Tom Höhne
„Entwicklung eines Vorbauschnabels zum Taktschieben von
Großbrücken“
eingereicht als
DIPLOMARBEIT
an der
HOCHSCHULE MITTWEIDA
UNIVERSITY OF APPLIED SCIENCES
Fachbereich Maschinenbau/ Feinwerktechnik
Grimma, 2009 Erstprüfer: Prof. Dr. Ing. Mohsen Rahal
Zweitprüfer: Dipl. Ing. Frank Sachse
Vorgelegte Arbeit wurde verteidigt am:
Bibliographische Beschreibung:
Höhne, Tom:
Entwicklung eines Vorbauschnabels zum Taktschieben von Großbrücken. – 2009.
– 155 S.
Roßwein, Hochschule Mittweida, Fachbereich Maschinenbau/ Feinwerktechnik,
Diplomarbeit, 2009
Referat:
Das Ziel der Diplomarbeit besteht in der Untersuchung und im Vergleich bestehender
Vorbauschnäbel.
Das Ergebnis soll ein variabler Vorbauschnabel sein, welcher die statischen,
konstruktiven und wirtschaftlichen Lösungen schon verwendeter Vorbauschnäbel
aufgreift und eine Weiterentwicklung darstellt.
Die Wiederverwendbarkeit und der mehrfache Einsatz während der Realisierung
verschiedener Projekte unter variablen Randbedingungen stellen das Hauptaugenmerk
der Untersuchungen, Vergleiche und der ergebnisorientierten Betrachtung dar.
Inhaltsverzeichnis I
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Inhaltsverzeichnis
Abbildungsverzeichnis ...................................................................................... III
Tabellenverzeichnis ......................................................................................... VII
1 Einleitung ........................................................................................................... 1
1.1 Allgemeines ......................................................................................................... 1
1.2 Durchführungsschema ......................................................................................... 2
1.3 Problem und Zielstellung der Arbeit ................................................................... 3
1.4 Abgrenzung des Untersuchungsfeldes ................................................................ 4
2 Das Taktschiebeverfahren ................................................................................ 5
2.1 Erläuterung des Taktschiebeverfahrens ............................................................... 5
2.2 Aufbau und Funktion des Vorbauschnabels ...................................................... 12
3 Variantenuntersuchung bestehender Vorbauschnabelsysteme .................. 15
3.1 Allgemeines zur Literaturrecherche .................................................................. 15
3.2 Vergleich bestehender Vorbauschnäbel ............................................................ 17
3.2.1 Erläuterung verschiedener Vorbauschnabelsysteme ......................................... 17
3.2.1.1 Erläuterung des Vorbauschnabelsystems - Variante 1 ...................................... 20
3.2.1.2 Erläuterung des Vorbauschnabelsystems - Variante 2 ...................................... 24
3.2.1.3 Erläuterung des Vorbauschnabelsystems - Variante 3 ...................................... 29
3.2.2 Erläuterung der Vergleichsparameter ................................................................ 35
3.2.3 Auswertung der Vergleichsparameter ............................................................... 39
3.2.3.1 Vergleichsanalyse - Abhängigkeit der Länge des Vorbauschnabels von der
maximalen Spannweite des Überbaus ............................................................... 39
3.2.3.2 Vergleichsanalyse - Abhängigkeit der Verformung von der Schlankheit des
Überbaus ............................................................................................................ 43
3.2.3.3 Vergleichsanalyse - Gewicht Vorbauschnabel .................................................. 51
3.2.3.4 Vergleichsanalyse - Abhängigkeit der Breite des Vorbauschnabels von der
Breite des Überbaus ........................................................................................... 54
3.2.3.5 Vergleichsanalyse - Abhängigkeit der Höhe des Vorbauschnabels von der
Schlankheit ........................................................................................................ 58
3.2.3.6 Auswertung der Form des Längsträgers ............................................................ 60
3.2.3.7 Auswertung der Anschlussarten ........................................................................ 64
Inhaltsverzeichnis II
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
4 Entwicklung eines Vorbauschnabels ............................................................. 71
4.1 Vorstellung des Vorbauschnabels ..................................................................... 71
