktionshalle, die von der ALPINE Bau Deutschland AG in Aserbaidschans Hauptstadt errichtet wird. Die spektakuläre Baku Crystal Hall wird am Platz der Staatsflaggen errichtet und der neue Blickfang im Hafen von Baku sein. Im Mai 2012 werden in der von ALPINE errichteten Halle an den drei Veranstaltungstagen je 16.000 Zuschauer den 2012 Song Contest live erleben. Vor den Fernsehbildschirmen werden voraussichtlich wieder über 100 Mio. Menschen aus der ganzen Welt mitverfolgen, welche Künstler aus den 43 teilnehmenden Nationen sich im Wettbewerb durchsetzen können. ALPINE begann im August 2011 den Bau der Multifunktionshalle. Als Hauptvertragspartner ist das Unternehmen verantwortlich für die Planung und den Bau der Baku Crystal Hall. Die Halle wird bis zu 25.000 Zuschauern Platz bieten. Momentan sorgen rund 500 Mitarbeiter auf Bakus bekanntester Baustelle für die zeitgerechte Fertigstellung. Weitere Informationen: ALPINE Bau Deutschland AG, Fürholzener Straße 12–14, 85386 Eching, Tel. (0 89) 3 27 11-0, Fax (0 89) 3 27 11-2 99, info@alpine-bau.de, www.alpine-bau.de

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Die SGL Group startete am 11. Januar 2012 ihren ersten offenen Ideenwettbewerb auf der Open Innovation Plattform von „Deutschland – Land der Ideen“. Die Frage an die Teilnehmer lautet: „Was mache ich aus Carbonbeton?“. Gesucht sind neue Anwendungen und Produktideen für diesen leichten, sehr festen und für Beton ungewohnt filigranen Werkstoff, der z. B. auch schon zur Herstellung von Designer-Sitzmöbeln eingesetzt wird. Besonders großes Potential liegt aber im Einsatz in der Bauindustrie, in der Instandsetzung und Bauverstärkung von Brücken, Tunneln, Gebäuden aber auch im Neubau. Der unter dem Markennamen Carbocrete angemeldete Verbundwerkstoff aus Carbonfasern und Beton versteht sich in diesem Umfeld als Alternative zu Stahlbeton, denn er ist bis zu 75 % leichter, dabei langlebiger und korrosionsbeständig. Die SGL Group arbeitet derzeit gemeinsam mit Partnern an konkreten Projekten, wobei neben CFK-Lamellen auch bereits carbonfaserverstärkter Beton mit Carbonfasern in Form von Gelegen, Geweben, speziell entwickelten Gitternetzen und Kurzschnittfasern eingesetzt wird. Die vielfältigen Anwendungsund Designmöglichkeiten von Carbonbeton sollen damit aber längst nicht ausgeschöpft sein. Dr. Hubert Jäger, Konzernforschungsleiter der SGL Group, beschreibt die Open Innovation Initiative als folgerichtigen Schritt für sein Unternehmen, das seit jeher größten Wert auf Kooperation mit Industriepartnern und Forschungseinrichtungen legt und neue Anwendungen grundsätzlich nur gemeinsam mit Endanwendern entwickelt. „Wir sind gespannt zu erfahren, welches Potential Architekten, Designer, Ingenieure und kreative Köpfe aus ganz anderen Branchen in unseren Werkstoffen sehen.“ Die Hauptgewinner des mit 15.000 € prämierten Preises sollen ihre Ideen im Rahmen einer Fachkonferenz der SGL Group im April 2012 der Öffentlichkeit vorstellen.

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Anbieterverzeichnis

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Wilhelm Modersohn GmbH & Co. KG Eggeweg 2a 32139 Spenge Tel.: (052 25) 87 99-0 Fax: (05225) 8799-201 E-Mail: info@mconstruct.de Internet: www.mconstruct.de MOSO-MBA Ankerschienen MOSO-Betonbewehrung und Bewehrungskonstruktionen Anker- und Anschweißplatten Kantenschutzprofile und Verkleidungen Denkmal- und Altbausanierungsbefestigungen Spezialbefestigungen für Tunnel, Brücken und Kraftwerke Dübelsysteme und Normteile aus Edelstahl Rostfrei

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HALFEN Vertriebsgesellschaft mbH Katzbergstraße 3 D-40764 Langenfeld Tel. (0 21 73) 9 70-0 Fax (0 21 73) 9 70-2 25 e-Mail: info@halfen.de Internet: www.halfen.de BETON: Verankerungstechnik FASSADE: Befestigungssysteme MONTAGETECHNIK: Produkte und Systeme

Beton- und Stahlbetonbau 107 (2012), Heft 3

Wilhelm Modersohn GmbH & Co. KG Eggeweg 2a 32139 Spenge Tel.: (0 5225) 8799-0 Fax: (05225) 8799-201 E-Mail: info@mconstruct.de Internet: www.mconstruct.de MOSO-MBA Ankerschienen MOSO-Betonbewehrung und Bewehrungskonstruktionen Anker- und Anschweißplatten Kantenschutzprofile und Verkleidungen Denkmal- und Altbausanierungsbefestigungen Spezialbefestigungen für Tunnel, Brücken und Kraftwerke Dübelsysteme und Normteile aus Edelstahl Rostfrei

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Bewehrung

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Betoninstandsetzung

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Wilhelm Modersohn GmbH & Co. KG Eggeweg 2a 32139 Spenge Tel.: (0 5225) 87 99-0 Fax: (0 5225) 8799-201 E-Mail: info@mconstruct.de Internet: www.mconstruct.de MOSO-MBA Ankerschienen MOSO-Betonbewehrung und Bewehrungskonstruktionen Anker- und Anschweißplatten Kantenschutzprofile und Verkleidungen Denkmal- und Altbausanierungsbefestigungen Spezialbefestigungen für Tunnel, Brücken und Kraftwerke Dübelsysteme und Normteile aus Edelstahl Rostfrei

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RW Sollinger Hütte GmbH Auschnippe 52 · 37170 Uslar Tel.: 05571 305-0 Fax: 05571 305-26 e-mail: info@rwsh.de Internet: www.rwsh.de • Neubau, Sanierung und Montage von – Bauwerkslagern – Fahrbahnübergängen – Brückengeländern – Brückenausstattungen • Dienstleistungen – Komplexe Sanierung von Brücken- und Ingenieurbauwerken – Engineering Leistungen für Dehnfugen und Bauwerkslager

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Durchstanzbewehrung ANCOTECH GmbH Spezialbewehrungen Robert-Perthel-Straße 72 50739 Köln Tel.: (02 21) 5 00 81-74 Fax: (02 21) 5 00 81-79 e-Mail: info@ancotech.de Internet: www.ancotech.de – Durchstanz- und Schubbewehrung – Nichtrostende Edelstahlbewehrung

Edelstahlbefestigungen

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Fachliteratur Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG Rotherstraße 21 D-10245 Berlin Tel. +49 (0)30 4 70 31 2 00 Fax +49 (0)30 4 70 31 2 70 e-mail: info@ernst-und-sohn.de Internet: www.ernst-und-sohn.de

Beton- und Stahlbetonbau 107 (2012), Heft 3

A31

Mauerwerksabfangungen

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Sanierung

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A32

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Max Frank GmbH & Co. KG Technologien für die Bauindustrie Mitterweg 1 D-94339 Leiblfing Tel. +49 (0) 94 27/1 89-0 Fax +49 (0) 94 27/15 88 info@maxfrank.de www.maxfrank.de

Beton- und Stahlbetonbau 107 (2012), Heft 3

GERB Schwingungsisolierungen GmbH & Co. KG Berlin/Essen Elastische Gebäudelagerung, Schwingböden, Raum-in-RaumLösungen, Schwingungstilger Tel. Berlin (0 30) 41 91-0 Tel. Essen (0201) 266 04-0 E-mail: info@gerb.com www.gerb.com

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Tekla GmbH Rathausplatz 12–14 D-65760 Eschborn 0 61 96-4 73 08 30 0 61 96-4 73 08 40 contact@de.tekla.com www.tekla.com

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BSW GmbH Am Hilgenacker 24 D-57319 Bad Berleburg Tel. (027 51) 803-124 Fax (02751) 803-159 E-Mail: info@berleburger.de Internet: www.bsw-schwingungstechnik.de Trittschalldämmung für hoch belastbare Estriche mit bauaufsichtlicher Zulassung

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Wilhelm Modersohn GmbH & Co. KG Eggeweg 2a 32139 Spenge Tel.: (0 5225) 8799-0 Fax: (05225) 67 10 E-Mail: info@mfixings.de Internet: www.mfixings.de MOSO-Fassadenbefestigungen MOSO-Lochband Bewehrung MOSO-Fertigteilbefestigungen Konsolanker bis 25 kN Fassadenplattenanker bis 56 kN Gerüstverankerungen

Beton- und Stahlbetonbau 107 (2012), Heft 3

A33

Editorial

Hundert Prozent Von verschiedenen Seiten wird angemerkt, dass es bei der Herstellung von Brücken immer öfter zu qualitativen Problemen kommt. Das verwundert nicht – gibt es doch einen direkten Zusammenhang zwischen der Qualität und den Honoraren für die Beratenden Ingenieure, die diese für ihre Planungsleistungen erhalten. Mittlerweile ist der Preiskampf um den Erhalt von Aufträgen auf ein Niveau gefallen, das mit der HOAI absolut nichts mehr zu tun hat. Angebote für weniger als 50 % des HOAI-Niveaus sind keine Seltenheit mehr. Wenn man davon ausgeht, dass die Werte der Honorarordnung für eine verantwortungsbewusste Planung notwendig sind, bedeutet dies im Klartext: Um die Kosten eines Büros tragen zu können, muss ein Beratender Ingenieur jeweils zwei Bauwerke parallel bearbeiten und kann sich auch nur entsprechend mit halber Kraft den beiden Projekten widmen. Diese Entwicklung ist das Ergebnis eines Wettbewerbs, an dem alle am Baugeschehen Beteiligten ihren Teil an Verantwortung tragen – auch die Ingenieure. Aber es leiden auch alle Beteiligten unter dieser Entwicklung – zumindest, wenn man langfristig denkt. Deswegen sollten sich Bauherren, Baufirmen und Beratende Ingenieure neu besinnen und Prof. Manfred Curbach, für die Planungsleistungen die vollen Honorare nach HOAI in Ansatz bringen. Die Vorteile lassen TU Dresden sich nicht in Geld aufwiegen: Die Bauherren, und damit die Gesellschaft, erhalten Bauwerke, die im Hinblick auf die gewünschte Qualität, die Standsicherheit, die Gebrauchstauglichkeit und die Dauerhaltigkeit den Ansprüchen genügen, die alle Menschen, alle Nutzer an sie stellen. Die Gesamtbaukosten steigen durch diese Maßnahme um ca. 2 %, eine Steigerung, die im Vergleich zu dem Gewinn an Qualität marginal ist und die der Bauherr, in den meisten Fällen der Staat und damit letztlich wir, gerne bezahlen sollte. Für die Baufirmen sind die Honorare innerhalb ihrer Kalkulation ein „Durchlaufposten“ (oder sollten es zumindest sein), so dass es im Preiswettbewerb um den Erhalt eines Auftrages keinerlei Auswirkungen hätte. Im Gegenteil: die Baufirmen könnten sicher sein, dass sie für ihren Auftrag, eine Brücke zu bauen, die bestmögliche Beratung bekommen, was sich in jedem Fall, das heißt auch im Hinblick auf die Kosten, für sie positiv auswirkt. Die Beratenden Ingenieure bekämen ein auskömmliches Honorar, das es ihnen ermöglicht, ihre Verantwortung für ein Bauwerk in einer Weise wahrzunehmen, die dem Selbstverständnis des Ingenieurs entspricht. Der Wettbewerb unter den Beratenden Ingenieuren über den Preis, um einen Auftrag zu bekommen, würde durch einen Wettbewerb über die Leistung abgelöst. Und jeder Beratende Ingenieur dürfte das Selbstbewusstsein besitzen, dass er für ein auskömmliches Honorar eine hervorragende Leistung zu liefern in der Lage ist. Ich appelliere deshalb an alle im Brückenbau Tätigen, diesem Vorschlag zu folgen. Nur wenn sich wirklich alle ihrer Verantwortung stellen und sich der Vorteile bewusst sind, haben wir die Chance, zuversichtlich in die Zukunft zu blicken. Wir sollten uns fragen, warum wir nicht heute damit beginnen, auf diese Weise fairer miteinander umzugehen, zumal es ein Vorgehen wäre, das absolut keine Nachteile aufweist. Durch eine derartige gemeinsame Aktion würden wir alle auch etwas für das Ansehen unseres Berufsstandes und unserer Arbeit tun, die letztlich im Dienste der Sicherheit unserer Bauwerke steht. Auch wenn es bei den hier entwickelten Gedanken nur um Brücken ging, sind nicht nur Brückenbauer gemeint. Wenn dieser überschaubare Kreis einen Anfang machen würde und man sich auf ein gemeinsames Vorgehen einigen könnte, wäre das ein Vorbild auch für alle anderen am Baugeschehen Beteiligten, sich ebenfalls der enormen Vorteile bewusst zu werden und sich dem anzuschließen. Denn nur wer hundert Prozent seiner Leistung bezahlt bekommt, kann hundertprozentig arbeiten.

Quelle: Curbach, Manfred: Hundert Prozent. Vorwort in Beton- und Stahlbetonbau 101 (2006), Heft 3, S. 131. Der Autor und die Redaktion haben sich dazu entschlossen, den Text des Vorworts aus dem Jahr 2006 an dieser Stelle in gleichem Wortlaut nochmals abzudrucken, da sich an der damaligen Situation bis heute nichts geändert hat. Reaktionen erbeten an den Autor unter manfred.curbach@tu-dresden.de und/oder an die Redaktion unter bust@iki.boku.ac.at

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Fachthemen DOI: 10.1002/best.201200005

Christina Fust Maren Wolff Peter Mark Michael Borowski

Nachträgliche Verankerung von Querspanngliedern Klemmkonstruktionen zum Ersatzneubau der Deelbögebrücke Für den abschnittsweisen Ersatzneubau der Deelbögebrücke wurde in Zusammenarbeit zwischen dem Landesbetrieb Straßen, Brücken und Gewässer Hamburg (LSBG), dem Ingenieurbüro Grassl und dem Lehrstuhl für Massivbau der Ruhr-Universität Bochum ein Verfahren zur nachträglichen Zwischenverankerung von Querspanngliedern entwickelt. Dieses ermöglicht den Erhalt eines Teils der Brücke für eine ungestörte Verkehrsführung während der Bauzeit. Eine Stahlklemmkonstruktion überträgt über Reibschluss die freiwerdende Vorspannkraft und leitet sie über Druckkräfte in den verbleiben Überbau wieder ein. Der Beitrag zeigt den Entwurf für den Rückbau, die Entwicklung und experimentelle Untersuchung der Stahlklemmkonstruktion und die erfolgreiche Umsetzung der Baumaßnahme. Subsequent anchorage of transverse prestressing cables clamping devices to rebuild Deelböge Bridge In a collaboration of the Agency of Roads, Bridges and Waters of the Free and Hanseatic City of Hamburg (LSBG), the Grassl Consultant Engineers and the Institute of Concrete Structures at the Ruhr-University of Bochum, a clamping device to subsequently anchor transverse prestressing bars is developed. It transfers the released prestressing forces via shear friction to clamping steel plates and then by direct compressive contact to the surrounding concrete. The device is applied to stepwise rebuild the Deelböge Bridge in Hamburg continuously ensuring an ongoing traffic on one side of the bridge during building activities. The contribution lays out the conceptual design of the bridge rebuilt, the theoretical and technical elaboration of the clamping device as well as its successful application on site.

spielsweise mit einem Sägeschnitt. Bild 1 zeigt typische Beispiele. Eine durchgehende Quervorspannung würde ebenso durchtrennt, ist aber für den zunächst verbleibenden Brückenteil der Altbetonkonstruktion ausreichend tragfähig zu erhalten und entsprechend zu verankern [4]. Eine Verbundverankerung über den Verpressmörtel im Hüllrohr widerspricht den Zulassungen der Spannverfahren. Zudem weisen ältere Brücken häufig auch glatte Spannstäbe mit entsprechend großen Verankerungslängen auf [5, 6]. Zum Teil ist auch die Vollständigkeit der Verpressung fraglich [1, 4]. Tue et al. [4] bzw. Novak et al. [7] schlagen daher Verbundverankerungen mit UHPC-Betonplomben bzw. separaten Verankerungselementen vor. Aufgrund der schlechten Altbetonqualität, des geringen Platzes zur Neuverankerung sowie der wenigen, glatten Spannstäbe wurde im Rahmen der Entwurfsplanung ein alternatives Verfahren entwickelt, umfangreich im Labor und vor Ort getestet und erfolgreich eingesetzt.

1 Einleitung Mehr und mehr Brückenbauwerke sind durch Neubauten zu ersetzen. Die Gründe dafür sind vielfältig und können sich aus Schädigungen am Bauwerk, Änderungen der Nutzung bzw. der Verkehrsbelastung oder auch dem planmäßigen Erreichen der vorgesehenen Nutzungsdauer ergeben. In der Regel ist bei Ersatzneubauten der Verkehrsfluss so weit wie möglich aufrecht zu erhalten. Das gilt besonders für zentrale, innerstädtische Verkehrsadern, Autobahnen und Fernstraßen. Eine Variante ist das Verschwenken des Verkehrs auf eine Brückenseite. Es folgen Abbruch und Ersatzneubau der verbleibenden Seite, die andere Brückenseite folgt in einem analogen zweiten Schritt. Brücken mit einer durchgehenden Fahrbahnplatte aus Beton sind dazu in Längsrichtung zu trennen, bei-

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Bild 1. Einseitige Verschwenkung und Brückenquerschnitte mit durchgehender Fahrbahnplatte, Verkehrsbandmaße nach [2, 3] Fig. 1. Traffic deviation and superstructures with continuous deck slabs, traffic areas acc. to [2, 3]

Ch. Fust/M. Wolff/P. Mark/M. Borowski · Nachträgliche Verankerung von Querspanngliedern

2 Entwurf 2.1 Ausgangssituation Die Deelbögebrücke ist eine einfeldrige Spannbetonbrücke mit drei Hohlkästen aus dem Jahr 1971 mit einer Vorspannung in Längs- und Querrichtung. Die Brücke überführt die Straße Deelböge mit einer Spannweite von ca. 43 m über den Alsterlauf (Bilder 2 und 3). Sie weitet sich im Grundriss entsprechend der Verkehrsführung von 28 m auf 36 m auf. Der Straßenzug ist eine Hauptverbindung in Ost-West Richtung im Norden Hamburgs und dient als Zubringer zur Autobahn A7. Die Verkehrsbelastung beträgt ca. 56.000 Kfz/Tag. Bereits wenige Jahre nach Fertigstellung der Brücke wurden zahlreiche Risse an den Stegen der Hohlkästen festgestellt, die auf eine aggressive Alkali-Kieselsäure-Reaktion zurückzuführen waren. Als Reaktion wurden die Risse zunächst verpresst und die Hohlkastenaußenflächen beschichtet, um ein Eindringen von Feuchtigkeit in den Hohlkasten so weit wie möglich zu verhindern. Bauwerksprüfungen stellten eine besorgniserregende Zunahme von Rissen fest. Untersuchungen an Bohrkernen des Überbaus zeigten, dass die bereits früher festgestellte Alkali-Kieselsäure-Reaktion im Beton nicht abgeklungen war. Dadurch war das Betongefüge so weit zerstört, dass die rechnerische Betondruckfestigkeit statt der eines Betons B450 (ca. C30/37) einem Beton der Festigkeitsklasse C25/30 entsprach.

Bild 2. Die Deelböge Brücke in Hamburg Fig. 2. The Deelböge Bridge in Hamburg, Germany

Zusammengenommen hatte dies zur Folge, dass die rechnerische Tragfähigkeit des Brückenüberbaus, insbesondere unter Berücksichtigung der heutigen verkehrlichen Belastung, nicht mehr ausreichend war. Aufgrund der schlechten Betonqualität bestand keine sinnvolle technische Möglichkeit, den vorhandenen Brückenüberbau instand zu setzen. Im Hinblick auf die Verkehrssicherheit war es daher zwingend erforderlich, den Überbau und die Widerlager der vorhandenen Brücke innerhalb kürzester Zeit durch einen Neubau zu ersetzen.

Bild 3. Bestandszeichnung: Brückenuntersicht Fig. 3. As-built drawing of the bridge: view from below

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Bild 4. Verkehrsführung auf dem verbleibenden Überbau; Überbau ist nach Süden verschoben Fig. 4. Traffic lanes on the remaining superstructure, superstructure is moved to the south

2.2 Entwurfsgrundlagen Zur Reduzierung der Beanspruchungen des Überbaus wurden zwei der sechs Fahrstreifen im Bereich des hauptsächlich geschädigten nördlichen Hohlkastens als Sofortmaßnahme gesperrt. Eine weitere Einschränkung der Verkehre während der Grundinstandsetzung bis hin zur Vollsperrung über einen längeren Zeitraum war aufgrund der Bedeutung der Deelböge als Hauptverkehrsstrecke und mangelnder Ausweichstrecken nicht möglich. Während der Bauzeit müssen permanent ein Geh- und Radweg mit einer Breite von 3,0 m sowie zwei der zuvor drei Fahrstreifen je Fahrtrichtung zur Verfügung stehen. Die Bebauung der angrenzenden Grundstücke verhinderte den Bau einer Behelfsbrücke für den Straßenverkehr parallel zur vorhandenen Brücke. Die Beeinträchtigung dieser Grundstücke musste während der Erneuerung der Brücke so gering wie möglich gehalten werden. Auch die Schifffahrt auf dem unter der Brücke verlaufenden Alsterlauf durfte während der Grundinstandsetzung nicht dauerhaft unterbrochen werden. Eine Unterstützung der Brücke schied durch das erforderliche Lichtraumprofil damit ebenfalls aus. Mit diesen Randbedingungen ergab sich der halbseitige Rück- und Ersatzneubau der Brücke als wirtschaftlichste und technisch sinnvollste Lösung. Der halbseitige Rückbau bedeutete eine Trennung des vorhandenen Überbaus in Längsrichtung und damit auch der Querspannglieder. Es musste somit eine Lösung gefunden werden, die Spannglieder nachträglich zu verankern, um so die Einleitung der vollen Vorspannkraft sicherzustellen.

2.3 Bauablauf und Verkehrsführung Maßgebend für den Bauablauf war die Forderung nach der Aufrechterhaltung des Verkehrs während der gesamten Bauzeit bzw. die Minimierung der Wochenendsperrungen auf fünf Stück während der 21monatigen Ausführung der Gesamtmaßnahme. Vor Beginn der Rückbauarbeiten werden die Fußgänger, Radfahrer sowie die Leitungen auf eine parallele Behelfsbrücke südlich der vorhandenen Brücke verlegt (Bild 4). Der Rückbau der vorhandenen Brücke beginnt mit dem nördlichen, stärker geschädigten Überbauteil. Der Straßenverkehr verläuft währenddessen auf dem süd-

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Bild 5. Querschnitt West mit Verkehrsführung: A) Vorhandener Zustand (∼ 6 x 3,0 m-Fahrstreifen), B) Zustand Abbruch des nördl. Überbauteils (∼ 4 x 2,50 m-Fahrstreifen) Fig. 5. Western cross section and traffic lanes: A) Present situation (∼ 6 x 3,0 m lanes) B) Situation after dismantling the northern superstructure (∼ 4 x 2,50 m lanes)

lichen Brückenteil. Die Breite des verbleibenden Brückenteils ergibt sich dabei zum einen aus der Forderung einer vierstreifigen Verkehrsführung im Bauzustand. Zum anderen muss die Tragfähigkeit des verbleibenden Querschnitts in Längsrichtung der Brücke sichergestellt sein. Der aus diesen Vorgaben resultierende Trennschnitt ist in den Bildern 4 und 5 dargestellt. Südlich der Trennschnittebene wird unter laufendem Verkehr die neue Verankerung der Spannglieder hergestellt. Nach der Herstellung der Spanngliedverankerungen wird der verbleibende Überbauteil nach Süden verschoben (Bild 4). Die Lagerung der Brücke erfolgt dabei weiterhin auf den vorhandenen Widerlagern. Durch den Verschub wird Platz für den Abbruch des nördlichen Widerlagerteils sowie den halbseitigen Neubau von Widerlagern und Überbau geschaffen. Sobald der neue Überbauteil erstellt und mit einem provisorischen Ausbau ausgestattet ist, werden die Verkehre auf diesen verlegt. Der Abbruch und Ersatzneubau des südlichen Brückenteils kann dann beginnen.

3 Das Verankerungssystem Das Verankerungssystem aus Stahlplatten und vorgespannten Schrauben wurde mit dem Bauwerk entnomme-

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nen Spannstahlproben an der Ruhr-Universität Bochum in Zusammenarbeit zwischen dem Lehrstuhl für Massivbau und der Versuchseinrichtung KIBKON der Fakultät für Bau- und Umweltingenieurwissenschaften entwickelt. Bis zur tatsächlichen Verwendung am Bauwerk sind folgende Schritte durchlaufen worden: – Entwicklung der eigentlichen Klemmkonstruktion und Nachweis des Reibschlusses gegenüber quasi-statischer Belastung und zyklischer Wechselbeanspruchung (500.000 Lastwechsel) im Labor. – Test eines Prototyps vor Ort mit Zusatzbewehrung zur lokalen Lasteinleitung. – Erteilung der Zustimmung im Einzelfall durch den Landesbetrieb Straßen, Brücken und Gewässer (LSBG), statische Prüfstelle des LSBG.

3.1 Grundlagen Bild 6 zeigt das Klemmsystem in seinen Bauteilen, geometrischen Abmessungen und dem Prinzip der Lasteinleitung vom Spannglied hin zum Altbeton des Überbaus. Die freiwerdende Spannstahlkraft wird nach dem Durchtrennen der Fahrbahnplatte durch die Stahlklemmkonstruktion über Reibschluss aufgenommen und an einen Vergusskörper aus hochfestem Beton (ca. 35–55 × 80 × 22 cm) durch Druckpressung weitergegeben. Dieser leitet, ebenfalls über Druckspannungen, die Vorspannkraft wieder in den verbleibenden Überbau ein. Dabei wird die Druckpressung auf den Altbeton über die Lasteintragsfläche des Vergussbetonkörpers so reduziert, dass sie mit den vorhandenen Restfestigkeiten noch aufgenommen werden kann. Zusatzbewehrungen in horizontalen wie vertikalen Richtungen nehmen die lokalen Zugkräfte aus Spaltzug, Randzug und kontinuitätssichernder Rückhängung auf.

Bild 6. Schematische Darstellung der Klemmverankerung und des Betonankerkörpers Fig. 6. Schematic sketch of the anchorage device and the concrete anchor block

Grundsätzlich basieren Entwicklung und Bemessung des Verankerungssystems auf dem Sicherheitskonzept nach [8] sowie den Bemessungswerten der Materialfestigkeiten nach [9, 10].

3.2 Funktionsweise der Stahlklemmkonstruktion Die Spannglieder bestehen aus drei glatten Einzeldrähten (∅ 12,2 mm) der Festigkeitsklasse 125/140, die verpresst in einem Hüllrohr (∅ 3,0 cm) liegen. Die Spannkraft beträgt 252 kN je Spannglied. Die Stahlklemmkonstruktion besteht aus Stahl der Güte S 355 und sechs HV-Schrauben M24 10.9. Die Bleche sind dabei auf Querbiegung infolge der hohen Klemmkräfte bemessen, was Blechstärken von mindestens 4 cm nötig macht. Die drei Spanndrähte sind in einer trapezförmigen Nut geführt (vgl. Bild 6). Durch Ansatz von Toleranzen erlaubt sie einen zwängungsarmen Einbau, auch wenn die Spannglieder vor Ort nicht exakt beieinander oder verdreht liegen. Zur Vermeidung von Kerbwirkungen aus dem Kontakt von Blech zu Spannstahl am Ende der Klemme sind die Nutenden konisch abgerundet. Die für den Reibschluss erforderliche Klemmkraft FS = ΣFS,i wird durch sechs hochfeste, vorgespannte Schrauben aufgebracht, die nach Reibgesetz (vgl. z. B. [13, 14]) für eine Vorspannkraft FP und einen Reibungskoeffizienten μ mindestens FS ≥

(1)

betragen muss. Um die Vorspannkraft sicher zu übertragen, darf die Haftreibung nicht überschritten sein. Der Übergang von statischer Reibung (Haften) zum Gleiten geht typischerweise mit der Überwindung von Materialrauigkeiten einher (sogenanntes Einebnen nach [13]). Ist das System in Bewegung (Gleiten), fällt der Reibbeiwert in der Regel unter den Haftreibungskoeffizienten μH. Da technische Reibungsprozesse stets verschiedenen Wechselwirkungen und Einflüssen zwischen mitwirkenden Körpern und Materialien unterliegen, wird der erforderliche Koeffizient μH experimentell ermittelt [13]. Zur Dimensionierung wird μH aufgrund der unvermeidbaren Streuungsbehaftung mit einem Teilsicherheitsbeiwert von γR = 1,5 belegt. Mit μH = 0,3 und FP = 252 kN ergibt sich aus

Bild 7. Eindrücken des oberen Spannstahls in das Blech der Klemmkonstruktion Fig. 7. Indentation of the upper prestressing bar into the notch’s surface

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FS ≥

Fp μH γR

(2)

eine Mindestanpresskraft von FS = 1320 kN. Der dadurch zwischen Spannglied und Stahlblech entstehende Pressdruck überschreitet deutlich Pressungswerte nach Hertz (Bild 7), sodass planmäßig plastische Eindrückungen in das weichere Blechmaterial (fp,0.1k/fyk ∼ 125/35,5 = 3,5) entstehen. Bild 7 unten zeigt die rund 1 mm tiefe, wannenartige Eindrückung. Der Spannstahl bleibt davon unbetroffen.

4 Experimentelle Untersuchungen Ziele der Experimente sind im Wesentlichen: – Ermittlung eines geeigneten, konservativen Haftreibungsbeiwertes μH für den relevanten Kraftbereich von Spannkraft und Klemmkraft. – Absicherung der rutschfreien Klemmfunktion zum Spannglied gegen: a. Quasi-statische Beanspruchungen b. Wechselbeanspruchungen (high-cycle fatique) aus dem rollenden Straßenverkehr, wobei aufgrund der geringen Reststandzeit eine Lastwechselzahl von 500.000 festgelegt wird. – Praxistest am Prototyp vor Ort zur planmäßigen Funktionsweise und Einbaubarkeit.

4.1 Ermittlung des Haftreibungskoeffizienten Drei Spanndrähte werden in Wegregelung aus Prototypen des Stahlklemmelements ausgezogen (Bild 8). Dabei kündigt sich das Ende des Haftens mit Übergang zum Gleiten durch folgende Indikatoren an: – Relativverschiebung zwischen Ankerelement und Spannstahl, durch einen induktiven Wegaufnehmer aufgenommen. – Erreichen einer maximalen Auszugskraft FP, welche anschließend abfällt und asymptotisch stagniert – gemessenen anhand von Last-Verformungs-Kurven. Das Bild 9 zeigt derartige Aufzeichnungen mit den typischen Maximalwerten der Auszugskräfte (Haften), die mit erstem „ Rutschen“ in der Verankerung – der Wegaufnehmer zeigt eine Verformung u > 0 – abfallen. Die Identifizierung eindeutiger Haftreibungsbeiwerte erfordert neben der Messung der Auszugskraft FP eine möglichst genaue Bestimmung der gleichzeitig wirkenden Klemmkraft FS durch die Schrauben. Die Messung der Schraubenkräfte erfolgt über mit Dehnungs-Mess-Streifen (DMS) versehene Muttern. Die Schraubenkräfte selber werden über einen Drehmomentenschlüssel aufgebracht – analog zu der geplanten Ausführung vor Ort. Eine vorab durchgeführte Kalibrierung stellt dabei einen annähernd linearen Zusammenhang zwischen Dehnungen an der Oberfläche der Muttern und der einwirkenden Schraubenkraft her. Die Klemmkraft lässt sich so relativ präzise über die Summe der sechs Schraubenkräfte bestimmen (vgl. [12]). So muss nicht indirekt und wesentlich ungenauer aus aufgebrachten Drehmomenten eines Drehmomentenschlüssels auf die tat-

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Bild 8. Versuchsaufbau der Reibversuche. Messung der Klemmkraft FS mit „Mess-Muttern“ Fig. 8. Experimental setup of friction tests. Measurement of the clamping force FS with „measuring nuts“

Bild 9. Kräfteverhältnisse Fp/Fs und zugehörige Verformungen aufgetragen über den Kolbenweg im zweiten Prüfzyklus, R11 nicht enthalten Fig. 9. Forces ratio and corresponding deformations over the piston stroke for the second cycle. R11 excluded

sächlichen Schraubenvorspannkräfte geschlossen werden. Gegenseitige Beeinflussungen des hintereinander erfolgenden Anziehens sind ebenso erfasst. Nach Bowden und Taylor in [14] nimmt der Reibkoeffizient mit steigender Normalkraft ab. Daher werden ver-

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Zyklus 2

Zyklus 1

Tabelle 1. Ergebnisse der Reibversuche: Reibbeiwerte mit zugehörigen Spannstahl- und Klemmkräften Table 1. Results of friction tests: Coefficients of static friction and corresponding prestressing and clamping forces Nr.

Drehmonent [Nm]

FS [kN]

FP [kN]

μH [–]

100

1,41

200

171

145

0,85

250

297

199

0,67

300

527

254

0,48

100

102

108

1,06

200

365

175

0,48

250

542

207

0,38

300

722

243

0,34

400

987

301

0,31

R10

500

1211

350

0,29

R11

600

1478

400

> 0,27

schiedene Niveaus der Schraubenvorspannung in zwei Zyklen untersucht. Die Schraubverbindungen sind vor dem Einbau gefettet und über einen Momentenschlüssel in mehreren Durchläufen (Nachspannen) auf das jeweilige Niveau vorgespannt. Jeder Einzelversuch endet nach eindeutigem Gleiten. Anschließend werden die Schrauben entlastet und auf ein neues Niveau vorgespannt. Zur Gewährleistung gleicher Oberflächenverhältnisse werden die Bleche zwischen den Zyklen ausgetauscht und die Spannstähle um 90° gedreht. Der zweite Zyklus reicht bis zu einer Auszugskraft von 400 kN, welche deutlich über der vorhandenen Quervorspannkraft von 252 kN liegt und der Kapazitätsgrenze der verwendeten Maschine entspricht. Bild 9 zeigt die Auszugslast-Verformungs-Beziehungen des zweiten Prüfzyklus in relativer Form, also normiert auf die Klemmkraft FS. Trotz absolut kleinen Werten FS erreichen daher die ersten Versuche höhere Relationen FP/FS und zeigen einen deutlichen Lastabfall nach Überschreiten der Haftgrenze zum Gleiten. In dem hier relevanten Lastbereich jenseits von FP = 250 kN entfällt dieser Effekt durch fortschreitende Einebnung [13] der Nutoberfläche nahezu völlig, und ein wenig streuender Haftreibungskoeffizient stellt sich ein. Die ermittelten Haftreibungskoeffizienten können Tabelle 1 und Bild 10 entnommen werden. Sie zeigen die erwartete deutliche Abhängigkeit von der Anpresskraft und konvergieren für große Klemmkräfte gegen einen ebenso erwarteten Wert von μH ∼ 0,3 ( vgl. [14 bis 17]).

4.2 Lastübertragungsversuche Als Nachweis der rutschfreien Klemmwirkung – kontrolliert mittels induktiver Wegaufnehmer – gegenüber Lastwechselbeanspruchungen wird auf ein Versuchsprinzip der ETAG 013 [11] für Spanngliedverankerungen zurückgegriffen. Die planmäßig mit FS = 6 · 220 = 1320 kN geklemmten Spannstähle werden dazu in folgenden drei Schritten belastet:

Bild 10. Haftreibungsbeiwerte und Klemmkräfte der durchgeführten Reibversuche Fig. 10. Coefficients of static friction and corresponding clamping forces

– Schritt 1: Aufbringen und Halten (30 Minuten) einer Oberlast von 65 % fp,0,1k in Wegregelung. – Schritt 2: 500.000 Lastwechsel mit einer Amplitude von 80 MPa und einer Frequenz von 4 Hz (kraftgesteuert) – leicht oberhalb des Gebrauchsspannungsniveaus – abfallend von 65 % fp,0,1k. – Schritt 3: Erneute statische Belastung bis zum Rutschen bzw. Versagen des Spannstahls. Die Versuchsergebnisse dokumentieren die Bilder 11 bis 13. Die Klemmkonstruktion besteht die Beanspruchungen schlupffrei (u = 0) bis zu einer Grenzlast knapp unter 400 kN im Schritt 3, bei der der Versuch abgebrochen wurde.

4.3 Vor-Ort Untersuchung Im Rahmen einer Vor-Ort Untersuchung wird ein Prototyp der Stahlklemmkonstruktion an einem freigelegten Spannglied auf dem bereits für den Verkehr gesperrten Überbauteil der Deelbögebrücke montiert. Die entstandene Öffnung von ca. 50 × 80 × 25 cm Größe wird mit Zusatzbewehrung versehen und mit hochfestem, fließfähigem Beton verfüllt. Das Trennen des Spanngliedes erfolgt nach ausreichender Erhärtungszeit mit einem Kernbohrgerät und zwar nacheinander an den Stellen 1, 2 und 3 (Bild 14). Auf den Spannstahl aufgebrachte DMS vor und hinter der Stahlklemme geben beim Trennen Aufschluss über eventuelle Bewegungen des Spannstahls innerhalb der Klemme oder auf Bewegungen innerhalb des Betonkörpers. Zusätzlich wird an einem zweiten, nicht speziell neu verankerten Spannglied eine weitere Messstelle mit drei DMS eingerichtet. Es wird ebenfalls getrennt, um Aufschluss über eine eventuelle Beeinflussung der Spannglieder untereinander und die Verbundverankerung des vorhandenen Verpressmörtels zu erhalten. Bild 14 zeigt Versuchsaufbau und Ergebnisse der Messung. Die Versuche verdeutlichen im Wesentlichen zwei Punkte: a. Die nicht rechnerisch angesetzte Verbundwirkung des vorhandenen Verpressmörtels ist trotz glatter Spannstahloberfläche sehr hoch. Trennschnitt 1 bewirkt kei-

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Bild 11. Kolbenkraft sowie relative Verschiebung (u = 0) des Spannstahls über der Zeit im Schritt 1 Fig. 11. Piston force and relative displacement (u = 0) of the prestressing bars versus time in step one

Bild 14. Versuchsaufbau und Dehnungsmessungen im VorOrt Versuch Fig. 14. Experimental setup and strain measurements during prototype testing

Bild 12. Kolbenkraft sowie Relativverschiebung des Spannstahls (u = 0) aufgetragen über der Zeit im Schritt 2 Fig. 12. Piston force and relative displacement (u = 0) of the prestressing bars versus time in step two

ne merkliche Dehnungsänderung in dem ca. 80 cm entfernten Messpunkt. Gleiches zeigt sich auch im Trennschnitt 3 nach rund 110 cm. Die vollständige Spannkraftverankerung über Verbund gelingt also über minimal 80 cm, was einer mittleren Verbundspannung von mindestens 3 N/mm² entspricht. b. Nach Trennschnitt 2 lässt sich an den je Spannstahl aufgebrachten DMS 1 bis 3 eine freiwerdende Kraft von Δε A PEP ≈ 2,5 · 10–3 π

1,222 3 · 19.500 = 171 kN 4

(3)

errechnen. Ein Teil der Spannkraft von ursprünglich ca. 250 kN ist also auch hier über den kurzen Verbundweg bereits in den umgebenden Beton abgeleitet. Die Klemmverankerung arbeitet erwartungsgemäß einwandfrei, sodass hinter dem Verankerungselement keine messbaren Dehnungsänderungen mehr im Spannstahl auftreten.

5 Ausführung 5.1 Allgemeines

Bild 13. Kolbenkraft und Relativverschiebung des Spannstahls aufgetragen über dem Kolbenweg im Schritt 3 Fig. 13. Piston force and relative displacement (u = 0) of the prestressing bars versus piston stroke in step three

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Zur Gewährleistung einer sicheren Ausschreibung und der Umsetzung des Verfahrens in der Ausführung wurden die bauliche Durchbildung und die Durchführung der Spanngliedverankerung während des Entwurfs bis ins Detail festgelegt. Durch die Vor-Ort Untersuchung wurden ins-

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besondere der Nachweis der Funktionstüchtigkeit der entwickelten Verankerungskonstruktion unter realen Bedingungen getestet und der Einbauvorgang (Zeit- und Platzbedarf) sowie die Handhabung bestätigt. Die Zeitvorgabe für die Erneuerung der Deelbögebrücke war durch die Verkehrseinschränkungen, die bereits zu Beginn der Planungen aufgrund des kritischen Zustands der Brücke vorgenommen wurden, sehr knapp. In der Ausschreibung wurden der ausführenden Firma enge Fristen gesetzt. Die Einhaltung dieser Fristen war nur durch die vorgezogene Ausführungsplanung des Ingenieurbüros für die Klemmverankerung und den Teilrückbau zu erreichen, sodass der Einbau der Klemmverankerung kurz nach der Vergabe erfolgen konnte.

5.2 Bauliche Durchbildung Die Einbaustelle der Klemmverankerung im Querschnitt (Bild 15) ergibt sich aus der Lage des Trennschnitts (vgl. Abschn. 2.3) sowie aus der Höhenlage der Spannglieder, wobei auch bei einer Verdrehung der Klemmplatten gegenüber der Horizontalen eine minimale Betonüberdeckung der Klemmkonstruktion von 2 cm gewährleistet sein muss. Zum Einbau der Klemmkonstruktion werden Öffnungen in der Fahrbahnplatte hergestellt. Die Öffnungen im Beton bedeuten eine deutliche Schwächung des Querschnitts in Querrichtung. Um die Übertragung der Vorspannkräfte in Querrichtung sicherzustellen, kann die Fahrbahnplatte nicht über die gesamte Brückenlänge geöffnet werden. Daher werden die Spannglieder in zwei Bauabschnitten verankert (vgl. Bild 18), wobei in jedem Bauabschnitt mindestens 50 % des Betonquerschnitts zwischen den in der jeweiligen Phase verankerten Spanngliedern verbleiben muss.

5.3 Vorgehen bei der Neuverankerung Die Herstellung der Verankerungskörper in jedem Bauabschnitt erfolgt nach folgendem Ablaufschema: 1. Herstellen der Öffnungen und Freilegen der Spannglieder Die Lage der Spannglieder und damit die Lage der Öffnungen werden anhand der Bestandsunterlagen ermit-

Bild 15. Querschnitt HT 2 mit Klemmverankerung, vorhandener und zusätzlicher Bewehrung Fig. 15. Cross section HT 2 with anchorage device, initial and additional reinforcements

telt. Die Öffnungen werden mittels Höchstdruckwasserstrahlen hergestellt, um zu vermeiden, dass die Spannglieder und die vorhandene Bewehrung geschädigt werden. Je nach Abstand der Spannglieder befinden sich ein oder zwei zu verankernde Spannglieder in einer Öffnung. Die Hüllrohre der Spannglieder sowie der Verpressmörtel werden im Bereich der anzubringenden Klemmplatten von Hand entfernt. 2. Einbau der Klemmplatten Der Einbau der Klemmplatten wird erschwert durch die vorhandene Längs- und Querbewehrung. Die Abmessungen der Platten sind jedoch hinreichend klein, sodass die Bewehrung weitestgehend erhalten bleiben kann. Ist ein Durchtrennen der Bewehrung nicht vermeidbar, wird sie aufgebogen, nach dem Einbau der Klemmplatten wieder in Lage gebracht und durch Zulagebewehrung ergänzt. Die freigelegten Spanndrähte werden zwischen die Klemmplatten in die Nut gelegt. Die Nut der Klemmplatten wird zur Erhöhung der Reibung zwischen Klemmplatten und Spannglied mit Sand beschichtet. Um den Einbau zu vereinfachen, wurde die ursprüngliche Klemmkonstruktion (Abschn. 3) modifiziert. Statt einer Mutter, die unterhalb der Konstruktion an der unteren Klemmplatte z. B. durch Punktschweißen fixiert werden muss, wird in die untere Platte ein Gewinde eingelassen. Während die sechs HV-Schrauben (M 24, 10.9) auf die definierte Vorspannkraft angezogen werden, werden die Klemmplatten fixiert, sodass sie sich nicht verdrehen und die Spannglieder beschädigen. Die Verdrehung der Klemmplatten beträgt in Abhängigkeit von der Lage der Spanndrähte eines Spannglieds maximal 30° zur Horizontalen. 3. Einbau der Zusatzbewehrung Rund um die Klemmplatten werden für die Aufnahme lokaler Zugspannungen zusätzliche Betonstahlbewehrungen eingebaut. Aufgrund der Exzentrizität der neuen Ankerkonstruktion in vertikaler Richtung wird zusätzlich zur Spaltzug- und Rückhängebewehrung ein vertikaler Zugstab je Spannglied als Randzugbewehrung eingebaut, der aufgrund fehlender Verankerungslängen außerhalb des Konstruktionsbetons verschraubt ist (Bilder 15 und 16). Die Bohrungen für die Zugstäbe werden nach Herstellung der Öffnungen hergestellt, um die Spannglieder nicht zu schädigen.

Bild 16. Draufsicht auf eine Betonöffnung mit Klemmverankerung und zusätzlicher Bewehrung Fig. 16. Top-view on a concrete opening with anchorage device and additional reinforcements

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Bild 17. Eingebaute Klemmverankerungen mit Zusatzbewehrung und Hülsen für vertikale Zugstäbe (Quelle: LSBG) Fig. 17. Anchorage device with additional reinforcements and plastic covers of vertical tensile elements (LSBG)

Kunststoffhülsen sichern die Öffnungen zum Betonieren (Bild 17). 4. Betonieren Die Öffnungen werden mit einem hochfesten, schwindarmen, schnellerhärtenden Beton (7-Tage-Festigkeit 50 N/mm²) vergossen. Zur Vermeidung von Verkehrserschütterungen und damit der Sicherstellung eines ausreichenden Verbunds zwischen Spannglied, Klemmkonstruktion, Bewehrung, hochfestem Beton und vorhandenem Konstruktionsbeton erfolgt die Erhärtung während einer Wochenendsperrung der Brücke. Die Öffnungen des zweiten Abschnitts werden hergestellt, wenn die 7-Tage-Festigkeit des Betons des ersten Abschnitts erreicht ist, was an Probewürfeln des Betons getestet wird.

5.4 Teilabbruch Der Trennschnitt für den Rückbau des nördlichen Überbauteils erfolgte abschnittsweise, da die Tragfähigkeit der Fahrbahnplatte als Kragarm (ohne Vorspannung) nicht gegeben war. Ein Kran stützte in diesem Zustand den Kragarm. Eine Unterstützung des nördlichen Kragarms

Bild 18. Fertig gestellte Verankerungskörper des 1. Bauabschnitts und Betonöffnungen des 2. Bauabschnitts mit eingebauten Klemmverankerungen (Quelle Firma Holst) Fig. 18. Anchorage blocks of the 1st construction stage and concrete openings of the 2nd construction stage with anchorage devices (Co. Holst)

war nicht erforderlich. Dieser wurde von Hauptträger 3 (Bild 5B) aus in konventioneller Weise abgebrochen. Der Rückbau des Spannbetonhohlkastens (Hauptträger 3) erfolgte kleinteilig unter Verwendung von Hilfsstützen in der Alster (Bild 19). Die nachträgliche Verankerung der Quervorspannung wurde im Herbst 2011 durch die Firma Holst erfolgreich durchgeführt. Seitdem verlaufen die Verkehre auf dem südlichen Überbauteil (Hauptträger 1 und 2) mit den nachträglich verankerten Spanngliedern.

6 Schlussfolgerungen Querspannglieder lassen sich mit Klemmkonstruktionen aus Profilstahl und vorgespannten Stahlschrauben planmäßig neu verankern. Die Lastübertragung erfolgt dabei über Reibschluss vom Spannglied zum Klemmelement und an-

Bild 19. Abbrucharbeiten am nördlichen Überbauteil Fig. 19. Deconstruction works at the northern part of the superstructure

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Tabelle 2. Projektbeteiligte Table 2. Parties involved Bauherr

Freie und Hansestadt Hamburg, Landesbetrieb Straßen, Brücken und Gewässer

Planung und Ausschreibung

Ingenieurbüro Grassl GmbH, Hamburg

Klemmverankerung

Lehrstuhl für Massivbau, Ruhr-Universität Bochum KIBKON – Versuchseinrichtung, Ruhr-Universität Bochum

Bauausführung

Firma Holst GmbH & Co. KG, Hamburg

schließend durch direkte Druckweiterleitung aus den Stirnflächen der Stahlbleche in den umgebenden Beton. Diese Art der Klemmung eignet sich für Einzelstäbe, aber auch für Spannglieder aus mehreren Spannstäben. Entscheidend ist die geometrische Ausbildung einer Klemmnut, die die Stäbe sicher fassen, gleichzeitig aber Toleranzen in der tatsächlichen, oft verschobenen oder verdrehten Lage der Spannstäbe erlauben muss. Ein relativ zum Spannstahl „weiches“ Klemmblech hilft, den Spannstahl vor ungewollten Kerbwirkungen und lokalen Querbelastungen zu schützen. Günstig für den Reibschluss wirken sich die Anwendung von Korund oder Silikatsanden in der Reibfuge aus. Das im Rahmen des Ersatzneubaus der Deelbögebrücke entwickelte und erfolgreich eingesetzte System für eine nachträgliche Verankerung von Querspanngliedern stellt eine effektive Möglichkeit für den Teilrückbau von Brückenbauwerken dar. Dabei ist eine Umsetzung in sehr kurzer Zeit gelungen, die nur durch eine enge und sehr gute Zusammenarbeit aller Projektbeteiligten (Tabelle 2) ermöglicht werden konnte.

werksplanung, Sicherheitskonzept und Bemessungsregeln. Beuth Verlag GmbH, Berlin, 2002. [9] DIN Deutsches Institut für Normung e.V.: DIN 1045-1: Tragwerke aus Beton, Stahlbeton und Spannbeton – Teil 1: Bemessung und Konstruktion. Beuth Verlag GmbH, Berlin, 2008. [10] DIN Deutsches Institut für Normung e.V.: DIN 18800-1: Stahlbauten. Beuth Verlag GmbH, Berlin, 2008. [11] European Organisation for Technical Approvals (EOTA): ETAG 013: Guideline for European Technical Approval of Post-Tensioning Kits for Prestressing of Structures. Edition 2002-6. [12] Fust, Ch.; Mark, P. and Wolff, M.: Subsequent anchorage of transverse prestressing cables in bridge decks. Bridge Maintenance, Safety, Management and Life-Cycle Optimization (IABMAS 2012), in Rezension, 2012. [13] Czichos, H. und Habig, K.-H.: Tribologie-Handbuch. Tribometrie, Tribomaterialien, Tribotechnik. Vieweg und Teubner Verlag, 3. Auflage, 2010. [14] Popov, V.L.: Kontaktmechanik und Reibung. Springer Verlag, Berlin Heidelberg, 2009. [15] DIN Deutsches Institut für Normung e.V.: DIN-EN 10902: Ausführung von Stahltragwerken und Aluminiumtragwerken – Teil 2: Technische Regeln für die Ausführung von Stahltragwerken. Deutsche Fassung, Beuth Verlag GmbH, Berlin, 2008. [16] Möhler, K. und Herröder, W.: Ermittlung von oberen und unteren Reibungsbeiwertgrenzen für den Gleitsicherheitsnachweis bei Traggerüsten (DIN 4421). Lehrstuhl für Ingenieurholzbau und Baukonstruktionen, Technische Universität Karlsruhe, Dokumentationsstelle für Bautechnik in der Frauenhofer Gesellschaft Nr. 2601. [17] Verein Deutscher Ingenieure e.V.: VDI 2700 Blatt 14: Ladungssicherung auf Straßenfahrzeugen – Ermittlung von Reibbeiwerten. Deutsche Fassung, Beuth Verlag GmbH, Berlin, 2011.

Literatur [1] Haveresch, K. K.: Nachrechnen und Verstärken älterer Spannbetonbrücken. Beton- und Stahlbetonbau 106 (2011), Heft 2, S. 89–102. [2] Bundesministerium für Verkehr.: Richtlinien für die Sicherung von Arbeitsstellen an Straßen. Ausgabe 1995. Auflage 4. FGSV Verlag, Köln, 2009. [3] Bundesministerium für Verkehr.: Richtlinien für die Anlage von Straßen – Teil Querschnitte. Ausgabe 1996. FGSV Verlag, Köln, 1996. [4] Tue, N.; Küchler, M.; Ma, J.; Zink, M. und Nehrkorn, M.: Verankerung von Spanngliedern beim Teilrückbau vorgespannter Bauwerke – eine Innovation aus UHFB. Bautechnik 84 (2007), Heft 11, S. 762–768. [5] Leutbecher, T.: Rissbildung und Zugtragverhalten von Stahlbeton- und Faser bewehrtem Ultrahochfestem Beton (UHPC). Dissertation, Universität Kassel, 2007. [6] Oesterlee, C.; Brühwiler, E. und Denarié, E.: Tragverhalten von Verbundbauteilen aus unbewehrtem UHFB und Stahlbeton. Beton und Stahlbetonbau 104 (2009), Heft 8, S. 462–470. [7] Novák, B.; Sasmal, S.; Röhm, C.; Schnabel, T. und Becker, R.: Zum nachträglichen Kürzen und Verankern von glatten Spanngliedern im Verbund. Beton- und Stahlbetonbau 103 (2008), Heft 8, S. 522–529. [8] DIN Deutsches Institut für Normung e.V.: DIN1055-100: Einwirkungen auf Tragwerke Teil 100: Grundlagen der Trag-

Dipl.-Ing. Christina Fust Ruhr-Universität Bochum Universitätsstraße 150 44801 Bochum christina.fust@rub.de

Dr.-Ing. Maren Wolff Ingenieurbüro Grassl GmbH Hohler Weg 4 20459 Hamburg hamburg@grassl-ing.de

Prof. Dr.-Ing. Peter Mark Ruhr-Universität Bochum Universitätsstraße 150 44801 Bochum peter.mark@rub.de

Dipl.-Ing. Michael Borowski Ingenieurbüro Grassl GmbH Hohler Weg 4 20459 Hamburg hamburg@grassl-ing.de

Beton- und Stahlbetonbau 107 (2012), Heft 3

145

Fachthemen DOI: 10.1002/best.201100078

Georg Winter Martina Schnellenbach-Held Peter Gusia

Ausführungsqualität von Stahlbeton- und Spannbetonbrücken an Bundesfernstraßen An das in den 1990er Jahren durchgeführte Projekt „Ausführungsqualität von Stahlbeton- und Spannbetonbauwerken an Bundesfernstraßen“ wurde ein Folgevorhaben angeknüpft, um zu erkennen, ob die Regelwerke der Baudurchführung in der Praxis umgesetzt werden und wie sie sich auf die Ausführungsqualität auswirken. Im Forschungsvorhaben wurden innerhalb von rd. zwei Jahren 53 Begehungen an insgesamt 19 Bauwerken durchgeführt und die Ausführung beobachtet. Die Anzahl und Bedeutsamkeit der Ausführungsfehler pro Baustellenbesuch ging gegenüber den Ergebnissen vom Vorprojekt zurück. Planungs- und Ausführungsunterlagen waren verbessert. Auch die im Jahre 2003 eingeführten Regelwerke der Baudurchführung wurden erfolgreich in der Baupraxis umgesetzt. Die in der Bauüberwachung Tätigen wiesen erheblich bessere Kenntnisse der Regelwerke auf. Die festgestellten Ausführungsfehler hätten bei Umsetzung der vorhandenen Regeln vermieden werden können. Execution Quality of Reinforced and Prestressed Concrete Bridges on Federal Roads The research project “Execution quality of reinforced and prestressed concrete structures on federal highways” was conducted in the 1990s. The current research project based on this preliminary project aims to inspect whether the regulations for execution are implemented successfully in practice and how they have influenced the quality of workmanship. As part of the research project 53 construction site inspections on 19 structures were carried out in less than two years to observe the main stages of execution. In comparison to the preliminary project a decrease in the number of defects per site visit as well as the “seriousness” of the defects is registered. Planning and design documents were improved. The construction supervision offices have shown considerably better knowledge of applicable regulations. The regulations for execution introduced in 2003 have also been implemented successfully in the bridge construction industry. The deficiencies could have been avoided by implementing the existing rules.

1 Einleitung Brücken- und Ingenieurbauwerke sollen in einer Qualität errichtet werden, die sicherstellt, dass sie während ihrer Nutzungsdauer möglichst geringe Folgekosten erzeugen. Die erreichte Ausführungsqualität hängt dabei zum einen von den zum Zeitpunkt der Errichtung gültigen Regelwerken ab und zum anderen davon, dass diese auch auf den

146

Baustellen umgesetzt werden. Des Weiteren wird die Ausführungsqualität durch das Ineinandergreifen einzelner Gewerke beeinflusst. Wesentliche beeinflussende Faktoren sind u. a. neben den Vorgaben der Planung (einschließlich Ausschreibung, Angebotsbearbeitung, Vertragsgestaltung, Termin- und Kostenvorgaben) die Wahl geeigneter Produkte und Verfahren sowie eine fachkundige und qualitätsbewusste Bauausführung durch qualifiziertes Personal und eine fachkundige und durchsetzungsfähige Bauüberwachung. Die Bundesanstalt für Straßenwesen (BASt) hat bereits im Jahre 1996 die Problematik aufgegriffen und in Zusammenarbeit mit dem Institut für Massivbau der Universität Duisburg-Essen im Rahmen des Projektes „Erfassung der Ausführungsqualität von Stahlbeton- und Spannbetonbauwerken an Bundesfernstraßen – Erfassung und Auswertung“ [1] Erkenntnisse über die tatsächliche Ausführungsqualität von Betonbrücken gewonnen. In diesem Projekt wurde die Qualität der Ausführung von Stahlbeton- und Spannbetonbauwerken an Bundesfernstraßen anhand der Umsetzung der seinerzeitigen Regelwerke der Baudurchführung erfasst. Dabei wurde der Prozess der Betonherstellung im Bauablauf und in der Organisation der Baustellen beobachtet. Die Ergebnisse wurden veröffentlicht [1 bis 3]. Ausgehend von Erfahrungsberichten der Straßenbauverwaltungen der Länder (SBV) hat das Bundesministerium für Verkehr, Bau und Stadtentwicklung (BMVBS) gebeten, den Sachstand zur Ausführungsqualität von Stahlbeton- und Spannbetonbauwerken an Bundesfernstraßen erneut zu verfassen. Hierfür wurde ein Forschungsvorhaben in Auftrag gegeben [4], das an das vor über einem Jahrzehnt durchgeführte Projekt [1] anknüpft. Erneut sollte untersucht werden, ob die geltenden Regelwerke der Baudurchführung, insbesondere die Zusätzlichen Technischen Vertragsbedingungen und Richtlinien für Ingenieurbauten (ZTV-ING) sowie das Merkblatt für die Bauüberwachung von Ingenieurbauten (M-BÜ-ING) [5, 6] in der Praxis (Ausführungsplanung und Baustelle) umgesetzt werden und inwieweit sich das Regelwerk im Vergleich zu den Ergebnissen in [1] auf die Ausführungsqualität auswirkt. Um eine Vergleichbarkeit der Ergebnisse zwischen [1] und [4] herstellen zu können, sollte die gleiche Vorgehensweise und Untersuchungsmethodik angewendet werden. Dies wurde durch das weitgehend gleiche Erfassungsteam sichergestellt.

G. Winter/M. Schnellenbach-Held/P. Gusia · Ausführungsqualität von Stahlbeton- und Spannbetonbrücken an Bundesfernstraßen

2 Baustellenbegehungen der Jahre 1997 und 1998 In [1] wurden im Zuge der Baustellenbegehungen insgesamt 28 Betonbauwerke in 155 Ausführungsphasen bewertet. Die Auswahl der Bauwerke erfolgte nach den Kriterien – Geografische Lage (Verteilung in Deutschland) – Bauart (Spannbeton/Stahlbeton) – Firmengröße – Bauvolumen – Art der Bauüberwachung (SBV bzw. externe Ingenieurbüros). Die Untersuchungen konzentrierten sich auf folgende Phasen der Ausführung: 1. Schalung 2. Betonstahlbewehrung 3. Spannstahlbewehrung 4. Lieferung des Betons 5. Einbau des Betons 6. Fertiges Bauwerk (einschließlich Nachbehandlung) 7. Vorspann- und Einpressarbeiten Die erfassten Ausführungsfehler wurden nach festgelegten Ausführungsphasen bewertet. Während der Baustellenbegehungen wurden insgesamt 296 Ausführungsfehler festgestellt. Ihre Verteilung auf die Ausführungsphasen ist Bild 1 zu entnehmen. Diese Ausführungsfehler (Abweichung vom vertraglich vereinbarten Sollzustand) waren unabhängig von den zuvor erwähnten Auswahlkriterien gleichmäßig verteilt. Eine Zuordnung zu den Kriterien geografische Lage, Bauart, Firmengröße und Bauvolumen konnte nicht festgestellt werden. Gründe für die seinerzeit beobachteten Ausführungsfehler ließen sich im Wesentlichen zurückführen auf: – Mangelnde Qualität der Ausführungspläne sowie Arbeits- bzw. Betonieranweisungen – Mangelndes Qualitätsbewusstsein der Bauausführung bzw. verbesserungsbedürftige Effizienz aller am Bau Beteiligten – Unzureichende Vorbereitung des gewerblichen Personals auf die Bauaufgabe – Verbesserungsbedürftige Qualifikation der externen Bauüberwacher

3 Baustellenbegehungen der Jahre 2008 bis 2010 3.1 Durchführung der Untersuchungen Wesentlicher Bestandteil sind wiederum Erhebungen auf der Baustelle. Die SBV wurden gebeten, alle geplanten Bauwerke an Bundesfernstraßen mit einer Auftragssumme von mehr als 3,0 Mio. €, die zur Ausführung ab Juli 2008 gelangten, zu melden. Hiervon ausgenommen waren Lärmschutzwände, Erneuerungen von Brückenkappen und Betonschutzwände. Nach Auswertung der Meldungen erfolgten die Vorauswahl der zu untersuchenden Bauwerke und die Festlegung der Baustellenbegehungen. Es sollten ca. 20 Betonbrücken in ca. 45 Begehungen untersucht werden. Die Ausführung wurde an 16 Spannbetonbrücken unterschiedlicher Querschnitte (Hohlkasten, einbis dreistegiger Plattenbalken, Platte, Platte auf Fertigteilbinder) und drei Stahlbetonbauwerken (Stützwand, Trogbauwerk, Ge-

Vorspann- und Einpressarbeiten 6.8 %

Herstellung Schalung 19,9 %

Fertiger Beton, ausschalen 14,2 %

Verarbeiten des Betons 13,5 % Bewehrung aus Betonstahl 25,7 % Liefern des Betons 7,4 % Bewehrung aus Spannstahl 12,5 %

Gesamtzahl der Ausführungsfehler 296 Bild 1. Festgestellte Ausführungsfehler im Vorprojekt, prozentuale Verteilung Fig. 1. Identified errors in the execution quality (preliminary project), percentage distribution

wölberahmen) erfasst und ausgewertet. Eine Übersicht über die Bauwerke enthält Bild 2. Für jeden Arbeitsvorgang (z. B. Schalen, Bewehren, Betonieren) wurden die Baustellen aufgesucht und der Bauablauf dokumentiert. Hierzu sind die Bauabläufe sowie die Baudisposition und Baustellenorganisation erfasst worden. Um die Ergebnisse des Projektes mit den Ergebnissen des Vorprojektes vergleichen zu können, wurden die einzelnen Phasen der Ausführung anhand der in [1] eingesetzten Aufnahme- und Auswertebögen erfasst (erstellt aus [6]). Diese wurden während der Baustellenbegehungen auf Aktualität geprüft und angepasst. Im Bild 3 ist ein Beispiel eines solchen Auswertebogens dargestellt. Zeitnah zur Auswahl der Bauwerke erfolgte die Sichtung der Ausführungsunterlagen. Die zur Verfügung gestellten Unterlagen wiesen zunehmend vereinheitlichte, vergleichbar gut strukturierte Muster auf; Detaillösungen waren durchdacht und auf den Baustellen umsetzbar. Die Baustellenbegehungen fanden über einen Zeitraum von rd. zwei Jahren zwischen Oktober 2008 und August 2010 statt, um alle jahreszeitlichen Witterungsbedingungen berücksichtigen zu können. Der Erstkontakt zu den Baustellen wurde durch die Bauüberwachungen der SBV oder die extern beauftragten Ingenieurbüros hergestellt. Die Anzahl der erfassten Ausführungsphasen kann Bild 4 entnommen werden. Die zwischen 27- und 42-mal erfassten Aktivitäten 1 bis 6 sind mit einer Ausnahme (Bauwerk 11: Liefern und Verarbeiten des Betons) bei allen anderen Bauwerken teilweise mehrfach beobachtet worden. Die Aktivitäten 7 (Vorspannarbeiten) und 7a (Einpressarbeiten) wurden ausführungsbedingt stichprobenartig in geringerem Umfang beobachtet.

Beton- und Stahlbetonbau 107 (2012), Heft 3

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G. Winter/M. Schnellenbach-Held/P. Gusia · Ausführungsqualität von Stahlbeton- und Spannbetonbrücken an Bundesfernstraßen Objekt Nr.

Bauwerkstyp

Querschnitt

Herstellungsverfahren

Bauüberwachung

Anzahl der Begehungen

Erfasste Ausführungsphasen1) 1

kleinere Spannbetonbrücke

Platte auf Spannbetonbinder

Fertigteilschalung

Amt

kleinere Spannbetonbrücke

Platte

Traggerüst

Amt

kleinere Spannbetonbrücke

Plattenbalken (dreistegig)

Traggerüst

Amt

Großbrücke

Hohlkasten (einzellig)

Taktschieben

Amt

größere Spannbetonbrücke

Plattenbalken

Traggerüst

Ing.-Büro

Großbrücke

Hohlkasten

Taktschieben

Ing.-Büro

Großbrücke

Hohlkasten

Taktschieben, Vorschubrüstung

Ing.-Büro

Großbrücke

Hohlkasten (einzellig)

Freivorbau, Traggerüst

Ing.-Büro

größere Spannbetonbrücke

Plattenbalken (zweistegig)

Traggerüst

Amt

größer Spannbetonbrücke

Plattenbalken (zweistegig)

Traggerüst

Amt

Großbrücke

Hohlkasten

Traggerüst, Vorschubrüstung, Freivorbau

Amt

Großbrücke

Plattenbalken (zweistegig)

Vorschubrüstung, Traggerüst

Amt

sonstiges Stahlbetonbauwerk

Stützwand

Ortsschalung

Amt

18 19 1)

sonstiges Stahlbetonbauwerk sonstiges Stahlbetonbauwerk

Trog

Ortsschalung

Gewölbe

Nummern 1 bis 7a gemäß Auswertebögen der BASt

Amt

Lehrgerüst 2)

nicht vorgespannt

Ing.-Büro 3)

werksmäßig vorgespannt

Bild 2. Untersuchte Bauwerke, Übersicht Fig. 2. Investigated structures, Overview

Bei den Baustellenbegehungen waren Mitarbeiter der Bauüberwachung und auch Polier oder Bauleiter zur Beantwortung von Fragen sowie Darlegung von Plänen etc. anwesend. Ein Großteil der Begehung wurde ohne Begleitung der Bauüberwachung durchgeführt. Wiederholte Baustellenbegehungen eines Bauwerks fanden zum Teil ohne Ankündigung statt.

Herstellen der Schalung Das Herstellen der Schalung wurde bei allen Bauwerken beobachtet. Zwei Bauwerke waren zum Zeitpunkt der Baustellenbegehungen frei von Ausführungsfehlern. Ein Großteil der insgesamt 26 aufgezeichneten Ausführungsfehler entfällt auf die Dichtheit der Schalung (Bild 6), die Säuberung von Schalung und Arbeitsfugen sowie deren Vornässung.

3.2 Festgestellte Ausführungsfehler

Herstellen der Bewehrung aus Betonstahl Auch diese Ausführungsphase wurde bei allen Bauwerken beobachtet, wobei keines frei von Ausführungsfehlern war. Von den insgesamt 41 festgestellten Ausführungsfehlern entfielen ca. 80 % auf die Lagerung (bodenfrei, vor Verschmutzung geschützt), den Verbund beeinträchtigende Bestandteile, Auffälligkeiten bei der gebogenen Bewehrung, Lagesicherheit, Bearbeitung der Anschlussbewehrung (vergleiche auch Bild 12) und das Fehlen von Rüttelund Füllgassen (Bilder 7 und 8). Dass es deutlich besser gemacht werden kann, zeigt Bild 9.

Als Bewertungsmaßstab für Ausführungsfehler dient die geschuldete Qualität im Bauvertrag. Das geltende Regelwerk zur Baudurchführung [5] ist Bestandteil des Bauvertrages. Im Zuge der 53 Begehungen wurden insgesamt 183 Ausführungsfehler festgestellt. Es handelt sich dabei um „Abweichungen vom vertraglich vereinbarten Sollzustand“. Pro Baustellenbegehung ergeben sich demnach im Mittel 3,45 Ausführungsfehler. Für die Ausführungsphasen ergibt sich die prozentuale Verteilung gemäß Bild 5. Eine Aussage zu der Bedeutsamkeit der Ausführungsfehler im Hinblick auf künftige Schäden, Erhaltungsbedarf und Lebensdauer lässt sich zum Zeitpunkt der Erfassung, vor und während der Errichtung eines Bauwerks, nicht treffen. Wenn Stoffe z. B. nicht regelwerksgerecht gelagert werden, so ist dies ein Ausführungsfehler. Dieser Ausführungsfehler muss aber nicht zu einem Mangel am fertig gestellten Bauwerk führen. Ein infolge eines Ausführungsfehlers entstandener Mangel wird vor Abnahme des Bauwerks zunächst im Zuge der Mangelbeseitigung abgestellt. Aus diesem Grund lassen sich aus Ausführungsfehlern nicht unmittelbar Schäden oder Auswirkungen auf Lebensdauer und Erhaltungsbedarf ableiten. Aus allen erfassten Ausführungsphasen wird nachfolgend eine kleine Auswahl von Ausführungsfehlern sowie auch von bemerkenswert positiven Beobachtungen einschließlich zugehörigen Bildern dargestellt.

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Beton- und Stahlbetonbau 107 (2012), Heft 3

Herstellen der Bewehrung aus Spannstahl Bis auf eine Ausnahme wiesen alle 15 Spannbetonbauwerke (das 16. Bauwerk war werkmäßig vorgespannt) zum Zeitpunkt der Begehungen Ausführungsfehler auf (Bild 10). Betroffen waren jedoch nur sechs Teilprozesse, wobei mechanisch beschädigte und/oder nicht gut abgedichtete Hüllrohre sowie nicht gekennzeichnete Spannstellen und Entlüftungsröhrchen 62 % der insgesamt 27 Ausführungsfehler ausmachten. Liefern des Betons Mit Ausnahme eines Bauwerks wurde das Liefern des Betons bei allen Bauwerken erfasst. In dieser Ausführungsphase waren vier Bauwerke frei von Ausführungsfehlern. Über 50 % der Ausführungsfehler traten bei der Beachtung der Planvorgaben, örtlichen Betonierverhält-

G. Winter/M. Schnellenbach-Held/P. Gusia · Ausführungsqualität von Stahlbeton- und Spannbetonbrücken an Bundesfernstraßen

Dienststelle

Bauwerksnummer:

Auswertebogen

Bauwerksname:

1. Herstellen der Schalung

oben: unten:

Bauteil: Blatt-Nr.:

Begehung durch:

Datum:

Auftragnehmer: Baumaßnahme:

Einzelaktivitäten/Teilprozesse 1.1

Übereinstimmung mit dem Vertrag

1.2

Übereinstimmung mit dem Schalungsplan

1.3

Maßgerechtheit der Schalung

1.4

Hinreichende Aussteifung und Verankerung der Schalung Ausreichende Dimensionierung der Schalung und Rüstung für den auftretenden Frischbetondruck

1.5 1.6

Dichtheit der Schalung

1.7

Verwendung richtiger Trennmittel

1.8

Richtige Menge der Trennmittel an allen Stellen (gleichmäßiger Auftrag) Beachtung der Verarbeitungsrichtlinien der Hersteller für die verwendeten Trennmittel Richtige Abstimmung der Trennmittel auf Folgemaßnahmen Hinreichende Vornässung der Schalung, insbesondere bei warmem Wetter Sorgfalt beim Einbau von Entwässerungsleitungen, Aussparungen, Ankerschienen, Brückenabläufen Hinreichende Sicherung gegen Aufschwimmen der Schalung Hinreichende Vorkehrungen zum Profil- und höhengerechten Einbau des Betons

1.9 1.10 1.11 1.12

1.13 1.14 1.15

Wahl der richtigen Schalungsanker

1.16

Freigabe der Schalung durch den AG

Bewertung *) 5

Bemerkung

1.16a Kontrolle der Schalung und ihrer Verankerung vom Auftragnehmer vor dem Betonieren auf ihre Funktionsfähigkeit und Qualität 1.17 Hinreichende Säuberung der Schalung und ggf. Betonflächen (z. B. von Nägeln, Sägespänen etc.) 1.18 Hinreichende Säuberung und Vornässung von Betonflächen, an die anbetoniert wird (Arbeitsfugen) 1.19 Hinreichende Beobachtung der Schalung beim Betonieren, um bei einem etwaigen Nachgeben der Schalung rechtzeitig Gegenmaßnahmen ergreifen zu können 1.20

Restloses Entfernen der Schalung

1.20a Einhalten der Ausschalfristen

Gesamtbewertung *)

1: Regelwerksgerechter Sollzustand, 5: sehr starke Abweichung vom Sollzustand

Bild 3. Auswertebogen [aus 4] Fig. 3. Evaluation sheet [from 4]

nissen bei der Betonbestellung und Kontrollkarte Abnahme des Transportbetons auf. Zudem wurden Ausführungsfehler bei der Bereitstellung einer ausreichenden Anzahl von Transportfahrzeugen, der Wasserzugabe auf der Baustelle, der Übergabe des Betons sowie der Eigenüberwachung festgestellt. Verarbeiten des Betons Das Verarbeiten und das Liefern des Betons wurde mit Ausnahme des Bauwerks 11 bei allen Bauwerken erfasst, wobei drei Bauwerke frei von Ausführungsfehlern waren.

Die überwiegende Anzahl der Ausführungsfehler trat auf beim Vornässen des alten Betons an Arbeitsfugen, bei der Abstützung der Betoniergeräte unmittelbar auf der Bewehrung, beim Einsatz nicht ausreichenden und qualifizierten Personals sowie bei der Begrenzung der Fallhöhe des Betons. Wie man es kaum besser machen kann, zeigt Bild 11. Fertiger Beton, Ausschalen und Nachbehandlung In dieser Ausführungsphase wurden alle 19 Bauwerke beobachtet, drei von ihnen waren frei von Ausführungsfeh-

Beton- und Stahlbetonbau 107 (2012), Heft 3

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G. Winter/M. Schnellenbach-Held/P. Gusia · Ausführungsqualität von Stahlbeton- und Spannbetonbrücken an Bundesfernstraßen Anzahl Erfassungen

Erfasste Ausführungsphasen 1 . He rst el lu n g de r S ch al un g

2 . B e we h r u n g a u s B e t o n s t a h l

3 . B e we h r u n g a u s S p a n n s t a h l

4. Lief ern des Betons

5 . V e ra rb e it e n d e s B e t on s

6. Fertiger Beton, Ausschalen, Nachbehandlung und

Folgemaßnahmen 7. Vorspannarbeiten

7 a E inp ress arb eite n

Bild 6. Undichte Schalung, Beton läuft heraus Fig. 6. Leaking formwork, concrete flows out

Bild 4. Erfasste Ausführungsphasen (Anzahl) Fig. 4. Recorded execution phases (amount)

Vorspann- und Einpressarbeiten 3.8 %

Fertiger Beton, ausschalen 13,1 %

Herstellung Schalung 14,2 %

Bewehrung aus Betonstahl 22,4 %

Verarbeiten des Betons 16,4 %

Liefern des Betons 15,3 %

Bild 7. Zu enge Bewehrungsführung Fig. 7. Too close reinforcement layout Bewehrung aus Spannstahl 14,8 %

Gesamtzahl der Ausführungsfehler 183

Bild 5. Festgestellte Ausführungsfehler, prozentuale Verteilung Fig. 5. Identified errors in the execution quality, percentage distribution

lern. Über 80 % der Ausführungsfehler entfielen auf die Feststellung von Rissen sowie das allgemeine Erscheinungsbild des Betons (Farbe, Lunker, Grate, Fehlstellen; Bild 13).

Bild 8. Zu enge Bewehrungsführung Fig. 8. Too close reinforcement layout

Vorspannarbeiten Die Vorspannarbeiten wurden bei fünf Bauwerken insgesamt siebenmal beobachtet, es wurden lediglich zwei Ausführungsfehler registriert. In einem Fall war die Spannpresse undicht, sodass Öl austrat. Ein weiterer Ausführungsfehler zeigte sich in der Erstellung des Spannprotokolls erst nach dem Vorspannen, da es während der Vorspannarbeiten sehr stark geregnet hatte.

Einpressarbeiten Einpressarbeiten wurden ebenfalls bei fünf Bauwerken beobachtet. Die Ausführungsfehler entfielen auf die Anwesenheit des zuständigen Fachbauleiters, die Geräteausstattung für die Baustellenprüfungen, das Spülen der Spannkanäle sowie die Prüfung des Fließvermögens am Austrittsende.

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Beton- und Stahlbetonbau 107 (2012), Heft 3

G. Winter/M. Schnellenbach-Held/P. Gusia · Ausführungsqualität von Stahlbeton- und Spannbetonbrücken an Bundesfernstraßen

Bild 9. Optimal vorbereitete Einfüllöffnung Fig. 9. Optimally prepared feeding tube

Bild 11. Optimaler Personaleinsatz beim Betoneinbau Fig. 11. Optimal personnel placement in concrete placing

Bild 10. Korrodierte Spannbewehrung Fig. 10. Corroded prestressing reinforcement

Bild 12. „Störende“ Bewehrung wird beim Betoneinbau entfernt Fig. 12. Obstructive reinforcement is removed during concrete placement

4 Vergleich der Ergebnisse der Baustellenbegehungen 1997/1998 und 2008 bis 2010 In 1997/1998 wurden im Zuge von 59 Begehungen an 28 Bauwerken (das entspricht 2,1 Begehungen je Bauwerk) 296 Ausführungsfehler erfasst, d. h. pro Baustellenbegehung wurden im Schnitt fünf Ausführungsfehler festgestellt. In 2008 bis 2010 wurden bei 53 Begehungen an 19 Bauwerken (2,8 Begehungen je Bauwerk) 183 Ausführungsfehler festgestellt, also pro Baustellenbegehung im Schnitt 3,5 Ausführungsfehler. Hierbei ist zu berücksichtigen, dass nunmehr weniger Bauwerke häufiger erfasst wurden. Im Fall der Bauüberwachungen durch Ingenieurbüros wurden 3,9 Ausführungsfehler pro Begehung, im Fall der Bauüberwachungen durch Mitarbeiter der SBV 3,3 Ausführungsfehler pro Begehung dokumentiert. Im Vorprojekt sind bei beiden Arten der Bauüberwachungen noch annähernd gleich häufig Ausführungsfehler festgestellt worden. Ein Zusammenhang zwischen dem Rückgang der Ausführungsfehler und den seit 2003 geltenden Regelwerken konnte nicht festgestellt werden. Ebenso konnten Lücken in den jeweils geltenden Regelwerken der Baudurchführung nicht festgestellt werden. Die prozentualen Anteile der Ausführungsfehler für die Ausführungsphasen sind in Bild 14 dargestellt.

Bild 13. Instand gesetzte Fehlstellen in einer Grünbrücke Fig. 13. Repaired defects in a green bridge

Die Verdoppelung des prozentualen Anteils der Ausführungsfehler bei den Betonlieferungen (Phase 4) ergab sich im Wesentlichen durch nicht hinreichend koordinierte zeitliche Abstände der Betonlieferungen. Einerseits entstanden Betonierpausen von bis zu 60 Minuten, andererseits mussten etliche Lieferfahrzeuge bis zu 30 Minuten auf ihre Entleerung warten. Weitere kritische Aspekte wa-

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G. Winter/M. Schnellenbach-Held/P. Gusia · Ausführungsqualität von Stahlbeton- und Spannbetonbrücken an Bundesfernstraßen

7+7a

3,8

6,8 14,2 13,1

Ausführungsphase

13,5

16,4

7,4

15,3 12,5

14,8

25,7

22,4

14,2 0

19,9 20

Anzahl der Ausführungsfehler je Ausführungsphase/Gesamtanzahl der Ausführungsfehler [%] +)

Nummern gemäß Auswertebögen der BASt Anzahl der Ausführungsfehler [%]

Projekt I

(Baustellenbegehungen 1996/1998)

Anzahl der Ausführungsfehler [%]

Projekt II

(Baustellenbegehungen 2008-2010)

ren die Betonübergabe ohne Kontrolle an die Pumpe sowie die unzureichende Eigenüberwachung beim Einbau. Bei den Untersuchungen in [1] waren die Regelungen den Mitarbeitern der SBV überwiegend bekannt, weniger bekannt waren sie jedoch den externen Bauüberwachern der Ingenieurbüros. Erfreulicher ist die aktuelle Situation [4]: sowohl die Bauüberwachung durch die SBV als auch durch Ingenieurbüros hat nahezu vollständige Kenntnisse der Regelwerke, insbesondere der seit 2003 geltenden M-BÜ-ING [6], die als Arbeitshilfe verwendet werden. In den Büros der Bauüberwachungen vor Ort waren die Regelwerke fast immer in Papierform vorhanden, lediglich bei einem Bauwerk nicht. Die Bauüberwachung verfügt mittlerweile über Internetzugang, um jederzeit Informationen zu erhalten und per Email gleichermaßen in kürzester Zeit zu verfassen. Das war bei [1] noch nicht gegeben. Einen positiven Beitrag zur Ausführungsqualität leisten die gegenüber [1] verbesserten Planungs- und Ausführungsunterlagen. Ausführungspläne sind miteinander kompatibel, ausführungsgerechte Detaillösungen können umgesetzt werden. Zunehmend erfolgt die vorherige Prüfung der Ausführungspläne hinsichtlich ihrer Ausführbarkeit (Betonierfähigkeit, z. B. im Zuge eines Betonierplans). Hingegen kann der ordnungsgemäße Einbau des Betons bei hochbewehrten Bauteilen (insbesondere im Bereich der Endquerträger) nicht hinreichend umgesetzt werden. Hier liegt in fast allen Fällen die Bewehrung für den Betoneinbau zu dicht. Diese „Überbewehrung“, oder umgekehrt zu niedrige Dimensionierung der Querschnitte, wird auch im Erfahrungsaustausch mit den SBV immer häufiger beklagt. Das bereits in [1] erkannte Problem hat sich durch die Entwicklung des Regelwerks nicht positiv ausgeprägt. Die Bauunternehmungen – als letztes Glied in der Planungs- und Ausführungskette – sind an dieser Stelle ausdrücklich nicht für diese Ausführungsfehler verantwortlich zu machen. Neben dem Rückgang der Ausführungsfehler von fünf auf 3,5 pro Baustellenbegehung wurde auch ein

152

Beton- und Stahlbetonbau 107 (2012), Heft 3

Bild 14. Festgestellte Ausführungsfehler, Gegenüberstellung beider Projekte Fig. 14. Identified execution errors, comparison of the two projects

Rückgang der Bedeutsamkeit von Ausführungsfehlern festgestellt. Einige Ausführungsfehler, wie z. B. undichte Schalung, Abstützung von Betoniergeräten unmittelbar auf der Bewehrung, sind weniger folgenreich als andere Ausführungsfehler. Sie wurden bei [1] und [4] etwa gleich häufig erfasst. Hingegen gab es in [1] bei einer Vielzahl von Ausführungsphasen eine erheblich größere Schwere der Ausführungsfehler, z. B. Kiesnester im Bereich der Spanngliedverankerung, weggebogene oder abgetrennte Koppelfugenbewehrung, nicht hinreichende bzw. fehlende Kennzeichnung von Entlüftungsröhrchen und Spannstellen. Diese gravierenden Ausführungsfehler wurden in [4] in dieser Häufigkeit nicht mehr erfasst. Die Anwesenheit des Bauleiters und vor allem des Poliers ist von maßgeblicher Bedeutung für eine regelwerksgerechte Ausführungsqualität. Besonders wichtig sind ihre Identifikation mit dem Bauwerk und die Motivation aller am Bau Beteiligten. Das gilt ebenso für die Bauüberwachung. Eine Vielzahl der festgestellten Ausführungsfehler lässt sich zurückführen auf ein noch nicht hinreichendes Qualitätsbewusstsein gerade bei der Bauausführung und Bauüberwachung. Bei sachgerechter, konsequenter Umsetzung der vorhandenen Regelwerke hätten viele Ausführungsfehler vermieden werden können.

5 Fazit Im Rahmen des Forschungsvorhabens wurde die Ausführungsqualität von 19 in Bau befindlicher Brücken und Ingenieurbauwerke erfasst und bewertet [4]. Wie schon seinerzeit festgestellt werden konnte, reichen die Regelungen aus, um qualitativ hochwertige Bauwerke herzustellen. Insgesamt konnte der Eindruck gewonnen werden, dass die Regelungen weitgehend umgesetzt werden. Nicht zuletzt durch eine sachkundige Bauüberwachung werden nunmehr die Bauwerke in einer deutlich besseren Ausführungsqualität errichtet als in [1]. Gelingt eine regelwerksgemäße Ausführungsqualität, sind die Voraussetzungen für die Dauerhaftigkeit und einen geringen Erhaltungsauf-

G. Winter/M. Schnellenbach-Held/P. Gusia · Ausführungsqualität von Stahlbeton- und Spannbetonbrücken an Bundesfernstraßen

wand gegeben. Erfreulich ist, dass aktuell neben dem Rückgang der Ausführungsfehler um rd. 30 % auch ein Rückgang der Bedeutsamkeit von Ausführungsfehlern festgestellt werden konnte. Etwaige Konsequenzen werden in den Gremien der SBV diskutiert und in den entsprechenden Regelwerken berücksichtigt. Literatur [1] Ausführungsqualität von Stahlbeton- und Spannbetonbauwerken an Bundesfernstraßen – Erfassung und Auswertung. Teil 1: Gusia, P. J.; Großmann, F.: Teilbericht der BASt; Teil 2: Iványi, G.; Buschmeyer, W.; Winter, H.-G.: Teilbericht der Universität Essen. Forschung Straßenbau und Straßenverkehrstechnik, Heft 795, Herausgegeben vom Bundesministerium für Verkehr, Bau- und Wohnungswesen, Bonn 2000. [2] Gusia, P. J. und Großmann, F.: Ausführungsqualität von Stahlbeton- und Spannbetonbauwerken an Bundesfernstraßen. Beton- und Stahlbetonbau 96 (2001), Heft 4, S. 204–210. [3] Iványi, G.; Buschmeyer, W. und Winter, H.-G.: Qualität im Betonbau – Erfassung und Bewertung der Ausführungsqualität von Ingenieurbauwerken. Bautechnik 78 (2001), Heft 1, S. 3–8. [4] Schnellenbach-Held, M. und Winter, H.-G.: Ausführungsqualität von Stahlbeton- und Spannbetonbauwerken an Bundesfernstraßen – Erfassung und Auswertung. Forschung Stra-

ßenbau und Straßenverkehrstechnik, Heft 1058, Herausgegeben vom Bundesministerium für Verkehr, Bau- und Stadtentwicklung, Bonn 2011. [5] Zusätzliche Technische Vertragsbedingungen und Richtlinien für Ingenieurbauten (ZTV-ING). Bundesanstalt für Straßenwesen, Download Übersichtsseite http://www.bast.de/ DE/Publikationen/Regelwerke/Regelwerke-node.html. [6] Merkblatt für die Bauüberwachung von Ingenieurbauten (M-BÜ-ING). Bundesanstalt für Straßenwesen, Download Übersichtsseite http://www.bast.de/DE/Publikationen/Regelwerke/Regelwerke-node.html.