4.2 Lastannahmen .................................................................................................... 80
4.3 Statische Berechnung ........................................................................................ 90
4.3.1 Nachweis des Untergurts ................................................................................... 92
4.3.2 Nachweis des Obergurts .................................................................................. 102
4.3.3 Nachweis der Füllstäbe des Längsträgers ....................................................... 107
4.3.4 Nachweis des Untergurtverbands .................................................................... 114
4.3.5 Nachweis der Querscheibe .............................................................................. 120
4.3.6 Nachweis der Stöße des Längsträgers ............................................................. 125
4.3.7 Nachweis des Anschlussrahmenes .................................................................. 136
4.3.8 Nachweis des Bolzens und der dazugehörigen Augenstäbe ........................... 148
5 Zusammenfassung ......................................................................................... 152
Anhänge Literaturverzeichnis Eidesstaatliche Erklärung
Abbildungsverzeichnis III
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Abbildungsverzeichnis Abb. 1 Taktkeller zum Verschub der "Dultenaugrabenbrücke" [16] ................................ 6
Abb. 2 Verschubphasenplan der "Lockwitztalbrücke" [27] .............................................. 6
Abb. 3 Ansicht eines Verschublagers - Plauen Stahl Technologie GmbH – [16] ............. 8
Abb. 4 Vorbauschnabel - MAX BÖGL Stahl- und Anlagenbau GmbH & Co. KG -
während des Verschubs der Brücke "Lochkov" [16] ........................................................ 9
Abb. 5 Verschublager mit horizontaler Führung – Plauen Stahl Technologie GmbH –
[16] .................................................................................................................................. 10
Abb. 6 Vorbauschnabel als Kragarm .............................................................................. 12
Abb. 7 Vorbauschnabel als Teil des Endfeldes ............................................................... 12
Abb. 8 Torsionsweicher Vorbauschnabel - Plauen Stahl Technologie GmbH -[16] ...... 13
Abb. 9 Torsionssteifer Vorbauschnabel - Schäfer-Bauten GmbH – [16] ....................... 14
Abb. 10 Vorbauschnabel - Plauen Stahl Technologie GmbH – [16] ............................. 20
Abb. 11 Anschluss des klappbaren Vorbauschnabels
- Plauen Stahl Technologie GmbH – [16] ....................................................... 21
Abb. 12 Auszug aus dem Verschub nach Variante 1 ...................................................... 23
Abb. 13 Detail vom Kopfpunkt des Anschlusses ............................................................ 23
Abb. 14 Vorbauschnabel - MAX BÖGL Stahl- und Anlagenbau GmbH & Co. KG -
während des Verschubs der "Bahretalbrücke" [9].............................................. 24
Abb. 15 Ansichten des Spitzenhubsystems des Vorbauschnabels der "Sinntalbrücke"
-MAX BÖGL Stahl- und Anlagenbau GmbH & Co. KG – [16] ........................ 26
Abb. 16 Auszug aus dem Verschub nach Variante 2 unter Verwendung des
Spitzenhubsystems ............................................................................................ 27
Abb. 17 Auszug aus dem Verschub nach Variante 2 während des Anhebens des
Überbaus .......................................................................................................................... 27
Abb. 18 Eingebauter Keil ................................................................................................ 28
Abb. 19 Vorbauschnabel während des Verschubs der "Nessetalbrücke"
- Donges SteelTec GmbH – [16] ........................................................................ 29
Abb. 20 Vorbauschnabel mit Antennenträger vor dem Aufklettern
- DSD Brückenbau GmbH – [16] ....................................................................... 30
Abb. 21 Auszug aus dem Verschub nach Variante 3 ...................................................... 32
Abb. 22 Draufsicht am Spitzenbereich eines Vorbauschnabels nach Variante 3 ........... 33
Abbildungsverzeichnis IV
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Abb. 23 Auszug aus dem Verschub nach Variante 3 unter Verwendung von
Antennenträgern; Aufbau der Pressen ............................................................... 33
Abb. 24 Auszug aus dem Verschub nach Variante 3 unter Verwendung von
Antennenträgern; Aufbau des Gleitstapels und der Verschubwippen ................ 34