Dipl.-Ing. Georg Winter georg.winter@uni-due.de

Prof. Dr.-Ing. Martina Schnellenbach-Held massivbau@uni-due.de

Universität Duisburg-Essen Institut für Massivbau Universitätsstraße 15 45141 Essen Dipl.-Ing., Dipl.-Ing. (FH) Peter J. Gusia Bundesanstalt für Straßenwesen (BASt) Referat B1, Betonbau Brüderstraße 53 51427 Bergisch Gladbach gusia@bast.de

Aktuelles Zugvögel an der Autobahn Zukünftig ist die Autobahnstrecke zwischen den beiden niederländischen Gemeinden Oudenrijn und Everdingen ein optisches Erlebnis. Auf der Autobahn A2 wurden Schallschutzwände angebracht, deren Oberflächen mithilfe von Strukturmatrizen ansprechend gestaltet sind. Das Motiv der Fertigteilwände, entworfen vom Architekturbüro Aletta van Aalst @ Partners Architecten BV, Amsterdam, erinnert an den niederländischen Künstler und Grafiker Maurits Cornelis Escher. Es zeigt stilisierte Zugvögel und nimmt damit das Thema Reisen auf, was gut an den Rand solch einer Straße passt. Den Kontrast der Vögel erzielte die Architektin, indem sie zwei Strukturmatrizen kombinierte. Zum einen wurde das Motiv „Gladbeck“ verwendet, eine gerade Struktur mit halbrunden Relieflinien, zum anderen das Motiv „Granit III“, eine Stein-Struktur, die gebrochenem Granit nachempfunden ist. Für die glatten Sichtbeton-Flächen kamen Multiplex-Platten zum Einsatz. Alle CAD-Daten, die für das Erstellen der Modelle notwendig waren, lieferte die Architektin. NOE-Betonvormgeving, Arkel, Niederlande, bereitete diese dann auf. Auf modernen Bearbeitungsmaschi-

Stilisierte Zugvögel greifen das Thema Reisen auf. Passender können Mobilität und Lärmschutz nicht kombiniert und symbolisiert werden. (Foto: NOE-Schaltechnik, Süssen)

nen wurden die Modelle gefräst. Nahtlos, einem Puzzle ähnlich, wurden anschließend die Schalungsformen aufgebaut. Hierzu wurden die einzelnen Elemente auf die Multiplex-Platten geklebt. Das Motiv der fliegenden Vögel wiederholt sich nach jeder sechsten Schallschutzwand, d. h., es wurden insgesamt fünf unterschiedliche Schalungsformen gefertigt, die jeweils ein anderes Motiv zeigen und das Bild der benachbarten

Wand fortführen. Insgesamt 212 Fertigteilwände waren für die ca. 20 km lange Strecke erforderlich. Dabei erwies es sich als vorteilhaft, dass die Matrizen bis zu 100mal einsetzbar sind. Durch dieses Projekt zeigen die niederländischen Architekten, dass auch mit einfachen Standardmatrizen eine architektonisch anspruchsvolle und einzigartige Bauwerksgestaltung möglich ist. Th.

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Fachthemen DOI: 10.1002/best.201100074

Patrick Forman Christina Fust Peter Mark

Aktualisierte Vergleichstafeln für militärische Lastenklassen bei Straßenbrücken Nach dem Prinzip der bekannten „Homberg-Tafeln“ werden aktualisierte Vergleichstafeln für Schnittgrößen aus Lasten zivilen Verkehrs bzw. militärischer Fahrzeuge für Straßenbrücken abgeleitet. Grundlage sind auf Seite des zivilen Verkehrs das Lastmodell LM1 des DIN-Fachberichts 101 (2009) [1] bzw. das zu erwartende LMM [2] mit erhöhten Einzelrad- und Flächenlasten sowie die militärischen Lastenklassen des STANAG 2021 (2006) [3]. Die Tafeln sind durch Kurvenscharen nach Militärlastklassen MLC 50, 100 und 150 unterteilt und aus Einheitsmomenten bzw. der analytischen oder numerischen Auswertung von Einflusslinien entwickelt. Eingeschlossen sind Längssysteme als Ein- bzw. Zweifeldträger als Stab oder zweistegige Plattenbalken mit verschiedenen Querverteilungen und relativen Stegabständen. Beispiele zeigen die Anwendung der Tafeln. Updated design-charts for military load classifications of road bridges Similar to the established charts acc. to „Homberg“ updated design-charts to determine sectional forces induced by military vehicles on road bridges compared to civil traffic loads are derived. They base on the load model LM1 acc. to DIN-Fachbericht 101 (2009), [1], and the expected LMM [2] with increased axle and distributed loads on the one side and military load classes defined in STANAG 2021 (2006), [3] on the other side. Charts are separately prepared for MLC 50, 100 and 150. They are analytically or numerically obtained from unit moments and evaluations of influence lines including charts for different transverse load distributions and web distances for single and two-span systems modeled as beams or double-webbed T-beams. Examples illustrate the practical application.

1 Einleitung Straßenbrücken sind in der Regel gegen Verkehrslasten aus zivilem Verkehr und Lasten aus militärischen Fahrzeugen zu bemessen. Grundlage dafür sind heutzutage die Regelungen des DIN-Fachberichts 101 [1] aus dem Jahr 2009 und die 6. Auflage des STANAG 2021 [3] aus 2006. Dabei tritt definitionsgemäß nur jeweils eine Lastart auf [4]. Maßgebend sind häufig die Lasten des zivilen Verkehrs. Es bietet sich daher an, die Schnittgrößen aus zivilen Lasten detailliert zu bestimmen, der Brückenbemessung zugrunde zu legen und in einem separaten Schnittgrößenvergleich zu zeigen, dass maßgebende Biegemomente und Querkräfte aus Lasten militärischer Fahrzeuge geringer sind. Diese Art des Schnittgrößenvergleichs hat Homberg [5 bis 7] Anfang der 1970er Jahre zu umfangreichen Tabellenwerken aufge-

154

arbeitet, sodass für verschiedene statische Systeme der Längsrichtung und Querverteilungen, Plattenarten und militärische Lastenklassen ein effizienter Schnittgrößenvergleich über einfache Eingangsgrößen in Geometrie und Lasten gelang. Allerdings ist die Grundlage seiner Tabellenwerke die heute überholte Lastannahme der DIN 1072 (1972) mit einem Schwerlastfahrzeug SLW 60, erweitert mit Erhöhungsfaktoren im ARS 6/1987 [8] auf die Brückenklasse 60/30 (vgl. auch [9]). Ziel dieses Beitrags ist es, erste derartige Vergleichstafeln für die heute gültigen Verkehrslastannahmen aufzustellen, um den Bearbeitungsaufwand der Tragwerksplanung bzw. Berechnungsüberprüfung vom tatsächlich auszuführenden Schnittgrößenvergleich wieder auf das wesentlich zeitsparendere Ablesen von Tafelwerten zu reduzieren. Dabei wird in der Darstellung auf das bekannte Grundprinzip der „Homberg-Tafeln“ zurückgegriffen. Grundlage ist das Lastmodell LM1 des DIN-Fachberichts 101 [1] und in ersten Vergleichstafeln das aufgrund der enormen Verkehrslastentwicklungen zu erwartende Lastmodell LMM [2] mit erhöhten Einzelrad- und Flächenlasten. Es werden folgende Tragwerksarten von Längssystemen betrachtet: (a) Vergleich LM1 zu MLC 50, 100 bzw. 150 • Einfeldträger • – Stabsystem, max. M, max. V • – Zweistegiger Plattenbalken mit verschiedenen Querverteilungen und Stegabständen, max. M, max. V • Zweifeldträger • – Stabsystem, max. M, max. V (b) Vergleich LMM zu MLC 50, 100, 150 • Einfeldträger • – Stabsystem, max. M, max. V Weitere Vergleichstafeln finden sich in digitaler Form in der Online-Version dieses Beitrags auf Wiley-Online-Library (WOL) unter http://dx.doi.org/10.1002/best.201100074 als Supporting Information oder auf der Homepage des Lehrstuhls für Massivbau der Ruhr-Universität Bochum unter www.massivbau.rub.de unter „Praxis“ zum Download.

2 Konzept der Einstufungstafeln Die Einstufung von Straßenbrücken unter Militärlasten hängt von den Belastungsannahmen gemäß STANAG

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Bild 1. Lastmodelle LM1 und LMM, nach [1, 2] Fig. 1. Load models LM1 and LMM acc. to [1, 2]

2021 [3] ab. Die grundlegende Auslegung erfolgt jedoch nach den Lastmodellen des DIN-Fachberichts 101 „Einwirkungen auf Brücken“ [1]. Eine weitere Bemessung für Militärlasten wäre zusätzlich für die Einstufung nötig. Allerdings erscheint es vor dem Hintergrund einer effizienten Bearbeitung wenig sinnvoll, die Bemessungsleistung mit dann veränderten Eingangsschnittgrößen zu wiederholen. Auch wenn dabei im Einzelfall Lastreserven genutzt werden könnten und eine Einstufung in eine höhere Militärlastenklasse gelingen kann. In vielen Fällen reicht ein einfacher Schnittgrößenvergleich aus, der sich bei Beschränkung auf wenige maßgebende Stellen (max. M, min. M, max. |V|, usw.) weiter auf die Anwendung von Vergleichstafeln reduzieren lässt. Auf dieser Basis gilt es, ein Vergleichskriterium einzuführen, mit dem die relevanten Schnittgrößen verglichen werden und auf die Brückengeometrie zurückzuführen sind. Da sowohl die zivilen als auch militärischen Lastannahmen von der Feldlänge l und bedingt von der Fahrbahnbreite b abhängig sind, wird das Kriterium SMLC/SDIN ≤ 1

(1)

genutzt und über eine analytische Routine für die Systemgeometrie ausgewertet. Hierbei ist SMLC die maßgebende Schnittgröße des Längssystems an angegebener Stelle aus militärischen Verkehrslasten, SDIN die maßgebende Schnittgröße am Längssystem an angegebener Stelle aus ziviler Verkehrslast. Die Einstufungstabellen beziehen sich auf das Haupttragsystem in Brückenlängsrichtung mit Feldlängen von l = 10–100 m und Fahrbahnbreiten von b = 5–30 m für die maßgebenden Momente und Querkräfte. Die Gleichheit SMLC = SDIN beschreibt die Grenzkurven der Vergleichstafeln.

2.1 Verkehrslasten aus zivilem Verkehr Die Lastannahmen für den zivilen Straßenverkehr setzen sich aus einem Schwerlastfahrzeug je Haupt- und Nebenspur(en) und verteilten Lasten über die gesamte Brückenfläche zusammen. Seit 2003 werden diese über das Lastmodell 1 (LM1) des DIN-Fachberichts 101 [1] vorgeschrieben und haben die bis dahin geltende DIN 1072 [10] abgelöst. Schwingbeiwerte, die in der DIN 1072 zusätzlich berücksichtigt werden mussten, sind in diesem Modell bereits integriert [11]. Das LM1 bildet den Schwerlastverkehr durch eine lokale Doppelachse (TS) im Fahrstreifen mit αQiQik und erhöhte Flächenlasten sowie den sonstigen Verkehr durch verteilte Gleichlasten (UDL) mit αqiqik (bzw. αqrqrk) ab. Die Faktoren αQi und αqi sind hierbei national eingeführte Faktoren. Aufgrund des immer höheren Schwerlastverkehrs (vgl. [12]) werden aktuelle Lastmodelle an die Verkehrsentwicklung angepasst. Änderungen in den Lastmodellen beziehen sich in erster Linie auf Brückenneubauwerke, jedoch muss auch der Brückenbestand eine Zustandsbewertung durch Nachrechnung [13], Controlling-Systeme [14], numerische Simulation [15] oder andere geeignete Maßnahmen erfahren. Mit Bekanntgabe der neuen Eurocodes soll ein neues Lastmodell (LMM) eingeführt werden, welches insbesondere auch die erhöhte Benutzung des zweiten und dritten Fahrstreifens mit einbezieht [2]. Das aktuelle Lastmodell LM1 und das modifizierte LMM sind einander in Bild 1 gegenübergestellt.

2.2 Verkehrslasten aus militärischem Verkehr Das STANAG 2021 [3] unterscheidet zwischen 16 Lastenklassen (military load classification – MLC), aufgeteilt in Räder- (RF) und Gleiskettenfahrzeuge (GKF). Hierbei entspricht die Masse der Regel-GKF ihrer Lastenklasse in „short tons“ (= 0,907 t) und wird als gleichmäßig über beide Ketten verteilte Last angesetzt. Die Masse der Regel-RF

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Tabelle 1. Lasten und Geometrie der verwendeten Regelfahrzeuge [3] Table 1. Loads and geometry of the standard vehicles considered [3] MLC

Kettenfahrzeuge

Räderfahrzeuge Achslast [t] und Radstand [m]

Achsenbreite

100

150

unterscheidet sich hingegen von der zugehörigen MLC und entspricht der Summe der einzelnen Achslasten (Tabelle 1). Schwingbeiwerte für Lasten aus Regelfahrzeugen sind in diesem Modell nicht berücksichtigt und werden in den Grenzen von ⎪⎧ 1,10 für GKF 1,0 ≤ ϕ = 1,4 – 0,008 lϕ ≤ ⎨ ⎩⎪ 1,25 für RF

(2)

mit: lϕ maßgebende Feldlänge angesetzt. Der Fahrzeugabstand gleichwertiger Regelfahrzeuge wird durch Kolonnenfahrten mit einem Abstand von 30,50 m (≈ 100 ft) zwischen den Aufstandsflächen der Gleisketten- bzw. der letzten Achse des vorausfahrenden und der ersten Achse des darauf folgenden Räderfahrzeugs festgelegt. Falls geometrisch bedingt zweispuriger Verkehr möglich ist, beträgt der seitliche Abstand mindestens 0,50 m zwischen den Regelfahrzeugen, die der gleichen MLC entsprechen müssen. Zweispurverkehr für MLC über 100 ist nicht zulässig [3].

3 Einstufung von Brückentragwerken in militärische Lastenklassen Zur Einstufung von militärischen Fahrzeugtypen kann auf Kurvenscharen der von den Regelfahrzeugen hervorgerufenen Biegemomente und Querkräfte zurückgegriffen werden. Diese Einstufungskurven sind auf Einfeldträger verschiedener Spannweiten unter den in Abschn. 2.2 vorgestellten Belastungsannahmen in entsprechend ungünstiger Position zurückzuführen. Für eine vereinfachte Handhabung wurden die Biegemomente durch die Feldlänge geteilt und als Einheitsbiegemomente dargestellt (vgl. [5]). Somit lassen sich die maximalen Schnittkräfte aus militärischen Lasten am Einfeldträger berechnen: Moment:

156

MMLC = MTWϕx

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(3)

Querkraft:

VMLC = VTWϕx

(4)

mit: MTW Tafelwert des Einheitsbiegemoments des betrachteten Regelfahrzeugs in Abhängigkeit von der Feldlänge l VTW Tafelwert der Querkraft des betrachteten Regelfahrzeugs in Abhängigkeit von der Feldlänge l l Feldlänge ϕ Schwingbeiwert nach Gl. (2) x Anzahl der Fahrzeuge (Einspurverkehr: x = 1; Zweispurverkehr x = 2) Die maßgebenden Biegemomente und Querkräfte aus zivilen Lasten ergeben sich aus den in Abschn. 2.1 vorgestellten Lastmodellen in Abhängigkeit von Systemlänge und -breite. Einschränkend wird die für die Belastung wirksame Breite b auf die Fahrbahnbreite reduziert und stellt einen konservativen Ansatz dar, weil die Brückenkappen somit keine Belastung erfahren und die zivilen Lasten dadurch unterschätzt werden. Auf dieser Basis werden mit Gl. (1) Interaktionsdiagramme im Sinne der „Homberg-Tafeln“ [7] für Einfeldträgersysteme erstellt. Zur Einstufung finden die Militärlastklassen MLC 50, MLC 100 und MLC 150 für beide Regelfahrzeugtypen Berücksichtigung (vgl. Tabelle 1), da neue Brückentragwerke in der Regel für einspurigen Verkehr nach MLC 100 und für zweispurigen Verkehr nach MLC 50 bemessen werden müssen [4]. Die MLC 150 stellt das Regelfahrzeug mit der höchsten Last dar.

3.1 Stabartige Balkentragwerke Brückenbauwerke unterscheiden sich in ihrer Gestaltung durch verschiedene Tragwerksarten und ihre lastabtragenden Elemente. Die Einstufung der Brückentragwerke soll allerdings primär durch die maßgebenden Einwirkungen auf das Hauptsystem (Brückenüberbau) erfolgen und größtenteils unabhängig vom Querschnitt sein. Daher

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Bild 2. Einstufungsdiagramme nach LM1 (oben) und LMM (unten) für stabartige Einfeldträger Fig. 2. Classification charts acc. to LM1 (top) and LMM (bottom) for single-span girder

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wird vereinfachend von einem stabartigen Tragwerk (z. B. näherungsweise typische einzellige Hohlkästen) mit konstantem Querschnitt ausgegangen, also mit über die Länge näherungsweise konstanter Biegesteifigkeit. Für kurze und breite Brücken trifft die Idealisierung eines stabartigen Tragwerks jedoch immer weniger zu [16], was in den Tafeln über ein Länge/Fahrbahnbreite-Verhältnis von 2 ausgegrenzt ist (heller Bereich l/b < 2). Die maßgebenden Schnittgrößen für einen Einfeldträger – Moment in Feldmitte und die maximale Querkraft am Auflager – aus militärischen Lasten können mit Gl. (3) für das Feldmoment MMLC und Gl. (4) für die maximale Querkraft VMLC bestimmt werden. Für die Schnittgrößenermittlung nach den Lastmodellen LM1 und LMM sind die Lasten in ungünstiger Position anzusetzen. Eventuelle Reduzierungen der Schnittkräfte (z. B. maßgebende Bemessungspunkte der Querkraft bei direkter Lagerung) werden nicht vorgenommen, um keine zusätzlichen Parameter wie die statische Höhe einführen zu müssen. Für eine Auswertung nach dem vorgestellten Einstufungskriterium ergeben sich nun Bereiche für verschiedene Länge/Fahrbahnbreite-Verhältnisse, in denen das Kriterium für die unterschiedlichen Militärlastklassen der Regelfahrzeuge – Gleisketten- und Räderfahrzeuge – eingehalten ist (Bild 2). Durch die Erhöhung der Beanspruchung aus Gleichlasten und Doppelachsen ist im Vergleich der beiden Lastmodelle der merkliche Rückgang der Einstufungsbereiche, insbesondere aufgrund der im LMM angesetzten zusätzlichen Belastung des dritten Fahrstreifens durch ein zusätzliches Schwerlastfahrzeug, ersichtlich.

Bild 3. Grenzfälle der Querverteilung eines zweistegigen Plattenbalkens Fig. 3. Limits of transverse load distributions of a doublewebbed T-girder

Anwendungshinweise zu Bild 2: – Die gestrichelte Linie begrenzt die Bereiche für Räderfahrzeuge, die durchgezogene Linie für Gleiskettenfahrzeuge. – Das Verhältnis Länge l zu Breite b von 2 stellt hier eine Abgrenzung zwischen balkenartigen und flächenartigen Tragwerken dar. Eine Anwendung für l/b kleiner 2 wird nur eingeschränkt empfohlen. – Den farbig markierten Flächen werden jeweils zweizeilig Zahlenwerte zugewiesen, welche die hier zulässige Militärlastklasse für einspurigen (1. Zeile) und zweispurigen Verkehr (2. Zeile) in Abhängigkeit von Länge und Breite angibt. – Die an der oberen Achse markierten Breiten geben die geometrisch erforderliche Breite des im Index angegeben Regelfahrzeugs für Ein- oder Zweispurverkehr an, z. B. bRF100/100 entspricht der Mindestbreite für zweispurigen Verkehr von Räderfahrzeugen der Lastenklasse 100.

hängig, welche hier nicht explizit vorgegeben werden sollen, um eine möglichst allgemeine Anwendung zu gewährleisten. In der Regel kommen Plattenbalken mit zwei Stegen für Überführungen von Autobahnen und breitere Straßen zum Einsatz [17] und dienen als Grundlage für das Quersystem. Die tatsächliche Querverteilung stellt sich bei Plattenbalken zwischen den zwei Grenzfällen eines äußerst weichen Systems (ηa/ηb = 1,0/0,0) mit einer Lastaufteilung nach dem Hebelgesetz und einem starren System (ηa = ηb = 0,5) mit gleichmäßiger Aufteilung der Lasten (Bild 3) ein. Für eine engere Differenzierung zwischen der tatsächlichen und der vorgegebenen Querverteilung werden weitere ηa/ηb-Verhältnisse von 0,6/0,4 und 0,8/0,2 zusätzlich zu den Grenzwerten betrachtet. Aufgrund der Auswertung anhand des Hebelgesetzes spielt auch der Stegabstand eine bestimmende Rolle. Daher wird, analog zu den ursprünglichen Tafeln [7], zwischen einem Stegabstand von der halben und der kompletten Fahrbahnbreite unterschieden. Die maßgebenden Schnittgrößen eines Hauptträgers ergeben sich aus der zusätzlich ungünstigsten Laststellung im Quersystem – sowohl für die militärischen als auch zivilen Lastmodelle – mit zugehöriger Beaufschlagung mit den Querverteilungsordinaten. Für die militärischen Regelfahrzeuge wird ein Abstand zur Schrammbordkante von 0,50 m angenommen, welcher dem Abstand der Fahrzeuge untereinander entspricht. Exemplarisch sind Einstufungsdiagramme für einen Stegabstand von der halben Fahrbahnbreite in Bild 4 im Hinblick auf das folgende Beispiel dargestellt.

3.2 Plattenbalken

3.3 Beispiel 1: Zweistegiger Plattenbalkenträger

Im Gegensatz zum Hohlkastensystem, welches oft als idealer Stab nach Balkentheorie vereinfacht wird, ist eine solche Idealisierung bei mehrstegigen Plattenbalken nicht mehr sinnvoll möglich. Belastungen auf die Fahrbahnplatte wirken anteilig auf die einzelnen Hauptträger und sind in ihrer Wirkungsweise auf diese zu bestimmen. Ein bewährtes Hilfsmittel hierzu sind Querverteilungslinien. Diese sind jedoch von mehreren Systemeigenschaften ab-

Gegeben ist der in Bild 5 dargestellte Einfeldträger mit Plattenbalkenquerschnitt. Die Querverteilung wurde bereits ermittelt zu ηa/ηb ≅ 0,72/0,28 und liegt somit zwischen den vorgegebenen Verhältnissen von 0,6/0,4 und 0,8/0,2. Das Verhältnis von Stegabstand zu Fahrbahnbreite beträgt 6,00/11,50 ≈ 0,50. Zur Einstufung werden somit die Diagramme für einen Stegabstand entsprechend der halben Fahrbahnbreite herangezogen. Die Auswertung

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Bild 4. Einstufungsdiagramme für Einfeldträger mit Plattenbalken nach LM1 Fig. 4. Classification charts for single-span T-girder for LM1

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Bild 5. Längssystem und Querschnitt eines Plattenbalkenträgers Fig. 5. Longitudinal system and cross section of a T-girder

der Einstufungsdiagramme in Bild 4 ergeben für die Feldlänge l = 26,0 m und die Breite b = 11,50 m

Bild 6. Einflusslinien für das Stützmoment (oben), Feldmoment (Mitte) und die Querkraft am Mittelauflager (unten) für einen Zweifeldträger Fig. 6. Influence lines of hogging (top) and sagging moments (center) as well as the shear force at the central support (bottom) of a two-span girder

– für ηa/ηb = 0,6/0,4 – M0,5l: RF 150 GKF 150 – VSt: RF 150 GKF 150

50 + 50 100 + 100 50 + 50 100 + 100

4.1 Einflusslinien

– für ηa/ηb = 0,8/0,2 – M0,5l: RF 150 GKF 150 RF 100 – VSt: GKF 150

100 + 100 100 + 100 100 + 100 100 + 100

Nach dem Kraftgrößenverfahren berechnen sich die Einflusslinien für die gesuchten Schnittgrößen [18] durch die Überlagerung des Eigenspannungszustands mit dem Lastspannungszustand am statisch unbestimmten Grundsystem zu

Auf der sicheren Seite werden die jeweils geringsten Lastenklassen herangezogen, welche für ein ηa/ηb-Verhältnis von 0,6/0,4 der MLC 150 / 50 + 50 (RF und GKF) entspricht und für ein ηa/ηb-Verhältnis von 0,8/0,2 der MLC 100 / 100 + 100 (RF) bzw. der MLC 150 / 100 + 100 (GKF). Die Mindestfahrbahnbreite für ein- und zweispurigen Verkehr ist für beide Regelfahrzeugarten eingehalten. Das Brückentragwerk wird somit wie folgt eingestuft: Räderfahrzeuge: einspurig MLC 100, zweispurig MLC 50 Gleiskettenfahrzeuge: einspurig MLC 150, zweispurig MLC 50

4 Erweiterung auf Mehrfeldträger am Beispiel des symmetrischen Zweilfeldträgers Größere Brückentragwerke sind bevorzugt als Durchlaufträger ausgebildet. Daher wird als erstes Mehrfeldsystem ein Zweifeldträger mit gleichen Feldlängen behandelt. Zur Erstellung der Diagramme für Zweifeldträgersysteme kann für die Ermittlung der maßgebenden Schnittkräfte – Stützmoment, Feldmoment und Querkraft am Mittelauflager – nicht auf die vorhandenen (Einheits-) Schnittgrößen für militärische Lasten zurückgegriffen werden, da diese nur für einen Einfeldträger gültig sind. Um die ungünstigste Laststellung der beiden Lastenarten zu ermitteln, werden Einflusslinien genutzt.

160

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ηM = ⎧ ⎧l–x i x ⎪ ⎪ für x ≤ x i ⎪ 1 ⎛x x3 ⎞ ⎪ l – x – Feld 1 + ⎨ ⎜ ⎟ ⎪⎪ 4 i l xi l3 ⎠ ⎪ x i(l – x i ) – ⎝ für x > x i (5) ⎨ ⎪⎩ l l(x – x i ) ⎪ ⎪ 1 ⎛ x x2 x3 ⎞ Feld 2 ⎪ – x i ⎜2 – 3 2 + 3 ⎟ l l ⎠ ⎪⎩ 4 ⎝ l für das Biegemoment an der Stelle i und ⎧ 1 ⎛ x ⎞ ⎛ x(l – x)⎞ x ⎪ ⎜1 + ⎟ ⎜ Feld 1 ⎟+ ⎪ 4⎝ l ⎠ ⎝ x2 ⎠ l ηv = ⎨ ⎪ 1 ⎛1 + 2l – x ⎞ (x – l)(2l – x) Feld 2 ⎟ ⎪ 4 ⎜⎝ l ⎠ l2 ⎩

(6)

für die Querkraft links der Mittelstütze. Die Einflusslinie für das Stützmoment ergibt sich für xi = l. Das maximale Feldmoment wird vereinfachend an der Stelle xi = 0,4 l ausgewertet (Bild 6), an der das maximale Moment infolge einer gleichmäßigen Belastung beider Felder auftritt.

4.2 (Einheits-)Schnittgrößen Die Verläufe der Einflusslinien lassen Rückschlüsse auf die ungünstigste Stellung einzelner Lasten zu. Jedoch sind

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die militärischen Lasten einer Kolonnenfahrt unterworfen, wodurch bei unterschiedlichen Feldlängen und mehreren Fahrzeugen die maßgebende Laststellung zum Teil nicht offensichtlich ist. Daher wurde ein Kolonnenzug als Wanderlast für verschiedene Feldlängen als über die Einflusslinien „fahrend“ simuliert, die ungünstigste Stellung dann numerisch ausgewertet. Die Schnittgrößen aus Räderfahrzeugen berechnen sich aus der Summe der einzelnen Achslasten multipliziert mit der zugehörigen Einflusslinienordinate. SRF =

∑ Fiη(x i)

(7)

Die Schnittgrößen der Kettenfahrzeuge aus den mit den Einflussordinaten η bewerteten Streckenlasten q werden aufintegriert über die Fahrzeuglänge lFz und summiert. SGKF =

∑⎡⎣⎢ ∫ l i

Fz,i

⎤ q iη(x)dx⎥ ⎦

(8)

Die so erzeugten Momenten- und Querkraftscharen einzelner Feldlängen werden für die ungünstigste Laststellung ausgewertet und zu (Einheits-)Schnittkraftverläufen zusammengefasst (Bild 7).

4.3 Einstufungsdiagramme Nach Gln. (3) und (4) können nun unter Verwendung der (Einheits-)Schnittgrößen über das Kriterium Gl. (1) die Diagramme für Zweifeldträger äquivalent zum Einfeldträgersystem berechnet werden (Bild 8).

4.4 Beispiel 2: Formtreuer Hohlkastenträger Gegeben ist ein Zweifeldträger mit Hohlkastenquerschnitt (Bild 9). Das Tragwerk soll näherungsweise als Balken behandelbar sein. Eine Auswertung für die Feldlänge l = 32,50 m und die Fahrbahnbreite b = 9,00 m mit den Einstufungsdiagrammen aus Bild 8 ergibt für – das Feldmoment M0,4l: RF GKF – das Stützmoment MSt: RF GKF – die Querkraft VSt: RF GKF

150 150 100 150 150 150

50 + 50 50 + 50 50 + 50 50 + 50 50 + 50 50 + 50

Die Einstufung nach dem Feldmoment und der Querkraft ergibt eine Lastenklasse von MLC 150 / 50 + 50 sowohl für Räder- als auch Gleiskettenfahrzeuge, für das Stützmoment schränkt es sich jedoch ein auf MLC 100 bei Einspurverkehr der Räderfahrzeuge. Die Mindestfahrbahnbreite für ein- und zweispurigen Verkehr ist für beide Regelfahrzeugarten eingehalten. Das Brückentragwerk wird somit wie folgt eingestuft: Räderfahrzeuge: einspurig MLC 100, zweispurig MLC 50 Gleiskettenfahrzeuge: einspurig MLC 150, zweispurig MLC 50

Bild 7. (Einheits-)Schnittgrößen aus militärischer Belastung am Zweifeldträger (GKF – durchgezogene Kurve; RF – gestrichelte Kurve) Fig. 7. Normalised sectional forces of a two-span girder subjected to military loads (GKF – solid line; RF – broken line)

5 Schlussfolgerung und Ausblick Mit den vorgestellten Vergleichstafeln für Straßenbrücken gelingt der Vergleich von maßgebenden Schnittgrößen aus Lasten zivilen bzw. militärischen Verkehrs für die heute gültigen Verkehrslastannahmen wieder durch direktes Ablesen von Tafelwerten. Dies reduziert den Bearbeitungsaufwand bei Tragwerksplanung und Überprüfungen von statischen Berechnungen, da das explizite Ausweisen der Biegemomente und Querkräfte aus militärischen Lastenklassen – also ein zusätzlicher Rechenlauf mit zahlreichen Einzellaststellungen – in vielen Fällen entfallen kann. Eingangsgrößen sind zugrundeliegende statische (Längs-)Systeme, militärische Lastenklassen, Brückenbreiten und -längen sowie Querverteilungen und Querschnittsaufbauten. In der Tendenz zeigt sich gegenüber den „HombergTafeln“ die Erhöhung der zivilen Verkehrslastannahmen – was insbesondere den erheblich angestiegenen Schwer-

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P. Forman/Ch. Fust/P. Mark · Aktualisierte Vergleichstafeln für militärische Lastenklassen bei Straßenbrücken

Bild 8. Einstufungsdiagramme für stabartige Zweifeldträger nach LM1 Fig. 8. Classification charts for two-span girders for LM1

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P. Forman/Ch. Fust/P. Mark · Aktualisierte Vergleichstafeln für militärische Lastenklassen bei Straßenbrücken

Bild 9. Längssystem und Querschnitt eines Hohlkastenträgers Fig. 9. Longitudinal system and cross section of a box girder

lastverkehr widerspiegelt – durch ein Verschieben der Kurvenscharen zu geringeren Breiten. Militärische Lastenklassen werden erwartungsgemäß in weniger Fällen maßgebend, erst recht bei Ansatz des LMM. Die Tafeln decken Einfeld- und erste Mehrfeldsysteme (zwei Felder gleicher Länge) ab, wobei Erstere über Tabellen von Einheitsmomenten und -querkräften wesentlich leichter zu entwickeln sind. Bei den statisch unbestimmten Mehrfeldtragwerken steigt nicht nur die Zahl möglicher maßgebender Auswertestellen in Feldern und an Stützen, sondern gleichzeitig auch der numerische Berechnungsaufwand über die Auswertung von Einflusslinien mit zahlreichen möglichen Laststellungen erheblich an. Gleiches gilt für die Brückenquerrichtung, die bislang für stabartig modellierbare Tragwerke wie einzellige Hohlkastenquerschnitte und zweistegige Plattenbalken mit verschiedenen Querverteilungen erfolgt ist, sich aber auch auf mehrstegige Plattenbalken ausweiten lässt.

[7] Homberg, H.: Berechnung von Brücken unter Militärlasten, Band 3: Einstufung. Düsseldorf, Werner-Verlag, 1973. [8] BMV: Bemessung von Brücken der Brückenklasse 60/30 DIN 1072 für militärische Lasten der MLC 50/50-100 STANAG 2021. ARS 6/1987 (StB 11/16.57.60/49 Va 87) vom 04.05.1987. [9] Koordinierungsausschuss der Prüfämter und Prüfingenieure für Baustatik Bayern: Mitteilung Nr. B.7/1990 – MLC-Bemessung und -Einstufung. München, 1990. [10] DIN 1072: Straßen und Wegbrücken, Lastannahmen. Berlin, Beuth Verlag GmbH, 1985. [11] Novák, B. und Gabler, M.: Leitfaden zum DIN-Fachbericht 101. Berlin, Ernst & Sohn Verlag, März 2003. [12] Krieger, J.: Infrastruktur optimieren und erhalten. Berichte der Bundesanstalt für Straßenwesen, Allgemeines Heft A 34, Jahresbericht 2009/2010, S. 116–121, 2011. [13] Marzahn, G.: Zur Richtlinie für die Nachrechnung von Straßenbrücken im Bestand (Nachrechnungsrichtlinie). Beton- und Stahlbetonbau, 106 (2011), Heft 11, S. 730–735. doi: 10.1002/best.201100068 [14] Haardt, P.; Gehrlicher, K. und Prehn, W.: Bauwerks-Management-System (BMS) – Werkzeug zur Substanzerhaltung für Verkehrsbauwerke. Bautechnik 81 (2004), Heft 10, S. 794–797. [15] Ahrens, M. A. und Mark, P.: Lebensdauersimulation von Betontragwerken. Beton- und Stahlbetonbau 106 (2011), Heft 4, S. 220–230. [16] Mark, P. und Gollwitzer, U.: Auswirkungen der Verkehrslastannahmen und weiteren Regelungen der DIN-Fachberichte auf die Bemessung von Straßenbrücken aus Beton. In: Beiträge zum 43. Forschungskolloquium des DAfStb. S. 47–56, 2003. [17] Bergmeister, K.; Fingerloos, F. und Wörner, J.-D. (Herausgeber): Betonkalender 2010: Brücken – Betonbau im Wasserwesen. Berlin, Ernst & Sohn Verlag, 2010. [18] Dallmann, R.: Baustatik 2, Berechnung statisch unbestimmter Tragwerke. Wien, München, Carl Hanser Verlag, 2006.

Dank

Die Herren Dipl.-Ing. Th. Benz, Dipl.-Ing. A. Krünholz (Ing.-Büro Grassl GmbH), Dipl.-Ing. U. Fust und Dipl.Ing. A. Steffen (HRA Ing.-Gesell. Bochum) haben die Tafeln stichprobenartig durchgesehen. Dafür sei ihnen herzlich gedankt. Literatur [1] DIN-FB 101: Einwirkungen auf Brücken. Deutsche Norm, Normenausschuss Bauwesen (NABau) im Deutschen Institut für Normung e.V., Berlin, 2009. [2] Naumann, J.: Brücken und Schwerverkehr – Strategie zur Ertüchtigung des Brückenbestands in Bundesfernstraßen. Bauingenieur 85 (2010), Heft 5, S. 210–216. [3] STANAG 2021: Klassifizierung von Brücken, Fähren, Flößen und Fahrzeugen. 6. Auflage, 2006. [4] Brandt, B.: Zur Einstufung und Bemessung von Brücken nach STANAG 2021. Beton- und Stahlbetonbau 85 (1990), Heft 4, S. 91–98. [5] Homberg, H.: Berechnung von Brücken unter Militärlasten, Band 1: STANAG 2021. Düsseldorf, Werner-Verlag, 2. Auflage, 1970. [6] Homberg, H.: Berechnung von Brücken unter Militärlasten, Band 2: Erhöhungsfaktoren. Düsseldorf, Werner-Verlag, 1973.

Dipl.-Ing. Patrick Forman patrick.forman@rub.de

Dipl.-Ing. Christina Fust christina.fust@rub.de

Ruhr-Universität Bochum Lehrstuhl für Massivbau Universitätsstraße 150 Gebäude IA 4/151 44780 Bochum Prof. Dr.-Ing. Peter Mark peter.mark@rub.de

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Fachthemen DOI: 10.1002/best.201100084

Stephan Schmidt Frank Zierath Horst Amann Holger Meyer

Die Rollbrücken der neuen Landebahn Nordwest am Flughafen Frankfurt/Main Die Rollbrücken der neuen Landebahn Nordwest am Flughafen Franfurt/Main stellen in vielerlei Hinsicht eine Innovation im Großbrückenbau dar. Alle Rollbrücken wurden als integrale Rahmentragwerke geplant und errichtet. Die Anwendung der integralen fugenlosen Bauweise in Verbindung mit vorgespannten Fertigteilplattenbalken mit Ortbetonergänzung wurde in dieser Größenordnung erstmals angewendet. Durch die konsequente Anwendung dieses Konstruktionsprinzips konnte eine kurze Bauzeit mit minimalen Einschränkungen für den öffentlichen Verkehr erreicht werden. Das Ergebnis sind sehr robuste, wartungsarme Bauwerke mit geringer Bauhöhe und sehr hoher Tragfähigkeit. Die speziellen Anforderungen aus dem Flugbetrieb, insbesondere die hohen Flugzeuglasten, erfordern Lösungen, die zum Teil außerhalb der in den geltenden Vorschriften geregelten Bauweisen liegen. Durch die Bereitschaft des Bauherren und aller am Projekt Beteiligten, diesen innovativen Weg mitzugehen, sind einzigartige, wirtschaftliche und auch gestalterisch ansprechende Bauwerke entstanden. The taxiway bridges of the new runway northwest at the airport Frankfurt/Main In many aspects, the taxiway bridges of the new Northwestern landing runway at the Frankfurt am Main Airport represent an innovation in large bridge construction. All taxiway bridges were planned and built as integral frame-supporting structures. The application of an integral jointless construction in connection with a pre-stressed prefabricated platform bar with local concrete integration was applied for the first time in these dimensions. Thanks to the consequent application of this construction principle, a short building time with minimal limitations for the public traffic streams could be reached. The result is very stable low-maintenance buildings with reduced building height and very high carrying capacity. The special requirements connected with the aviation operations, in particular the high plane charges require solutions that are partially outside the construction types regulated by applicable regulations. Thanks to the availability by the builder-owner and all the parties involved to opt for this innovating path, unique, cost-effective and design-attractive buildings were created.

Oktober 2011 termingerecht in Betrieb genommen wurde. Die neue 2.800 m lange Landebahn liegt nördlich des bestehenden Flughafengeländes und ist durch eine Kreisstraße, eine Bundesautobahn (BAB 3) und die ICE-Strecke Frankfurt–Köln von diesem getrennt. Die Anbindung erfolgt über zwei Rollwege (Rollweg Ost und Rollweg West) mit insgesamt fünf Rollbrücken. Über diese überqueren die gelandeten Flugzeuge rollend die kreuzenden Verkehrswege. Zwischen den Brückenbauwerken verlaufen die Rollwege auf neu errichteten Dammbauwerken. Der Rollweg West (Bild 1) beinhaltet zwei Rollbrücken, die Rollbrücken West 1 und West 2. Parallel zu

Bild 1. Rollweg West, Luftbild (© Fraport AG) Fig. 1. Taxiway West, air photo (© Fraport AG)

1 Einleitung Wegen des steigenden Luftverkehrsaufkommens und zur Sicherung der Zukunftsfähigkeit des Flughafens Frankfurt/Main hat es sich die Fraport AG zum Ziel gesetzt, die Kapazitäten des Flughafens auszubauen. Wesentlicher Baustein des zurzeit in Realisierung befindlichen Ausbauprogramms ist die neue Landebahn Nordwest, die im

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Bild 2. Rollweg Ost, Luftbild (© Fraport AG) Fig 2. Taxiway East, air photo (© Fraport AG)

S. Schmidt/F. Zierath/H. Amann/H. Meyer · Die Rollbrücken der neuen Landebahn Nordwest am Flughafen Frankfurt/Main

diesen beiden Rollbrücken wurden zusätzlich jeweils eine Straßenbrücke (für die sogenannte Zaunstraße) und eine Leitungsbrücke errichtet. Die unterführten Straßen der Rollbrücke West 2 wurden abgesenkt und in Trogbauwerken neu errichtet. Zum Rollweg Ost (Bild 2) gehören drei Brückenbauwerke, davon liegen die Rollbrücken Ost 1 und Ost 2 im öffentlichen Bereich, während die Rollbrücke Ost 3, die inzwischen als „Betriebsstraßentunnel“ bezeichnet wird, auf dem Betriebsgelände der Fraport AG liegt. Der Rollbahndamm zwischen der Rollbrücke Ost 2 und dem Betriebsstraßentunnel sowie zwischen Betriebsstraßentunnel und der Anbindung an die bestehenden Flugbetriebsflächen wird durch Stützwände eingefasst, die zusammen mit den Rollbrücken zu planen und zu bauen waren.

2 Aufgabenstellung Maßgebende Grundlagen für die Planung der Rollbrücken waren neben den flugbetrieblichen Vorgaben – und dabei insbesondere den hohen Verkehrslasten bei Flugzeugüberfahrt – die geometrischen Festlegungen aus der Planfeststellung für die neue Landebahn. Dazu gehören Lage und Gradientenverlauf der Rollbahnen, die als wesentliche Randbedingungen für die zu erstellenden Brückenentwürfe Kreuzungswinkel und maximal mögliche Bauhöhen für die Überbauträger vorgeben. Zu berücksichtigen waren darüber hinaus die Belange der betroffenen Verkehrsträger Straße und Schiene, insbesondere die der intensiv befahrenen BAB 3 und der ICE-Strecke. Die Beeinträchtigung des Verkehrs während der Bauzeit war auf ein absolutes Minimum zu reduzieren. Ziel der Planung waren Bauwerksentwürfe, die unter den gegebenen Randbedingungen wirtschaftlich und in kurzer Bauzeit in robuste und wartungsarme Bauwerke umsetzbar sind. Die Entwurfskonzepte aus den Planfeststellungsunterlagen beinhalteten bereits das Prinzip der integralen Bauweise. Vorgesehen waren dabei zunächst vorgespannte Ortbetonbauwerke. Die intensive Auseinandersetzung mit der Aufgabenstellung und den Randbedin-

gungen führte im Rahmen der Entwurfsplanung jedoch zur vollständigen Überarbeitung des Konzeptes und zur erstmals bei derartigen Brückenbauwerken umgesetzten Kombination aus integraler Bauweise und vorgespannten Fertigteilträgern.

3 Rollbrücke Ost 1 3.1 Allgemeines Mit einer Brückenfläche von 19.800 m2 ist die Rollbrücke Ost 1 das größte Ingenieurbauwerk, das im Rahmen der Erstellung der Rollwege errichtet wurde. Sie überführt in sehr spitzem Kreuzungswinkel den östlichen Rollweg in West-Ost-Richtung über die ICE-Strecke, die beiden Richtungsfahrbahnen der BAB 3 und eine Flughafenstraße (Bild 3). Diese nebeneinander liegenden unterführten Verkehrswege haben eine Gesamtbreite von ca. 90 m. Die zwei mittleren Pfeilerwände sind zwischen BAB 3 und ICE-Strecke und zwischen den BAB-Richtungsfahrbahnen nahezu parallel zueinander und zu den Widerlagerwänden angeordnet. Bei der Festlegung der Stützweiten über der BAB 3 wurde die Option einer späteren Verbreiterung der BAB 3 berücksichtigt. Die Gesamtlänge zwischen den Widerlagern beträgt maximal 91,55 m (Bild 4). Da die Bauwerksachsen nicht genau parallel zueinander liegen, ergeben sich zwischen den Wänden unterschiedliche lichte Weiten von 31,565 m (zwischen Achsen A und B), 24,80 m bis 28,525 m (zwischen Achsen B und C) und 25,145 m bis 29,06 m (zwischen Achsen C und D). Der Kreuzungswinkel variiert in den einzelnen Bauwerksachsen und beträgt im Mittel ca. 29 gon. Aus dem spitzen Kreuzungswinkel und der Breite des Rollweges resultiert die sehr große Gesamtbreite der Rollbrücke von 347 m. Für die unterführten Verkehrswege ergeben sich daraus überdeckte Längen der Richtungsfahrbahnen von 212 m für die Richtung Frankfurt und 191,75 m für die Richtung Köln. Die ICE-Strecke wird auf einer Länge von 216,50 m überdeckt. Die schiefe Länge der Rollbrücke – in Rollbahnachse und zwischen den Innenkanten der Widerlager gemessen – beträgt ca. 195 m.

Bild 3. Rollbrücke Ost 1, Draufsicht Fig. 3. Taxiway Bridge East 1, plan view

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S. Schmidt/F. Zierath/H. Amann/H. Meyer · Die Rollbrücken der neuen Landebahn Nordwest am Flughafen Frankfurt/Main

Bild 4. Rollbrücke Ost 1, Schnitt Fig. 4. Taxiway Bridge East 1, transverse section

3.2 Konstruktionsbeschreibung Die Rollbrücke wurde als integrales fugenloses Bauwerk geplant und ausgeführt. Die Gründung erfolgt auf insgesamt 302 in Pfahlkopfbalken eingespannten Großbohrpfählen mit einem Durchmesser von 120 cm und Längen von 8 bis 18 m. Die Widerlagerwände und Auflagerwände mit Längen von 216 m (Achse D) bis 277 m (Achse C) sind 120 cm dick und wurden als fugenlose Konstruktionen geplant und nach intensiver Diskussion mit der beauftragten Baufirma auch erfolgreich ausgeführt. Das Betonieren der Widerlagerwände erfolgte im Pilgerschrittverfahren unter Verwendung von schwindarmem Beton (Bild 5). Im Wandkopfbereich sind die Rahmenwände auf 170 cm (Pfeilerwände) bzw. 185 cm (Widerlagerwände) aufgeweitet. Der Überbau besteht aus vorgespannten Fertigteilen, Ortbetonergänzung und Kontinuitätsvorspannung. Die Fertigteilträger sind dabei in ihrer Achslage orthogonal zu den Auflagerwänden ausgerichtet. Durch die Fertigteilbauweise konnten die Beeinträchtigungen des Verkehrs auf der vielbefahrenen BAB 3 minimiert und eine kurze Bauzeit realisiert werden. Eine Ortbetonkonstruktion hätte aufwendige Schalkonstruktionen mit Abstützungen und Gründungsmaßnahmen im BAB-Bereich erfordert, was mit erheblichen Einschränkungen im Straßenverkehr verbunden gewesen wäre. Die Verlegung der Fertigteile erfolgte während kurzer nächtlicher Sperrpausen. Konzipiert sind die Fertigteilträger als T-Träger mit Stegbreiten von 50 cm, Bauhöhen von 140 cm und Flanschbreiten von 223 cm. Im Auflagerbereich sind die Trägerquerschnitte gevoutet (Breiten bis 120 cm, Höhen bis 160 cm). Die Träger erhielten werksseitig bereits eine Vorspannung mit nachträglichem Verbund sowie Hüllrohre für die Herstellung der späteren Kontinuitätsvorspannung. Die Anschlussbewehrungen von Wänden und Fertigteilen sind planerisch exakt aufeinander abgestimmt (Bild 6) und erforderten eine sehr präzise Montage (Bild 7 ). Die Ortbetonplatte hat eine variable Dicke von 40 bis 65 cm. Dies ergibt sich aus der Querneigung der Gra-

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Beton- und Stahlbetonbau 107 (2012), Heft 3

Bild 5. Rollbrücke Ost 1, Bau der Wandscheiben Fig. 5. Taxiway Bridge East 1, construction of the wall panels

Bild 6. Rollbrücke Ost 1, Bewehrungsplanung Rahmenecke Fig. 6. Taxiway Bridge East 1, reinforcement design frame corner

diente, dem Kreuzungswinkel und der orthogonalen Ausrichtung der Fertigteilträger zu den Auflagerwänden. Die Dicke des Ortbetons wurde planungsseitig durch die Anpassung der Höhenlage der Fertigteilträger unter Berücksichtigung der Einhaltung des Lichtraumes der BAB und durch das Dachprofil der Rollbahn optimiert. Infolge der unterschiedlichen Stützweiten und der unterschiedlichen Höhenlagen der einzelnen Träger ist jeder der insgesamt

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Bild 7. Rollbrücke Ost 1, Einfädeln der Bewehrung Fig. 7. Taxiway Bridge East 1, plainted reinforcement

Bild 9. Rollbrücke Ost 1, Luftbild (© Fraport AG) Fig. 9. Taxiway Bridge East 1, air photo (© Fraport AG)

fahrbahnen (Bild 9) erfolgte unter laufendem Betrieb der BAB und der Bahn. Dies gilt auch für die Montage der sonstigen Ausrüstungselemente wie z. B. für die Anlagen der Rollbahnbefeuerung und die Glatteiswarnanlagen.

3.3 Erddruckfänger

Bild 8. Rollbrücke Ost 1, Betonage der Brückenplatte in einem Gang Fig. 8. Taxiway Bridge East 1, concreting of the bridge plate in one operation

275 Fertigteilträger ein Unikat mit geringfügigen Abweichungen in seinen Abmessungen. Die Fertigung, Anlieferung und Montage der Fertigteilträger mit Einzelgewichten von 75 bis 90 t stellte eine besondere logistische Herausforderung für die ausführende Baufirma dar, die eindrucksvoll gemeistert wurde. Nach Montage der Fertigteilträger und vor Aufbringen der Ortbetonplatte war zunächst die Rahmentragwirkung der Gesamtkonstruktion zu realisieren, um die erforderliche Tragfähigkeit für die nachfolgende Betonage der Ortbetonplatte zu erreichen. Dafür wurden die Bereiche an den Wandköpfen vorab bewehrt und betoniert. Erst anschließend erfolgte bei laufendem Verkehr von BAB und Bahn die Betonage der Ortbetonplatte. Um zeitlich bedingte Schnittgrößenumlagerungen in Brückenquerrichtung zu vermeiden, wurde die Brückenfläche gemäß Planungsvorgabe in einem Abschnitt betoniert (ca. 10.000 m3 Beton innerhalb von ca. 60 Stunden, Bild 8). Nach Fertigstellung wurden die Kontinuitätsspannglieder eingeschossen und gespannt. Überbau und Auflagerwände bilden somit einbis dreifeldrige Rahmen mit Einzelstützweiten von 26 bis 33 m und Längen von ca. 90 m. Der Einbau der Betonrollbahn einschließlich der Flüssigkunststoffabdichtung, der Kappen sowie der Seiten-

Die Anwendung der integralen Bauweise stellte bei der Planung der Rollbrücke Ost 1 in vielerlei Hinsicht eine Herausforderung dar. So waren bezüglich der Erdruckbelastung auf die Widerlagerwand – insbesondere bei temperaturabhängiger Ausdehnung und Verkürzung des integralen Bauwerks – besondere Überlegungen anzustellen. Eine Ausbildung der Widerlagerwand als Stützwand (z. B. durch Rückverankerung) schied aus. Bei horizontaler Stützung durch die Brückenkonstruktion verursacht die aus dem spitzen Kreuzungswinkel resultierende Bauwerksgeometrie eine unsymmetrische Belastung des Bauwerks. Diesbezügliche Untersuchungen am Gesamtmodell ergeben, dass sich zusätzlich zu den Verformungen in Längs- und Querrichtung die gesamte Rollbrücke um einen imaginären Mittelpunkt dreht. Dies führt bei der Bemessung der eingespannten Gründungspfähle besonders in den Randbereichen zu nicht realisierbaren Bewehrungsgraden. Weiterhin verursacht der Ansatz des Erddruckes eine teilweise Entspannung der werksseitig einzubauenden Vorspannglieder in den Fertigteilplattenbalken, insbesondere im mittleren Rollbahnbereich der Rollbrücke. Diese Spannkraftverluste galt es zu vermeiden. Erforderlich war also eine Konzeption zur Vermeidung bzw. zur weitgehenden Reduzierung einer Erddruckbelastung auf die Widerlagerwand. Dies führte zu der Entscheidung für den Einsatz von „Erddruckfängern“ hinter dem Widerlager. Geplant und ausgeführt wurden geogitterbewehrte Hinterfüllungskörper (Bild 10) des Systems Pötzl [1]. Diese Stützkonstruktion bewirkt, dass der Erdkörper ohne stützende Wirkung der Widerlagerwand standsicher ist. Widerlager und Erddruckfänger sind durch eine kompressible Schicht aus EPS-Platten getrennt. Die Aktivierung des passiven Erdwiderstandes infolge Temperaturausdehnung wird so weitgehend verhindert. Für die Bemessung der Widerlager wurde lediglich

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sen waren. Die Relativverschiebungen zwischen Rollbrücke und Erdbauwerk infolge von Temperaturbeanspruchungen werden aufgenommen, ohne zusätzliche Zwangsbeanspruchungen in der Brückenkonstruktion zu erzeugen.

3.4 Fahrbahnübergänge

Bild 10. Erddruckfänger, Schnitt Fig. 10. Geogrid Reinforced Earth, transverse section

ein Rest-Erddruck angesetzt, der infolge der Kompression der Zwischenschicht entstehen kann. Wegen der statischen und konstruktiven Abhängigkeiten wurde die geogitterbewehrte Hinterfüllungskonstruktion ohne Schnittstelle durch den Planer der Rollbrücken geplant. Die Ausführung von Hinterfüllung und Brücke erfolgte jedoch in unterschiedlichen Baulosen. Nach Fertigstellung der Brückenkonstruktion wurde die Hinterfüllung der Widerlagerwände im Zuge der Erdbaumaßnahmen für die Rollbahndämme eingebaut. Der Einbau von Geogitter und EPS-Platten erfolgte lagenweise in ca. 30 cm dicken Schichten (Bild 11). Diese Arbeiten erforderten eine für den Erdbau ungewöhnlich hohe Präzision. Dabei war sicherzustellen, dass keine unplanmäßige kraftschlüssige Verbindung mit der Brückenkonstruktion entsteht und somit eine ausreichende Abschirmung gewährleistet ist. Rollbahn und Seitenfahrbahnen werden im Bereich der Erddruckfänger auf Schleppplatten geführt, die an den Widerlagern in zwei Richtungen verschieblich aufgelagert sind. Die Festpunkte der Schleppplatten befinden sich auf den Erddruckfängern, die demzufolge für die auftretenden Verkehrslasten und Bremslasten zu bemes-

Bild 11. Erddruckfänger im Bau Fig. 11. Geogrid Reinforced Earth under construction

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Die Abmessungen der Rollbrücke, die konstruktive Ausführung der Rollbahn und die hohen Lasten aus dem Flugbetrieb machten die Entwicklung von speziellen Fahrbahnübergängen erforderlich. Zur Anwendung kam ein einschlaufiges Dichtprofil mit einer den Anforderungen des Flugbetriebes angepassten Stahlkonstruktion (Bild 12). Die Übergangskonstruktionen müssen Verformungen von ca. 40 mm in Brückenlängs- und ca. 50 mm in Brückenquerrichtung gewährleisten. Die Fahrbahnübergangskonstruktionen sind an der Rollbrücke Ost 1 ca. 300 m lang. Die der Rollbrücke West 1 erreichen eine Länge von 157 m.

3.5 Technische Ausstattung Die technische Ausstattung des Ingenieurbauwerks war von Beginn an in die Konzeptionen von Konstruktion, Bauweise und Baufolge einzubeziehen. Dabei war insbesondere zu berücksichtigen, dass das Brückenbauwerk für die unterführte BAB gemäß RABT 2006 [2] als Tunnel gilt und somit die entsprechenden sicherheitstechnischen Anforderungen erfüllen muss. Da die Montage der Fertigteilträger – bis auf kurze nächtliche Sperrpausen – bei laufendem BAB-Verkehr stattfand, waren diese Anforderungen bereits während der Bauzeit zu realisieren. Ab einer überbauten Länge von 80 m war das im Bauzustand befindliche Bauwerk als Tunnel auszustatten. So wurde die für den Endzustand ausgelegte Tunnelbeleuchtung dem Baufortschritt entsprechend bereits während der Bauzeit in Betrieb genommen. In den nächtlichen Sperrpausen wurden parallel zum Auflegen der Fertigteilträger die bereits in der jeweils vorherigen Sperrpause aufgelegten Bereiche ausgerüstet und in Betrieb genommen. Dies erfolgte zeitgleich auch an der Rollbrücke West 1, für deren Montage

Bild 12. Dehnfugenkonstruktion bereit zum Einbau Fig. 12. Expansion joint ready for installation

S. Schmidt/F. Zierath/H. Amann/H. Meyer · Die Rollbrücken der neuen Landebahn Nordwest am Flughafen Frankfurt/Main

und Ausrüstung die gleichen Sperrpausen genutzt wurden. Die erforderliche Energieversorgung musste bereits während der Bauzeit sichergestellt werden. Ein umfassendes Netz aus Versorgungstrassen mit den dazugehörigen Schachtbauwerken wurde errichtet und ausgestattet. Technische Anlagen und Leitungen wurden vorab installiert. Die zur technischen Ausstattung gehörenden Anlagen der Feuerlöschtechnik, der zentralen Leittechnik, des Tunnelfunks usw. wurden mit der Fertigstellung der Rollbrücke in Betrieb genommen. Diese Arbeiten wurden mit den zuständigen Stellen des Landes Hessen und der Fraport AG abgestimmt. Zur technischen Ausstattung der Rollbrücken gehören Betriebsgebäude für die Unterbringung der Energieversorgung, der Steuerung und der zentralen Leittechnik. Die Versorgung der technischen Ausstattung mit Elektroenergie erfolgt im Endzustand redundant aus dem Netz der Fraport AG. Für den Havariefall sind USV-Anlagen vorhanden. Neben diesen elektrotechnischen Anlagen gehört auch die Löschwasserver- und -entsorgung zur technischen Tunnelausstattung. An den Rändern der überdeckelten Fahrbahnen wurden Schlitzrinnen mit Tauchwandschächten angeordnet. Die zugehörigen Sammelleitungen, Dükerungen und Auffangbehälter komplettieren dieses vom bestehenden Entwässerungssystem der BAB getrennte System. Die Steuerung und Überwachung der gesamten Tunnelausstattung der Rollbrücken Ost 1 und West 1 erfolgt von der zentralen Tunnelleitstelle des Landes Hessen in Eschwege aus.

3.6 Statische Berechnung und Bemessung Beim Entwurf und für die statische Berechnung und Bemessung waren umfassende Überlegungen hinsichtlich einer zutreffenden Erfassung des Tragverhaltens anzustellen. Zu berücksichtigen waren dabei neben den bekannten Besonderheiten bei der Berechnung und Bemessung integraler Brücken insbesondere: – die Kombination von integraler Bauweise und vorgespannten Fertigteilträgern – die großen Bauwerksabmessungen und dabei insbesondere die große Brückenbreite und die sich daraus ergebenen Bauteilabmessungen – die sehr komplexe Bauwerksgeometrie – der Bauablauf und die Bauzustände Berechnungen und Bemessungen ausschließlich an vereinfachten Teilmodellen in Brückenlängsrichtung konnten nicht als hinreichend genau angesehen werden. Insbesondere die zutreffende Erfassung des Tragverhaltens in Brückenquerrichtung erforderte parallele Berechnungen am Gesamtsystem. Für die Berechnungen wurden die FEM-Programme von RIB und Infograph verwendet, wobei mit keinem der Programme alle erforderlichen Nachweise geführt wurden. Die Berechnungen wurden laufend durch gegenseitige Vergleichsrechnungen und vergleichende Handrechnungen begleitet. Für die Standsicherheitsnachweise kamen unter anderem das PONTI® betonverbund Expert-FEM-System für Betonverbundbrücken inklusive TRIMA® fem von RIB Stuttgart [3] zum Einsatz.

Um mit dem Rechenmodell die tatsächlichen Beanspruchungen erfassen zu können, ist bei integralen Bauwerken die wirklichkeitsnahe Modellierung der Steifigkeitsverhältnisse von entscheidender Bedeutung. Dabei sind obere und untere Grenzwerte zu betrachten. Zur realistischen Erfassung der Zwangsschnittgrößen wurden Abminderungen der Steifigkeiten an verschiedenen Bauteilen vorgenommen. Die Steifigkeiten der Wandscheiben wurden unter Berücksichtigung des Zustandes II teilweise auf 60 % abgemindert. Für die Bemessung der Pfahlgründung und der Wandscheiben wurden Grenzbetrachtungen unter Berücksichtigung oberer und unterer Grenzwerte der Pfahlbettung durchgeführt und die Pfahlsteifigkeiten örtlich auf 40 % reduziert. Auf diese Weise konnten wirtschaftliche Bewehrungsgrade in den betroffenen hochbeanspruchten Bauteilen erzielt werden. Der geplante Bauablauf erforderte weitergehende statische Untersuchungen und Nachweise. Systemumlagerungen, Querschnittsumlagerungen und Schnittgrößenumlagerungen infolge des Baufortschrittes und unterschiedlicher zu berücksichtigender Lastsituationen wurden umfassend berücksichtigt. Eine besondere Betrachtung war hinsichtlich des Bauzustandes für die Betonage der Ortbetonergänzung erforderlich. Als Ergebnis dessen sollte bereits vor dem Betonieren der Brückenplatte (nach Auflegen der Fertigteile) eine Rahmenwirkung des Gesamtsystems ausgebildet werden, um eine wirtschaftliche Bemessung für den Lastfall Frischbetonlast zu ermöglichen. Das Rahmensystem aus sehr schlanken Fertigteilträgern und Wandscheiben war für den Betonierlastfall und für den Endzustand zu bemessen. Weitere Details zur Bemessung, Konstruktion und Bauausführung der Rollbrücke Ost 1 finden sich in diesem Heft im Beitrag auf den Seiten 175–182 [4].

4 Die weiteren Rollbrücken 4.1 Rollbrücke West 1 Die Rollbrücke West 1 befindet sich in 1,8 km Entfernung westlich der Rollbrücke Ost 1 und überführt den Rollweg West über die gleichen Verkehrswege wie die Rollbrücke Ost 1: ICE-Strecke, BAB 3 und eine Betriebsstraße. Die Rollbrücke West 1 folgt hinsichtlich Konstruktion und Bauweise den Prinzipien der Rollbrücke Ost 1. Der Kreuzungswinkel unterscheidet sich mit 64 gon (Bild 13) jedoch von dem der Rollbrücke Ost 1. Dies führt trotz etwa gleicher Breiten der Verkehrswege zu beachtlichen Unterschieden bei den Hauptabmessungen. So fällt die Bauwerksbreite mit ca. 160 m geringer aus als bei der Rollbrücke Ost 1. Widerlager und Auflagerscheiben sind parallel angeordnet. Die Stützweiten betragen von Nord nach Süd 30,40 m, 25,27 m und 25,10 m. Die Gesamtlänge zwischen den Endauflagern beträgt 80,8 m. Die Richtungsfahrbahnen der BAB 3 werden auf einer Länge von 81,50 m überbaut. Die ICE-Strecke wird auf einer Länge von 79,25 m überdeckt. Für die Erstellung des Überbaus der Rollbrücke wurden insgesamt 107 Fertigteilträger verlegt. Für deren Montage wurden die gleichen Sperrpausen genutzt, wie bei der Rollbrücke Ost 1. Hinter den Widerlagern sind ebenfalls Erddruckfänger in Kombination mit Schleppplatten angeordnet.

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S. Schmidt/F. Zierath/H. Amann/H. Meyer · Die Rollbrücken der neuen Landebahn Nordwest am Flughafen Frankfurt/Main

Bild 15. Rollbrücke Ost 2, Draufsicht Fig. 15. Taxiway Bridge East 2, plan view

Bild 13. Rollbrücke West 1, Draufsicht Fig. 13. Taxiway Bridge West 1, plan view

Bild 16. Rollbrücke Ost 2, Schnitt Fig. 16. Taxiway Bridge East 2, transverse section

Bild 14. Rollbrücke West 1, Leitungsbrücke Fig. 14. Taxiway West 1, Line Bridge

Eine Besonderheit der Rollbrücke West 1 sind die östlich der eigentlichen Rollwegüberführung befindliche Zaunstraßenbrücke und eine Leitungsüberführung. Diese wurden als separate Bauwerke ebenfalls in integraler Bauweise nach dem Konstruktionsprinzip der Rollbrücke ausgeführt. Für beide Überführungen waren 27 Fertigteilträger notwendig (Bild 14).

Bild 17. Rollbrücke Ost 2, Westportal Fig. 17. Taxiway Bridge East 2, West Portal

4.2 Rollbrücke Ost 2 Die Rollbrücke Ost 2 überführt den Rollweg Ost über den vierspurigen Airportring (Kreisstraße K 823) als Einfeldrahmen in integraler Bauweise mit einer lichten Weite zwischen den Widerlagern von 25,50 m (Bilder 15 und 16). Der Kreuzungswinkel von 29 gon ist maßgebend für die sehr große Brückenbreite von 208,80 m. Die Brückenfläche beträgt 6.320 m2. Die Gründung erfolgt auf 116 Großbohrpfählen mit einem Durchmesser von 120 cm. Pfähle, Pfahlkopfbalken und Widerlagerscheiben sind biegesteif verbunden. Die Widerlagerscheiben (Dicke 120 cm, Län-

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ge 213,45 m und 212,86 m) wurden fugenlos ausgeführt. Der Überbau besteht aus 92 vorgespannten Fertigteilplattenbalken mit einer fugenlosen Ortbetonplatte. Die Vorspannung der Fertigteilträger erfolgte werksseitig mit jeweils zwei Spanngliedern. Auf der Baustelle wurden nach dem Betonieren der Ortbetonplatte jeweils zwei weitere Spannglieder eingezogen. Zur Aufnahme der Bauwerksverformungen sind an beiden Widerlagern jeweils verschiebliche Schleppplatten mit Dehnfugenkonstruktionen angeordnet (Bild 17).

S. Schmidt/F. Zierath/H. Amann/H. Meyer · Die Rollbrücken der neuen Landebahn Nordwest am Flughafen Frankfurt/Main

Bild 18. Rollbrücke West 2, Draufsicht Fig. 18. Taxiway Bridge West 2, plan view

4.3 Rollbrücke West 2 Die Rollbrücke West 2 wurde in konventioneller Bauweise als schlaff bewehrter, zweifeldriger Stahlbetonrahmen konzipiert. Auch bei der Rollbrücke West 2 wurde die fugenlose Bauweise konsequent auf alle tragenden Bauteile angewendet. Unterführter Verkehrsweg in der westlichen Röhre ist der Airportring. In der östlichen Röhre wird eine Vorfeldstraße unterführt. Die Höhenlage des Rollweges West in diesem Bereich machte eine Absenkung des Airportringes um ca. 6 m erforderlich. Daraus resultieren die südlich und nördlich an die Rollbrücke anschließenden Trogstrecken mit den entsprechenden Stützwänden. Die lichten Weiten betragen für die Unterführung des Airportringes 13,25 m und für die Vorfeldstraße 12,25 m. Die überdeckte Länge des Airportringes beträgt 76,20 m. Airportring und Vorfeldstraße werden in getrennten Tunnelröhren unterführt. Die Unterführung des Airportringes erhielt eine Ausstattung nach Tunnelrichtlinie RABT. Die Überwachung der Einrichtungen der Tunnel des Airportringes, der Rollbrücken Ost 2 und West 2, und des Betriebsstraßentunnels (Rollbrücke Ost 3) erfolgt durch die Leitstelle der Fraport AG. Nördlich der Rollbrücke befinden sich, wie auch an der Rollbrücke West 1, ein Leitungstrogbauwerk und eine Zaunstraßenbrücke. Die Zaunstraßenbrücke überspannt

Bild 19. Rollbrücke Ost 3 (Betriebsstraßentunnel), Draufsicht Fig. 19. Taxiway Bridge East 3, plan view

jedoch nur den Airportring, da die Vorfeldstraße hinter der Rollbrücke im rechten Winkel in Richtung Flughafengelände verschwenkt (Bild 18).

4.4 Rollbrücke Ost 3 (Betriebsstraßentunnel) Die Rollbrücke Ost 3 befindet sich im Rampenbereich des Rollweges Ost auf dem Flughafengelände. Der Rollweg Ost kreuzt hier eine Betriebsstraße, die um ca. 20 m nach Süden verschoben werden musste. Aufgrund der Rampensituation des Rollweges musste die Betriebsstraße im Bereich der Rollbrücke um ca. 2 m abgesenkt werden. Eine verkehrliche Besonderheit stellt der Anschluss einer südlichen Ausfahrt an die Betriebsstraße innerhalb des Bauwerks dar. Daraus resultierte eine Portalöffnung an der Westseite von etwa 94 m Breite (Bild 19). Das Tragwerk ist ein schlaff bewehrter, flach gegründeter Halbrahmen in fugenloser Bauweise. Die lichte Weite im Regelbereich beträgt 12,0 m. Die überbaute Länge der Betriebsstraße beträgt in Ostwestrichtung ca. 160 m. Die Südausfahrtstrecke ist ca. 37 m lang. Die Rahmenwände sind 1,0 m dick. Die Decke weist eine variable Dicke von 0,80 bis 1,20 m auf. Im Bereich des westlichen Portals wird die Decke durch acht Stützen mit einem Durchmesser von jeweils 0,60 m abgestützt (Bild 20).

Bild 20. Rollbrücke Ost 3, Schnitt Fig. 20. Taxiway Bridge East 3, transverse section

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S. Schmidt/F. Zierath/H. Amann/H. Meyer · Die Rollbrücken der neuen Landebahn Nordwest am Flughafen Frankfurt/Main

Bild 21. Rollbahn auf Brücken, Schnitt Fig. 21. Taxiway on Bridges, transverse section

Der Bau der Rollbrücke Ost 3 erfolgte in zwei Bauabschnitten, da das Baufeld auf dem Gelände der Fraport AG sehr begrenzt war und die Zufahrtsmöglichkeiten zu den betrieblichen Einrichtungen gewährleistet werden musste. Erst nach der Verlegung des Tores 25 an die neue Position konnte der 2. Bauabschnitt begonnen werden. Nördlich und südlich schließen an die Portale massive Rampenstützwände an. Der Rollweg ist in diesen Bereichen aus Platzgründen als Fangedamm ausgeführt. Die für den Fangedamm erforderlichen 50 Stützwandblöcke haben Längen von jeweils 14,5 m und sind bis zu 8,75 m hoch. Die in konventioneller Massivbauweise hergestellten Rollbrücken Ost 3 und West 2 wurden mit den im Brückenbau üblichen FE-Programmen berechnet. Auch bei diesen Bauwerken wurden unter Berücksichtigung des Zustandes II Abminderungen an den Bauteilsteifigkeiten vorgenommen, um eine realistische Abbildung des Tragverhaltens der Konstruktion bei Zwangsbeanspruchungen und eine wirtschaftliche Bemessung zu erreichen.

5 Rollwege für Flugzeuge auf Brücken 5.1 Trassierung und Gestaltung der Rollwege Die flugbetrieblichen Vorgaben für die Gestaltung des Rollweges bestimmen maßgeblich die Entwürfe der Rollbrücken. Die Trassierungen (Kreuzungswinkel, Gradienten) der Rollwege waren durch den Planfeststellungsbeschluss vorgegeben. Die weiteren Vorgaben zur Gestaltung der Rollwege ergeben sich aus den Anforderungen des Flugbetriebes, die in den Vorschriften der ICAO geregelt sind. Für die Rollbrücken sind insbesondere die Vorgaben der ICAO, Annex 14 [5] maßgebend. Demnach beträgt die Mindestbreite für einen Rollweg auf einer Rollbrücke für Luftfahrtfahrzeuge mit dem Codeletter E orthogonal zur Rollbahnachse 44 m. Darüber hinaus fordern die Sicherheitsbestimmungen der Luftfahrt beidseitig die Anlage von Seitenfahrbahnen mit Breiten von 6,50 m zur Gewährleistung einer Umfahrt von havarierten Luftfahrzeugen durch Rettungs- und Feuerwehrfahrzeuge. Sowohl zwischen Rollbahnbereich und Seitenfahrbahnen als auch am äußeren Rand der Seitenfahrbahnen werden 2 m breite Kappen vorgesehen. Mit der sich

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daraus ergebenden Mindestbreite des Rollweges von 65 m wird der Anforderung Rechnung getragen, dass keine Teile von Flugzeugen mit Spannweiten bis 65 m die Rollbrückenfläche überragen dürfen (Bild 21). Die erforderliche Rollwegbreite führt bei den vorhandenen spitzen Kreuzungswinkeln zu sehr großen Brückenbreiten. Die Rollwege haben auf allen Rollbrücken ein Dachprofil mit einem beidseitigen Gefälle von lediglich 1 %. Das Längsgefälle in Rollwegachse beträgt maximal 1,5 %. Der Querschnitt der Seitenfahrbahnen entspricht einer üblichen Bauweise mit einem einseitigen Gefälle von 2,5 %. Neben den Seitenfahrbahnen gibt es die Versatzflächen. Die Seitenfahrbahnen sind durch einseitig befahrbare Mittelkappen von der Rollbahn getrennt. Innerhalb der Mittelkappen werden die Versorgungstrassen für die Rollwegbefeuerung geführt. Die Versatzflächen sind durch Seitenkappen von den Seitenfahrbahnen getrennt. Innerhalb der Seitenkappen verlaufen die Versorgungstrassen für die Landebahn. Abweichend von der im Brückenbau sonst üblichen Verlegung von Kabeln in Kabelkanälen sind die Leerrohre auf den Rollbrücken einbetoniert.

5.2 Lasten aus Flugzeugbetrieb Maßgeblicher Lastfall für die Bemessung der Rollbrücken ist der Flugzeugverkehr. Angesetzt wurde das 750 t Bemessungsflugzeug nach den ADV Leitsätzen „Bemessungslasten für Flugbetriebsflächen“; Ausgabe 1985 [6]. Zusätzlich wurden Radlasten einzelner Flugzeugtypen wie z. B. der A340-500/-600 berücksichtigt. Die Seitenfahrbahnen sind nach DIN-Fachbericht 101 [7] Lastmodell 1 bemessen.

6 Anwendung der Regelwerke auf die Rollbrücken Der Planung der Rollbrücken wurden die gültigen Regelwerke, wie z. B. die ZTV-ING [8], die DIN-Fachberichte und diverse Merkblätter zugrunde gelegt. Für spezielle Einzelthemen bei der Planung der Rollbrücken stoßen diese jedoch an Anwendungsgrenzen. Dies trifft beispielsweise auf die konstruktive Ausführung der Betonfahrbahn auf den Rollbrücken zu. Die Fahrbahn besteht wie bei den Rollbrücken des Flughafens Leip-

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zig [9] aus einer 25 cm dicken, bewehrten Betonschicht. Die Fahrbahn wird durch Schein- und Pressfugen in einzelne Platten mit Seitenabmessungen bis 7,50 m Seitenlänge unterteilt. Das entspricht einem Verhältnis L/D von 30. Innerhalb der Betonfahrbahnplatten werden diverse Leerrohrtrassen für die Andienung der Rollbahnbefeuerung und von Glatteiswarnanlagen geführt. Grundsätzlich zu klären war die Frage, ob die Fahrbahnplatten zu bewehren sind. Das Regelwerk, insbesondere das Merkblatt für Flugbetriebsflächen [10], sieht eine Bewehrung nicht bzw. nur für Teilbereiche um Einbauten vor. Die entsprechende Regel für Straßenbrücken, die ZTV Beton StB [11] sieht ebenfalls keine Bewehrung im Fahrbahnbeton vor. Hier ist jedoch zwischen Fahrbahnbeton und Konstruktionsbeton eine Vliesschicht vorgesehen, die ein rissfreies Kriechen und Schwinden ermöglicht. Im Falle der Rollbrücken wird die Betonfahrbahn direkt auf eine Flüssigkunststoffabdichtung betoniert, sodass ein planmäßiger Verbund zwischen Beton und Abdichtung zur Ableitung der Bremslasten in die Konstruktion gewährleistet ist. Gleichzeitig verhindert dieser Verbund jedoch das freie Kriechen und Schwinden des Betons, sodass Risse im Fahrbahnbeton nicht ausgeschlossen werden konnten. Daher galt es, diese möglichen Risse zu begrenzen und eine entsprechende konstruktive rissverteilende Bewehrung einzulegen. In Abstimmung mit Bauherrn und Prüfingenieur wurde der Fahrbahnbeton für eine Rissweite von 0,3 mm bemessen. Ein weiterer Diskussionspunkt während der Planung war auf dem Gebiet der technischen Ausstattung die Wahl der Materialgüte der Befestigungsmittel. Die ZTV-ING, Abschnitt 5 Tunnelbau [8], sieht für Befestigungsmittel von Tunneleinbauten generell die Verwendung von Material der Güte 1.4529 oder 1.4547 vor. Für den speziellen Anwendungsfall bei der Rollbrücke ist diese Anforderung aus der Sicht des Planers überzogen. Die Rollbrücken sind Brückenbauwerke mit einer planmäßigen Lebensdauer von ca. 70 Jahren. Das Erfordernis einer technischen Ausstattung resultiert aus den Bauwerksabmessungen und nicht aus der Bauart. Die Wahl der Materialgüte stellt einen erheblichen Kostenfaktor dar. Die Anwendungskriterien sollten dementsprechend angepasst werden.

7 Termine Die Erstellung der Entwurfsplanung auf der Grundlage der Planfeststellungsunterlagen sowie die Erstellung der Ausführungsplanung und der Ausschreibungsunterlagen für alle Rollbrücken mit begleitenden Bauwerken und Maßnahmen erfolgten innerhalb eines sehr eng begrenzten Zeitrahmens von ca. 18 Monaten. Eine besondere Herausforderung stellte dabei die termingerechte Fertigstellung der Ausführungspläne für eine Gesamtbrückenfläche von ca. 40.000 m2 dar. Insgesamt wurden ca. 600 Schal- und 800 Bewehrungspläne rechtzeitig an die Baustelle geliefert. Die Bauleistungen wurden nach vorgeschaltetem Präqualifizierungsverfahren in fünf Baulosen an drei verschiedene Baufirmen vergeben. Baubeginn war im dritten Quartal 2009. Neben den technischen Ansprüchen der Bauwerke stellten beengte Platzverhältnisse, schwierige Zu- und Abfahrtsmöglichkeiten und die Gleichzeitigkeit einer Vielzahl großer Einzelbaustellen auf einer Großbaustelle besondere Herausforderungen für die ausführenden Firmen dar. Die Rollbrücken wurden nach knapp zwei Jahren Bauzeit termingerecht fertiggestellt. Sowohl Planung als auch Umsetzung der Rollbrücken waren durch den engagierten Einsatz und die konstruktive Zusammenarbeit aller Beteiligten geprägt. Der geplante Kostenrahmen wurde eingehalten. Die Rollbrücken wurden zusammen mit der Landebahn Nordwest termingerecht im Oktober 2011 in Betrieb genommen.

8 Zusammenfassung Die Rollbrücken der Landebahn Nordwest sind die derzeit größten gebauten Brückenbauwerke in integraler fugenloser Bauweise in Deutschland. Die konsequente Anwendung dieser Bauweise bringt enorme Vorteile für den Eigentümer und Betreiber. Aufgrund des Wegfalls aufwendiger Lagerkonstruktionen bietet die integrale Bauweise deutliche Vorteile hinsichtlich Wartung und Robustheit. Die Unterhaltskosten lassen sich dadurch gegenüber einer herkömmlichen Konstruktion deutlich senken.

Tabelle 1. Am Bau Beteiligte Table 1. Involved parties Bauherr

Fraport AG, ZIM-R, Frankfurt am Main

Vorplanung, Planfeststellungsunterlagen

Dorsch Consult, Frankfurt Kocks Consult GmbH, Koblenz

Generalplanung, Objekt- und Tragwerks-Planung Ingenieurbauwerke, Bauoberleitung, Bauüberwachung

Ingenieurbüro Dr. Binnewies Ingenieurgesellschaft mbH, Hamburg

Planung Verkehrsanlagen

Masuch+Olbrisch Ingenieurgesellschaft mbH, Oststeinbek

Planung Technische Ausstattung

RMN-Ingenieure, Norderstedt

Bodengutachten

ELE Erdbaulaboratorium, Essen

Bautechnische Prüfung

Dipl.-Ing. Heinz Steiger, Krebs und Kiefer, Darmstadt

GU Rollbrücken Ost 1, West 1

Max Bögl, Sengenthal

GU Rollbrücken Ost 2, West 2

Ed. Züblin AG, Darmstadt

GU Rollbrücke Ost 2

Lenhardt Weiss GmbH & Co.KG, Satteldorf

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S. Schmidt/F. Zierath/H. Amann/H. Meyer · Die Rollbrücken der neuen Landebahn Nordwest am Flughafen Frankfurt/Main

Bild 22. Überquerendes Flugzeug Fig. 22. Plane crossing

Die Landebahn Nordwest wurde zusammen mit den Rollbrücken planmäßig fertiggestellt und zum vorgesehenen Termin am 21.10.2011 in Betrieb genommen (Bild 22). Die Rollbrücken zeigen eindrucksvoll, dass integrale fugenlose Brücken auch in dieser Größenordnung wirtschaftlich realisiert werden können. Die Vorteile dieser Bauart für den Betreiber hinsichtlich Betrieb und Unterhalt der Brücken werden sich in der künftigen Nutzung zeigen. Das Ergebnis der konsequenten Umsetzung des anspruchsvollen statischen Konzeptes sind auch gestalterisch ansprechende Bauwerke. Die gute Zusammenarbeit der Beteiligten (Tabelle 1) während der Planung und der Bauausführung und nicht zuletzt die Bereitschaft der Fraport AG, diesen neuen Weg mitzugehen, hat die Rollbrücken möglich gemacht. Literatur [1] Pötzl, M.: Gutachterliche Begleitung Rollbrücken Flughafen Frankfurt – Landebahn Nordwest. Coburg 2008, unveröffentlicht. [2] RABT: Richtlinien für die Ausstattung und den Betrieb von Straßentunneln, FSGV Verlag Köln, Ausgabe 2006. [3] RIBTec: PONTI® betonverbund EXPERT-FEM-System für Betonverbundbrücken inklusive TRIMAS® fem, RIB Stuttgart. [4] Steiger, H.; Zeißler, T.; Bernhard, M.; Meyer, H.: Integrale Großbrücken mit flexiblen Widerlagern. Erfahrungen beim Bau der Rollbrücke Ost 1 am Frankfurter Flughafen. Betonund Stahlbetonbau 107 (2012), Heft 3, S. 175–182. [5] ICAO Annex 14: Aerodromes, Volume I – Aerodrome design and operations. International Civil Aviation Organisation, Third Edition 2002.

[6] ADV-Leitsätze: Bemessungslasten für Flugbetriebslasten. Arbeitsgemeinschaft Deutscher Verkehrsflughäfen, August 1985. [7] DIN-Fachbericht 101: Einwirkungen auf Brücken. Beuth Verlag GmbH, März 2009. [8] ZTV-ING: Zusätzliche Technische Vertragsbedingungen und Richtlinien für Ingenieurbauten. Verkehrsblatt Verlag, 2010. [9] von Wölfel, R., Wohlmann, D. und Wurzer, O.: Die Rollbrücken am Flughafen Leipzig-Halle. Beton- und Stahlbetonbau 96 (2001), Heft 5, S. 387–392. [10] Merkblatt für den Bau von Flugbetriebsflächen aus Beton. FSGV Arbeitsgruppe Sonderaufgaben, Ausgabe 2002. [11] ZTV-Beton StB 07: Zusätzliche Technische Vertragsbedingungen und Richtlinien für den Bau von Tragschichten mit hydraulischen Bindemitteln und Fahrbahndecken aus Beton. FGSV Verlag Köln, Ausgabe 2007. [12] Schmidt, St.: Die Rollbrücken der neuen Landebahn am Flughafen Frankfurt. Tagungsband der 11. Fachtagung Baustatik-Baupraxis, S. 335–342, Universität Innsbruck, 2010.

Dipl.-Ing. Stephan Schmidt schmidt@dr-ing-binnewies.de

Dipl.-Ing. Frank Zierath zierath@dr-ing-binnewies.de

Ingenieurbüro Dr. Binnewies Ingenieurgesellschaft mbH Alsterterrasse 10 a 20354 Hamburg

Dipl.-Ing. Horst Amann h.amann@fraport.de

Dipl.-Ing. Holger Meyer h.meyer@fraport.de

Fraport AG Zentrales Realisierungsmanagement ZIM-R 60547 Frankfurt am Main

Aktuelles Internationalisierung mit der Gründung einer eigenen Niederlassung in Australien Doka hat mit dem Tochterunternehmen Doka Formwork Australia Pty. Ltd. in Australien Fuß gefasst. Durch die Kom-

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Beton- und Stahlbetonbau 107 (2012), Heft 3

petenz vor Ort und die Vernetzung mit den Kompetenzcentern in Amstetten steht den Kunden das gesamte Leistungsspektrum der Schalungstechniker zur Verfügung – vom Hochbau über den Infrastrukturbau bis zum Wohnungsbau. Das Dienstleistungsangebot reicht von

der Beratung und Planung über den Service durch einen Richtmeister vor Ort bis hin zur Wartung sowie Instandsetzung und einen komplett ausgestatteten Mietpark. Th.

Fachthemen DOI: 10.1002/best.201100082

Heinz Steiger Toralf Zeißler Markus Bernhard Holger Meyer

Integrale Großbrücken mit flexiblen Widerlagern Erfahrungen beim Bau der Rollbrücke Ost 1 am Frankfurter Flughafen Für die Anbindung der neuen Landebahn Nordwest wurden am Frankfurter Flughafen insgesamt fünf Rollbrücken in integraler Bauweise errichtet. Es handelt sich um einbis dreifeldrige Rahmenbauwerke, deren Überbauten größtenteils aus vorgespannten Fertigteilträgern mit Ortbetonergänzung hergestellt wurden. Durch den Verzicht auf Fugen und Lager entstanden sehr robuste und dauerhafte Brückenbauwerke. Zur Reduzierung des Erddrucks auf die Widerlagerwände wurden erstmalig im Großbrückenbau flexible Widerlager eingesetzt. Die Brücken sind für eine maximale Flugzeuglast von 750 t ausgelegt, womit das Startgewicht von allen aktuellen Flugzeugtypen abgedeckt ist. Mit einer überspannten Fläche von insgesamt ca. 20.000 m2 gehört die Rollbrücke Ost 1 zu den größten integralen Brückenbauwerken in Europa. Im folgenden Beitrag werden die statisch-konstruktiven Besonderheiten der Rollbrücke Ost 1 aus Sicht des Prüfingenieurs und des Bauherrn erläutert. Außerdem wird auf die Bauausführung eingegangen und die fugenlose Bauweise diskutiert. Large integral bridges with flexible abutments Experiences with the construction of the Taxiway Bridge East 1 at the Frankfurt Airport At the Frankfurt Airport, five integral taxiway bridges were built to connect the new Runway Northwest with the apron area. The superstructure of the frame bridges mostly consist of prestressed prefabricated girders completed with a cast-in-place concrete deck. The bridge construction without joints and bearings allows robust and durable structures. For the first time, flexible abutments were placed at large bridge constructions in order to reduce soil pressure. The bridges are designed for a total load of 750 tons, which covers all current models of aircraft. The overall deck area of the Taxiway Bridge East 1 amounts nearly 20000 m2. Hence, this bridge belongs to the largest integral bridges in Europe. In this paper, the design features of the Taxiway Bridge East 1 are reviewed and the jointless construction method is discussed.

Köln – Rhein/Main, den Airport-Ring und eine Betriebsstraße (Bild 1). Alle fünf Rollbrücken wurden in integraler Bauweise ausgeführt. Nachfolgend werden die damit verbundenen Besonderheiten bei Bemessung und Ausführung exemplarisch am Beispiel der Rollbrücke Ost 1 erläutert. Diese überspannt mit einer Gesamtlänge in Haupttragrichtung von 92 m die beiden Richtungsfahrbahnen der A3 und die ICE-Strecke. Durch die schiefwinklige Überführung der Rollbahn unter einem Kreuzungswinkel von 26° ergibt sich bei diesem Bauwerk eine außergewöhnlich große Brückenbreite von über 350 m. Eine Beschreibung der anderen Rollbrücken findet sich in diesem Heft im Beitrag auf den Seiten 164–174 [1].