Abb. 25 Skizze zur Berechnung der Gesamtverformung ................................................ 36
Abb. 26 einteiliger Überbau der "Talbrücke Schwarza" [19] ......................................... 37
Abb. 27 zweiteiliger Überbau der "Lockwitztalbrücke" [27] ......................................... 37
Abb. 28 Länge des Vorbauschnabels in Abhängigkeit von der Spannweite ................... 40
Abb. 29 Diagramm - Länge des Vorbauschnabels in Abhängigkeit von der maximalen
Spannweite ........................................................................................................ 42
Abb. 30 Regelquerschnitt der "Lockwitztalbrücke" im Feldbereich [17] ....................... 44
Abb. 31 Montageeinheiten der "Talbrücke Elben" im Feldbereich [8]] ......................... 45
Abb. 32 Längenanpassung eines dreieckigen Längsträgers mit geradem Untergurt ...... 61
Abb. 33 Lasteinleitung mit einem geraden Untergurt des Längsträgers ......................... 62
Abb. 34 Längenanpassung eines dreieckigen Längsträgers mit gebogenem Untergurt .. 63
Abb. 35 Lasteinleitung mit einem gebogenen Untergurt des Längsträgers .................... 63
Abb. 36 Anschluss nach Vorbauschnabelssystem - Variante 1 (siehe Anhang B
- Zeichnung 004) ................................................................................................ 65
Abb. 37 Anschluss nach Vorbauschnabelssystem - Variante 2 (vgl. Anhang B
- Zeichnung 004) ............................................................................................... 66
Abb. 38 Spitzenhubsystem vor dem Anheben des Überbaus .......................................... 67
Abb. 39 Anschluss nach Vorbauschnabelssystem - Variante 3 (vgl. Anhang B
- Zeichnung 004) ............................................................................................... 68
Abb. 40 Vorbauschnabelsspitze auf der Verschubwippe nach dem Aufklettern
(vgl. Anhang B- Zeichnung 004) ....................................................................... 68
Abb. 41 Schnittkräfte bei einem theoretisch berechneten Lastangriffspunkt ................. 70
Abb. 42 Schnittkräfte bei einem vorhandenen Lastangriffspunkt ................................... 70
Abb. 43 Längenanpassung des Vorbauschnabels ............................................................ 72
Abb. 44 Ausschnitt aus der isometrischen Darstellung eines Vorbauschnabels zum
Verschub der "Sinntalbrücke"- MAX BÖGL Stahl- und Anlagenbau GmbH
& Co. KG- ......................................................................................................... 73
Abb. 45 Längsscheibe des Vorbauschnabels .................................................................. 74
Abb. 46 Horizontalscheibe des Vorbauschnabels ........................................................... 74
Abb. 47 Querscheibe des Vorbauschnabels .................................................................... 74
Abbildungsverzeichnis V
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Abb. 48 Untergurtvariante a ............................................................................................ 75
Abb. 49 Untergurtvariante b ............................................................................................ 76
Abb. 50 Gabellagerung des Obergurts ............................................................................ 77
Abb. 51 Anschlussrahmen des entwickelten Vorbauschnabels ...................................... 79
Abb. 52 Querkraftverlauf des Pfeilers der Achse 50 während des Verschubs der
"Sinntalbrücke"................................................................................................... 81
Abb. 53 Querkraftverlauf am Untergurt des entwickelten Vorbauschnabels ................. 83
Abb. 54 Horizontalkraftverlauf am Untergurt des entwickelten Vorbauschnabels ........ 83
Abb. 55 Reibkraftverlauf am Untergurt des entwickelten Vorbauschnabels ................ 844
Abb. 56 b/d - Verhältnis des entwickelten Vorbauschnabels .......................................... 85
Abb. 57 Verlauf des Völligkeitsgrads am entwickelten Vorbauschnabel ....................... 86
Abb. 58 Lastfall „ Wind “ am entwickelten Vorbauschnabel während des
Ruhezustands ..................................................................................................... 87
Abb. 59 Quer- und Reibkraft für die Stellung x= 2,5 m am entwickelten
Vorbauschnabel ............................................................................................... 888
Abb. 60 Horizontalkraft für die Stellung x= 2,5 m am entwickelten Vorbauschnabel ... 89
Abb. 61 Untergurt Schweißprofil mit Spannungspunkten .............................................. 92