2 Beschreibung der Tragstruktur 2.1 Überbau Die Rollbrücke Ost 1 ist mit einer überspannten Fläche von 19.800 m2 das größte der fünf Brückenbauwerke. Es handelt sich um eine dreifeldrige Spannbetonrahmenbrücke mit Plattenbalkenquerschnitt (Bild 2). Die größte Stützweite beträgt 32,8 m über der Richtungsfahrbahn Köln – Frankfurt der A3. In Fahrtrichtung Köln verringert sich die Stützweite kontinuierlich von 29,7 m auf 26,0 m. Auch über der ICE-Trasse variiert die Stützweite zwischen 26,4 m am westlichen Portal und 30,3 m auf der Ostseite. Aufgrund der extrem spitzwinkligen Überführung der Rollbahn ergeben sich drei im Grundriss versetzte tunnel-

1 Allgemeines Im Zuge des Ausbaus des Frankfurter Flughafens wurde nördlich der BAB A3 die 2.800 m lange Landebahn Nordwest gebaut. Für die Anbindung der neuen Landebahn an den südlich der A3 liegenden Terminalbereich des Flughafens sind insgesamt fünf Rollbrücken erforderlich. Die Bauwerke dienen als Überführung der Rollbahnen P1 (West) und P24 (Ost) über die A3, die ICE-Neubaustrecke

Bild 1. Visualisierung der Landebahn Nordwest Fig. 1. Visualization of the Runway Northwest

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H. Steiger/T. Zeißler/M. Bernhard/H. Meyer · Integrale Großbrücken mit flexiblen Widerlagern

Bild 2. Längsschnitt der Rollbrücke Ost 1 (in Haupttragrichtung) Fig. 2. Longitudinal section of the Taxiway Bridge East 1

artige Brückenfelder mit einer Breite von jeweils ca. 200 m. Die bei schiefwinkligen Brücken übliche Ausrichtung der Überbaulängsträger parallel zur Achse des überführten Verkehrsweges hätte bei diesem Kreuzungswinkel zu unwirtschaftlichen Bauteilabmessungen geführt und wäre auch konstruktiv kaum realisierbar gewesen. Die Längsträger bei der Rollbrücke Ost 1 sind daher orthogonal zu den Pfeiler- und Widerlagerachsen angeordnet, wodurch ein treppenartiger Bauwerksgrundriss entsteht (Bild 3). Zur Erfüllung der flugbetrieblichen Anforderungen wurden in den einspringenden Ecken des Überbaus dreieckförmige Kragplatten, die sogenannten Versatzflächen, vorgesehen. Der Überbau wurde in Fertigteilbauweise mit Ortbetonergänzung hergestellt. Die T-förmigen Längsträger aus Beton C50/60 haben eine Höhe von 140 cm und eine Stegbreite von 50 cm. Im Auflagerbereich weiten sich die Stege seitlich und nach unten auf (Bild 4). Weil die Längsträger nicht parallel zur Rollbahnachse liegen, ergibt sich aus der Querneigung der Gradiente eine variable Dicke der Ortbetonplatte von 40 cm bis maximal 62 cm. Die mittlere Konstruktionshöhe des Überbaus beträgt demnach 1,9 m, was einer Schlankheit von L/h = 14 bis 17 entspricht.

Bild 3. Draufsicht Fig. 3. Plan view

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Beton- und Stahlbetonbau 107 (2012), Heft 3

Der Überbau ist in Längsrichtung vorgespannt und in Querrichtung schlaff bewehrt. Für die Vorspannung kamen ausschließlich Spannglieder mit nachträglichem Verbund zum Einsatz. Ein Teil der Vorspannung wurde unmittelbar nach dem Betonieren der Träger im Fertigteilwerk aufgebracht. Zur Abdeckung des Stützmoments in den Auflagerachsen sind zusätzliche Kontinuitätsspannglieder erforderlich, die über die gesamte Überbaulänge durchlaufen und erst nach Herstellung des Verbundquerschnitts nachträglich eingeschossen und angespannt wurden.

2.2 Unterbauten Die Pfeiler und Widerlager wurden als fugenlose Wandscheiben aus Beton C35/45 mit einer Dicke von 1,2 m ausgeführt. Unterhalb der Rahmenecken war aus bewehrungstechnischen Gründen eine Aufweitung der Wände erforderlich. Aufgrund der integralen Bauweise mussten die Unterbauten relativ nachgiebig sein, um die Beanspruchung durch Zwang in vertretbaren Grenzen zu halten. Diese Forderung konnte durch Anordnung einer einreihigen Pfahlgründung unter jeder Wandachse erfüllt werden. Die niedrigen und relativ steifen Wände werden durch die

H. Steiger/T. Zeißler/M. Bernhard/H. Meyer · Integrale Großbrücken mit flexiblen Widerlagern

Bild 5. Detail flexibles Widerlager Fig. 5. Detail of the flexible abutments

Bild 4. Querschnitt und Untersicht der Fertigteilträger Fig. 4. Cross-section and bottom view of the prefabricated girders

Pfähle in den Baugrund „verlängert“ und sind dadurch ausreichend flexibel. Zur Reduzierung des Erddrucks auf die Widerlagerwände kommen erstmalig im Großbrückenbau sogenannte flexible Widerlager zum Einsatz, welche in [2] ausführlich beschrieben sind. Dabei handelt es sich um eine mit Geogittern bewehrte Hinterfüllung, die durch eine kompressible EPS-Schicht von den Widerlagerwänden abgeschirmt wird. Die Überbauverkürzung infolge Temperatur, Kriechen und Schwinden kann sich bei dieser Konstruktion ohne Nachrutschen der Hinterfüllung einstellen. Eine Ausdehnung des Überbaus infolge Temperaturerhöhung erzeugt nur geringe Druckspannungen in der EPSSchicht, die deutlich unter dem mobilisierten passiven Erddruck bei einer konventionellen Widerlagerhinterfüllung liegen. Der Übergang der Rollbahn vom Brückenbauwerk zum Damm erfolgt durch gelenkig angeschlossene und horizontal verschieblich gelagerte Schleppplatten (Bild 5).

3 Lastannahmen Grundlage für die Bemessung der Rollbrücke Ost 1 ist eine Belastung durch das 750-t-Bemessungsflugzeug (Bild 6) gemäß den ADV-Leitsätzen [3]. Für lokale Nachweise wurde zusätzlich eine Belastung durch das Bugbzw. Hauptfahrwerk des Airbus A340-500/-600 untersucht. Zur Berücksichtigung von Rollstößen waren alle

Bild 6. Lastbild Bemessungsflugzeug Fig. 6. Design load scheme of the aircraft

Radlasten mit Schwingbeiwerten von ϕ = 1,3 (Hauptfahrwerk) und ϕ = 1,8 (Bugfahrwerk) zu erhöhen. Die Flugzeuglasten wurden in einem ca. 25 m breiten Streifen im Bereich der Rollbahnachse in ungünstigster Stellung angesetzt. Alle über diesen Streifen hinausgehenden Flugzeugstellungen wurden als außergewöhnliche Bemessungssituation betrachtet. Aufgrund der großen Bauwerksabmessungen und der integralen Bauweise waren Brems- und Anfahrlasten für die globale Bemessung der Rollbrücke Ost 1 nicht relevant. Eigen- und Ausbaulasten, die Verkehrslasten auf den Seitenfahrbahnen sowie Temperatur- und Windlasten wurden gemäß DIN-Fachbericht 101 [4] angesetzt. Da es sich um ein tunnelartiges Bauwerk handelt, wurde für den Temperaturansatz der innen liegenden Wände die ZTV-ING [5] zugrunde gelegt. Außerdem war die Brücke für Brandeinwirkungen im Tunnelbereich statisch und konstruktiv auszulegen. Für die bei den flexiblen Widerlagern anzusetzenden Druckkräfte aus der kompressiblen EPS-Schicht lag eine gutachterliche Stellungnahme [6] vor. Darin wurde empfohlen, die Stauchung des EPS auf maximal 20 % zu begrenzen, was bei dem vorgesehenen EPS-Material einer Druckspannung von 33 kN/m2 entspricht. Die Rollbrücke befindet sich in Erdbebenzone 1 gemäß DIN 4149 [7] und musste daher auch schwingungstechnisch untersucht und für Erdbebeneinwirkung bemessen werden.

Beton- und Stahlbetonbau 107 (2012), Heft 3

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H. Steiger/T. Zeißler/M. Bernhard/H. Meyer · Integrale Großbrücken mit flexiblen Widerlagern

4 Bemessung Für die Schnittgrößenermittlung und Nachweisführung wurde die Rollbrücke Ost 1 vom Tragwerksplaner als räumliches FE-Gesamtsystem generiert. Die vorgespannten Längsträger und die Bohrpfähle wurden dabei als Balkenelemente modelliert. Die Wände und die Ortbetonplatte des Überbaus wurden durch Schalenelemente abgebildet. System- und Querschnittsumlagerungen infolge der abschnittsweisen Herstellung waren bei der Bemessung zu berücksichtigen. Die Berechnung der Schnittgrößen erfolgte linear-elastisch, um den Rechenaufwand des komplexen Systems in vertretbaren Grenzen zu halten. Eine Untersuchung nach Theorie II. Ordnung war bei der geringen Schlankheit der Pfeiler- und Widerlagerwände nicht erforderlich. Die statische Prüfung erfolgte durch Vergleichsrechnungen an mehreren Teilsystemen (Bild 7). Für die Untersuchung der Längstragwirkung wurden räumliche Trägerrostsysteme mit ein bis drei Feldern und einer Breite von ca. 30 m modelliert, was für die Erfassung der Querverteilung der Flugzeuglasten ausreichend war. Das globale Tragverhalten in Querrichtung wurde an einem vereinfachten FE-Gesamtsystem untersucht, bei welchem die

Bild 7. Biegemomentenverlauf infolge Eigengewicht (T = !) Fig. 7. Bending moment distribution due to dead weight (T = !)

Bohrpfähle durch eine federelastische Streckenlagerung ersetzt wurden. Bei der integralen Bauweise ist es erforderlich, Grenzbetrachtungen mit unterschiedlichen Bauteilsteifigkeiten und Bohrpfahlbettungen durchzuführen. Für die Schnittgrößenermittlung wurde zunächst die Steifigkeit des Überbaus in Längs- und Querrichtung im Zustand I angesetzt, für die Wände und Bohrpfähle wurden reduzierte Steifigkeiten (Abminderung auf 60 %) wegen des Übergangs in Zustand II berücksichtigt. Die Berechnung des Gesamtsystems erfolgte für die beiden Grenzfälle „weiche Bettung“ und „harte Bettung“ der Bohrpfähle. Auf eine Grenzbetrachtung mit abgeminderter Überbausteifigkeit in Querrichtung wurde bei der Bemessung auf der sicheren Seite liegend verzichtet. Aufgrund der enormen Zwangbeanspruchung des integralen Brückenbauwerks ergaben sich lokal sehr hohe Bewehrungsgrade, die aber noch innerhalb der zulässigen Grenzen lagen und konstruktiv beherrschbar waren. Um die Auswirkungen der Rissbildung des Überbaus in Brückenquerrichtung abschätzen zu können, wurde an einem vereinfachten FE-System eine weitere Grenzbetrachtung durchgeführt. Für alle Bauteile, bei welchen sich im Zustand I Zugspannungen von über 5 MN/m2 infolge Zwang in Querrichtung ergaben und somit Rissbildung zu erwarten war, wurden reduzierte Dehnsteifigkeiten unter Ansatz der bei der Bemessung ermittelten Bewehrungsgrade berechnet. Unter Berücksichtigung des Tension-Stiffening-Effekts ergab sich eine Steifigkeitsabminderung auf ca. 20 % bei den Wänden und auf ca. 40 % beim Überbau. Mit Ansatz dieser verringerten Bauteilsteifigkeiten wurden die unteren Grenzwerte der Schnittgrößen und Verformungen des Gesamtsystems infolge von Zwang ermittelt (Bild 8). Für einige hoch bewehrte Bohrpfähle und Wandbereiche war dadurch eine Reduzierung des Bewehrungsgrades möglich. Durch die Ausbildung der Rollbrücke als Rahmenbauwerk konnten die statischen Nachweise in Längsrichtung bereits mit einem zentrischen Vorspanngrad von ca. 5 MN/m2 erbracht werden. Als Besonderheit ist hier zu erwähnen, dass bereits die Frischbetonlast der Ortbetonergänzung auf ein Rahmensystem wirkte. Wegen der großen Ortbetondicke hätte die sonst übliche Betonage auf eine Einfeldträgerkette zu einer unwirtschaftlich hohen

Bild 8. Verformung des Überbaus infolge Temperatur –27 K Fig. 8. Deformation of the superstructure due to temperature –27 K

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Beton- und Stahlbetonbau 107 (2012), Heft 3

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Bild 9. Bewehrung Rahmenknoten Fig. 9. Steel reinforcement at the frame corner

Bild 10. Einheben der Fertigteilträger Fig. 10. Lifting of the prefabricated girders

Trägervorspannung geführt. Die Rahmenwirkung wurde durch Anordnung einer kräftigen Anschlussbewehrung in den Fertigteilträgern und durch vorgezogenes Betonieren der Knotenbereiche erzielt. Unter Ansatz des Bemessungsflugzeugs ergeben sich im Überbau ca. vierfach größere Biegemomente gegenüber Lastmodell 1 nach DIN-Fachbericht 101. Zur Aufnahme dieser Belastung dienen zusätzliche Kontinuitätsspannglieder, welche über die gesamte Brückenlänge durchlaufen und erst nach dem Erhärten der Ortbetonplatte angespannt wurden. Maßgebend für die Festlegung der Vorspannung war der Nachweis der Dekompression, welcher mit 0,2fachen Flugzeuglasten als quasi-ständige Verkehrslast geführt wurde. Zur Erfüllung der Tragfähigkeits- und Ermüdungsnachweise mussten jedoch insbesondere in den Stütz- und Rahmeneckbereichen erhebliche Mengen an schlaffer Bewehrung zugelegt werden. Für die komplexe Bewehrungsführung in den Rahmenknoten (Bild 9) wurde vom Tragwerksplaner ein 3D-Modell erstellt und damit die Ausführbarkeit dieser Bereiche nachgewiesen.

Einbau der Wandkopfbewehrung musste mit größter Sorgfalt erfolgen, um Kollisionen mit der Fertigteilbewehrung zu vermeiden. Die Lage der Bewehrungsschlaufen wurde daher vermessungstechnisch festgelegt und die einzelnen Eisen mittels Schalungslehre fixiert. Ab Dezember 2009 wurden die Fertigteilträger per Bahn zum Flughafen Frankfurt transportiert und auf dem Gelände der ehemaligen Air-Base zwischengelagert. Nachdem die Pfeiler- und Widerlagerwände fertiggestellt waren, konnten im Mai und Juni 2010 die bis zu 90 t schweren Träger in mehreren nächtlichen Sperrpausen eingehoben werden (Bild 10). Die Träger wurden über filigrane Betonkonsolen und Elastomerkissen direkt auf den Wänden aufgelagert, zusätzliche Unterstützungsjoche waren somit nicht erforderlich. Das Einfädeln der Fertigteilbewehrung zwischen die Wandbewehrung erfolgte reibungslos, sodass bis zu 40 Fertigteilträger in einer Sperrpause aufgelegt werden konnten. Im Anschluss an die Fertigteilmontage wurden die Wandköpfe betoniert und eine Rahmentragwirkung erzeugt. Nach Verlegen von mehr als 2.000 t Bewehrung konnte die Betonage der Ortbetonplatte beginnen. Der Einbau des Ortbetons sollte nach Vorgabe des Tragwerksplaners in einem Guss erfolgen, ohne Arbeitsfugen. Bei der Festlegung des Betonierkonzepts waren außerdem noch statische Gesichtspunkte zu berücksichtigen, weil das Rahmensystem nicht einseitig belastet werden durfte. Für die Betonage wurden vier Kolonnen eingesetzt, welche insgesamt 10.200 m3 Beton C50/60 im Schichtbetrieb einbauten (Bild 11). Nach Erhärtung des Betons mussten noch die durchlaufenden Kontinuitätsspannglieder eingeschossen und angespannt werden, um die Tragfähigkeit des Überbaus für die Flugzeuglasten zu gewährleisten. Zur Minimierung der Verkehrsbeeinträchtigungen auf der A3 und der ICE-Strecke wurden auch die dreiecksförmigen Versatzflächen in Halbfertigteilbauweise mit Ortbetonergänzung hergestellt. Die bis zu 14 m langen Fertigteile wurden dabei vor Ort auf dem Überbau betoniert und mittels Mobilkran eingehoben. Auf eine Vorspannung konnte wegen der relativ kleinen Stützweite verzichtet werden. Die Anforderungen an die Passgenauigkeit der Bewehrung lag hier sogar im Millimeterbereich, damit

5 Bauausführung Der Bau der Rollbrücke Ost 1 begann im September 2009 mit der Herstellung der ersten Bohrpfähle. Aufgrund des engen Terminplans musste parallel zu den Vor-Ort-Arbeiten auch die Produktion der insgesamt 275 Fertigteilträger im Werk anlaufen. Das Herstellen der Bewehrungskörbe für die Träger gestaltete sich äußerst aufwendig, da wegen der variablen Ortbetondicke alle Stegbügel eines Trägers unterschiedliche Abmessungen hatten. Außerdem war die mehrlagige Anschlussbewehrung an den Trägerenden mit einer Toleranz von maximal 2 cm einzubauen, da diese Schlaufen später auf der Baustelle in entsprechende Gassen der Wandkopfbewehrung einzufädeln waren. Nach Fertigstellung der Bohrpfähle wurden die Pfahlkopfbalken abschnittsweise mit Längen von ca. 50 m betoniert. Bei den Pfeiler- und Widerlagerwänden entschloss man sich zu einer Herstellung im Pilgerschrittverfahren mit Abschnittslängen von 13,5 m bis 18,0 m, um die Zwangbeanspruchung und Rissbildung zu reduzieren. Der

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H. Steiger/T. Zeißler/M. Bernhard/H. Meyer · Integrale Großbrücken mit flexiblen Widerlagern

Gleitschicht wurde ursprünglich für die Feste Fahrbahn der Firma Bögl entwickelt und von der TU München wissenschaftlich begleitet [9]. Die Versuchsergebnisse zeigen, dass selbst nach langer Nutzungsdauer und Beschädigung der Folie der Reibbeiwert unter 0,6 liegt. Die Versiegelung des Überbaus erfolgte mit Flüssigkunststoff. Anschließend wurden die Kappen und Brückenbeläge hergestellt. Der 25 cm dicke Rollbahnbelag wurde bewehrt, damit sich bei einer möglichen Reflexionsrissbildung keine übermäßigen Rissbreiten einstellen.

6 Beurteilung der fugenlosen Bauweise 6.1 Allgemeines

Bild 11. Betonieren des Überbaus Fig. 11. Concreting of the superstructure

Die integrale Bauweise kommt in Deutschland bisher überwiegend bei kleineren Brückenbauwerken bis ca. 50 m Länge zum Einsatz. Großbrücken hingegen werden in der Regel konventionell gelagert oder semi-integral mit eingespannten Stützen ausgeführt. Bei der 92 m langen Rollbrücke Ost 1 wurden neben den Pfeilern auch die Widerlager monolithisch mit dem Überbau verbunden, sodass die weit gespannten Randfelder mit vergleichsweise großen Schlankheiten konzipiert werden konnten. Die Ausbildung als Rahmenbauwerk hat auch gestalterische Vorteile, weil die Voutung des Überbaus in allen Feldern beidseitig vorhanden ist und die sonst üblichen Lagerfugen entfallen. Der Wegfall der Lager führt außerdem zu einer enormen Einsparung bei den Bau- und Instandhaltungskosten der Rollbrücken.

6.2 Flexible Widerlager

Bild 12. Herstellung der flexiblen Widerlager Fig. 12. Construction of the flexible abutments

die erforderlichen Schraubmuffenverbindungen ∅ 28 zwischen Überbau und Versatzfläche überhaupt montierbar waren. Nach Fertigstellung des Brückenbauwerks konnte mit der Hinterfüllung der Widerlagerwände begonnen werden (Bild 12). Der Einbau der Geogitter und der EPSPlatten gestaltete sich anfangs schwieriger als erwartet, da diese Bauweise hier erstmalig bei einer Großbrücke zum Einsatz kam und alle Projektbeteiligten erst für die Besonderheiten dieser neuen Bauweise sensibilisiert werden mussten. Für die Bauausführung wurden daher ein Qualitätssicherungsplan und eine Arbeitsanweisung erstellt sowie eine geotechnische Fachbauüberwachung durchgeführt. Mit diesen Maßnahmen war die Einhaltung der hohen Anforderungen hinsichtlich der Verformungsbegrenzung der EPS-Pufferschicht sichergestellt. Weitere Angaben zum Bau der flexiblen Widerlager können [8] entnommen werden. Für die gelenkige und horizontal verschiebliche Auflagerung der Schleppplatten auf den Widerlagerwänden wurde ein Sondervorschlag der ausführenden Baufirma beauftragt. Dieser sah vor, die ausgeschriebenen PTFEGleitlager durch eine Gleitschicht, bestehend aus HD-PEFolie und alkalibeständigem Vlies, zu ersetzen. Diese

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Beton- und Stahlbetonbau 107 (2012), Heft 3

Der erstmalige Einsatz von flexiblen Widerlagern im Großbrückenbau zeigt, welches Potenzial diese neue Bauweise für die Herstellung integraler Brücken bietet. Bei zukünftigen Projekten ist es aus Sicht der Verfasser empfehlenswert, die Dimensionierung der EPS-Schicht mit Grenzbetrachtungen hinsichtlich Stauchung und Steifigkeit durchzuführen. Im Vergleich zum mobilisierten Erddruck bei einer konventionellen Hinterfüllung ergeben sich bei flexiblen Widerlagern nur geringe Druckspannungen, sodass die Bemessung mit einem konservativ angesetzten oberen Grenzwert in wirtschaftlicher Hinsicht in der Regel vertretbar ist. Durch diese Vorgehensweise sind noch Änderungen oder Optimierungen im Zuge der Bauausführung möglich, ohne dass eine Neubemessung des Gesamtsystems erforderlich wird.

6.3 Bewehrungsgrad Wegen des großen Anteils an Zwangschnittgrößen ergeben sich bei integralen Bauwerken meist relativ hohe Bewehrungsgrade, insbesondere im Vergleich zu konventionellen Brücken, die noch nach DIN 4227 [10] bemessen wurden. Mit Einführung der neuen Normengeneration wurde der Dauerhaftigkeit des Stahlbetons mehr Beachtung geschenkt und eine Mindestbewehrung zur Rissbreitenbegrenzung infolge rechnerisch nicht berücksichtigten Zwangs gefordert. Bei den Rollbrücken war diese Mindestbewehrung für die Querrichtung in der Regel ausreichend. Aufgrund der herstellungsbedingten Vielzahl von Arbeitsfugen und anbetonierten Bauteilen wäre die Min-

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destbewehrung auch bei einer nicht-integralen Bauweise einzulegen. Die hohen Bewehrungsgrade von bis zu 230 kg/m3 resultieren somit weniger aus der fugenlosen Bauweise, sondern vielmehr aus der enormen Verkehrsbelastung bei Flugzeugüberfahrt.

6.4 Scheinfugen Kontrovers diskutiert wurde die fugenlose Ausbildung der Pfeiler- und Widerlagerwände. Gemäß ZTV-ING sind bei schwindbehinderten Bauteilen grundsätzlich Scheinfugen im Abstand von maximal 8 m vorzusehen. Diese Regelung wurde aus der „alten“ ZTV-K [11] übernommen, um möglichst rissfreie Bauteile zu erhalten. Nach DIN-Fachbericht 102 [12] ist für Stahlbetonbauteile jedoch eine Rissbreite von 0,2 mm zulässig. Eine konsequente Umsetzung der ZTV-ING-Forderung hätte bei den Rollbrücken zu einer Vielzahl von Fugen und Querschnittsschwächungen geführt, die dem Grundgedanken der integralen Bauweise widersprechen. Hier ist aus Sicht der Autoren noch Klärungsbedarf bei der Vorschriftenlage erforderlich, um für zukünftige Projekte mit integraler Bauweise mehr Planungssicherheit zu haben.

6.5 Rissbildung Abschließend bleibt festzustellen, dass sich die Rissbildung in den Stahlbetonbauteilen bisher so einstellt, wie es die Ergebnisse der statischen Berechnung prognostiziert haben. Die ersten Risse in den Wänden traten durch das Abfließen der Hydratationswärme bereits wenige Tage nach dem Betonieren auf. Dabei hatte die Herstellung im Pilgerschrittverfahren keinen nennenswerten Einfluss auf die Rissbildung. Die über 200 m langen Widerlagerwände der benachbarten Rollbrücke Ost 2 wurden ohne Pilgerschritt betoniert und zeigten ein nahezu identisches Rissbild. Die gemessenen Rissbreiten lagen bei der Rollbrücke Ost 1 größtenteils zwischen 0,1 und 0,2 mm. Bei einer weiteren Messung im Zuge der Bauwerksprüfung nach ca. einem Jahr konnten weder eine signifikante Rissaufweitung noch eine deutliche Verringerung des Rissabstands festgestellt werden. Die Temperatur- und Schwindverkürzung in Brückenquerrichtung wird vielmehr durch eine horizontale Verformung der Bohrpfähle ermöglicht. Dies konnte visuell an den Raumfugen der Rollbrücke Ost 1 zu den benachbarten Stützwänden verfolgt werden, wo sich der Fugenspalt während der Bauzeit um ca. 2 cm vergrößerte.

Bild 13. Rollbrücke Ost 1 Fig. 13. Taxiway Bridge East 1

7 Schlussbemerkung Mit dem Bau der Rollbrücke Ost 1 am Frankfurter Flughafen wurden eindrucksvoll die Möglichkeiten der integralen Bauweise im Großbrückenbau unter Beweis gestellt. Es ist gelungen, eine schlanke und gestalterisch ansprechende Konstruktion mit den hohen Tragfähigkeitsanforderungen von Flugbetriebsflächen in Einklang zu bringen. Nach zweijähriger Bauzeit wurden die Rollbrücken im Sommer 2011 fertiggestellt (Bild 13) und am 21. Oktober 2011 zusammen mit der neuen Landebahn Nordwest für den Flugbetrieb freigegeben. Besonders hervorzuheben ist bei diesem Projekt die gute Zusammenarbeit zwischen allen Beteiligten (Tabelle 1), ohne die der schnelle und erfolgreiche Baufortschritt nicht möglich gewesen wäre. Literatur [1] Schmidt, S., Zierath, F., Amann, H. und Meyer, H.: Die Rollbrücken der neuen Landebahn Nordwest am Flughafen Frankfurt/Main. Beton- und Stahlbetonbau 107 (2012), Heft 3, S. 164–174. [2] Pötzl, M. und Naumann, F.: Fugenlose Betonbrücken mit flexiblen Widerlagern. Beton- und Stahlbetonbau 100 (2005), Heft 8, S. 675–685.

Tabelle 1. Projektbeteiligte Rollbrücke Ost 1 Table 1. Involved in building and construction Bauherr

Fraport AG, Frankfurt am Main

Entwurfs- und Ausführungsplanung, Bauoberleitung, Bauüberwachung

Ingenieurbüro Dr. Binnewies, Hamburg

Ausführungsplanung für Fertigteilträger

Planungsgemeinschaft: Büchting + Streit AG, München Igl, Putz + Partner, Landshut

Prüfingenieur

Dipl.-Ing. Heinz Steiger, Darmstadt

Bauausführung Brückenbauwerk

Max Bögl GmbH & Co. KG, Neumarkt

Bauausführung Widerlagerhinterfüllung

Bilfinger Berger AG, Mannheim

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[3] ADV 70/85: Bemessungslasten für Flugbetriebsflächen. Arbeitsgemeinschaft Deutscher Verkehrsflughäfen (ADV), Stuttgart, August 1985. [4] DIN-Fachbericht 101: Einwirkungen auf Brücken. Beuth Verlag GmbH, März 2009. [5] ZTV-ING: Zusätzliche Technische Vertragsbedingungen und Richtlinien für Ingenieurbauten. Verkehrsblatt-Verlag, April 2010. [6] Gutachterliche Begleitung „Rollbrücken Flughafen Frankfurt – Landebahn Nordwest“. Pötzl Ingenieure GmbH, Dezember 2008 (unveröffentlicht). [7] DIN 4149: Bauten in deutschen Erdbebengebieten. Beuth Verlag GmbH, April 2005. [8] Schmidt, Ch., Johmann, S., Hellmich, M. und Meyer, H.: Einsatz von geogitterbewehrten Stützkonstruktionen im Verkehrswegebau. Mitteilungen des Institutes und der Versuchsanstalt für Geotechnik der Technischen Universität Darmstadt, Heft 88, März 2011. [9] Forschungsbericht Nr. 2294: Bestimmung des Reibbeiwertes und Langzeitverhaltens der Gleitschicht der FF Bögl auf langen Brücken. Prüfamt für Bau von Landverkehrswegen, Technische Universität München, Juni 2006. [10] DIN 4227: Spannbeton. Beuth Verlag GmbH, Juli 1988. [11] ZTV-K: Zusätzliche Technische Vertragsbedingungen für Kunstbauten. Verkehrsblatt-Verlag, Ausgabe 1996. [12] DIN-Fachbericht 102: Betonbrücken. Beuth Verlag GmbH, März 2009. Bildnachweis: Bilder 1 + 13: Fraport AG Bilder 2 + 3 + 4 + 5: Ingenieurbüro Dr. Binnewies

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Dipl.-Ing. Heinz Steiger sg@da.kuk.de

Dipl.-Ing. Toralf Zeißler zei@da.kuk.de

Krebs und Kiefer, Beratende Ingenieure für das Bauwesen GmbH Hilpertstraße 20 64295 Darmstadt

Dr.-Ing. Markus Bernhard m.bernhard@fraport.de

Dipl.-Ing. Holger Meyer h.meyer01@fraport.de

Zentrales Infrastrukturmanagement Fraport AG 60547 Frankfurt am Main

Berichte DOI: 10.1002/best.201100087

Helmut Kral Thomas Kuhnle Stephan Spindlböck Georg Kolik

Die Seitenhafenbrücke in Wien Ein Innovationsschritt im integralen Brückenbau Im November 2011 übergab die Wiener Magistratsabteilung 29 Brückenbau und Grundbau die Seitenhafenbrücke über den Donaukanal dem Verkehr, um den wirtschaftlich aufstrebenden Wiener Hafen an das Wiener Hauptverkehrsnetz anzubinden. Die Seitenhafenbrücke besticht durch ihre schlanke vorgespannte Betonplatte in den Außenfeldern sowie den Plattenbalken im Mittelfeld, die auf V-förmigen Stahlstreben gelagert sind. Herausfordernd war die Umsetzung der überaus komplexen Rahmenbedingungen, die aus den Anforderungen aus dem Straßenprojekt und den einzuhaltenden Lichtraumprofilen der Schifffahrt sowie der ufernahen Begleitwege resultierten. Die Brücke als integrales Bauwerk vereint die Vorteile des wartungsminimierenden Entfalls von stählernen Fahrbahnübergängen und Lagern. Gussknoten – präzise für die Anforderungen entwickelt – leiten die Auflagerlasten in die Fundamente und erfüllen alle Anforderungen an Lasteinleitung und Langlebigkeit des Tragwerks. Die Seitenhafenbrücke mit einer Gesamtlänge von ca. 130 m gewährleistet damit zukünftig die Anbindung des Wiener Hafens an die Ost-Verbindung auf dem Straßenwege und besticht den Schifffahrtsgast auf dem Donaukanal durch eine aufgelöste und dem statischen Kräftefluss entsprechende Inszenierung der Untersicht.

1 Einleitung Der Wiener Hafen erlebt in den letzten Jahrzehnten einen immensen wirtschaftlichen Aufschwung als international bedeutende Logistikdrehscheibe entlang einer der wichtigsten Binnenschifffahrtswege Europas, der

Bild 1. Übersicht Projektgebiet

Donau. Um diese Position weiter auszubauen, wurde eine verbesserte verkehrstechnische Anbindung des Hafengeländes an das Wiener Hauptverkehrsnetz dringend erforderlich. Durch den Ausbau der bestehenden Seitenhafenstraße, einer Stichstraße zum bestehenden Hafengelände, und durch eine Fortführung über den Donaukanal wird der Anschluss des Wiener Hafens an die Transitroute der A4-Ostautobahn in Richtung Bratislava ermöglicht (Bild 1). Der Donaukanal, ein verbliebener Nebenarm der Donauregulierung in der zweiten Hälfte des 19. Jahrhunderts, wird in seinem Verlauf durch innerstädtisches Gebiet durch viele wichtige Verkehrswege gequert. Das große Bestreben der Brückenbauer, nicht nur vollfunktionsfähige Verbindungen zu schaffen, sondern dem mit der Großstadt verwurzelten Menschen Bauwerke mit Kraft und Eigen-

ständigkeit zu vermitteln, ist in Wien allgegenwärtig. Die Seitenhafenbrücke mit ihrer Lage am östlichen Tor zur Wasserstraße der Donau stellt beispielgebend diese Tradition zur Schau und besticht durch das anmutige Bekenntnis zum ingenieurmäßigen, klar gezeichneten, architektonisch fein abgestimmten Entwurf. Die Magistratsabteilung 29 als Auftraggeber, zuständig für den Brücken- und Grundbau in Wien, realisierte mit der Arbeitsgemeinschaft der Tragwerksplaner PCD ZT-GmbH, der Architektengruppe UBahn und Architekt Dipl.-Ing. Johannes Zeininger in den Jahren 2006 bis 2011 dieses Vorzeigeprojekt des integralen Brückenbaus.

2 Entwurf 2.1 Rahmenbedingungen Das wesentliche Entwurfskriterium war die Trassierung des Straßenpro-

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H. Kral/T. Kuhnle/S. Spindlböck/G. Kolik · Die Seitenhafenbrücke in Wien

jektes, welches sich an den Zwängen der beidseitigen Anschlussstellen und Kreuzungen orientierte. Minimierung der Straßengradienten zu beiden Seiten der Flussufer führte unter anderem zu Vorgaben zur Einhaltung nur äußerst geringer Rampensteigungen in der Straße. Die Einhaltung des Schifffahrtsprofils für den Donaukanal mit seiner intensiv im Ausflugsverkehr bedienten Schifffahrtsrouten ergab die Begrenzung nach unten. Das Durchfahrtsprofil von 8 × 30 m musste sowohl für den Bauzustand als auch für den Endzustand unter Berücksichtigung der Jahresganglinien des Wasserspiegels eingehalten werden. Massive Einbautentrassen beidseitig in den Uferdämmen – Hauptsammelkanäle des Wiener Stadtgebietes zur Wiener Hauptkläranlage – beschränkten die Fundierungsmöglichkeiten erheblich. Darüber hinaus stellten die Zufahrtsrampen infolge der nicht zu vermeidenden Trassierung über ehemalige, in den Vorjahren aufgefüllte Hafenbeckenbereiche (Seitenhafenbereiche) eine Herausforderung an den Dammbau und den Anschluss an das integrale Bauwerk der Seitenhafenbrücke dar. Der Bodenaufbau ist im oberflächennahen Bereich durch eine vielgliedrige Schichtenabfolge in Form von Anschüttungen, Schichten von Ausand und Aulehme gekennzeichnet, darunter anstehende Quartäre Kiese, aufgelagert auf miozänen Sanden und Schluffen.

im Bereich der Wasserlinie unterstrichen, sondern in gewissem Sinne auch der Charakter des im Uferbereich zu erhaltenden Baumbestandes aufgenommen und interpretiert (Bild 3). Aufgrund der Zwänge für die Fundamente infolge der Einbauten in den Uferbereichen wurden Plattentragwerke als Querschnittsform für die Tragkonstruktion in den Außenfeldern gewählt. Im Mittelfeld war die Anwendung einer Plattenbalkenkonstruktion sinnvoll, deren Höhe sich materialsparend an der Momentenlinie orientierte. Durch die Asymmetrie der Nivellette des Straßenprojektes im Längsschnitt – der Hochpunkt ist nicht in der Flussachse – ergab sich die kritische Stelle zum vorgegebenen Schifffahrtsprofil am rechten Ufer. Durch die Verjüngung der Tragwerkshöhe in den Momentennullpunkten wurde dieses Problem ge-

2.2 Brückenkonzeption

Bild 2. Entwurf Brückenuntersicht

Aus den örtlich eingeschränkten Stützmöglichkeiten und der Forderung nach Einhaltung der niedrigen Nivellette ergab sich eine Lösung von statisch aufgelösten Pfeilern in VForm, die in den Uferböschungen zwischen dem Fluss und den Sammelkanälen gründen. Dadurch konnten die Einzelspannweiten minimiert werden, was zu schlanken Querschnittsabmessungen und zu einem gestalterisch leichten Tragwerk führte. Die optimale Tragstruktur unter Erfüllung aller Anforderungen konnte als vorgespanntes Stahlbetontragwerk, aufgeständert auf schräg gestellte Stahlstreben, entwickelt werden (Bild 2). Mit der Wahl von dickwandigen Stahlrohren wird nicht nur die Brücke in ihrer offenen Struktur

Bild 3. Brücke im Endzustand

184

Beton- und Stahlbetonbau 107 (2012), Heft 3

löst. Im Bereich der Stahlstrebenansatzpunkte an das Tragwerk wurden Vouten zur optimalen Krafteinleitung der Druckkräfte realisiert und zur Erfüllung gestalterischer Vorgaben symmetrisch umgesetzt. Die komplexen Übergänge vom Plattentragwerk in Plattenbalken unter Einbeziehung der Vouten konnten am dreidimensionalen Modell unter dem Aspekt der konstruktiven Erfordernisse (z. B. innerer Spannkabelverlauf) und Kraftflüsse im architektonischen Einklang erfolgreich entwickelt werden. Für die Konstruktion der Schalung standen digitale Planungshilfen zur Verfügung, die zu präzisen Oberflächen und zur genauen Einhaltung der Strukturverläufe führten (Bild 4). Brücken im städtischen Umfeld werden neben ihrer gesamtheitlichen Wirkung durch Fußgänger, Radfahrer und bei Wasserläufen auch über Ausflugsschiffe hautnah erlebt. Die inten-

H. Kral/T. Kuhnle/S. Spindlböck/G. Kolik · Die Seitenhafenbrücke in Wien

bis 1,20 m konzipiert und mitsamt den anderen Konstruktionselementen über die gesamte Länge vorgespannt (Bilder 5 und 6).

2.4 Integrale Bauweise

Bild 4. Übergang Plattenbalken – Vouten

Die Brücke weist eine Gesamtbreite von 15 m auf und konnte in Abstimmung mit dem Straßenprojekt annähernd symmetrisch um die Flussach-

0 Schleppplatte

10 32.00 Stahlstrebe ø508mm

20 Stahlstrebe ø559mm

Gussknoten

Treppelweg

Bohrpfahl ø120cm

30 32.00

Vorspannung

Schleppplatte

30.00

Pfahlrost

Hüllkonstruktion mit Weicheinlage l=4.00m

128.69 64.69

HSW = -1.22 = 155.46m ü.A. MW96 = 153.50m ü.A.

VE -10.00 Pfahlrost Spundwandkasten lg=12m (verloren) überschnittene Bohrpfähle ø120cm

Hüllkonstr. mit Weicheinlage l=4.00m

Pfahlrost

Alberner Hafenzuf. Str.

2.3 Konstruktive Details

se ausgebildet werden. Die Widerlager, monolithisch an das Tragwerk angebunden, führen mit einer Neigung von 70° im selben Winkel wie die anschließenden geokunststoffbewehrten Straßendämme zu den Pfahlgründungen. Die Wahl der Form des Widerlagers hat nicht nur statische Gründe – sie begünstigt den Momentenverlauf im Tragwerk und in den Pfählen –, sondern erfüllt auch die Vorgaben an einen formal klar definierten Übergang zu den angrenzenden Bauwerken. Die auf insgesamt vier Knoten aus Stahlguss zusammengeführten V-Streben wurden aus dickwandigen Stahlrohren mit Durchmessern von ca. 550 mm und einer Wandstärke von 50 mm ausgeführt. Im Mittelfeld wurden acht Plattenbalken mit einer Höhe von 1,55 m vorgesehen, die sich zu den Momentennullpunkten auf 1 m Höhe verjüngen und mithilfe von vier Voutenkörpern zur Lasteinleitung in die Streben übergehen. Die Plattentragwerke wurden mit einer Dicke von 1,00 m

Treppelweg

sive Nutzung der an das Stadtzentrum heranrückenden Erholungsgebiete durch Menschen während ihrer Freizeitgestaltung führt zu intensiver Auseinandersetzung mit dem für Stadtmenschen neu gewonnenen Erholungsraum und dessen Perspektiven. So laden Radwege, welche die Brückentrasse unterführen, zu ungehindertem Passieren von hoch liegenden Konstruktionen und zu Einblicken ein, welche die Ingenieurbauten in ihrer Form und Wirkung erlebbar machen. Speziell im Bereich der Seitenhafenbrücke verläuft die intensiv geführte Schiffsverbindung zwischen den Hauptstädten Bratislava und Wien. Auf dieser Route erreichen dabei die Schiffsgäste auf kürzestem Weg das Zentrum Wiens.

In den letzten zehn Jahren setzte sich in Mitteleuropa der Trend durch, Brücken in integraler Bauweise zu konzipieren. Der Verzicht auf Lager und stählerne Übergangskonstruktionen ermöglicht es, den Wartungsaufwand durch Entfall von aufwendigen Fahrbahnübergangskonstruktionen und wartungsintensiven Lagern zu reduzieren. Die Interaktion des Bauwerks aufgrund der jahreszeitlich temperaturbedingten, wechselnden Widerlagerbewegungen zu den Hinterfüllbereichen erforderte umfangreiche Detailarbeit in der Entwicklung der Anlagenverhältnisse. Speziell die Seitenhafenbrücke stellt dabei als integrales Bauwerk mit einer Länge von 130 m eine richtungsweisende Umsetzung der bei Integralbrücken zu berücksichtigenden Rahmenbedingungen und Lastableitungszustände dar. Mit dem Prinzip des „flexiblen Widerlagers“, einer nachgiebigen Konstruktion mit einer Entkoppelung des Widerlagers zur Hinterfüllung durch eine kompressible Zwischenschicht, konnte auch diese große Länge des integralen Tragwerks umgesetzt werden [1]. Die schlanke Konstruktion der Seitenhafenbrücke ermöglicht eine zwängungsminimierte Ausgestaltung der Widerlager. Die Seitenhafenbrücke zählt mit einer Gesamtlänge von 130 m zu den längsten geraden integralen Straßenbrücken in Europa.

Bohrpfahl ø120cm

Bild 5. Längsschnitt

Beton- und Stahlbetonbau 107 (2012), Heft 3

185

H. Kral/T. Kuhnle/S. Spindlböck/G. Kolik · Die Seitenhafenbrücke in Wien

2.75

Fußweg

15.00

1.30 25 15

1.00 15

Stahlstreben ø508mm bzw. ø559mm

7.50

Radweg

1.25

Entwässerungsachse

2.75

Straßenachse

2.75

Fußweg

Radweg

15.00 Entwässerungsachse

7.50

Straßenachse

1.25

HW30 = 157.83m ü.A. (Vertragswasserstand)

Bohrplanum

Weicheinlage, inkl. verlorener Schalung

MW96 = 153.50m ü.A.

Bohrpfähle ø120cm

überschnittene Bohrpfähle ø120cm Spundwandkasten (verloren)

Bild 6. Querschnitt Uferbereich (links) und Brückenmitte (rechts)

3 Statisches System und Tragverhalten Durch das Fehlen von Lagerkonstruktionen weist die Brücke ein komplexes statisch unbestimmtes Tragverhalten auf. Die Last wird über ein hybrides System aus Sprengwerkund Rahmenwirkung abgetragen. Die Tragwirkung als Sprengwerk – speziell aus den Einwirkungen vom Mittelfeld – ist abhängig von der horizontalen Steifigkeit der Gründungskörper. Um die Steifigkeit zu erhöhen und damit auch die vertikalen Verformungen im Mittelfeld zu minimieren, wurden Pfahlwände aus überschnittenen Großbohrpfählen DM 120 cm vorgesehen. Hingegen wurden die Rahmenstiele der Widerlager mit einreihigen Pfahlgründungen in den Außenachsen so nachgiebig wie möglich gestaltet. Durch die schlanke Ausbildung der Rahmenstiele und der einreihigen Pfahlanordnung mithilfe der Hüllkonstruktionen werden die Zwangsschnittgrößen in Grenzen gehalten, nachdem ein „Abbau“ über Rissbildung durch die vorgesehene Vorspannung nicht möglich ist. Um die Nachgiebigkeit der Gründungskörper in der Berechnung zu berück-

186

Beton- und Stahlbetonbau 107 (2012), Heft 3

sichtigen, wurden die Pfahlwände wie auch die äußeren Pfahlreihen mithilfe von Federn simuliert. Die Inhomogenität des Baugrundes im Bereich des ehemaligen Hafenbeckens, ein rechtsufriger konglomerathältiger Anschüttungsbereich, die integrale Bauweise über ca. 130 m und das hybride Tragverhalten erforderten eine Grenzwertbetrachtung der Pfahlbettungen mit „weichen“ bzw. „steifen“ Bettungsprofilen. Dazu wurden die Bettungssteifigkeiten um den durchschnittlichen, vom Bodengutachter angegebenen Bettungsmodul als weicher Grenzwert halbiert und als steifer Grenzwert verdoppelt. Die Bettungsverläufe sind für den Grenzfall einer weichen Bettung in den oberen Schichten linear zunehmend, im steifen Fall parabolisch ansteigend angesetzt worden. Die Bettung wurde zudem mit dem passiven Erddruck begrenzt, der auch mittels Grenzwertbetrachtungen unter Berücksichtigung der Wasserstände zu bestimmen war. Die Brücke wurde als Trägerrost mit vier über die gesamte Länge führenden Hauptträgern modelliert. Die Außenkonturen jedes Hauptträgers mit einer Breite von

3,30 m wurden über entsprechende Funktionen exakt im Programm RM Bridge beschrieben, sodass die Querschnitte einschließlich aller Verschneidungen realitätsnah abgebildet werden konnten. Die Streben sind oben an den Überbau und unten an den Betonsockel über Gussknoten biegesteif verbunden. Als Verkehrslastmodell wurde gemäß ÖNORM EN 1991-2 das Lastmodell LM1 und ein Schwerlastfahrzeug mit 3000 kN im Alleingang mit 5 km/h Geschwindigkeit, wobei dieses mittig auf der Fahrbahn mit seitlicher Abweichung von +/– 1 m fährt, angesetzt. Im Konzept der Vorspannung einschließlich Kabelanordnung und Spannstufen wurden unter anderem die unterschiedlichen Drehbewegungen der Ufertragwerke um den Strebenfußpunkt in den einzelnen Bauzuständen berücksichtigt.

4 Details 4.1 „Weiche“ Pfähle Bei der integralen Bauweise werden die Pfähle unter den Widerlagern infolge Temperatureinwirkungen und Kriech- und Schwindeffekten maß-

H. Kral/T. Kuhnle/S. Spindlböck/G. Kolik · Die Seitenhafenbrücke in Wien

Bild 7. Überstülpen der Hüllkonstruktion auf das innere Bohrrohr

Bild 8. Die „weichen Pfähle“ vor dem Betonieren des Pfahlrostes

geblich auf Biegung beansprucht. Um diese Beanspruchungen sowohl im Grenzzustand der Tragfähigkeit als auch im Grenzzustand der Gebrauchsfähigkeit aufnehmen zu können, wurden die Pfähle mit einem Durchmesser von 1,20 m über den ersten 4,00 m mittels Hüllkonstruktionen nahezu bettungsfrei hergestellt. Zuerst wurde ein Bohrrohr mit 1.800 mm Durchmesser 4 m in den Boden bei Aushub des anstehenden Bodens eingebracht. Danach wurde mithilfe einer Zentriereinrichtung das zweite Bohrrohr mit 1.200 mm Durchmesser bis zur planerisch vorgesehenen Tiefe abgeteuft. Die Hüllkonstruktion, bestehend aus einem 3 mm starken Mantelrohr und mithilfe von Spannringen aufgeklemmter gekrümmter Weicheinlage aus expandierten Polystyrol (EPS), wurde über das innere Bohrrohr gestülpt und gegen Auftrieb gesichert. Der Raum zwischen der Weicheinlage und dem äußeren Bohrrohr wurde bei gleichzeitigem Ziehen des Rohres mit Beton verfüllt. Danach wurde der Pfahl bei gleichzeitigem Ziehen des Bohrrohres hergestellt. Die mit der ausführenden Firma gemeinsam entwickelte Bauweise gewährleistet eine sichere und dauerhafte Konstruktion (Bilder 7 und 8).

Vorsatzwand betoniert, die seitlich auch als Sichtabschluss der Dammkörper dient. Diese wirkt auch als ebene Auflage der 20 cm dicken Weicheinlage aus EPS, an die letztlich das 80 cm starke Widerlager betoniert wurde. Die Weicheinlage mit ihrer geringen Steifigkeit überträgt die jahreszeitlichen Bewegungen des Widerlagers kaum auf das Dammbauwerk und reduziert dabei den Erddruck erheblich. Aufgrund einer speziellen mechanischen Vorbehand-

4.2 Widerlagerkonstruktion und Schleppplatte An den Stirnseiten der Dammkörper wurde jeweils eine ca. 25 cm dicke

lung des Materials (Elastifizierung – es wird das Material mehrmals auf ca. 10 % vorgedrückt und entspannt) konnte ein nahezu elastisches Materialverhalten erzielt werden. Die Weicheinlage wurde durch das Betongewicht des Widerlagers vorbelastet. Damit finden im Endzustand die pulsierenden Bewegungen des Widerlagers nur innerhalb des elastischen Stauchungsbereiches der Weicheinlage statt und die Bildung eines Spalts wird ausgeschlossen. Auf den

Elastische Belagsdehnfuge "Silent Joint 900" oder gleichwertig zul. w=±50mm Schleppplatte

Gleitstreifen Weicheinlage d=20cm z.B. EPS Vorsatzwand d=25cm geokunststoffbewehrte Erdstützkonstruktion (siehe Projekt Rampenbauwerk)

Pfahlrost

Hüllkonstr. mit Weicheinlage l=4.00m Bohrpfahl ø120cm

Bild 9. Widerlagerkonstruktion und Schleppplatte

Beton- und Stahlbetonbau 107 (2012), Heft 3

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H. Kral/T. Kuhnle/S. Spindlböck/G. Kolik · Die Seitenhafenbrücke in Wien

Bild 10. Herstellung des Gussknotens: Teil des Holzmodells (links), vor dem Bearbeiten (Mitte), nach dem Bearbeiten (rechts)

Widerlagern liegt jeweils eine Schleppplatte auf, die im Dammkörper integriert ist. Die Differenzbewegungen aus Temperatur, Schwinden und Kriechen zwischen Brücke und Damm werden planmäßig auf die Fuge zwischen Schleppplatte und Tragwerk konzentriert und mittels eines elastischen Fahrbahnüberganges „Silent Joint“ mit einem Gesamtdehnweg von ±50 mm bei einer Systembreite von 900 mm in der Fahrbahn ausgeglichen. Die Schleppplatte ist mittels einer Gleitleiste aus Edelstahl zum Tragwerk horizontal verschieblich in Anlehnung an [2] ausgebildet (Bild 9).

4.3 Gussknoten Zentrale Konstruktion der Brücke bilden die vier Auflager, ausgebildet aus identischen Gussknoten, die jeweils vier Stahlstreben in einem Punkt bündeln (Bild 12). Um die elegante Linie des Brückenentwurfes auch bei den Stahlstützen beizubehalten, wurden dabei schlanke Stützen aus Stahl mit hoher Streckgrenze und größeren Wanddicken gewählt. In den hoch beanspruchten Bereichen der Fußpunkte kamen Stahlgussknoten aus G20Mn5+QT zum Einsatz, die aufgrund der geometrischen Gestaltung ästhetisch ansprechend wirken und Dank der sanften Übergänge geringes Ermüdungsverhalten aufweisen. Stahlguss zeichnet sich im Vergleich zu anderen Gussarten durch seine gute Schweißeignung aus. Die Geometrie der Gussknoten wurde mithilfe von CAD dreidimensional modelliert und der Herstellung zugrunde gelegt. Die Schräglage des Gussknotens mit 5° wurde dahingehend optimiert, dass die Querkraft, die durch eine Schubknagge in den Betonsockel eingeleitet wird, ein Minimum erreicht. Es wurde der Nach-

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Beton- und Stahlbetonbau 107 (2012), Heft 3

Bild 11. Verschweißen der Gussknoten

weis einer überdrückten Kontaktfuge unter der maßgebenden charakteristischen Einwirkungskombination erbracht. Die Geometrie bestimmt maßgeblich das Auskühlverhalten und damit auch produktionsbedingte Verzüge, die nur durch Erfahrung hinsichtlich Beeinflussung des Auskühlverhaltens ausgeglichen werden können. Eigens angefertigte Holzmodelle bildeten die Basis für die Gussformen. Mithilfe einer Gussnegativform wurden die Knoten mit einem Stückgewicht von ca. 93 kN gegossen (Bild 10). Nach der Herstellung wurde normgemäß auf äußere und innere Unvollkommenheiten durch Magnetpulverprüfung (MT) und Ultraschallprüfung (UT) geprüft und anschließend durch Produktionsschweißungen der Knoten fertig gestellt. Aufwendig ist dabei auch die darauf folgende Wärmenachbehandlung solch massiver Gussknoten vergüteter Stähle, die für die Festigkeit sowie die Reduktion von Eigenspannungen notwendig ist. Vor dem Einbau wurde die Schweißnahtanschluss mechanisch angearbeitet. Dabei wurde die nur sehr geringe Abweichung von der Sollform bestätigt. Für die nicht all-

tägliche Materialkombination von S355 J2 mit dem Stahlguss G20Mn5+QT wurde eine Schweißverfahrensprüfung durchgeführt. Die notwendige Vorwärmtemperatur und die Zwischenlagentemperatur (maximale Temperatur der darunter liegenden Raupe) bestimmten die Schweißzeit (Bilder 11 bis 13). Durch die Qualität der Schweißung selbst waren keine Korrekturmaßnahmen nach den Prüfungen erforderlich.

5 Herstellung Aufgrund der Vorgabe eines ganzjährigen ungehinderten Schifffahrtsverkehrs auf dem Donaukanal musste die Brücke im Wesentlichen in drei Schritten hergestellt werden. Zuerst wurden die Pfahlgründungen und die Anschlussdämme hergestellt, an welche die Vorsatzwand mit der aufgebrachten Weicheinlage und anschließend das Widerlager betoniert wurde (Bild 14). Es folgte die Herstellung der Ufertragwerke, wobei Hilfsjoche zur Unterstützung der Rüstung im Bereich der Donaukanalufer gerammt wurden. Schließlich wurden ca. 36 m lange Rüstträger auf die fertig gestellten Ufertragwerke montiert, eine ab-

H. Kral/T. Kuhnle/S. Spindlböck/G. Kolik · Die Seitenhafenbrücke in Wien

Bild 12. Gussknoten im Bauzustand und im Endzustand

Gütestufe 1 Gütestufe 2 Gütestufe 3

2637 106.8° HV-Naht

180

Bild 13. Gütestufen und Schweißanschlussdetail

gehängte Schalung vorgesehen und der Mittelteil als Lückenschluss hergestellt (Bild 15). Die Herstellung der Voutenschalungen mit oberflächen-

vergüteten mehrschichtigen Schaltafeln erfolgte durch Konstruktion von einzelnen Kästen im Werk, die danach vor Ort passgenau eingeho-

ben wurden. Die Qualität der Verschneidungen wurde mithilfe eines Probestückes getestet (Bild 16). Für die Herstellung des Mittelbereiches wurden wegen der prognostizierten horizontalen Verkürzung des Betonierabschnittes aufgrund der kinematischen Verdrehungen der Ufertragwerke beim Einbringen des Frischbetons spezielle Hüllrohrdilatationen eingebaut. Darüber hinaus wurde in der Schalung in Brückenmitte eine über die gesamte Breite verlaufende Bewegungsfuge in Form einer Schleifblechkonstruktion hergestellt. Eingesetzt wurde eine Betongüte von C30/37 mit Erhärtungsverzögerung von bis zu sechs Stunden, um die Be-

Bild 14. Herstellung der Weicheinlage und der Widerlager

Bild 15. Bauphasen planlich (links) und bildlich (rechts – 2. und 3. Phase)

Beton- und Stahlbetonbau 107 (2012), Heft 3

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H. Kral/T. Kuhnle/S. Spindlböck/G. Kolik · Die Seitenhafenbrücke in Wien

Bild 16. Schalung: Werksvorgefertigte Voutenschalungen angeliefert (links) und eingebaut (Mitte) bzw. Schalung im Mittelfeld (rechts)

Bild 18. Brücke im Endzustand

Bild 17. Brücke im Endzustand

wegungen nicht zu behindern. Es wurde jeweils von außen in Richtung zur Bewegungsfuge in zwei Lagen betoniert (Bilder 17 und 18).

6 Monitoring Es kamen zwei unterschiedliche messtechnische Verfahren einerseits zur Qualitätssicherung der Herstellung und andererseits zur langzeitlichen Beobachtung bzw. Dokumentation des Tragverhaltens eines integralen Bauwerks zur Anwendung. Vorerst war ein Messsystem während der Ausführung installiert, um die komplexen Bauphasen messtechnisch zu kontrollieren. Es wurde dabei eine geodätische Vermessung von statisch relevanten Punkten vor und nach jedem Arbeitsschritt durchgeführt. Durch das „Zusammenspannen“ der Brücke im dritten und letzten Bauabschnitt wurden alle Verformungen übernommen und können in der Folge als zusätzliche Zwangsspannungen im Tragwerk auftreten. Ab diesem Zeitpunkt begann durch ein permanentes Monitoring-Programm die kontinuierliche Überwachung der Brücke anhand der Brückenmesspunkte.

190

Beton- und Stahlbetonbau 107 (2012), Heft 3

Die Messinstrumente für die Langzeitmessung wurden in Nischen bzw. Aussparungen in der Betonplatte über vorgesehene Leerverrohrungen platziert, sodass optische Beeinträchtigungen minimiert werden. Es werden die Bewegungen der Stahlstreben und der Brückenmitte mittels Schlauchwaagensystem und an den Streben montierten Neigungsmessern überwacht. Des Weiteren wird eine laserunterstütze Längenmessung kombiniert mit Temperaturaufnehmern zwischen den Widerlagern und Erddrucksensoren zur Beobachtung der Erddrücke hinter den Widerlagern vorgesehen. Alle Messungen werden gleichzeitig zu vorgegebenen Zeiten

durchgeführt, die Daten automatisch gesichert und über das Internet zur Auswertung weitergeleitet.

7 Zusammenfassung Die Seitenhafenbrücke über den Donaukanal stellt erfolgreich die Umsetzung aller komplexen Randbedingungen in einem eleganten und technisch innovativen Entwurf einer Straßenbrücke samt Rad- und Gehweg dar. Die optimale Tragstruktur unter Erfüllung aller Anforderungen konnte als vorgespanntes Stahlbetontragwerk, aufgeständert auf schräg gestellte Stahlstreben entwickelt werden (Tabelle 1). Die Brücke als inte-

Tabelle 1. Auswahl der Projektbeteiligten und relevante Daten Bauherr, Projektsteuerung, örtliche Bauaufsicht

Stadt Wien, Magistratsabteilung 29 – Brückenbau und Grundbau

Entwurf

PCD ZT-GmbH, Architektengruppe U-Bahn Arch. Dipl.-Ing. Johannes Zeininger

Tragwerksplanung

PCD ZT-GmbH

Stahlbauprüfung

AustroSteel Dr. Luza

Datum der Fertigstellung

22. November 2011

Standort

Seitenhafenstraße, 1020 Wien

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grales Bauwerk vereint die Vorteile des wartungsminimierenden Entfalls von stählernen Fahrbahnübergängen und Lagern. Präzise für die Anforderungen entwickelte Gussknoten leiten die Auflagerlasten in die Fundamente und erfüllen alle Anforderungen an Lasteinleitung und Langlebigkeit des Tragwerks. Das schlanke, auf den schrägen Stützen ruhende Tragwerk ergänzt sich mit den steinernen Uferböschungen des Flusses zu einem einladenden Torbogen, der sich durch zeitgemäße Ingenieurkunst sowie architektonisches Design ausdrucksstark in die Kulisse des Flusses einfügt.

Dipl.-Ing. Helmut Kral Geschäftsführer kral@pcd-zt.at

Dipl.-Ing. Stephan Spindlböck stephan.spindlboeck@wien.gr.at

Literatur [1] Wiener Brücken – MA29 [2] Fugenloses Bauen, Heft 50-2004, Schriftenreihe der Hessischen Straßenund Verkehrsverwaltung

Dipl.-Ing. Thomas Kuhnle Prokurist kuhnle@pcd-zt.at PCD ZT-GmbH Münichreiterstraße 4 1130 Wien

Dipl.-Ing. Georg Kolik georg.kolik@wien.gr.at MA 29 Brückenbau und Grundbau Wilhelmininstraße 93 1160 Wien

Beton- und Stahlbetonbau 107 (2012), Heft 3

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Berichte DOI: 10.1002/best.201100086

Welf Zimmermann Lutz Sparowitz

Vorgespannte Fertigteile aus Ultrahochfestem Faserbeton Segmentklappverfahren am Beispiel der Wildbrücke Seit der Jahrtausendwende können Bauingenieure bei ihren Objektplanungen den Baustoff Beton in der Form von Ultrahochfestem Beton (UHPC) bzw. Ultrahochfestem Faserbeton (UHPFRC) bei praktischen Bauvorhaben anwenden. Die wissenschaftliche Forschung und materialtechnologische Entwicklung für diesen neuartigen und innovativen Baustoff ist seit diesem Zeitpunkt als Grundlage für Planungen, Ausschreibungen und den praktischen Baustelleneinsatz weitgehend vorhanden [1 bis 4]. Die ersten Aktivitäten mit ultrahochfestem Beton in Österreich begannen in den Jahren 2005 und 2006 im Süden Österreichs in den Bundesländern Kärnten und Steiermark auf Initiative des Institutes für Betonbau an der TU Graz. Der Schwerpunkt wurde dabei auf die praktische Anwendung für die konstruktive Planung und Bauausführung auf Baustellen gelegt, obwohl es in Österreich derzeit weder anwendbare Normen oder Richtlinien dafür gibt. Die ersten praktischen Anwendungen in Österreich waren Brücken, die mit Unterstützung der Kärntner Landesregierung entstanden [5, 6]. Man erkannte, dass das Material UHPC besonders für die Fertigteilbauweise geeignet ist, weshalb die ersten Brückenkonstruktionen vorwiegend aus Fertigteilen in Kombination mit Spanngliedern geplant und gebaut wurden [7]. Dabei konnte gezeigt werden, dass ein sinnvoller Einsatz eines neuen, aber auch teuren Hochleistungswerkstoffes mithilfe von modernen Montagemethoden wie z. B. dem Segmentklappverfahren dennoch zu wirtschaftlichen, wartungsarmen und architektonisch anspruchsvollen Bau-

192

werken mit langer Lebensdauer führen kann.

1 Grundlagen, Qualitätssicherung Ohne Normen, nur auf Grundlage der internationalen Regelwerke [1 bis 3] wurden in Österreich von den beauftragten Planern die erforderlichen Kriterien (Qualitätsmanagement) zum Erreichen der gewünschten Beton- und Bauteilqualität bei den ultrahochfesten Betonfertigteilen in der Brückenbauausschreibung vorgegeben. Das Interesse zur Bauausführung dieser Sonderbauweisen war auf den Kreis der größten österreichischen Baufirmen begeschränkt. Für die erfolgreiche Herstellung von UHPFRC-Fertigteilen wurde für jedes Brückenbauvorhaben ein spezielles Qualitätssicherungskonzept für alle am Bau beteiligten Partner vom Planer ausgearbeitet. Als Partner haben an der Qualität der UHPFRC-Fertigteile Auftraggeber, Planer, Gutachter, Auftragnehmer und örtliche Bauaufsicht mitgearbeitet (Bild 1). Im Pflichtenheft werden alle zur Fertigteilproduktion notwendigen Schritte für die Herstellung von Fertigteilen aus ultrahochfestem Faserbeton beschrieben, wie z. B. Ausgangsstoffe, Betonrezeptur, Betonierkonzept, Technische Ausstattung für die Betonproduktion, Kontroll- und Prüfmaßnahmen für Frisch- und Festbeton, Nachbehandlungskonzept, Qualitätsmanagement und Dokumentation. Angepasst an die erforderlichen Bauteileigenschaften werden die Materialfestigkeiten für die Produktion der UHPFRC Fertigteile im Rahmen der Bauausschreibung nach der Detailplanung und stati-

schen Bemessung des Planers festgelegt (Tabelle 1). Höhere Druckfestigkeiten als 200 MPa eignen sich nicht zur wirtschaftlichen Anwendung bei Bauwerken. Das erforderliche duktile Verhalten von UHPFRC ergibt sich durch die Zugabe von Stahlfasern. Ultrahochfeste Betone weisen ohne Stahlfasern eine Zugfestigkeit zwischen 6 und 10 MPa auf. Mit Stahlfasern können Zugfestigkeiten wirtschaftlich zwischen 10 und 14 MPa erreicht werden, wobei auch eine Kombination von Stahlfasern mit Bewehrung wirtschaftlich sein kann. Neue Forschungsergebnisse haben gezeigt, dass schon bei geringen Fasergehalten eine gleichmäßige Rissverteilung mit sehr kleinen Rissabständen und Rissweiten erreicht wird [8]. In den Haupttragrichtungen kann die gegenüber der Druckspannung niedrigere Zugspannung durch Vorspannung, wie bei der Wildbrücke Völkermarkt angewendet, kompensiert werden. Der Elastizitätsmodul von UHPFRC sollte für baupraktische Anwendungen zwischen 48.000 und 55.000 MPa liegen, um einerseits unerwünschte Verformungen zu vermeiden und andererseits die Kosten der Herstellung nicht zu groß werden zu lassen. Dieser Elastizitätsmodul ermöglicht das Konstruieren von Bauwerken, die in ihrer Form an Stahltragwerke erinnern. Das Kriechen mit einem Kriechmaß von 0,3 ist fast vernachlässigbar, und das Schwinden ist bei entsprechender Wärmebehandlung der Fertigteile nicht mehr vorhanden. Die hohen Festigkeiten, die hohe Packungsdichte des Korngemisches aufgrund der Kornverteilung im Mikrobereich und der niedrige w/b-Wert

W. Zimmermann/L. Sparowitz · Vorgespannte Fertigteile aus Ultrahochfestem Faserbeton

dringen korrosiver Flüssigkeiten erhöhen sich außerordentlich gegenüber Normalbeton [6].

Spezifikation durch Planer + Beschreibung und Anforderungen an UHPFRC + Materialeigenschaften für Frisch- und Festbeton + Güteeigenschaften der Fertigteile + Bau- und Maßtoleranzen + Prüf- u. Überwachungsprogramm, Pflichtenheft + Produktionskonzept, Nachbehandlung, Lagerung, Transport + Grundsätze für QM und Dokumentation

2 Praktische Beispiele von UHPFRC Brücken in Österreich 2.1 Allgemeines

Auftraggeber

Bisher wurden in Österreich bei folgenden Brückenbauwerken UHPFRC-Fertigteile eingesetzt: – Feistritzbachbrücke (2008), – Fußgängerbrücke Lienz (2009), – ÖBB Hilfsbrücke HST270 (2011), – Wildbrücke Völkermarkt (2010).

+ Freigabe der Planung und UHPFRC Spezifikationen + Vergabe der Bauarbeiten n

ja/nein Planer

Gutachter

+ Ausführungsplanung

+ Vorgaben Pflichtenheft Auftragnehmer

Neben diesen vier Brücken wurde dieses innovative Material mit Erfolg unter anderem auch in Form von Ortbeton beim Bau der Klieningbachbrücke (2010) eingesetzt.

+ Ausarbeitung Pflichtenheft + Herstellen von Probekörper und Probebauteilen

Auftraggeber, Planer, Gutachter Prüfung und Freigabe des Pflichtenheftes

2.2 Feistritzbachbrücke

Auftragnehmer Produktion der Fertigteile

Ausscheiden fehlerhafter Fertigteile

Gutachter, Planer, ÖBA Überwachung, Gutachten Statische Kontrollrechnung Abnahme

Auftraggeber Zustimmung für den Einzelfall

nein

Auftragnehmer Transport und Montage der Fertigteile

Auftraggeber, Planer, Auftragnehmer, ÖBA Übernahme

Bild 1. Qualitätssicherungskonzept für UHPFRC Fertigteile Tabelle 1. Materialeigenschaften von UHPFRC für baupraktische Anwendungen Charakteristische Druckfestigkeit

145 MPa ≥ fck ≤ 200 MPa

Charakteristische Zugfestigkeit

7 MPa ≥ fctk ≤ 14 MPa

Charakteristische Biegezugfestigkeit

18 MPa ≥ fct,flk ≤ 25 MPa

Elastizitätsmodul

48.000 MPa ≥ Ec ≤ 55.000 MPa

Kriechzahl

0,3

Schwindmaß

0–0,5 mm/m

erreicht durch moderne Fließmittel (Polycarboxylate) bewirken eine geringe Porosität und führen zu einer hohen Dauerhaftigkeit. Die Wider-

stände gegenüber Karbonatisierung, Eindringen von Wasser/Chlorid und Abwitterung infolge Frost/Tauwechsel Beanspruchungen und das Ein-

Die Feistritzbachbrücke wurde im Sommer 2008 in Kärnten als erste Brücke Österreichs unter Anwendung von ultrahochfestem Faserbeton hergestellt. Das Tragwerk dieser Straßenbrücke ist ein vorgespanntes, 9 m langes einfeldriges Plattentragwerk, welches auf der Baustelle in Kombination eines UHPFRC-Fertigteils mit Ortbeton (Normalbeton und UHPFRC) hergestellt wurde ([6], Bild 2). Das UHPFRC-Fertigteil wurde sowohl als Lehrgerüst für den Ortbeton als auch als Tragelement des Verbundtragwerkes UHPFRC165/ C30/UHPFRC165 genutzt. Die außen umlaufende, zumindest 8 cm dicke UHPFRC Hülle dient der Erhöhung des Tragwerkswiderstandes, der Verlängerung der Lebensdauer, der Erhöhung der Gebrauchstauglichkeit und an der Oberseite der Abdichtung der Platte gegen Oberflächen- und Fahrbahnwässer. Eine Grundidee des Entwurfes war ein Tragwerk mit „harter teurer Haut und weichem billigen Kern“ zu produzieren. Die auf der Baustelle zuletzt aufgebrachte 8 cm dicke Ortbetonschicht aus UHPFRC wurde bei der statischen Berechnung der Tragfähigkeit der Platte „mit Verbundwirkung“ berücksichtigt, da der Übergang der Makrostruktur des Normalbetons zur Mikrostruktur des UHPFRC eine gute Verbundwirkung garantiert. Zur weiteren Verbesserung der Verbundwirkung und zur Vermeidung eines unterschiedlichen

Beton- und Stahlbetonbau 107 (2012), Heft 3

193

W. Zimmermann/L. Sparowitz · Vorgespannte Fertigteile aus Ultrahochfestem Faserbeton

Ortbeton C30/37

C30/37

UHPFRC165/185-Ortbeton

65,5

Ohne Belag Ohne Abdichtung

1975

200

UHPFRC165/185-Fertigteil 375

Bild 2. Querschnitt der Feistritzbachbrücke 250

1800

2.3 Fußgängerbrücke Lienz Ein weiteres Beispiel der modularen UHPFRC Bauweise in Österreich ist die 19 m lange Fußgängerbrücke in Lienz, die im Sommer 2009 fertiggestellt wurde [9]. Zwei schlanke und leichte Fertigteile wurden in Querrichtung über hochfeste Schraubverbindungen zusammengespannt. Gleich wie bei der Feistritzbachbrücke wird aufgrund der besonderen Materialeigenschaften von UHPFRC auf Abdichtung und Belag beim Brückendeck verzichtet.

bei der Wildbrücke Völkermarkt erforderten die Spannkrafteinleitung und die Krafteinleitung beim Heben der Tragwerksmodule aufwendige Untersuchungen und statische Nachweise. Für diese Lasteinleitungen mussten Sonderkonstruktionen an der TU Graz entwickelt werden.

2.5 Wildbrücke Völkermarkt 2.5.1 Allgemeines Bei der Wildbrücke Völkermarkt (Bild 4), der ersten Bogenbrücke der Welt mit einem Bogen aus stahlfaserbewehrtem UHPFRC, wurden vorgespannte Fertigteile aus ultrahochfestem Faserbeton ohne Bewehrung verwendet. Bei der Errichtung des Bogens wurde das Segmentklappverfahren angewendet, wobei jeweils zwei Bogenhälften vorerst aus einzel-

2.4 Eisenbahnhilfsbrücke HST 270 Diese flexible und modulare Hilfsbrücke wurde aus UHPFRC in Segmentbauweise konzipiert, deren Länge wahlweise durch Verspannen einzelner Segmente hergestellt werden kann (Bild 3). Die Hilfsbrücke wird bei zukünftigen Um- und Neubauten von ÖBB Brücken unter aufrechtem Bahnbetrieb eingesetzt werden. Wie

194

Beton- und Stahlbetonbau 107 (2012), Heft 3

Bild 4. Wildbrücke Völkermarkt

430

Schwindverhaltens wurde beim Betonieren die „Nass-in-Nass Methode“ verwendet. Das UHPFRC Fertigteil wurde in einem österreichischen Betonfertigteilwerk hergestellt und auf der Baustelle mittels Kran versetzt. In die nasse UHPFRC Oberfläche wurde zur Verbesserung der Griffigkeit der Fahrbahn Diabas-Splitt eingestreut. Die bereits bei der Feistritzbachbrücke erzielte gute Verbundwirkung konnte auch beim Bau der Klieningbachbrücke durch auf der Baustelle hergestellte Prüfkörper aus Normalbeton und UHPFRC nachgewiesen werden.

80 1470 1975

Quervorspannung mit sofortigem Verbund

Bild 3. Eisenbahnhilfsbrücke HST 270, System und Querschnitt

nen Elementen und Segmenten zusammengebaut und danach abgeklappt wurden. Als Fertigteile wurden Stab- und Knotenelemente für den polygonartigen Bogen konstruiert. Die Produktion der UHPFRC Fertigteile musste in einem deutschen Betonwerk erfolgen, da die nationalen Produktionsmöglichkeiten in Österreich derzeit noch nicht befriedigend sind. Stäbe und Knoten werden nach der Produktion noch im Fertigteil-

W. Zimmermann/L. Sparowitz · Vorgespannte Fertigteile aus Ultrahochfestem Faserbeton

Bild 5. Segmente 1 gelagert im Fertigteilwerk

Bild 7. Verspannen im Fertigteilwerk

Bild 6. Stab beim Fräsen der Kontaktfläche im Fertigteilwerk

werk mithilfe von externen Spanngliedern (Monolitzen) verbundlos zu Segmenten verspannt (Bild 5). Aus Gebrauchstauglichkeitsgründen könnte jede verspannte Stoßstelle mit einem CFK-Sheet an den Außenflächen geschützt werden. Auf dies wurde jedoch bei der Wildbrücke Völkermarkt verzichtet, um die Stoßfuge bei den kommenden Beobachtungen und Monitoring besser kontrollieren zu können. Um die geforderten Genauigkeiten bei der Herstellung der Elemente zu erhalten und Schwindeffekte beim Produktionsvorgang vernachlässigen zu können, wurden alle Stäbe und Knoten mit geringen Überlängen hergestellt und deren plangemäße Längen an den Kontaktflächen mittels CNC Fräsen mit annähernd Stahlbaugenauigkeit hergestellt (Bild 6). Durch das Fräsen der Kontaktflächen können die Elemente „trocken“, ohne Verbindungs- oder Dichtmittel, zusammengefügt werden. Die Elemente wurden nach dem Betonieren (nach 4 bis 10 Tagen) einer Wärmebehandlung mit 90 °C bis 100 °C für mindestens 24 Stunden mit Auf- und Abwärmphase von 12 Stunden unterzogen. Damit konnten die Festigkeiten

erhöht und durch Schwindspannungen vorweggenommen werden. Von besonderer Bedeutung bei der Elementherstellung war die Art der Betoneinbringung in die Schalung, da diese sich auf die Orientierung der Stahlfasern wesentlich auswirkte. Die Faserorientierung ist für die in verschiedenen Ebenen auftretenden Zug- und Biegezugfestigkeiten der Fertigteile entscheidend. Je Bogenhälfte wurden die Elemente Stab und Knoten zu drei Segmenten im Fertigteilwerk verspannt (Bilder 7 bis 10), diese Segmente auf die Baustelle transportiert und dort mittels schwerem Kran zu den Bogenhälften in vertikaler Position zusammengebaut.

2.5.2 Mechanische Materialeigenschaften Da bereits in der Ausschreibungsphase die Materialeigenschaften des UHFRPC festgelegt wurden, war es im Zuge der Ausführungsphase mit begleitenden Qualitätsprüfungen erforderlich, diese Eigenschaften nachzuweisen. Es waren aufwendige wissenschaftliche Prüfungen an den Fertigteilen notwendig, die bereits von den projektbeteiligten Kollegen aus-

führlich in [10] und [11] beschrieben wurden. Die Stäbe 2 und 3 wurden mit Überlänge hergestellt, um daraus Biegezugproben in den Bauteilrichtungen „längs“ und „quer“ entnehmen und daraus die Zug- und Biegezugfestigkeiten bestimmen zu können. Im Zuge der Bauherstellung war es zum Teil erforderlich, die in der Ausschreibung ursprünglich geforderten Materialkennwerte (Tabelle 2, Zug- bzw. Biegezugfestigkeit) des UHPFRC geringfügig anzupassen bzw. abgemindert zuzulassen. Ursache dafür war die Tatsache, dass aufgrund des Betonagevorganges der dünnen, 6 cm dicken rohrförmigen Stäbe die Faserorientierung nicht so gleichmäßig zu erzielen war wie in einem Prüfkörper. Im Speziellen konnten die in der Ausschreibung festgelegten Festigkeiten „axiale Zugfestigkeit“ und „Biegezugfestigkeit“ in der Bauteilrichtung „längs“ in den Stabelementen nicht vollständig erreicht werden. In diese Richtung sind die Stabelemente überdrückt, weshalb auch einer Reduktion der zulässigen Festigkeiten (fctk ≥ 3,5 MPa; fct,flk ≥ 10 MPa) zugestimmt werden konnte. Für die Bauteilrichtung „quer“ – dies lässt auf eine Faserorientierung überwiegend in Querrichtung des Stabes schließen – sowie bei den Knotenelementen konnten die geforderten Festigkeiten erreicht werden. Die Druckfestigkeit konnte in allen Bauwerksbereichen vollständig erfüllt werden. Für die Lagerung und den Transport im Fertigteilwerk war nach einer Erhärtungszeit von 4 Tagen eine maximale Zugspannung von 2,5 MPa erlaubt. Schlussendlich mussten die be-

Beton- und Stahlbetonbau 107 (2012), Heft 3

195

W. Zimmermann/L. Sparowitz · Vorgespannte Fertigteile aus Ultrahochfestem Faserbeton

Justierblech S235 J0 Dicke variabel n. Erfordernis werkseits angepasst

trockene Stoßfuge

Knoten

Stab

verspannen

externes Monolitzenspannglied

Stahl-Hüllrohr

verspannen

Bild 8. Verbindungsdetail „Stab – Knoten“

"Siebendraht-Spannstahllitze" Nenndurchmesser 0,62" (15,7 mm) Querschnittsﬂäche 150 mm² Einfach extrudiert Ne rch du nn sser me 5.7 1

Korrosionsschutzmasse

Litze

20 Außendurchmesser

Ummantelung

Bild 9. Verbundlose Monolitze

auftragten Planer die Gewährleistung für die uneingeschränkte Funktionsfähigkeit der Bauteile und die Haftung für die Reduktion der in der Ausschreibung ursprünglich festgelegten Materialeigenschaften übernehmen. Erst auf Basis dieser Haftungsübernahme war der Weg für den öffentlichen Auftraggeber frei, die Zustimmung für den Einzelfall zu erteilen.

2.5.3 Segmentklappverfahren Die Errichtung des leichten UHPFRC Bogens erfolgt mittels Segmentklappverfahren, einer Variation zum bekannten Bogenklappverfahren, welches bereits mehrfach angewendet wurde, z. B. bei der – Storms River Bridge in Südafrika 1955, – Lussia Torrent Fußgängerbrücke 1955, – Argentobel Brücke in Deutschland 1982,

Bild 10. Stab- und Knotenelemente

– Nießenbachbrücke (Cruciani Lehrgerüst in Holzbauweise), – Stampfgrabenbrücke (Internes Lehrgerüst in Stahlbauweise) [12]. In der Baugeschichte wurde das Bogenklappverfahren wegen des erheblichen Aufwandes aufgrund der schweren Bogenhälften (vergleiche Argentobelbrücke) eher selten angewendet. Das Verfahren könnte nun in der Variation des Segmentklappverfahrens mit „leichten“ Bogenhälften und mithilfe des Baustoffes UHPFRC öfter

Tabelle 2. Geforderte Materialeigenschaften gemäß Ausschreibung Charakteristische Druckfestigkeit

fck (∅/h) ≥ 165 MPa

Charakteristische Zugfestigkeit

fctk ≥ 7 MPa

Charakteristische Nachrisszugfestigkeit

fctk ≥ 7 MPa

Charakteristische max. Biegezugfestigkeit

fct,flk ≥ 18 MPa

Elastizitätsmodul

Ecm ≥ 50.000 MPa

196

Beton- und Stahlbetonbau 107 (2012), Heft 3

und vor allem auch wirtschaftlich zum Einsatz kommen. Trotzdem wäre diese Bauweise beim Bau der Wildbrücke Völkermarkt wohl nicht zum Einsatz gekommen, wenn nicht das Bekenntnis des Bauherrn zu dieser innovativen Bauweise vorhanden gewesen wäre und dem UHPFRC Amtsentwurf ein Mehrpreis von 10 % gegenüber möglichen Alternativangeboten zugestanden worden wäre. Eine solche Regelung wurde von der ausschreibenden Stelle in den allgemeinen Ausschreibungskriterien zum Vorteil des UHPFRC und der Segmentbauweise festgelegt. Darüber hinaus hat wohl auch die österreichische Bauindustrie erkannt, dass mit dem Bau der Wildbrücke Völkermarkt eine eindrucksvolle österreichische Brückenbauleistung möglich ist und auf das Anbieten von Alternativangeboten, die zweifelsohne günstigere Gesamtpreise erzielt hätten, verzichtet. Ohne diese Bereitschaft wären die wissenschaftlichen Tätigkeiten der Kollegen an der TU Graz und darüber hinaus auch der Kollegen in Deutschland nicht möglich gewesen. Der zusätzliche Aufwand für die begleitende Forschungs- und Entwicklungstätigkeit wurde von der Österreichischen Forschungsförderungsgesellschaft FFG unterstützt. Nach dem Antransport der Segmente auf die Baustelle wurden diese mittels externer Spannglieder (Monolitzen) zu vertikalen Bogenhälften verspannt und danach zum fertigen Bogen abgeklappt (Bilder 11 und 12). Für diese komplexe Herstellungsmethode war die Entwicklung eines gesonderten Montagekonzeptes erforderlich. Des Weiteren wurde auch nach Kriterien der Arbeitssicherheit ein eigenes Rettungskonzept für mögliche Arbeitsunfälle während der Bauarbeiten entwickelt. Während den Bauarbeiten für den UHPFRC-Bogen war ständig eine Einheit der Österreichischen Höhlenrettung auf der Baustelle in Bereitschaft anwesend. Ein Einsatz dieser Spezialeinheit wurde jedoch nicht erforderlich. Für die Herstellung des Bogens wurden von der Planung Toleranzkriterien mit ± 6 cm für die maximale horizontale und vertikale Abweichung von der planmäßigen Bogenachse im Scheitel und den Bogenviertelpunkten vorgegeben. Als Spannsys-

W. Zimmermann/L. Sparowitz · Vorgespannte Fertigteile aus Ultrahochfestem Faserbeton

segment 3

Gelenk-/TeleskopArbeitsbühne F-28 TKX

segment 2

Abspannbock

Montageholz

wooden underlay

segment 1

column

segment 1

scaffolding

fulcrum pin

axis of rotation

segment 1

fulcrum pin

Bild 11. Segmentklappverfahren „Zusammenbau der Segmente zu Bogenhälften“

flap operation trestle hydraulic unit

trestle fla

ST 2

ra tio n p ope

c a ble

ST 7

arch in final position

fulcrum pin

hydraulic unit

fulcrum pin

Mühlgrabenbach

Bild 12. Segmentklappverfahren „Einklappen und Bogenschluss“

tem wurden externe Spannglieder DSI in den zwei Bogeninneren geführt. Sie liegen in den Stäben in deren Hohlräumen und werden in den Knoten in Hüllrohre geführt. Es wurden Spannglieder ohne Verbund (Monolitzen, Bild 9), bestehend aus sieben Draht Spannstahllitzen mit einem Nenndurchmesser von 15,7 mm, einer charakteristischen Zugfestigkeit

von fpk = 1.860 MPa und einer Höchstkraft von Fm = 279 kN verwendet.

2.5.4 Drehpunkt beim Gelenk Durch den UHPFRC war eine leichte Bauweise und damit verbunden eine wesentlich einfachere und dadurch auch kostengünstigere Gelenksausbil-

dung beim Bodenwiderlager möglich (Bilder 13 bis 15). Auch die Konstruktion der Abspannböcke und die Absenkvorrichtungen zum Klappen der Bogenhälften konnten wesentlich einfacher als beispielsweise noch bei der Agentobelbrücke hergestellt werden. Mithilfe von über den gesamten Kämpferbereich durchgehenden Stahlrohren, die im Bereich der Öffnungen für das Montieren der Segmente 1 entfernt wurden, konnte die Rotationsachse der Bogenhälften exakt vermessen und hergestellt werden.

2.5.5 Einheben der Segmente und Absenken der Bogenhälften Auf der Baustelle wurden die Segmente mit einem schweren Raupenkran versetzt. Dafür wurde nach dem Montagekonzept je Segment ein eigenes Stahlbauteil verwendet (Bild 16). Nach dem Versetzen der Segmente wurden diese miteinander mit Übergriff mittels Monolitzen verspannt und nach dem Bogenschluss auch die Bogenhälften übergreifend verspannt. In den Stabhohlräumen

Beton- und Stahlbetonbau 107 (2012), Heft 3

197

W. Zimmermann/L. Sparowitz · Vorgespannte Fertigteile aus Ultrahochfestem Faserbeton

854

1420

1554

Bild 13. Gelenksausbildung beim Bogenwiderlager

wurden die Monolitzen frei (extern) und in den Knoten in Hüllrohren geführt.

2.5.6 Bogenschluss Nach dem Absenken der Bogenhälften wurde der Bogenschluss mithilfe einer horizontalen und vertikalen Zentriereinrichtung lagemäßig hergestellt (Bilder 17 und 18). Dabei wurBild 14. Gelenksausbildung Knoten – Widerlager

bar 1

knot 2

knot 1 fixed anchor

detail

stressing anchor

ladder for climbing inside the tube

external tendons (4 temporary, 2 definitively)

section

temporary, external tendons temporary stressing anchor

knot 4

ladder for climbing inside the tube

bar 3

opening temporary stressing anchor

Bild 15. UHPFRC Segmente – Längsschnitte

198

opening to creep in

bar 2

knot 3

Beton- und Stahlbetonbau 107 (2012), Heft 3

section

temporary, external tendons temporary fixed anchor

section

temporary fixed anchor

W. Zimmermann/L. Sparowitz · Vorgespannte Fertigteile aus Ultrahochfestem Faserbeton

Schnitt

Querträger zur Verankerung der Abspannlitzen Stützen-Achse

Bolzen Ø40mm

Stützen-Achse

Anhänge- und Justiereinrichtung

Ø41mm

OK-Knoten 3

Ø41mm

OK-Knoten 3

Bolzen Ø40mm

Knoten 3

Schnittpunkt Achsen

Ac h

Sta b

Ac h se 2

Sta b

Bild 16. Knoten 3 (Segment 2) mit Einhebe- und Absenkvorrichtung (Schnitt)

knot 4 front view

horizontal centering unit

horizontal centering unit load application plate

load application plate steel plate

lowering wedge

2xU160

knot 4 front view

ARI Ø26

HEB 160

anchor head

lowering wedge

2xU160

steel plate

ARI Ø26

HEB 160

anchor head

2xU160

Bild 17. Horizontale Zentriereinrichtung

knot 4 cross section

3 Ausblick

ﬁnal assembling condition

load application plate

bar 3

Knot 4 left

load application plate

arch halfe west

steel plate Knot 4 right

bar 3

lowering wedge

arch halfe east

Bild 18. Vertikale Zentriereinrichtung

den Absenkkeile verwendet, die es ermöglichten, die beiden Bogenhälften in endgültiger Lage sicher zu fixieren und den plangemäßen Spalt zwischen den Bogenhälften mittels

UHPFRC-Material zu schließen (Bilder 19 und 20). Nach dem Erhärten des UHPFRC konnten die Absenkkeile und die Zentriereinrichtungen entfernt werden.