Abb. 62 Stabnummerierung des Untergurts .................................................................... 93
Abb. 63 Schnittkraftverlauf am maßgebenden Untergurtstab ......................................... 96
Abb. 64 Konzentrierte Lasteinleitung [??] ...................................................................... 99
Abb. 65 Schweißnahtabmessung des Untergurts .......................................................... 100
Abb. 66 Obergurtprofil des entwickelten Vorbauschnabels ......................................... 102
Abb. 67 Stabnummerierung des Obergurtprofils .......................................................... 103
Abb. 68 Schnittkraftverlauf am maßgebenden Obergurtstab ........................................ 104
Abb. 69 Stabnummerierung der Füllstäbe ..................................................................... 107
Abb. 70 Pfostenprofil des Längsträgers ........................................................................ 107
Abb. 71 Schnittkraftverlauf am maßgebenden Pfosten des Längsträgers ..................... 108
Abb. 72 Endpfostenprofil des Längsträgers im Bereich der Vorbauschnabelspitze ..... 109
Abb. 73 Schnittkraftverlauf am maßgebenden Endpfosten des Längsträgers im Bereich
der Vorbauschnabelspitze ................................................................................ 110
Abb. 74 Detail zum Anschluß des Obergurts am Endpfosten ....................................... 111
Abb. 75 Diagonalenprofil des Längsträgers .................................................................. 111
Abb. 76 Schnittkraftverlauf der maßgebenden Diagonale des Längsträgers ................ 112
Abb. 77 Stabnummerierung des Untergurtverbands ..................................................... 114
Abbildungsverzeichnis VI
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Abb. 78 Profil des Untergurtpfosten ............................................................................. 114
Abb. 79 Schnittkraftverlauf am maßgebenden Untergurtpfosten ................................. 115
Abb. 80 Profil der Untergurtdiagonalen ........................................................................ 116
Abb. 81 Profil der Untergurtdiagonalen im Anschlußbereich ...................................... 117
Abb. 82 maßgebender Schnittkraftverlauf der Untergurtdiagonalen im
Anschlußbereich .............................................................................................. 118
Abb. 83 Querscheibe des entwickelten Vorbauschnabels ............................................. 120
Abb. 84 Profil des Obergurtpfostens ............................................................................. 120
Abb. 85 Schnittkraftverlauf des maßgebenden Obergurtpfostens ................................. 121
Abb. 86 Diagonalenprofil der Querscheibe ................................................................... 122
Abb. 87 Schnittkraftverlauf der maßgebenden Diagonale ............................................ 124
Abb. 88 Stirnplattenstoß des Untergurts ....................................................................... 125
Abb. 89 Aufteilung der Schnittkräfte zur Ermittlung der Schraubenkräfte .................. 126
Abb. 90 Stirnplattenstoß des Obergurts ........................................................................ 128
Abb. 91 Aufteilung der Schnittkräfte zur Ermittlung der Schraubenkräfte .................. 129
Abb. 92 Laschenstoß der Diagonalen des Längsträgers ................................................ 131
Abb. 93 Ermittlung der Grenzlochleibungskräfte des Gurtstoßes ................................ 132
Abb. 94 Ermittlung der Grenzlochleibungskräfte des Stegstoßes ................................. 133
Abb. 95 Querschnittsschwächung der Diagonale .......................................................... 135
Abb. 96 Ansichten des Anschlussrahmens .................................................................... 136
Abb. 97 statisches Modell des Anschlussrahmes im Ruhezustand ............................... 136
Abb. 98 statisches Modell des Anschlussrahmes im Verschubzustand ........................ 137
Abb. 99 Umlenkkräfte am Obergurtanschluss .............................................................. 139
Abb. 100 maßgebender Schnittkraftverlauf an der Stütze vom Anschlussrahmen ....... 140
Abb. 101 Profil des Lasteinleitungsträgers ................................................................... 143
Abb. 102 maßgebender Schnittkraftverlauf des Lasteinleitungsträgers ........................ 144
Abb. 103 Horizontalkraft am Anschlussrahmen ........................................................... 144
Abb. 104 Modell zur Berechnung der Schiefstellung von der Stütze ........................... 145