Ultrahochfester Beton ist ein korrosionsbeständiger gefügedichter Werkstoff mit einer Druckfestigkeit von 150 bis 200 MPa. Kombiniert mit Stahlfasern kann die Duktilität enorm gesteigert werden, und es können filigrane, schlanke und hoch tragfähige Bauwerke wie Brücken errichtet werden, die dem Konstrukteur Möglichkeiten ähnlich wie in der Stahlbauweise eröffnen. In Zukunft wird UHPFRC Beton gegenüber dem Normalbeton immer mehr an Bedeutung gewinnen, nicht nur, weil er Energie und Rohstoffe einspart. Der vermehrte Einsatz dieses Spezialbetons wird zu kostengünstigeren Bauwerken mit höheren Lebensdauern und niedrigeren Life-Cycle-Costs führen. UHPFRC ermöglicht Spannwei-

Beton- und Stahlbetonbau 107 (2012), Heft 3

199

W. Zimmermann/L. Sparowitz · Vorgespannte Fertigteile aus Ultrahochfestem Faserbeton

Bild 19. Absenkkeil

Bild 20. Bogenschluss mit UHPFRC Mörtel

ten, die mit den bisherigen Betonen samt Bewehrung nicht erreicht werden können. Literatur [1] König, G.; Nguyen, V. T. und Zink, M.: Hochleistungsbeton, Bemessung, Herstellung und Anwendung. Ernst & Sohn. 2001. [2] Association Française de Genie Civil (AFGC): Documents scientifiques et

techniques „Bétons fibrés à ultra-hautes performances“, Recommandations provisoires, Janvier 2002. [3] Deutscher Ausschuss für Stahlbetonbau DAfStb.: Sachstandsbericht „Ultrahoch-fester Beton“. Beuth Verlag GmbH, Berlin, Wien, Zürich. Heft 561, 1. Auflage 2008. [4] International Federation for Structural Concrete (fib): Model Code 2010, First complete draft – Volume 1. March 2010. Model Code 2010, First complete draft – Volume 2. April 2010. [5] Sparowitz, L.: Nachhaltige Brücken aus faserverstärktem Ultrahochleistungsbeton (UHPFRC). Vortrag anlässlich des 20. Dresdner Brückenbausymposium an der TU Dresden im März 2010. [6] Zimmermann, W.: Erste Brücken in Österreich aus ultrahochfestem Faserbeton. Vortrag am Betontag 2010 in Wien, im April 2010. [7] Zimmermann, W.: Construction Method of „Wild Bridge Völkermarkt“, 5th – CCC Symposium in Baden, Austria September 2009. [8] Leutbecher, T.: Rissbildung und Zugtragverhalten von mit Stabstahl und Fasern bewehrtem Ultrahochfesten Beton (UHPC). Dissertation, TU Kassel 2007. [9] Wörle Sparowitz Ingenieure; Sparowitz, L.; Reichel, M. und Altersberger, G.: Fußgängerübergang Lienz Eisenbahnhilfsbrücke in Segmentbauweise, Projekt 2009. [10] Reichel, M.; Sparowitz, L. und Freytag, B.: Wildbrücke Völkermarkt – vorgespanntes Bogentragwerk aus UHFBSegmentfertigteilen, Teil 2. Beton- und

Stahlbetonbau 106 (2011), Heft 12, S. 827–835. [11] Reichel, M.; Sparowitz, L. und Freytag, B.: Wildbrücke Völkermarkt – vorgespanntes Bogentragwerk aus UHFBSegmentfertigteilen, Teil 1. Beton- und Stahlbetonbau 106 (2011), Heft 11, S. 760–769. [12] Zimmermann, W.: Der Bau der Stampfgrabenbrücke. Beton- und Stahlbetonbau 99 (2004), Heft 4, S. 304–310.

Dipl.-Ing. Dr.techn. Welf Zimmermann zimmermann consult ZT gmbh Nötsch 120 9611 Nötsch, Österreich welf@zimmermann-consult.at

Prof. Dipl.-Ing. Dr.techn. Lutz Sparowitz S+W Wörle Sparowitz Ingenieure ZT GmbH Karlauer Gürtel 1 8020 Graz, Österreich office@sw-ing.at

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Beton- und Stahlbetonbau 107 (2012), Heft 3

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Berichte DOI: 10.1002/best.201100063

Werner Sobek Wolfgang Straub Andreas Pürgstaller

Ein Beitrag zum Städtebau – der Neubau der Josef Eberle Brücke in Rottenburg am Neckar Die Josef Eberle Brücke in Rottenburg am Neckar verbindet die historische Altstadt mit dem südlichen Stadtteil und dem Bahnhof. Sie ersetzt ein Vorgängerbauwerk, das in schlechtem baulichem Zustand war. Die neue Brücke wurde an gleicher Stelle wie die alte Brücke erstellt und ist zur Nutzung durch Fußgänger und Radfahrer bestimmt. Beim Entwurf der Brücke war im Besonderen der Hochwasserschutz zu beachten. Die elegante Brückenkonstruktion schwingt sich als dünnes, dreifeldriges Band aus Spannbeton über den Neckar (Bild 2). Die neue Brücke fügt sich harmonisch in das bestehende historische Stadtbild Rottenburgs ein. Die hohe Aufenthaltsqualität der Brücke lädt den Benutzer zum Verweilen ein.

Bild 1. Die alte Josef Eberle Brücke (Copyright: Werner Sobek, Stuttgart)

1 Anlass zum Brückenneubau und Realisierungswettbewerb Die alte Josef Eberle Brücke über den Neckar in Rottenburg befand sich in einem schlechten baulichen Zustand und engte zudem den Hochwasserquerschnitt des Neckars gravierend ein (Bild 1). Die Unterkante der alten Josef Eberle Brücke lag hierbei deutlich niedriger als die der beiden benachbarten Brücken, sodass die alte Brücke im Falle eines Hochwassers infolge Treibgut schnell „zuschlug“, was ein Ansteigen der Oberwasserstände zur Folge hatte. Hydraulische Berechnungen zeigten, dass eine deutliche Entspannung der Hochwassersituation nur dann erreicht werden konnte, wenn die Unterkante der Brücke durch einen Neubau ungefähr auf Höhe der Oberkante der alten Brücke verschoben wurde.

Bild 2. Der Neubau der Josef Eberle Brücke (Copyright: Werner Sobek, Stuttgart)

Vor diesem Hintergrund stimmte der Gemeinderat von Rottenburg am 22. Mai 2007 in einem Grundsatzbeschluss einem beschränkten Realisie-

rungswettbewerb für einen Ersatzneubau der Josef Eberle Brücke zu. Die neue Brücke sollte an gleicher Stelle wie die alte Brücke erstellt und

201

W. Sobek/W. Straub/A. Pürgstaller · Ein Beitrag zum Städtebau – der Neubau der Josef Eberle Brücke in Rottenburg am Neckar

Bild 3. Längsschnitt der neuen Brücke (Copyright: Werner Sobek, Stuttgart)

Brückenachse

Bild 4. Aufsicht auf die neue Brücke (Copyright: Werner Sobek, Stuttgart)

insbesondere für die Nutzung durch Fußgänger und Radfahrer vorgesehen werden. Die Wettbewerbsaufgabe umfasste neben der Brücke selbst auch die Gestaltung der daran anschließenden Umgebung. Ein besonderes Augenmerk wurde hierbei auf die Fortsetzung bzw. Einbindung der teilweise bereits vorhandenen Uferpromenaden gelegt. Die unmittelbare Nähe zur Altstadt und die gute Einsehbarkeit von den beiden benachbarten Brücken (Obere Brücke und Kepplerbrücke) sowie von den Neckarpromenaden aus bedingen, dass die Brücke das Stadtbild nachhaltig prägt. Die genannten hohen Anforderungen erforderten eine sorgfältige Gestaltung des neuen Brückenbauwerks selbst sowie eine sorgsame Einbindung in das belebte städtebauliche Umfeld. Außerdem war zu beachten, dass aufgrund der begrenzten finanziellen Mittel der Stadt Rottenburg auch die Einhaltung eines vorgegebenen Budgets für den Brückenneubau zwingend erforderlich war. Die Josef Eberle Brücke liegt südlich der Altstadt und verbindet den Stadtkern über die Bahnhofsstra-

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Beton- und Stahlbetonbau 107 (2012), Heft 3

ße mit dem Bahnhof. Die Brücke ist Teil der innerstädtischen Fußgängerzone und des verkehrsberuhigten Bereichs am Neckar. Insbesondere der Bereich um das nördliche Widerlager mit seinem direkten Zugang zum Neckar lädt zum Flanieren und Verweilen ein und ist von großer Bedeutung für das innerstädtische Leben. Die Brücke ist zudem Zentrum der Neckarfeste und Prozessionen.

2 Entwurf Als Ersatzbauwerk für die bestehende Brücke wurde vom Büro Werner Sobek Stuttgart ein Neubau geplant. Die neue Brücke entstand an gleicher Stelle wie die alte Brücke – unter besonderer Beachtung der Hochwasserproblematik und unter Wiederverwendung der Unterbauten. Die elegante Brücke mit ihrer klaren Linienführung fügt sich harmonisch in das bestehende historische Stadtbild Rottenburgs ein. Die beträchtliche Brückenbreite von ca. 7,0 m stellt sicher, dass für die ankommenden Fußgänger und Fahrradfahrer keine Engstelle durch das neue

Brückenbauwerk entsteht, sondern im Gegenteil das Brückenbauwerk die großzügige Fortsetzung der Bahnhofsstraße über den Neckar bilden kann. Eine hohe Aufenthaltsqualität auf der Brücke soll den Benutzer zum Verweilen einladen. Hierzu wurde unter anderem auch ein besonderes Augenmerk auf eine entsprechend sorgsam gestaltete Brückenausstattung (Geländer, Beleuchtung, Oberflächen, Farben etc.) gelegt. Des Weiteren wurde bei der Konzeption der Brücke darauf geachtet, den Eingriff in den bestehenden Stadtraum so gering wie möglich zu halten, gleichzeitig aber auch den Hochwasserschutz nachhaltig zu verbessern. Die Brückenkonstruktion selbst schwingt sich als dünnes, dreifeldriges Band aus Spannbeton elegant über den Neckar (Bilder 3 und 4). Sie verwendet die vorhandenen intakten Flusspfeiler und die beiden alten Widerlager der Brücke. Die Ausbildung von asymmetrischen und flach geneigten V-förmigen Wandscheiben im Bereich der Flusspfeiler führt zur Reduktion der Spannweiten der einzelnen Brückenfelder – und somit zur

W. Sobek/W. Straub/A. Pürgstaller · Ein Beitrag zum Städtebau – der Neubau der Josef Eberle Brücke in Rottenburg am Neckar

Minimierung der erforderlichen Bauhöhe des Überbaus; dies setzt einen besonderen gestalterischen Akzent. Ein weiterer, wichtiger Teil des Entwurfes ist die Schaffung eines neuen Durchgangs vor dem nördlichen Brückenwiderlager, der Teil einer neuen Uferpromenade in diesem Bereich ist. Die weiter verwendeten Unterbauten erfuhren nur geringe Modifikationen und fügen sich nun harmonisch in das neue Brückenbauwerk ein. Die neue Brückengradiente ist so gewählt, dass die Brückenunterkante die vorgegebene Hochwassergrenze von HHW = 343,80 an keiner Stelle unterschreitet. Auf diese Weise wird ein einwandfreier Hochwasserabfluss gewährleistet. Im Bereich der Uferanbindung konnte durch die schlanke Überbaustruktur trotz des neuen, erhöhten Lichtraumprofils ein weicher Übergang zum bestehenden Straßenraum hergestellt werden. Auch die vorhandenen und neu geplanten Uferpromenaden konnten so problemlos mit in das neue Wegenetz eingebunden werden.

3 Konstruktion 3.1 Unterbauten Die bestehenden Widerlager wurden modifiziert und für die neue Brücke wiederverwendet. Hierzu wurden lediglich die oberen 80 cm der bestehenden Widerlager abgerissen und dem neuen Brückenüberbau angepasst (neue Auflagerbank, neue Kammerwand und Ergänzung der oberen Flügelwände). Die Betonergänzungen besitzen die Betongüte C30/37. Zum Schluss wurde die vorhandene Natursteinverblendung ergänzt (Gauinger Travertin). Die bestehenden Pfeiler wurden ebenfalls wiederverwendet. Die oberen ca. 70 cm wurden abgebrochen und anschließend dem neuen Überbau angepasst (neue Auflagerbank). Die Betongüte der Betonergänzungen beträgt C30/37. Bedingt durch höhere Pfeilerlasten und eine sehr geringe vorhandene Bewehrung im bestehenden Fundament (ca. 2 cm²/m in Brückenquerrichtung), wurde eine Fundamentertüchtigung durch Aufbeton notwendig. Die 50 cm starke Betonergänzung der Fundamentplatte bildet mit dem bestehenden Fundament einen monolithischen Fundamentkör-

per, der rechnerisch sogar auch als unbewehrtes Fundament standsicher ist. Die erforderliche Schubkraftübertragung wurde durch ein entsprechendes Aufrauen der Oberseite der bestehenden Fundamentplatte und der unteren Betonflächen des Pfeilers sowie dem Einkleben von Bewehrungsstäben erreicht. Abschließend wurde wiederum die vorhandene Natursteinverblendung des Pfeilerschafts ergänzt.

3.2 Überbau Der neue Brückenüberbau hat eine Gesamtlänge von 58,20 m. Die zur Brückenmitte symmetrische Brücke besitzt Stützweiten von 17,02 m – 24,16 m – 17,02 m. Der Überbau lagert an den Pfeilern auf je zwei V-förmigen geneigten Wandscheiben auf, wodurch die Spannweiten der einzelnen Felder reduziert werden. Der 6,95 m breite Brückenüberbau besteht aus einer gevouteten, schlanken Spannbetonplatte aus Beton C50/60 (Bild 5). Der Querschnitt verjüngt sich einerseits in Querrichtung zu den Brückenrändern und andererseits in Längsrichtung zu den Widerlagern hin (Hauptfeld mit konstanter Bauhöhe 65 cm, Seitenfelder gevoutet von 65 cm im Bereich der Pfeiler auf 45 cm im Bereich der Widerlager). Die Brückenränder besitzen eine konstante Höhe von 25 cm.

Der Brückenüberbau enthält insgesamt elf durchgehende Spannglieder, welche beidseitig Spannanker besitzen. Es werden 9-litzige Spannglieder à 150 mm² (Vorspannung mit nachträglichem Verbund) der Güte St 1570/1770 verwendet (Bild 6). Die Spannglieder verlaufen im Grundriss parallel zur Brückenachse. Im Aufriss ist die Spanngliedführung dem quasi-ständigen Momentenverlauf angepasst. Mit dem Mittelwert der Vorspannkraft Pm,t = 0 ergibt sich in Feldmitte eine zentrische Betonspannung in Höhe von 4,75 MN/m². Im Bereich der Flusspfeiler überbrücken 30 cm starke, V-förmig angeordnete Wandscheiben aus Beton C50/60 die Höhenunterschiede zwischen den Flusspfeilern und dem neuen, gegenüber dem Niveau der alten Brücke etwas angehobenen Brückenüberbau. Die als Fertigteile hergestellten Wandscheiben sind in Brückenquerrichtung gevoutet (2,2 m bis 2,8 m).

3.3 Brückenausstattung 3.3.1 Lager Als Brückenlager kommen bewehrte Elastomerlager (Verformungslager Typ C nach EN 1337-3) sowohl bei den Pfeilern, als auch im Bereich der Widerlager zum Einsatz. Die Brücke besitzt keine Festlager, sondern ist schwimmend gelagert und zentriert

Bild 5. Überbauquerschnitt im Hauptfeld der neuen Brücke (Copyright: Werner Sobek, Stuttgart)

Beton- und Stahlbetonbau 107 (2012), Heft 3

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W. Sobek/W. Straub/A. Pürgstaller · Ein Beitrag zum Städtebau – der Neubau der Josef Eberle Brücke in Rottenburg am Neckar

Bild 6. Verlegte Spannglieder (Copyright: Werner Sobek, Stuttgart)

sich somit selbst. Alle Lager sind von außen zugänglich konzipiert und können auf diese Weise inspiziert bzw. gegebenenfalls ausgetauscht werden. Die Lagerabmessungen betragen 350 × 350 × 127 mm bei den Pfeilern und 350 × 350 × 148 mm an den Widerlagern. An den flussabwärts gelegenen Lagern wird jeweils eine Festhaltekonstruktion in Brückenquerrichtung ausgebildet, welche horizontale Verschiebungen im Gebrauchszustand erlaubt und nur wirkt, falls unerwartete, höhere Querlasten wie z. B. aus außergewöhnlichem Treibgut im Hochwasserfall am Überbau angreifen.

Pfostenabstand und einer Füllung aus einem feinmaschigen Edelstahlseilnetz. Als Besonderheit ist eine durchgehende LED-Beleuchtung in den ellipsenförmigen Handlauf des Geländers integriert. Die komplexe Querschnittsgeometrie des 17 cm breiten Handlaufs konnte nur durch Rollumformung eines 2 mm dicken Edelstahlbleches erzielt werden. Die Geländerpfosten bestehen aus Edelstahl-Rechteckhohlprofilen 60 × 40 × 4 mm. Zur Aufnahme des Edelstahlseilnetzes sind am oberen und unteren Ende der Geländerpfosten Edelstahl-Rundrohre d = 20 mm mit 3 mm Wandstärke angebracht. Das gesamte Geländer wurde edelstahlkugelgestrahlt, um eine gleichmäßige und haptisch angenehme Oberfläche zu erhalten.

3.3.2 Gehbahnübergang

3.3.4 Brückenbeleuchtung

An ihren Enden besitzt die Brücke zwischen Überbau und Widerlagern jeweils wasserdichte Übergangskonstruktionen, die die auftretenden Verformungen (maximale Verschiebungen in x-Richtung in Höhe von +20 mm bzw. –33 mm) aufnehmen und die gleichzeitig auch einer Belastung durch städtische Fahrzeuge standhalten.

Die Beleuchtung der Brücke ist in die beiden Handläufe in Form von energieeffizienten, robusten und langlebigen LED-Lichtbändern integriert (Bild 7). Dieser Beleuchtungstyp zeichnet sich durch eine lange Lebensdauer, geringen Energieverbrauch und geringe Wartungs- und Reinigungskosten aus. Durch die sehr kleine Bauform war eine gute Integration in den Handlauf möglich. Für die optimale Lichtverteilung zur Brückenmitte hin besitzen die LEDLeuchten eine speziell hierfür ausgelegte Vorsatzlinse. In enger Abstimmung mit dem Hersteller wurden unter anderem die optimale Farbtemperatur, die notwendige Lichtstärke (Verkehrssicherheit) sowie der optimale Abstand der Leuchtdioden untereinander festgelegt. Anhand einer detaillierten Lichtberechnung wurde die Lichtverteilung auf der Brückentafel simuliert. Zur praktischen Überprüfung der Berechnungsergebnisse diente ein 1:1 Musteraufbau beim Beleuchtungshersteller. Das Ergebnis am Gesamtbauwerk nach Einbau der Leuchten erwies sich als sehr zufriedenstellend.

3.3.3 Geländer Als seitliche Begrenzung und Absturzsicherung dient ein 1,20 m hohes Edelstahlgeländer mit ca. 2,0 m

3.3.5 Sitzbänke

Bild 7. Beleuchtung der Brücke durch die integrierte LED-Beleuchtung (Copyright: Werner Sobek, Stuttgart)

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Beton- und Stahlbetonbau 107 (2012), Heft 3

Als weiterer, optionaler Teil der Brückenausstattung können einseitig auf der Brücke angeordnete Sitzbänke eingebaut werden, die Passanten zum Verweilen auf der Brücke einladen.

W. Sobek/W. Straub/A. Pürgstaller · Ein Beitrag zum Städtebau – der Neubau der Josef Eberle Brücke in Rottenburg am Neckar

3.3.6 Gehbahnbelag Die Brücke besitzt einen ca. 5 mm starken, rutschfesten RHD-Belag der Rutschfestigkeitsklasse R12.

3.3.7 Brückenentwässerung Die Entwässerung der Brücke erfolgt zunächst über ein Quergefälle in Richtung der beiden Brückenränder. Dort wird das Niederschlagswasser in Entwässerungsrinnen gesammelt und in Brückenlängsrichtung zu an den Brückenenden angeordneten Einläufen geleitet. Von dort wird das Regenwasser in das vorhandene Abwassersystem der Stadt Rottenburg geleitet.

4 Berechnung Die Berechnung des Gesamtsystems erfolgte als räumliches Stabtragwerk nach der Methode der Finiten Elemente mit den Programmen der SOFiSTiK AG. Die Spannglieder werden mithilfe des Programms GEOS in das Modell implementiert. Die Elastomerlager werden durch exzentrisch an das Stabwerk gekoppelte Federn modelliert, wobei die horizontalen Federn die Schubsteifigkeiten der Lager simulieren. In den statischen Nachweisen werden die folgenden Belastungen berücksichtigt: – Eigengewicht und Ausbaulasten – Vorspannung – Gleichmäßige sowie ungleichmäßige Verkehrslasten nach DIN-Fachbericht 101 – Tandemlasten aus Dienstfahrzeug mit 120 kN Gesamtlast (Achslasten 80 kN und 40 kN) nach DIN-Fachbericht 101 – Windlasten nach DIN 1055 Teil 4 in Verbindung mit DIN-Fachbericht 101 – Temperaturlastfälle nach DIN-Fachbericht 101 für Brückenbauwerk der Gruppe 3 – Auflagersenkungen laut Bodengutachten von 0,3 cm (wegen Vorbelastung des Bodens durch die alte Brücke) – Lagertausch Δh = 10 mm jeweils pro Auflagerachse – Außergewöhnliche Belastung Erdbeben (Erdbebenzone 3 nach DIN 4149)

Die Ergebnisse des Gesamtsystems dienten der Dimensionierung des Überbaus in Regelbereichen. Zusätzlich wurde die Abtragung der Lasten in Brückenquerrichtung durch ein räumliches FE-Flächentragwerk untersucht. Dieses Finite Elemente Modell diente zur Berücksichtigung der lokalen Plattentragwirkung in Querrichtung an den Auflagerbereichen (Widerlager sowie V-Stützen). Die vierte Eigenfrequenz (vertikal) lag mit 2,17 Hz im kritischen Bereich von Fußgängerbrücken. Um eine unzulässige Schwingungsanfälligkeit ausschließen zu können, wurde eine dynamische Untersuchung mittels örtlich veränderlicher Fußgängererregung am Gesamtsystem durchgeführt. Die hierbei berechneten vertikalen Beschleunigungen waren erwartungsgemäß sehr klein (0,01 m/s²). Schwingungen infolge Fußgängererregung können somit ausgeschlossen werden.

5 Herstellung und Bauausführung Die gesamte Brücke wurde auf einem Lehrgerüst hergestellt. Die V-Stützen über den Pfeilern wurden als Fertigteile hergestellt und erhalten keine Lasten aus der Plattenbetonage, da sie im Bauzustand durch das Lehrgerüst unterstützt wurden. Um das Risiko der Rissbildung im Bauzustand infolge Rückfederung des Lehrgerüstes auszuschließen, wurde der Überbau in zwei Stufen vorgespannt. Die wichtigsten Schritte des Bauablaufs waren wie folgt:

– Absenkung des Wasserspiegels des Neckars – Bau einer Fußgänger-Behelfsbrücke über den Neckar westlich der bestehenden Brücke – Abbruch der alten Brücke – Herstellung der Pfeilerumspundung – Herstellung der Fundamentverstärkung und der neuen Auflagerbänke der Pfeiler – Herstellung der Auflagerbänke im Bereich der Widerlager – Herstellung des Lehrgerüstes des Überbaus – Einbau der neuen Brückenlager – Einheben und Installieren der Vförmigen Fertigteile – Herstellung der Überbauschalung – Bewehren (einschl. Vorspannbewehrung) und Betonieren des Überbaus – Aufbringen der 1. Stufe der Vorspannung: Beidseitiges Vorspannen von sieben Spanngliedern – Absenken des Lehrgerüstes – Aufbringen der 2. Stufe: Beidseitiges Vorspannen der restlichen vier Spannglieder – Schalen, Bewehren und Betonieren der Randkappen – Ausbau des Lehrgerüstes – Restarbeiten – Abbau der Behelfsbrücke – Aufstau des Neckars auf die planmäßige Stauhöhe

6 Zusammenfassung Die Josef Eberle Brücke in Rottenburg am Neckar verbindet als Teil der Bahnhofsstraße die nördliche historische

Bild 8. Ansicht der neuen Brücke (Copyright: Werner Sobek, Stuttgart)

Beton- und Stahlbetonbau 107 (2012), Heft 3

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W. Sobek/W. Straub/A. Pürgstaller · Ein Beitrag zum Städtebau – der Neubau der Josef Eberle Brücke in Rottenburg am Neckar

Tabelle 1. Auswahl der am Projekt Beteiligten Bauherr

Stadt Rottenburg am Neckar

Brückenplanung und Bauleitung

Werner Sobek Stuttgart: Werner Sobek, Wolfgang Straub, Wolfgang Sundermann, Johannes Pellkofer, Horst Gräber, Andreas Pürgstaller, Ulrich Grözinger, Andrea Willging

Landschaftsplanung

frei raum concept, Rottenburg am Neckar

Prüfingenieur

Prof. Dr.-Ing. Balthasar Novák, Kleinostheim

Baugrundgutachten

HPC Harress Pickel Consult AG

Rohbau

Gottlob Brodbeck GmbH & Co. KG, Metzingen

Brückengeländer

Hardwork GmbH, Stuttgart

Brückenbeleuchtung

Flashaar LEDLight GmbH & Co. KG, Bingen am Rhein

Altstadt mit dem südlichen Stadtteil und dem Bahnhof. Die Brücke ist Teil der innerstädtischen Fußgängerzone und des verkehrsberuhigten Bereichs am Neckar. Die neue Brücke wurde an gleicher Stelle wie die alte Brücke zur Nutzung durch Fußgänger und Radfahrer erstellt. Hierbei war im Besonderen der Hochwasserschutz zu beachten. Die Brückenkonstruktion

schwingt sich als dünnes, dreifeldriges Band aus Spannbeton elegant über den Neckar (Bild 8). Die neue Brücke fügt sich harmonisch in das bestehende historische Stadtbild Rottenburgs ein. Die hohe Aufenthaltsqualität auf der Brücke lädt den Benutzer zum Verweilen ein. Die Planung und Ausführung der Brücke erfolgte von Mai 2007 bis Mai 2010 (Tabelle 1).

Prof. Dr.-Ing. Dr.-Ing. E.h. Werner Sobek mail@wernersobek.com

Dipl.-Ing. Wolfgang Straub wolfgang.straub@wernersobek.com

Dipl.-Ing. Andreas Pürgstaller andreas.puergstaller@wernersobek.com Werner Sobek Stuttgart Albstraße 14 70597 Stuttgart

Aktuelles Zementindustrie bündelt ihre Kräfte Die Zementindustrie in Deutschland bündelt ihre Kräfte. Mit der Reform ihrer Gemeinschaftseinrichtungen im Frühjahr dieses Jahres werden der Verein Deutscher Zementwerke (bekannt durch das Forschungsinstitut) und der Bundesverband der Deutschen Zementindustrie (Bauberatung und Öffentlichkeitsarbeit) organisatorisch im Verein

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Beton- und Stahlbetonbau 107 (2012), Heft 3

Deutscher Zementwerke zusammengeführt. Dieser vertritt damit 23 inländische Zementunternehmen mit knapp 7.500 direkten Mitarbeitern und repräsentiert etwa 95 % der Branche in Deutschland mit einem Umsatzvolumen von ca. 2,1 Mrd. Euro. Sitz des Vereins Deutscher Zementwerke bleibt Düsseldorf, Präsident ist Gerhard Hirth, Geschäftsführer der Schwenk Zement KG. Insgesamt setzt die neue Struktur das

bisherige Miteinander von VDZ und BDZ nun auch formal um. Dadurch können erhebliche Ressourcen gebündelt werden. Zudem wird die bewährte Kooperation mit dem Bundesverband Baustoffe – Steine und Erden (BBS) weiter vertieft, so dass die Vertretung der deutschen Zementindustrie im Konzert mit der Bauwirtschaft und weiteren Partnern wie den anderen energieintensiven Branchen gestärkt wird. Th.

Firmen und Verbände – Persönliches– Rezensionen – Nachrichten Aus dem Inhalt 20. Bayerischer Ingenieuretag ............................................................. 207 5. fischer Expertenforum ....................................................................... 208 Wettbewerb setzt wichtige Zeichen für die nachhaltige Entwicklung Bayerns ............................................................................. 209 Internationale Projekte mit FIDIC-Verträgen ..................................... 209 VQC auf Wachstumskurs ....................................................................... 210 Herbert Kupfer – 85 Jahre ..................................................................... 210 Joost C. Walraven – 65 Jahre ............................................................... 211 Prof. Oliver Fischer neues Mitglied im Wissenschaftlichen Beirat ........................................................................................................ 212

Beton- und Stahlbetonbau aktuell 3/12

NACHRICHTEN

20. Bayerischer Ingenieuretag Öffentliches Bauen – Bauen für alle?!

Ob Stuttgart 21, die 3. Startbahn in München oder der Ausbau des Frankfurter Flughafens – nie zuvor haben die Bürger so sehr darauf gepocht, in die Planung öffentlicher Bauvorhaben einbezogen zu werden, wie heute. „Ingenieure wie Politiker stehen so vor neuen Herausforderungen, die es zu lösen gilt“, so Kammerpräsident Dr.-Ing. Heinrich Schroeter. Grund genug für die Bayerische Ingenieurekammer-Bau, ihre etablierte Plattform des Bayerischen Ingenieuretags im Jahr 2012 ganz diesem hochaktuellen Thema zu widmen. Neben drei spannenden Fachvorträgen gab es erstmals auch eine politische Diskussionsrunde mit Teilnehmern aus allen Fraktionen des Bayerischen Landtags.

Bereits zum 20. Mal lud die Bayerische Ingenieurekammer-Bau zum Bayerischen Ingenieuretag ein. Am 20. Januar 2012 drehte sich alles um das Thema „Öffentliches Bauen“.

Erwin Huber (CSU), Christine Kamm (Grüne), Sebastian Körber (FDP), Alexander Muthmann (Freie Wähler), Dr. Paul Wengert (SPD), Dipl.-Ing. Univ. Helmut Schütz (Moderator, 1. Vizepräsident der Bayerischen Ingenieurekammer-Bau.

Dass das Thema einen Nerv getroffen hatte, spiegelte sich nicht zuletzt in der Tatsache, dass rund 700 Gäste der Einladung der Bayerischen Ingenieurekammer-Bau in die Neue Messe München gefolgt waren.

Prof. Dr. Johann-Dietrich Wörner, Vorstandsvorsitzender des Deutschen Zentrums für Luft- und Raumfahrt, berichtete von den Spannungen, denen aktuelle Verkehrs- und Städtebauprojekte zunehmend ausgesetzt sind. Beim Ausbau des Frankfurter Flughafens gab es eine frühzeitige und dauerhafte Mediation, die sehr erfolgreich verlief und die Planungszeit eher verkürzte als verlängerte. Bei Stuttgart 21 hingegen sei der Dialog viel zu spät gesucht worden, was einer der Gründe für den massiven Streit um das Projekt sei.

Lars Thomsen, Gründer und Chief Futurist der future matters AG, wagte einen Ausblick auf das Ingenieurwesen im Jahr 2022. Wir befänden uns jetzt in einem „rasenden Stillstand“, die Zeit zum Denken würde immer weniger. Dies müsse sich wieder ändern. Mit dem Blick auf die Energiewende forderte Thomsen einen bedachteren Umgang mit unseren Ressourcen und appellierte eindringlich: „Wenn es nicht die deutsche Ingenieurkunst ist, die das schaffen kann, was dann? Ingenieure sind Aufklärer! Sie müssen sich aktiv in die Diskussion einbringen“.

Wie es gelingen kann, Großprojekte und Bürgerbeteiligung in Einklang zu bringen, zeigte dann Dipl.-Ing. Judith Engel MBA anschaulich am Beispiel des Wiener Hauptbahnhofs, dessen Bau sie als Projektleiterin verantwortet. Das Prinzip der „Information aus erster Hand“, also die Tatsache, dass die Projektleiter selbst den Dialog mit den Bürgern führten, wurde sehr wohlwollend angenommen. Zudem steht rund um die Uhr ein Ombudsmann als Ansprechpartner zur Verfügung. Dass die Bauzeit am Ende weniger als 12 Monate betragen habe, zeige, dass Bürgerbeteiligung nicht nur die

Zufriedenheit aller erhöhen, sondern sogar Prozesse verkürzen kann. Die anschließende politische Diskussionsrunde, die der 1. Vizepräsident der Bayerischen Ingenieurkammer-Bau, Dipl.-Ing. Helmut Schütz, moderierte, war gleichzeitig Novum und Highlight des Ingenieuretags. Erwin Huber (CSU), Christine Kamm (Grüne), Sebastian Körber (FDP), Alexander Muthmann (Freie Wähler) und Dr. Paul Wengert (SPD) waren sich einig, dass für mehr Transparenz gesorgt werden solle. Ob informelle Beteiligungsverfahren Infrastrukturprojekte jedoch blockieren oder gar beschleunigen, daran schieden sich die Geister. Erwin Huber (CSU) bezeichnete die bestehenden Verfahren als ausreichend und kritisierte deren mangelnde Nutzung durch den Bürger: „Viele Bürger äußern sich jahrelang nicht und wachen dann auf, wenn die Bagger kommen“. Auch müssen Einzel- gegen Gemeinschaftsinteressen abgewogen werden, denn eine 98prozentige Zustimmung für Bauvorhaben wie die 3. Startbahn sei utopisch. Dr. Paul Wengert (SPD)

Beton- und Stahlbetonbau 107 (2012), Heft 3

207

Beton- und Stahlbetonbau aktuell hielt dagegen, dass Dialogprozesse nicht automatisch zu Verzögerungen führten. Denn „je größer die Akzeptanz, desto schneller kommen wir zum Planen und Bauen“. Alexander Muthmann (Freie Wähler) kritisierte, dass Varianten den Bürgern erst sehr spät präsentiert würden und verlangte, „auf eine frühe Vorfestlegung zu verzichten“. Sebastian Körber (FDP) befürwortete es, mehr

Transparenz zu schaffen und verwies darauf, dass ein Dialog unbedingt prozessbegleitend geführt werden müsse. Christine Kamm (Grüne) forderte eine „offensivere Information“ der Bürger, man solle „schon mit der Problembeschreibung rausgehen“. „Informationen, die für alle wichtig sind, müssen auch allen zur Verfügung gestellt werden“, so ihr Credo.

Das Schlusswort hielt Prof. Norbert Gebbeken, 2. Vizepräsident der Kammer, und verwies darauf, dass die Vermittlung von Planungsvorhaben und die Bürgerbeteiligung hochsensible und zunehmend wichtige Aufgaben seien. Die Bayerische Ingenieurekammer-Bau und ihre Mitglieder sind sich ihrer gesellschaftspolitischen Verantwortung bewusst und stellen sich diesen Herausforderungen.

NACHRICHTEN

5. fischer Expertenforum Bauindustrie verbraucht ein Drittel aller Ressourcen ware lösen kann und dies länder- und normenübergreifend beschrieb Johannes Braun von der internationalen Anwendungstechnik bei der Vorstellung des neuen fischer C-Fix-Programmes. Aus der Baustellenpraxis berichteten Prof. Dr. Bergmeister mit seinem Vortrag über den Brenner-Basis-Tunnel, dem mit einer Länge von 64 Kilometern weltweit längsten unterirdischen Tunnel, bei dem schätzungsweise eine Million Befestigungspunkte gesetzt werden müssen. Außerdem wurden die Oberleitungsverankerungen im Katzenbergtunnel vorgestellt, bei dem die Deutsche Bahn erstmals überhaupt Dübel für die Befestigung der Fahroberleitungen in einer Tübbingauskleidung einsetzt, den Highbondanker von fischer. Trends in der Befestigungstechnik waren Thema beim 5. fischer Expertenforum

Rund 100 hochkarätige Entscheider, Planer, Ingenieure und Architekten aus dem gesamten Bundesgebiet kamen am 26. und 27. Januar 2012 zum 5. Expertenforum der Unternehmensgruppe fischer zum Stammsitz nach WaldachtalTumlingen. Moderiert von Prof. Konrad Bergmeister aus Wien präsentierten namhafte Referenten anspruchsvolle Themen nicht nur zur modernen Befestigungstechnik. „Mehr als ein Drittel, in Teilen sogar bis zu 50 Prozent aller Verbräuche, Emissionen, Energie und auch das Müllaufkommen verursacht das Bauwesen“, erklärte Prof. Werner Sobek in seinem Vortrag über die Skizzen der Zukunft. Bis heute läge die Recyclingquote im Bauwesen gerade einmal bei vier Prozent. „Der Herstellungsenergieverbrauch eines Hauses ist vierzig Mal höher als der Jahresenergieverbrauch bei der Nutzung“. Werner Sobek zeigte einige inte-

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ressante Projekte aus seinem Werk, und wies darauf hin, dass man nachhaltige Gebäude nur durch intelligentes Denken erschaffen könne. Dabei führe zum Beispiel die Einsparung von Masse und Gewicht zu einer deutlichen Materialersparnis und damit zur Ressourceneffizienz. Der Schwerpunkt des 5. Expertenforums lag natürlich auf den Themen aus dem Befestigungsbereich. So befassten sich die Referenten in ihren Vorträgen mit neuen Ansätzen bei der Bemessung von Befestigungen: Prof. Dr. Jan Hofman vom Institut für Werkstoffe an der Universität Stuttgart zeigte auf, wie man von der Forschung zur Formel kommt, und Dr. Klaus Block, Leiter der Forschungsgruppe Befestigungstechnik der TU Dortmund, referierte über Verankerungen bei ermüdungsrelevanten Einwirkungen. Wie man die umfangreiche Bemessungsproblematik mit einer intelligenten Soft-

Was die Harmonisierung der umfangreichen Regelwerke für den Befestigungsbereich bedeutet, trugen Prof. Horst Bossenmayer mit seinem Referat Nachhaltiges Bauen – Chancen für das Bauwesen und Dr. Hannes Spieth mit den Themen Neue Bauproduktengesetzgebung in Europa – Chancen und Herausforderungen sowie Dübelbefestigungen unter Erdbebenbeanspruchung – neue Regelungen in Europa vor. Demnach regelt die Bauproduktenverordnung das „Inverkehrbringen“ von Produkten und nicht deren Anwendung. Die ETA wandelt sich von der European Technical Approval zur European Technical Assessment, also von der Genehmigung zur Bewertung. Ziel der Veranstaltung bleibt die Beantwortung technischer Fragen im Dialog mit den Fachleuten aus der Branche: Trends in der Befestigungstechnik aufspüren, von den Experten lernen und die geforderten Produkte und Lösungen zu entwickeln, die künftig gebraucht werden.

Beton- und Stahlbetonbau aktuell NACHRICHTEN

Wettbewerb setzt wichtige Zeichen für die nachhaltige Entwicklung Bayerns: Dokumentation des Ideenwettbewerbs erschienen

Der Ideenwettbewerb „Entwurf einer Straßenbrücke nach ganzheitlichen Kriterien“ war der jüngste Schritt im Bestreben der Bayerischen Ingenieurekammer-Bau, die ganzheitliche Planung der Verkehrsinfrastruktur einschließlich der zugehörigen Ingenieurbauwerke aktiv zu fördern. Ausgangspunkt des Wettbewerbs war eine in Planung befindliche Brücke auf der B15neu. Der Ideenwettbewerb gab wichtige Anregungen für die zukünftige Entwicklung der Planungsgrundsätze im Brückenbau, insbesondere im Bereich Nachhaltigkeit. Erstmals wurden ganzheitliche Wertungskriterien in die Beurteilung von Planungsvarianten einbezogen. Die eingereichten, innovativen Beiträge können wegweisend für künftige Bauvorhaben sein. Jetzt ist die Dokumentation des Ideenwettbewerbs erschienen. Wettbewerbsgegenstand war die in Planung befindliche Isarbrücke der Autobahndirektion Südbayern mit 395 m Bauwerkslänge auf der B15neu zwischen Essenbach und Geisenhausen. Die besondere Herausforderung bestand darin, den Bau einer Straßenbrücke in einem FFH-Schutzgebiet (Flora-Fauna-Habitat) zu planen. Nachhaltigkeit war gefragt und wurde von der Jury nach einem speziell für diesen Ideenwettbewerb entwickelten Bewertungsschema beurteilt. Bundesverkehrsminister Dr. Peter Ramsauer hob hervor, dass die Nachhaltigkeit ein wichtiges baupolitisches Ziel sei und lobte das Engagement der Bayerischen Ingenieurekammer-Bau. Derzeit würden Verfahren der Nachhaltigkeitsbewertung für Bauwerke der Straßeninfrastruktur entwickelt und als ganzheitliche Wertungskriterien in Pilotstudien getestet. Im Hinblick auf den Freistaat stellte Staatsminister Dr. Markus Söder fest, dass der Ideenwettbewerb wichtige Zeichen im Sinne der nachhaltigen Entwicklung Bayerns gesetzt habe. Die eingereichten

Brückenentwürfe stünden für ein neues Denken, das über Statik, Verkehrsbelastung und Fahrbahnbreiten hinausreiche und die Ganzheitlichkeit des Bauwerks im Blick hätte, sagte Dr.-Ing. Heinrich Schroeter, Präsident der Bayerischen Ingenieurekammer-Bau. Nur so könne die Energiewende gelingen.

unterstützten das Bundesministerium für Verkehr, Bau und Stadtentwicklung, das Bayerische Staatsministerium für Umwelt und Gesundheit und die Landesgewerbeanstalt Bayern den Wettbewerb. Wissenschaftliche Begleitung erfolgte über den Lehrstuhl für Massivbau der TU München.

Die Bayerische Ingenieurekammer-Bau hat gemeinsam mit der Obersten Baubehörde im Bayerischen Staatsministerium des Innern den Ideenwettbewerb durchgeführt. Aufgrund des herausragenden, innovativen Ansatzes der Ausschreibung

Die 48seitige Dokumentation ist bei der Bayerischen Ingenieurekammer-Bau erhältlich und steht kostenfrei zum Download zur Verfügung: www.bayika.de/ideenwettbewerb

NACHRICHTEN

Internationale Projekte mit FIDIC-Verträgen: VBI bietet Seminare in deutscher Sprache an Experten erläutern die weltweit eingesetzten FIDIC-Vertragsmuster – Seminare vermitteln Zugang zu Systematik und Praxis der Regelwerke Bei internationalen Projekten finden sie immer häufiger Anwendung. Die Vertragsbedingungen des globalen Verbands der Planerverbände FIDIC werden eingesetzt, wenn es darum geht, internationale Projekte auf eine solide Vertragsgrundlage zu stellen. Der Verband Beratender Ingenieure bietet gemeinsam mit dem Bildungsinstitut NESTOR bereits seit 2007 eine FIDIC-autorisierte Seminarreihe in deutscher Sprache an, deren Module den Anwendern aus dem deutschsprachigen Raum einen fundierten Einblick in den sicheren Umgang mit den Vertragsmustern geben. Die Referenten der VBI-FIDIC-Seminare berichten aus erster Hand: Es handelt sich um Dipl.-Ing. Axel-Volkmar Jaeger, der als Vorsitzender des FIDIC „Contracts Committee“ unmittelbar an der Erstellung der aktuellen Vertragsgeneration beteiligt war, und Rechtsanwalt Dr. Sebastian Hök, der die zentralen FIDICBücher im Auftrag des VBI übersetzt und erläutert hat. Beide sind ausgewiesene Experten und können auf Teilnehmer aus unterschiedlichen Erfahrungszusammenhängen kompetent eingehen. Durch das Angebot von aufeinander aufbauenden Modulen können Interessierte sowohl einen Teilbereich auswählen als

auch eine intensive FIDIC-Kompetenz erwerben — bis hin zu der durch FIDIC anerkannten Befähigung zum Dispute Adjudicator, der in den FIDIC-Verträgen eine wesentliche Funktion zur außergerichtlichen Streitbeilegung inne hat. Die Seminare kosten zwischen 675 Euro (eintägig) und 1550 Euro (zweitägig) zzgl. Umsatzsteuer. Zum dreitägigen Prüfungskurs zum Adjudicator (2625 Euro) kann nur eine begrenzte Teilnehmerzahl zugelassen werden. Alle Seminare finden in Berlin statt. Los geht es am 23. März 2012 mit dem BasisKurs, der einen ersten Überblick über die FIDIC-Vertragsbedingungen vermittelt. Anmeldungen zu allen Seminaren sind ab sofort möglich. Das komplette Programm mit den Schulungsinhalten, Terminen und Anmeldeunterlagen finden Sie im Internet unter: www.germanfidicseminare.de. Die FIDIC Vertragsmuster können auch als deutschsprachige Arbeitshilfen unter www.vbi.de à Publikationen beim VBI bezogen werden. Information beim VBI: Tatjana Steidl, Tel.: 030/26062-220, Email: steidl@vbi.de.

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Beton- und Stahlbetonbau aktuell NACHRICHTEN

VQC auf Wachstumskurs Der Verein zur Qualitätscontrolle am Bau e.V. (VQC) kann auf ein von Wachstum geprägtes Jahr 2011 zurück blicken. Die Sachverständigen-Organisation mit Sitz in Göttingen konnte mit insgesamt 1900 Prüfaufträgen ein Plus von 26 % im Vergleich zum Vorjahr verbuchen. Insgesamt wurden von 22 VQC-Sachverständigen 4561 Baustellenbegehungen durchgeführt. Darauf wies jetzt der VQC-

Vorsitzende Dipl. Ing. Udo SchumacherRitz hin. Die stark gestiegene Nachfrage von privaten Bauherren und Bauträgern nach einer unabhängigen, zertifizierten Qualitätskontrolle von Ein- und Zweifamilienhäusern führt der VQC-Vorsitzende auf ein wachsendes Sicherheits- und Qualitätsbedürfnis seitens der Bauherren zurück. „Aber auch die stetig steigenden Energiepreise verzeihen keinerlei Verarbeitungsmängel am Bau“, so Schumacher-Ritz.