Abb. 105 Profil des Riegels vom Anschlussrahmen ..................................................... 146
Abb. 106 Ausbildung des Untergurtanschlusses ........................................................... 148
Abb. 107 Ermittlung des Biegemoments vom Bolzen [???] ......................................... 149
Abb. 108 Augenstababmessung nach Form A .............................................................. 150
Tabellenverzeichnis VII
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Tabellenverzeichnis Tab. 1 Übersicht zu verwendeten Vorbauschnabelsystemen .......................................... 17
Tab. 2 Gesamtgegenüberstellung der Brückenspannweite mit der
Vorbauschnabellänge ........................................................................................... 39
Tab. 3 Gesamtgegenüberstellung der Schlankheit und max. Verformung ...................... 43
Tab. 4 Verformung und Schlankheit einteiliger Überbauten .......................................... 46
Tab. 5 Verformung und Schlankheit zweiteiliger Überbauten ........................................ 47
Tab. 6 Verhältnis von Schlankheit und dem Anteil des Überbaus zur Verformung ....... 48
Tab. 7 Verhältnis von Schlankheit und dem Anteil des Überbaus zur Verformung ....... 48
Tab. 8 Verhältnis von Schlankheit und dem Anteil des Überbaus zur Verformung ....... 49
Tab. 9 Streuung des Schlankheitswerts und der damit verbundenen max. Verformung 50
Tab. 10 Gesamtgegenüberstellung - Gewicht des Vorbauschnabels - ............................ 51
Tab. 11 Gewicht von fachwerkartig ausgeführten Vorbauschnäbeln ............................. 52
Tab. 12 Gewicht von vollwandig ausgeführten Vorbauschnäbeln .................................. 53
Tab. 13 Gesamtgegenüberstellung Breite des Vorbauschnabels zur Breite Überbau bei
einem stählernen Trog ........................................................................................ 54
Tab. 14 Breite bei einteiligen Überbauten ....................................................................... 55
Tab. 15 Breite bei zweiteiligen Überbauten .................................................................... 55
Tab. 16 Gesamtgegenüberstellung Breite des Vorbauschnabels zur Breite des Überbaus
bei einem stählernen Hohlkasten ........................................................................ 56
Tab. 17 Gesamtgegenüberstellung Höhe des Vorbauschnabels ...................................... 58
Tab. 18 Quer- und Horizontalkräfte der Achse 50 während des Verschubs der
"Sinntalbrücke"................................................................................................... 81
Tab. 19 Quer- und Horizontalkräfte des entwickelten Vorbauschnabels ........................ 82
Tab. 20 Reibungskräfte am entwickleten Vorbauschnabel ............................................. 84
Tab. 21 Lastfallkombination für die jeweilige Verschubstellung am entwickelten
Vorbauschnabel .................................................................................................. 88
Tab. 22 Schnittkräfte am Obergurtanschluss ................................................................ 137
Tab. 23 Schnittkräfte am Untergurtanschluss ............................................................... 138
Einleitung 1
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
1 Einleitung
1.1 Allgemeines
Blickt man in die Vergangenheit, so zeigt sich, dass unter anderen zwei Bauaufgaben
von enormer Bedeutung für die Menschen sind:
- das Errichten von Gebäuden als Schutz vor Witterungseinflüssen �Hochbau
- das Überwinden von Hindernissen im Zuge von Verkehrswegen �Brückenbau
Früher wurden Brücken hauptsächlich zur Überbrückung von tiefen Tälern oder Flüssen
errichtet. Mittlerweile müssen diese auch Straßen, Eisenbahnlinien, Kanäle und
Meerengen überbrücken. Brückenbauwerke der letzten Jahre belegen die Entwicklung
des Brückenbaus, die wachsende Qualität der Werkstoffe und Materialien, sowie die
Weiterentwicklung der Fertigungsverfahren und Montagemethoden.
Ziel der Bemessung einer Brücke ist eine wirtschaftliche Tragkonstruktion für die
vorgesehenen Verkehrslasten im Nutzungszeitraum.
Die Vorfertigung von Stahlbrücken erfolgt im Werk. In der Regel wird vor allem bei
kleinen bis mittleren Spannweiten und wenigen Feldern die Stahlkonstruktion in großen
vorgefertigten Montageeinheiten zur Baustelle geliefert. Mobilkräne heben diese Teile
auf die Pfeiler und Widerlager. Bei großen Spannweiten und Feldern, die zum Beispiel
wegen eines tiefen Talgrunds nicht über einen Kran erreicht werden können, kann die
Stahlkonstruktion im Freivorbau montiert oder auch längs eingeschoben werden.