Der VQC e.V. (Göttingen) ist ein unabhängiger Verein, in dem sich Bauträger und Sachverständige zusammen gefunden haben. Das gemeinsame Ziel: Eine möglichst hohe Bauqualität für den Bauherren. Um dies zu gewährleisten, hat der VQC einen hohen bautechnischen Standard definiert, der gleichzeitig die Grundlage der Gutachten bei Qualitätskontrollen bei Wohnbauten bildet. Mehr Information dazu auf www.vqc.de

PERSÖNLICHES

Herbert Kupfer – 85 Jahre Am 26. März 2012 vollendet Prof. Dr.-Ing. Dr. techn. h.c. Herbert Kupfer sein 85. Lebensjahr. Bereits anlässlich früherer Jubiläen wurden in dieser Zeitschrift seine Leistungen in Forschung, Lehre und Praxis ausführlich gewürdigt. So kamen an dieser Stelle sein langjähriger Freund Günter Scholz (Heft 3/1987), sein Nachfolger am Lehrstuhl für Massivbau der TU München Konrad Zilch (Heft 4/1997 und Heft 4/2007) sowie der von ihm hoch geschätzte Wegbegleiter Jörg Schlaich (Heft 4/2002) zu Wort. Entsprechend dem Bezug des jeweiligen Verfassers zu Herbert Kupfer zeigten denn auch die verschiedenen Würdigungen schwerpunktmäßig unterschiedliche Facetten des Wirkens von Herbert Kupfer auf. Dieses Mal – so war es der Wunsch der Herausgeber – sollte, um eine weitere Facette des Lehrers und Menschen Herbert Kupfer zu beleuchten, die Würdigung aus der Sicht eines seiner Schüler erfolgen. Sehr gerne habe ich die Einladung hierzu angenommen, obwohl mir bewusst ist, dass alle objektiven Fakten über das Leben und Wirken von Herbert Kupfer durch oben genannte bzw. die in der Zeitschrift Bauingenieur veröffentlichten, früheren Würdigungen weitestgehend bekannt sind. So möchte ich im Namen seiner Schüler die Gelegenheit nutzen, ihm für die Prägung, die er uns als jungen Ingenieuren mit auf den Weg gegeben hat, zu danken. Erst im Rückblick und in der Reflexion des eigenen Tuns merkt man, wie groß der Einfluss einer so außergewöhnlich starken Persönlichkeit auf das eigene Handeln ist.

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Ganz entscheidend geprägt hat Herbert Kupfer – wie er selbst eindrucksvoll erzählte – das Kriegsende. Zunächst angesichts der fast vollständigen Zerstörung Münchens zweifelnd, ob „das überhaupt noch mal was wird“ (Zitat Kupfer), begreift er das Studium als Chance, „endlich etwas Vernünftiges zu tun“. Mit voller Konzentration und ohne die heute üblichen Ablenkungen widmet er sich dem Bauingenieurstudium, das er 1949 nach nur drei (!) Jahren mit dem Diplom abschließt. Bereits zu dieser Zeit tritt sein weit über die Grenzen des Ingenieurwesens hinausschauendes Interesse zutage, und er eignet sich die mathematisch-naturwissenschaftlichen Kenntnisse an, von denen er sein ganzes Ingenieurleben lang profitieren sollte. Die systematische, deduktive Herangehensweise prägte später nicht nur seine Forschungstätigkeit, sondern auch seine praktische Tätigkeit. Für Kupfer mussten Fragestellungen mathematisch korrekt gelöst und Lösungen eindeutig formuliert werden – sonst waren sie für ihn nicht akzeptabel. So war es ihm beispielweise ein Gräuel, bei der Querkraftbemessung die sich flacher als 45° einstellenden Druckstrebenwinkel über einen nicht nachvollziehbaren sogenannten „Abzugswert“ der Querkraft zu berücksichtigen, hatte er doch mithilfe des Prinzips vom Minimum der Formänderungsarbeit eine vom Verzerrungszustand der Schubzone abhängige, eindeutige mathematische Lösung dieses Problems hergeleitet. Dieser scharfe Geist war natürlich bisweilen als Chef sehr fordernd, aber stets auch fördernd. So hat Herbert Kupfer nie sein Wissen für sich behalten, sondern es bereitwillig geteilt. Mit ihm an Veröffent-

Professor Dr.-Ing. Dr. techn. h.c. Herbert Kupfer

lichungen zu arbeiten – wie beispielsweise seinem Betonkalenderaufsatz über die Bemessung von Spannbetonbauteilen – war anstrengend, aber erweiterte den Horizont. Faszinierend war und ist seine Fähigkeit, auch komplizierte Probleme auf wenigen Seiten Papier per Handrechnung zumindest in sehr guter Näherung zu lösen. Wer nun meint, ein Mann mit derartigen Fähigkeiten würde sich engstirnig auf sein ureigenstes Arbeitsgebiet beschränken, der täuscht sich gewaltig. Wer Herbert Kupfer während des Mittagessens bei der Lösung der hydraulischen Grundgleichungen auf einer Papierserviette begleiten durfte, weiß, wovon ich spreche. Sein Interesse war und ist immens breitgefächert und reicht weit über das Fachliche hinaus. Bergsteigen, Literatur, klassische Musik und Schachspielen auf höchstem Turnierniveau sind nur einige seiner weiteren Steckenpferde.

Beton- und Stahlbetonbau aktuell Besonders bemerkenswert erscheint mir aber auch, dass Herbert Kupfer bei all seinen persönlichen Erfolgen durchaus in der Lage ist, die Leistungen anderer Menschen zu würdigen. So spricht er bis heute mit großem Respekt von seinem Doktorvater Hubert Rüsch und seinem Vorbild bei Dyckerhoff & Widmann Ulrich Finsterwalder. Er schwärmt geradezu von den Entwürfen seines inzwischen zum Freund gewordenen Kollegen Jörg Schlaich und hat sich über die Leistungen seines Nachfolgers Konrad Zilch gefreut, der die Tradition erfolgreich fortgesetzt hat. Erwähnenswert ist auch sein Einsatz für den Berufsstand. Es war ihm stets ein Anliegen, die Position der Ingenieure in der Gesellschaft zu vertreten und zu unterstützen. Beispielweise kämpfte er für die Einführung der Ingenieurkammer und die Gründung eines Fortbildungswerkes für Ingenieure an vorderster Front. Mit großem persönlichem Engagement betreute er den Umbau der Bauabteilung des Deutschen Museums. Seiner alma mater, die er zwei Jahre lang als geschäftsführender Präsident leitete,

ist er bis heute stark verbunden. Sein letztes Forschungsvorhaben zur dynamischen Beanspruchung eingeklebter Bewehrungsstähle hat er erst vor wenigen Jahren abgeschlossen. Den Bezug zur Praxis hat Herbert Kupfer auch nach seinem Wechsel in die Wissenschaft nie aufgegeben. Bei vielen herausragenden Ingenieurbauwerken – wie beispielsweise dem Olympiadach in München, dem Hypohochhaus und vielen komplexen Brücken – brachte er sein Ingenieurswissen als Prüfer in das Projekt ein. Dabei beschränkte er sich nie auf die Rolle des rein nachrechnenden Kontrolleurs. Vielmehr verstand er sich als Partner des Tragwerkplanes, der für die Umsetzung des Tragwerks mitverantwortlich ist. Dass jemand mit dieser ungeheuren Schaffenskraft Ehrungen erfährt, liegt auf der Hand. So erhielt Herbert Kupfer angefangen von der Ernennung zum Fellow des American Concrete Institute über das Bundesverdienstkreuz, die Emil-Mörsch-Denkmünze des DBV, die Ehrendoktorwürde der Universität Inns-

bruck, die Oskar-von-Miller-Medaille des Deutschen Museums bis hin zur Leovon-Klenze-Medaille der Obersten Baubehörde im Bayerischen Staatsministerium des Innern alle Auszeichnungen, die einem bayerischen Ingenieur von Weltrang zu Teil werden können. Bis heute ist Herbert Kupfer noch immer regelmäßig im Büro anzutreffen. Als ersten Hinweis, dass er es nun wirklich etwas ruhiger angehen lassen will, muss man vielleicht die Tatsache werten, dass er am 23.01.2008 seine offizielle Abschiedsvorlesung gehalten hat mit dem Titel „Die Entwicklung des Massivbaus in den letzten sechs Jahrzehnten“ – immerhin 15 Jahre nach der Emeritierung! Im Namen seiner Schüler, aber auch aller anderen Kollegen wünsche ich Herbert Kupfer im Kreise seiner Familie noch viele Jahre voller Gesundheit. Und uns wünsche ich, dass er uns noch viele Jahre als scharfsinniger Diskussionspartner erhalten bleibt.

Jürgen Feix, München

PERSÖNLICHES

Joost C. Walraven – 65 Jahre Am 6. Februar 2012 vollendete Professor dr.ir. Joost C. Walraven, bis zum Jahresende 2011 Ordinarius für Massivbau an der Technischen Universität Delft/Niederlande, das 65. Lebensjahr. Prof. Joost Walraven startete seine Universitätskarriere an der Technischen Universität Darmstadt, wo er 1985 zum C3 Professor am Lehrstuhl von Prof. König berufen wurde. Seine Arbeiten im Bereich der Technologie und des bruchmechanischen Verhaltens von Beton waren herausragend. Zahlreiche Vorträge, z. B. auf den Ulmer BetonTagen, sein Engagement bei den Eurocodes, insbesondere aber seine langjährige ehrenamtliche Tätigkeit für die fib International Federation for Structural Concrete haben Joost Walraven weit über die Grenzen seines Heimatlandes hinaus bekannt gemacht. Als Forscher sowie als Ingenieur ist er im Betonbau eine international anerkannte Fachpersönlichkeit, weshalb sein Berufsweg an dieser Stelle kurz nachgezeichnet werden soll (siehe auch [1]). Joost Walraven wurde in ’s-Hertogenbosch/Niederlande geboren. Er studierte das Fach Bauingenieurwesen an der seinerzeitigen Technischen Hochschule

in Den Haag tätig, um praktische Erfahrungen zu sammeln. Danach war er als Professor für Betontechnologie bis 1989 an der Technischen Universität Darmstadt tätig. 1989 folgte er einem Ruf an die Technische Universität Delft, die bis zu seiner Emeritierung seine berufliche Heimat wurde. Daneben hat er sich ehrenamtlich engagiert, insbesondere in der bereits angesprochenen fib.

Professor dr.ir. Joost C. Walraven

Delft, wo er 1972 das Diplom erwarb. Sein damaliger Lehrer, Professor A. Bruggeling, erkannte Joost Walravens Fähigkeiten und stellte ihn als wissenschaftlichen Mitarbeiter ein. Von 1981 bis 1985 war er in einem Ingenieurbüro

An dieser Stelle können die wissenschaftlichen Leistungen von Joost Walraven nicht detailliert beschrieben werden. Man kann aber sagen, dass er den modernen Betonbau maßgeblich mitgeprägt hat. Fortschritte im Betonbau und in den Technikwissenschaften werden durch eine profunde Grundlagenforschung, durch nachvollziehbare mechanische Modellierungen und durch fachliche Begleitung in der praktischen Umsetzung erreicht. Prof. Joost Walraven hat auf allen Stufen dieser Entwicklungskette zahlreiche Innovationen im Bereich der Modellierung, des Hochfesten Betons, der Tunnelschalen und des Brückenbaues vorangetrieben und beispielhaft umgesetzt. Dieser Weg begann mit seiner Dissertation an der TU Delft

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Beton- und Stahlbetonbau aktuell zum Thema Rissverzahnung im Beton, die in der Fachwelt große Beachtung fand. Weitere Themenfelder, die eng mit seinem Namen verbunden sind, betreffen den Faserbeton, den ultrahochfesten Beton, den selbstverdichtenden Beton sowie den Fertigteilbau. Sein Ziel war dabei stets, diese neuen Technologien für die Praxis nutzbar zu machen. Seine nahezu 300 Veröffentlichungen und seine zahlreichen Vorträge belegen, dass er dieses Ziel erreicht hat. Hierfür erhielt er viele Ehrungen, von denen an dieser Stelle nur die Verleihung des Swedish Concrete Award 1991, der fib-Verdienstmedaille 1998 sowie der Ehrendoktorwürde durch die Universität Kassel im Juli 2009 angesprochen werden sollen.

Uns, seinen Freunden und Kollegen, bleibt die Pflicht, Joost Walraven für sein großes, beispielhaftes berufliche Engagement im Bereich der innovativen „constructio“ zu danken und um ihm, seiner Frau Rosa sowie seiner Familie für den nächsten Lebensabschnitt alles Gute, vor allem Gesundheit und Zeit für die le-

Das Bild von Joost wäre aber ohne einen Blick auf seine Persönlichkeit unvollständig. Sie ist gekennzeichnet durch ein großes Interesse an neuen Entwicklungen, durch den Willen, diese praxisgerecht zu gestalten, durch Fairness, durch Offenheit gegenüber seinen Kollegen sowie durch einen unendlich großen Fleiß. Seine Kollegen bewundern zudem seine Ruhe, die er auch in kritischen Situationen nicht zu verlieren scheint. Sicherlich trägt hierzu auch seine Frau Rosa bei, die sein Engagement stets unterstützt hat.

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[1] Beton- und Stahlbetonbau 102 (2007), Heft 2, Seiten 141und 142 Hans-Ulrich Litzner, Berlin Konrad Bergmeister, Wien

IN EIGENER SACHE

Prof. Oliver Fischer neues Mitglied im Wissenschaftlichen Beirat

Stets hat er die jungen Bauingenieure und den wissenschaftlichen Nachwuchs gefördert, so auch durch die aktive Unterstützung der fib-PhD-Symposien und die Abhaltung eines sehr erfolgreichen PhD-Symposiums im Jahre 2004 an der Universität Delft. Der erstgenannte Unterzeichner hat die Ehre, seit 1998 mit Joost Walraven in der fib zusammenarbeiten zu dürfen, insbesondere im fib-Präsidium in den Jahren 1998 bis 2006. Joost Walraven hat in dieser internationalen Vereinigung zahlreiche Impulse gesetzt, die in den fib-Veröffentlichungen ihren Niederschlag gefunden haben. Von herausragender Bedeutung ist dabei der 2010 fib Model Code for Structural Concrete, der unter der Leitung von Joost Walraven in den zurückliegenden Jahren erarbeitet worden war und der im Oktober 2010 von den zuständigen Gremien der fib verabschiedet wurde. Man kann davon ausgehen, dass diese Mustervorschrift wie auch die früheren Ausgaben von 1978 und 1990 die nationalen und internationalen Vorschriften für den Betonbau nachhaltig beeinflussen wird. Joost Walraven hat hieran einen maßgeblichen Anteil.

benserfüllende „ars“ zu wünschen – ad multos annos!

Professor Dr.-Ing. Dipl.-Wirt. Ing. Oliver Fischer

Seit Jahresbeginn 2012 ist Prof. Dr.-Ing. Dipl.-Wirt. Ing. Oliver Fischer neues Mitglied des Wissenschaftlichen Beirates der Beton- und Stahlbetonbau. Seine internationalen Projekterfahrungen, seine wissenschaftlichen Arbeiten und sein Teamgeist bereichern die Weiterentwicklung dieser Zeitschrift. Wir freuen uns und danken ihm, dass er diese Aufgabe übernommen hat. Prof. Fischer hat nach seinem Studium an der TU München zunächst als wissenschaftlicher Assistent an der Universität der Bundeswehr München am Institut für konstruktiven Ingenieurbau sowie am Institut für Mechanik und Statik

gearbeitet und dort 1994 promoviert. Als Tragwerksplaner begann er seine berufliche Entwicklung bei der Bilfinger Berger AG, wo er dann ab 2003 die Geschäftsleitung des weltweit agierenden technischen Büros übernahm. In dieser Position war Prof. Fischer an zahlreichen internationalen Projekten tätig, so am North-South Bypass Tunnel (Clem7), Brisbane, an der Golden Ears Bridge, Vancouver, Kanada, an der neuen Svinesund Brücke, Schweden, an der Wehrhahnlinie, XFEL, City Tunnel Malmö, Schweden, an der Taiwan High Speed Railway (C 260, C 270), Taiwan an der Thyratalbrücke A38, Werratalbrücke A71, Deutschland, am Jakarta Outer Ring Road, Melbourne City Link, an den FourBears Bridge, North Dakota, USA, am Hochstraßenprojekt Bang Na Expressway (Segmentbrücke), Thailand etc. Gleichzeitig hat er auch stets Sonderprojekte in der Forschung und Entwicklung im Bereich des hochfesten Betons, Stahlfaserbetons, der Verstärkung mit CFKElmenten etc. betreut. Mit Beginn des Wintersemesters 2009 wurde Prof. Oliver Fischer auf den Lehrstuhl für Massivbau der TU München berufen. Gleichzeitig übernahm er die Führung der zugehörigen Abteilung Massivbau des Materialprüfungsamtes. Darüber hinaus ist Prof. Fischer seit September 2011 Mitglied des Vorstandes der Büchting + Streit AG und führt in dieser Funktion auch die Prof. Fischer Ingenieure GmbH mit fachlichem Schwerpunkt auf dem Ingenieurtief- und Tunnelbau. Prof. Fischer ist langjähriges Mitglied der Bayerischen Ingenieurekammer-Bau und gehört seit 2003 dem Vorstand der Kammer an.

VERANSTALTUNGSKALENDER

Kongresse – Symposien – Seminare – Messen Ort und Termin

Veranstaltung

Auskunft und Anmeldung

Magdeburg 22. März Zwickau 27. März Berlin 05. April

Beton-Seminare 2012 Weiterentwicklung des Regelwerks im Betonbau – Nachbehandlung des Betons – Dauerhafter Beton bei chemischem Angriff – Risse im Beton – Betonieren bei hohen und tiefen Temperaturen – Ausgewählte Schadensbilder im Betonbau und ihre Vermeidung

BetonMarketing Ost GmbH Tel.: 030 308777 830 henze@bmo-berlin.de www.beton.org

Cottbus 23. März

19. Brandenburgischer Bauingenieurtag (BBIT2012): Eurocode 2, Instandsetzungsrichtlinie, Rissbreitenbeschränkung bei Zwangsbeanspruchung, Textilbeton

BTU Cottbus massivbau@tu-cottbus.de www.tu-cottbus.de

Kaiserslautern 28. März

Seminarreihe Weiterbildung für Tragwerksplanung der TU Kaiserslautern Neue Regeln zu Wärme- und Schallschutz Weitere Termine im Herbst

TU Kaiserslautern Tel.: 0631 205-4098 info@wft-kl.de www.wft-kl.de

Darmstadt 28. März

Seminarreihe Weiterbildung für Tragwerksplaner der TU Darmstadt Bemessung von Brücken nach Eurocode Weitere Termine im Herbst

TU Darmstadt Fachgebiet Massivbau mohr@massivbau.tu-darmstadt.de

Krefeld 16. bis 27. April

SIVV-Lehrgang – Schützen, Instandsetzen, Verbinden und Verstärken von Betonbauteilen Lehrgangstermin

BZB Akademie Tel.: 02151 51 55-30 akademie@bzb.de www.bzb.de

Hamburg 17. April Hannover 24. April Leipzig 03. Mai Berlin 15. Mai

Beton und Stahlbeton nach Eurocode 2 Einführung – Dauerhaftigkeit – GZT – GZG – Heißbemessung – Erfahrungen bei der Anwendung des EC2

BetonMarketing Ost GmbH Tel: 030/ 3 08 77 78 30 henze@bmo-berlin.de www.beton.org

Bochum 18. bis 19. April

Beläge, Abdichtungen und Korrosionsschutz von Brückenbauwerken und Parkhäusern Abdichtungen, Belagserneuerung, Lärmarme Brückenbeläge, Korrosionsschutzbeschichtungen, Oberflächenvorbereitung, Zwischenhaftungsproblematik

TAW www.taw.de

Berlin 19. April

Praktiken und Potentiale von Bautechnikgeschichte The triumphant bore – der erste Londoner Themsetunnel

Arbeitskreis Technikgeschichte im VDI Berlin-Brandenburg e.V. karl-eugen.kurrer@wiley.com

Wien 19. und 20. April

Österreichischer Betontag 2012 Detaillierte Infos dazu in Heft 2, S. 117–127

Österreichische Vereinigung für Beton- und Bautechnik ÖVBB www.betontag.info

München-Dornach 20. April Düsseldorf 15. Juni

DBV Arbeitstagung Stahlfaserbeton DAfStb-Richtlinie „Stahlfaserbeton“ – Erläuterungen und Beispiele

Deutscher Beton- und Bautechnik-Verein E.V. www.betonverein.de

Feuchtwangen 23. bis 27. April

Lehrgang Bauwerksprüfung nach DIN 1076

Ingenieurakademie Bayern www.bayika.de/de/akademie

Wolfsburg 26. April

VDB-Fachtagung 2012 Beton – Entwicklungen und Tendenzen

Verband Deutscher Betoningenieure e.V., Beckum www.betoningenieure.de

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VERANSTALTUNGSKALENDER

Ort und Termin

Veranstaltung

Auskunft und Anmeldung

Bochum 26. April

Fugenabdichtung im Ingenieurbau Einführung, Regelwerke – Bemessung und Beschränkung der Risse bei WU-Bauwerken – Abdichten mit Fugendichtstoffen – Fugenbänder im Verkehrswasserbau – Fugenbänder – Fugenausbildung und -abdichtung bei WU- Bauwerken – Baupraktische Hinweise zur Ausbildung von Fugen in Tunneln

TAW Technische Akademie Wuppertal www.taw.de

Hamburg 27. April Düsseldorf 11. Mai Karlsruhe 22. Juni

DBV Arbeitstagung „Eurocode 2 für Praktiker“ Einführung, Baustoffe, Dauerhaftigkeit – Biegung mit Längskraft – Querkraft und Durchstanzen – Rissbreiten, Durchbiegung, Bewehrungs- und Konstruktionsregeln

Deutscher Beton- und Bautechnik-Verein E.V. www.betonverein.de

Stuttgart 3. Mai

Weiße Wannen – richtig beraten, richtig planen, richtig bauen

Deutscher Beton- und Bautechnik-Verein E.V. www.betonverein.de

Ostfildern 3. bis 4. Mai

Polymere Werkstoffe für die Betoninstandsetzung und den Korrosionsschutz von Stahl

Technische Akademie Esslingen TAE Tel.: 0711 34008-23 anmeldung@tae.de www.tae.de

München 11. Mai

3. Münchener Tunnelbau-Symposium

Universität der Bundeswehr München Tel.: 089/6004-3470 eugen.hiller@unibw.de

22. bis 23. Mai

Behälter und Becken aus Spann- und Stahlbeton Konstruktion – Bemessung – Abdichtung – Ausführung – Instandsetzung – Qualitätssicherung – Anwendungsbeispiele

TAW Technische Akademie Wuppertal www.taw.de

München 24. Mai

Munich Bridge Assessment Conference Zustands- und die Schadensbewertung von Bestandsbrücken: Forschungsergebnisse, Praxisbeispiele sowie Erläuterung zu der neuen Nachrechnungsrichtlinie

Universität der Bundeswehr München Herr Stefan Becker Tel.: 089/6004-2897 www.unibw-mbac.net

Berlin 11. bis 13. Juni

Lehrgang zum Erwerb des Sachkundenachweises zur Durchführung von Potentialfeldmessungen

GfKORR – Gesellschaft für Korrosionsschutz e.V. Tel.: 069-7564-360 gfkorr@dechema.de www.gfkorr.de/Veranstaltungen

Bochum 12. bis 13. Juni

Brückenausrüstung Lager – Fahrbahnübergänge – Schwingungsdämpfer – passive Schutzeinrichtungen – Seile – Lärmschutzwände – Brückenschäden

TAW Technische Akademie Wuppertal www.taw.de

Stuttgart 19. bis 20. Juni

Consense Stuttgart: Internationale Fachmesse und Kongress für nachhaltiges Bauen

Landesmesse Stuttgart GmbH Tel: +49 (0)711 185600 info@messe-stuttgart.de www.messe-stuttgart.de

Wien 3. bis 6. Oktober

3rd Symposium of IALCCE All cutting edge research in the field of Life-Cycle Civil Engineering and so to advance both the state-of-the-art and state-of-practice in the field. Early bird registration by May 31

International Association for LifeCycle Civil Engineering (IALCCE) under the auspices of the University of Natural Resources and Life Sciences www.ialcce2012.org

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Arbeiten in ... der Schweiz „Es herrscht eine Offenheit...“ Interview mit André Körtel, Sika Schweiz

Was gefällt Ihnen am (Arbeits)Leben in der Schweiz besonders, was nicht? Es ist ähnlich dem in Deutschland. Unterschiedlich sind die ruhigere Arbeitsweise, die leisere Kommunikation und das Duzen unter Kollegen sowie Vorgesetzten. Dies erzeugt eine angenehmere Arbeitsatmosphäre und ein persönlicheres Verhältnis im Team. Es herrscht eine Offenheit, wo Kollegen aller Nationalitäten sehr gut und gleichberechtigt nebeneinander arbeiten.

André Körtel Key Account Manager TBM Regional Sales Manager Europe Sika Schweiz AG Aliva Equipment Tüffenwies 16 CH-8048 Zürich Switzerland

Was würden Sie dem raten, der in der Schweiz arbeiten möchte? In der Schweiz sind viele Dinge ganz anders als in Deutschland geregelt. Hier müssen zuerst vor allem die Steuergesetzgebung, das Krankenkassensystem und die Preise (für Mieten, für Lebensmittel, für Kindertagesstätten, etc.) genau betrachtet werden. Dem höheren Lohnniveau stehen auch wesentlich höhere Kosten gegenüber. Erst wenn man wirklich einen umfassenden Überblick über die Lebenshaltungskosten bekommen hat, sollte man sich auf Stellensuche begeben. Wo sehen Sie in Ihrem Arbeitsfeld Dinge, die Sie in der Schweiz erst gelernt haben? Der starke Schweizer Franken in der Zeit des abgeschwächten Euros ist sehr schlecht für die Schweizer Exportwirtschaft. Daher sollten die Deutschen vorsichtig sein und nicht auf die Wiedereinführung der Deutschen Mark plädieren. Diese würde dann umgehend so aufgewertet werden, dass sie große Probleme für die deutsche Exportindustrie mit sich bringen würde. Wo ergeben sich – trotz kultureller Nähe – Schwierigkeiten, wo deswegen Vorteile? Die Anzahl der Deutschen, vor allem in den deutschsprachigen Gebieten der Schweiz, ist mittlerweile sehr hoch und führt zu gewissen Spannungen zwischen Schweizern und den Gästen. Hier muss auch angeführt werden, dass sich nicht alle Deutschen als Gäste aufführen und somit die Zurückhaltung der Schweizer verständlich ist. Ein privater Kontakt ergibt sich daher nur schwierig und in wenigen Fällen. Würden Sie wieder in die Schweiz gehen? Begründen Sie bitte in drei – kürzeren – Sätzen. Obschon das Leben in der Schweiz viel teurer ist, ist auch die Lebensqualität wesentlich höher. Dies ist ein nicht unerheblicher Faktor bei der Überlegung wieder in die Schweiz zu gehen. Die Natur und Landschaft ist sehr reizvoll und vielfältig. Die Möglichkeiten für sportliche Aktivitäten in den Bergen und auf dem Wasser sind sehr vielseitig. Vorteilhaft ist auch, dass Deutschland nicht weit entfernt ist und es keine wesentlichen Sprachbarrieren (außer diverse Dialekte) gibt. Sehr angenehm ist auch, dass in der Schweiz alle Mietwohnungen mit einer kompletten Küche und Waschküche ausgestattet sind. AUF EIN WORT Kurzer Erfahrungsbericht in sieben Sätzen Das Leben und Arbeiten in der Schweiz ist sehr angenehm. Auch wenn der Kontakt zu den Schweizern nicht immer so einfach gelingt, so ist es doch sehr spannend die kulturellen Unterschiede zwischen den Nachbarn zu erleben. In den Firmen ist das Arbeitsklima sehr gut, alle sind kollegial und durch einen hohen Anteil von Ausländern (nicht nur Deutschen) wird das Zusammenarbeiten sehr interessant.

WISSENSWERTES ZUM BAU-ARBEITSMARKT IM ÜBERBLICK erforderliche Papiere: Aufenthaltsgenehmigung, dringend vor Einreise zu beantragen praktische Hinweise für Einreise und Alltag: Wohnungssuche (SCHUFA Auszug und Leumund vorteilhaft); Der Umzug ist kompliziert und muss genau geplant sein. Problematisch sind die Deklaration aller Sachen am Zoll und die vorzubereiteten notwendigen Unterlagen. offene Stellen in welchen Bereichen: Bauingenieurstellen und Baugewerbe Der Arbeitsmarkt im Bau ist vor allem für gut ausgebildete Spezialisten sehr interessant. Gehälter: variiert sehr stark je nach Kanton (Region), Tätigkeit und Firma. Steuern Ca. 20 % des Gehaltes für die folgenden Abgaben: Arbeitslosenversicherung (5 %), Rentenversicherung (6 %), Nichtberufsunfallversicherung (2 %) und Quellensteuer (5 –10 %). Die Quellensteuer, ist die pauschale Lohnsteuer für ausländische Arbeiternehmer in den ersten 5 Jahren des Aufenthaltes.

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Sika ist ein weltweit tätiges, innovatives Unternehmen für chemische und technische Spezialitäten in den Bereichen Bau und Industrie. Ausserdem ist Sika im Bereich Maschinenbau in der Herstellung von Betonspritzmaschinen „Aliva“ tätig. Wir legen an unsere Leistungen hohe ethische Massstäbe an und fördern ein Betriebsklima, in welchem sich Leistungsbereitschaft und gegenseitige Wertschätzung entfalten können. Für den Technischen Kundendienst des Werkes in Widen AG (15 Min. von Zürich) suchen wir

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eine/n Servicetechniker/in Innen- und Aussendienst (100%) In dieser Funktion sind Sie verantwortlich für die selbständige Instandsetzung und Revision der Maschinen (Systeme) von der Aufwandbestimmung bis zur Abnahme und Endkontrolle der Maschinen. Sie arbeiten in einem kleinen Team und Ihre Tätigkeit verlangt eine zeitweise Stellvertretung für Ihre Kollegen im Aussendienst sowie eine gelegentliche Reisetätigkeit. Für diese anspruchsvolle Aufgabe bringen Sie eine technische Grundausbildung mechanischer Richtung mit (zum Beispiel als Lastwagen-, Landmaschinen- oder Baumaschinenmechaniker) und Kenntnisse in Hydraulik, Pneumatik und Fahrzeugelektronik. Ebenfalls wichtig sind Englischkenntnisse. Wir stellen uns für diese Funktion eine zuverlässige, teamfähige, flexible und dynamische Persönlichkeit vor, die auch in hektischen Zeiten den Überblick behält und Ruhe bewahren kann. Ausserdem sollten Kundenorientierung und Terminbewusstsein für Sie keine leeren Worte sein. Wir suchen eine kommunikative, kontaktfreudige Persönlichkeit mit Machermentalität, die im Zentrum eines dynamischen Umfeldes mit verschiedenen Ansprechpartnern einen kühlen Kopf bewahrt.

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Ernst & Sohn Stellenmarkt · März 2012

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„Wie die Zeit vergeht.“

Impressum Die Zeitschrift „Beton- und Stahlbetonbau“ veröffentlicht Beiträge über Forschungsvorhaben und -ergebnisse sowie über Entwurf, Berechnung, Bemessung und Ausführung von Beton-, Stahlbeton- und Spannbetonkonstruktionen im gesamten Bauwesen. Mit der Annahme eines Manuskripts erwirbt der Verlag Ernst & Sohn das ausschließliche Verlagsrecht. Grundsätzlich werden nur Arbeiten zur Veröffentlichung angenommen, deren Inhalt weder im In- noch im Ausland zuvor erschienen ist. Das Veröffentlichungsrecht für die zur Verfügung gestellten Bilder und Zeichnungen ist vom Verfasser einzuholen. Der Verfasser verpflichtet sich, seinen Aufsatz nicht ohne ausdrückliche Genehmigung des Verlages Ernst & Sohn nachdrucken zu lassen. Für das Verhältnis zwischen Verfasser und Redaktion oder Verlag und für die Abfassung von Aufsätzen sind die „Hinweise für Autoren“ maßgebend. Diese können beim Verlag angefordert oder im Internet unter www.ernstund-sohn.de/zeitschriften abgerufen werden. Die in der Zeitschrift veröffentlichten Beiträge sind urheberrechtlich geschützt. Alle Rechte, insbesondere das der Übersetzung in fremde Sprachen, vorbehalten. Kein Teil dieser Zeitschrift darf ohne schriftliche Genehmigung des Verlages in irgendeiner Form reproduziert werden. Warenbezeichnungen, Handelsnamen oder Gebrauchsnamen, die in der Zeitschrift veröffentlicht werden, sind nicht als frei im Sinne der Markenschutz- und Warenzeichen-Gesetze zu betrachten, auch wenn sie nicht eigens als geschützte Bezeichnungen gekennzeichnet sind. Manuskripte sind an die Redaktion zu senden. Auf Wunsch können von einzelnen Beiträgen Sonderdrucke hergestellt werden. Anfragen sind an den Verlag zu richten. Aktuelle Bezugspreise Die Zeitschrift „Beton- und Stahlbetonbau“ erscheint mit 12 Ausgaben pro Jahr. Neben „Beton- und Stahlbetonbau print“ steht „Beton- und Stahlbetonbau online“ im PDF-Format über den OnlineDienst Wiley OnlineLibrary im Abonnement zur Verfügung. Bezugspreise

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Redaktion: Prof. Dipl.-Ing. DDr. Konrad Bergmeister Dipl.-Ing. Kerstin Glück Universität für Bodenkultur Wien, Institut für Konstruktiven Ingenieurbau Peter-Jordan-Straße 82, A-1190 Wien Tel.: 00 43-1/476 54-52 53, Fax: 00 43-1/476 54-52 92 E-Mail: bust@iki.boku.ac.at Wissenschaftlicher Beirat: Prof. Dr.-Ing. Manfred Curbach TU Dresden, Institut für Massivbau 01062 Dresden Tel.: 0351/46 3376 60, Fax: 0351/46 3372 89 E-Mail: manfred.curbach@tu-dresden.de Prof. Dr.-Ing. Dipl.-Wirtsch.-Ing. Oliver Fischer TU München, Lehrstuhl für Massivbau 80290 München Tel.: 0 89/28 92 30 38, Fax: 0 89/28 92 30 46 E-Mail: oliver.fischer@tum.de Dr.-Ing. Lars Meyer Deutscher Beton- und Bautechnik-Verein E.V. Postfach 110512 Kurfürstenstraße 129, D-10835 Berlin Tel.: 0 30/23 60 96-0, Fax: 0 30/23 60 96-23 E-Mail: meyer@betonverein.de Dr.-Ing. Karl Morgen WTM ENGINEERS GmbH Beratende Ingenieure im Bauwesen Ballindamm 17, D-20095 Hamburg Tel.: 0 40/350 09-0, Fax: 0 40/350 09-100 E-Mail: info@wtm-hh.de Verantwortlich für Produkte & Objekte: Dr. Burkhard Talebitari Verlag Ernst & Sohn Rotherstraße 21, D-10245 Berlin Tel.: 0 30/470 31-273, Fax: 0 30/470 31-2 29 E-Mail: btalebitar@wiley.com Gesamtanzeigenleitung Verlag Ernst & Sohn: Fred Doischer Tel.: 0 30/470 31-2 34 Anzeigen: Annekatrin Gottschalk Rotherstraße 21, D-10245 Berlin Tel.: 0 30/470 31-2 49, Fax: 0 30/470 31-2 30 E-Mail: annekatrin.gottschalk@wiley.com Kunden-/Leserservice: WILEY-VCH Kundenservice für Ernst & Sohn Boschstraße 12, D-69469 Weinheim Tel.: +49 (0)800 1800 536 (innerhalb Deutschlands) Tel.: +44 (0)1865476721 (außerhalb Deutschlands) Fax: +49 (0)6201 606184 cs.germany@wiley.com Schnelleinstieg: www.wileycustomerhelp.com Satz: TypoDesign Hecker GmbH, Leimen Druck: ColorDruck GmbH, Leimen Gedruckt auf säurefreiem Papier. © 2012 Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG, Berlin.

Beilagenhinweis: Diese Ausgabe enthält folgende Beilagen: Fraunhofer-Informationszentrum Raum und Bau IRB, 70569 Stuttgart; Technische Akademie Wuppertal e.V., 42117 Wuppertal; Verlag Ernst & Sohn, 10245 Berlin

Beton- und Stahlbetonbau 107 (2012), Heft 3

Rubriken Vorschau

Themen TermineHeft 4/2012 A. Meier Der späte Zwang als unterschätzter – aber maßgebender – Lastfall für die Bemessung Die Bemessung von Stahlbetongründungsplatten erfolgt in der Praxis „quasi traditionell“ oftmals lediglich für den Lastfall abfließende Hydratationswärme. Dabei werden in der statischen Berechnung bei der Ermittlung der erforderlichen Bewehrungsmenge zur Begrenzung der Rissbreite Annahmen und Vereinfachungen getroffen, die in der späteren Errichtung und Lebenszeit des Bauwerkes sich aber nicht wie angenommen darstellen. Eine Ursache, die zu einem Zeitpunkt oft deutlich nach Erstellung des Bauwerkes rissauslösend werden kann, ist der Lastfall später Zwang. Ziel des Beitrages ist es nicht, grundsätzlich zur Bemessung von Stahlbetongründungsplatten für den Lastfall später Zwang aufzufordern, sondern die Umgebungs- und Entstehungsbedingungen solcher Bauteile präziser in der statischen Berechnung zu erfassen. M. Fastabend, T. Schäfers, M. Albert, B. Schücker, Norbert Doering Fugenlose und fugenreduzierte Bauweise – Optimierung im Hochbau Seit den ersten Hinweisen von Falkner vor fast 30 Jahren haben sich die für die

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Konzeption von fugenlosen Hochbauten notwendigen Erkenntnisse über die zwangverursachenden physikalischen Phänomene und die Hilfsmittel zu deren rechnerischer Behandlung erheblich gewandelt. Ausgehend von den relevanten Verformungseinflüssen auf eine fugenlose Hochbaukonstruktion wird anhand von ingenieurmäßigen Rechenansätzen gezeigt, dass auch sehr ausgedehnte Bauwerke ohne Fugen herzustellen sind. Anhand verschiedener Ausführungsbeispiele werden die theoretischen Überlegungen an realisierten Projekten verifiziert. H. Weiher, Chr. Tritschler, M. Glassl, S. Hock Hybridanker aus UHPC – Erstanwendung bei der Verstärkung der Rheinschleuse Iffezheim mit Dauerlitzenankern Hybridankerplatten stellen eine vorgefertigte Verankerungslösung für Zugglieder dar, bei der die Werkstoffe UHPC und Stahl oder Kohlefaser entsprechend ihrer Eigenschaften kombiniert werden. Sie wurden erstmals im Juli 2011 bei der Verstärkung des Hauptdrempels der Rheinschleuse in Iffezheim als aufgesetzte Verankerungsplatten für Dauerlitzenanker eingesetzt. Mit den dauerhaften Hybridankerplatten konnte der

Ankerkopf bei beengten Verhältnissen äußerst kompakt auf den unbewehrten Altbeton aufgesetzt werden. E. Schneider, P. Bindseil, Chr. Boller, W. Kurz Untersuchungen zur Zerstörungsfreien Bestimmung der Längsspannung in Bewehrungsstäben von Betonbauwerken Die Längsspannung eines im Bauteil vorliegenden Bewehrungsstabes wäre eine aussagekräftige Information zur Abschätzung von Tragreserven. Zerstörungsfreie mikromagnetische und Ultraschall-Verfahren werden zur Spannungsanalyse an Maschinenbauteilen schon eingesetzt Die Nutzungsmöglichkeit zur Spannungsanalyse an Bewehrungsstäben wird in diesem Beitrag untersucht. Die mittels Mikromagnetik und Ultraschall erzielten Ergebnisse haben derzeit noch erhebliche Ungenauigkeiten. Verbesserungen der Sensorik und bei der Prüfstellenvorbereitung stellen aber zutreffendere Ergebnisse in Aussicht.

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Ja, wir möchten Beton- und Stahlbetonbau regelmäßig lesen. 3 Ausgaben und dann entscheiden. Bitte liefern Sie ab nächster Ausgabe drei Ausgaben Beton- und Stahlbetonbau zum Test für einmalig b 72 / sFr 115. Sollten Sie innerhalb von 10 Tagen nach Erhalt des dritten Heftes nichts von uns hören, bitten wir um Fortsetzung der Belieferung für ein weiteres Jahr / zwölf Ausgaben. Nach Fortsetzung der Belieferung kann diese jederzeit mit einer Frist von drei Monaten zum Ablauf des Bezugszeitraumes gestoppt werden. Bitte senden Sie eine Rechnung. Sonderpreis drei Ausgaben für Studenten einmalig b 24 / sFr 38 gegen Vorlage der Studienbescheinigung.

12 Ausgaben / Jahr Bitte liefern Sie ab nächster Ausgabe Beton- und Stahlbetonbau zunächst für ein Jahr, zwölf Ausgaben, für b 434 / sFr 714. Die Belieferung kann jederzeit mit einer Frist von drei Monaten zum Ablauf des Bezugszeitraumes schriftlich gestoppt werden. Sollten wir keinen Lieferstopp senden, bitten wir um Fortführung der Belieferung für ein weiteres Jahr. Bitte senden Sie eine Rechnung. Sonderpreis für Studenten b 129 / sFr 214 gegen Vorlage der Studienbescheinigung.

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…und aktuell an anderer Stelle Heft 2/2012 Untersuchungen zum Einfluss der Klebstoffart auf den kapillaren Wassertransport in Holz parallel zur Faserrichtung Untersuchungen zum Einfluss der Klebstoffart auf den Diffusionswiderstand von Holzverklebungen Messung der Nachhallzeiten in großen und/oder leeren Räumen

Berichte Energieeffizienz von Gebäuden - Bautechnik versus Anlagentechnik? Fassadenschäden an Hauptverkehrsstraßen

Betriebserfahrungen mit Thermoaktiven Bauteilsystemen

Heft 4/2012 Schubverhalten von altem unbewehrtem Mauerwerk unter seismischer Belastung

Statische Lastannahmen auf absturzsichernde Bauteile

Kombinationsregeln in der Geotechnik – Chance oder Fluch?

Fabrikplanung im 21. Jahrhundert – Im Spannungsfeld zwischen Anlagen und baulichen Strukturen

Leitlinien für die Erstellung anwenderfreundlicher Tragwerksnormen

Untersuchung der Pfropfenbildung an offenen Verdrängungspfählen

Dynamische Einwirkungen auf absturzsichernde Bauteile

Heft 2/2012 Innerstädtischer Tunnelbau – Schwerpunkt Italien U-Bahnlinie 5 in Mailand – Planung und Ausführung eines Tunnels oberhalb einer Eisenbahnverbindung Charakterisierung des Turiner Baugrunds durch eine Kombination von Baugrunduntersuchungen und numerischen Modellen Eisenbahnverknüpfung Turin – Seismische Messungen zur Nachweisprüfung von Düsenstrahlkörpern

Süderweiterung der U-Bahnlinie 1 in Turin – Modelle und Setzungsmessungen während des Vortriebs Bahnhof Bologna – Schlitzwände und Bodenverbesserungsverfahren Beurteilung der Einwirkungen auf historische Bauwerke infolge Tunnelbaus am Beispiel einer neuen U-Bahnlinie in Rom U-Bahnlinie 1 in Neapel – Planungsaufgaben und zugehörige geotechnische Untersuchungen

Heft 2/2012 Zum methodischen Vorgehen bei der weiteren Entwicklung und Vereinfachung des EC 6 mit seinen nationalen Anhängen

Praktische Umsetzung von DIN EN 1996/NA-D in Bemessungssoftware

Bemessung von unbewehrtem Mauerwerk nach Eurocode 6 mit nationalem Anhang

Verbesserung der mechanischen Eigenschaften von Mauerwerk durch Elastomerlager

Heft 4/2012 Zur Tragfähigkeit von Stabquerschnitten nach DIN EN 1993-1-1

Auswahl der Stahlsorte auf Basis der DIN EN 1993-1-10

Verbesserte Bemessungsregeln für Stäbe mit Klasse 3-Querschnitt

Bemessung und Konstruktion von Zuggliedern nach DIN EN 1993-1-11

Bemessung geschweißter Verbindungen nach DIN EN 1993-1-8

Bemessung von Tragwerken aus höherfesten Stählen bis S700 nach EN 1993-1-12

A component Model for welded Beam-to-column Joints with Beams of unequal Height Design of plated Structures according to EN 1993-1-5 with the Emphasis on longitudinal Compression

(Änderungen vorbehalten)

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