Jede Brücke besitzt unterschiedliche Parameter, weshalb sich die Vorfertigung und vor
allem die Montage von Projekt zu Projekt ändert. Hinzu kommt, dass jede Firma ihre
eigene Philosophie bei der Montage einer Brücke im Taktschiebeverfahren und der
Ausführung der dazu notwendigen Hilfskonstruktionen, wie dem Vorbauschnabel,
besitzt. Um einen Überblick über die verwendeten Systeme zu erhalten, entstand der
Gedanke dieser Arbeit verschiedene Systeme zu untersuchen, verbunden mit der
Entwicklung eines eigenen Systems.
Einleitung 2
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
1.2 Durchführungsschema
Aufgabenstellung
Problemanalyse
Abgrenzung des Untersuchungsfeldes
Literaturrecherche
Vergleich bestehender Systeme
Auswertung der Ergebnisse
Entwicklung eines Vorbauschnabels
Variablen eingrenzen
Konstanten definieren
Festlegung der Berechnungsparameter
Variablen eingrenzen
Konstanten definieren
Zusammenfassung
Einleitung 3
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
1.3 Problem und Zielstellung der Arbeit
Durch den immer mehr zunehmenden Straßen- und Bahnverkehr ist davon auszugehen,
dass in den nächsten Jahren neue Autobahnen und Schienenwege benötigt werden.
Hinzu kommt, dass viele ältere Brückenbauwerke saniert, abgerissen und damit ersetzt
werden müssen. Durch die in der laufenden Legislaturperiode verabschiedeten
Konjunkturpakete kann ebenfalls mit einem erhöhten Bedarf an Brückenbauwerken in
den nächsten Jahren gerechnet werden.
In den vergangenen Jahren wurden vor allem beim Neubau der Autobahnen A17, A38
und A71 verstärkt Brücken im Taktschiebeverfahren hergestellt.
Bedingt durch die Technologie des Taktschiebeverfahrens wird in den meisten Fällen
zum Verschub des Brückenüberbaus ein Vorbauschnabel benötigt.
Dieser Vorbauschnabel zählt bei seinem ersten Einsatz neben der Verschubausrüstung,
die zum Verschub des Überbaus nötig ist, und der Errichtung des Taktkellers, welcher
zur Fertigung des Überbaus erforderlich wird, zu den kostenintensivsten
Ausrüstungsgegenständen bei dem Taktschiebeverfahren.
Aufgrund der in den letzten Jahren gestiegenen Materialpreise für Stahl und der immer
zunehmenderen Anforderung, Bauwerke in kurzer Bauzeit und kostengünstig zu
erstellen, ist man bestrebt, Montagehilfskonstruktionen unter statischen und
wirtschaftlichen Aspekten zu optimieren, um Material- und Personalkosten zu
minimieren.
Ziel der Diplomarbeit ist es, den Vergleich zwischen bestehenden Vorbauschnäbeln zu
führen und im Ergebnis dessen, einen variablen Vorbauschnabel zu entwickeln.
Dieser soll die statischen, konstruktiven und wirtschaftlichen Lösungen schon
verwendeter Vorbauschnäbel aufgreifen und eine Weiterentwicklung darstellen.
Dabei ist besonders auf die Wiederverwendbarkeit des Vorbauschnabels und somit auf
den mehrfachen Einsatz bei verschiedenen Projekten unter Variation der
Randbedingungen zu achten.
Neben der Wiederverwendbarkeit sollte der Vorbauschnabel auch fertigungs- und
montagetechnisch solche Eigenschaften besitzen, die die wirtschaftlichen Vorteile im
Vergleich zu den bis jetzt bestehenden Vorbauschnäbeln verbessern.
Einleitung 4
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
1.4 Abgrenzung des Untersuchungsfeldes
Als Grundlage für die Untersuchung und der damit resultierenden Vergleiche
verschiedener Vorbauschnabelsysteme dienen Brücken mit einer maximalen
Spannweite von 60 m bis 100 m. Als Spannweite wird hier der lichte Abstand zwischen
zwei Lagerpunkten betrachtet.
In der vorliegenden Arbeit werden nur Stahl- und Stahlverbundbrücken betrachtet, da in
dieser Branche das Unternehmen „Plauen Stahl Technologie GmbH“ tätig ist.
Brücken, welche einen Betonüberbau besitzen, werden zwar auch im
Taktschiebeverfahren hergestellt, aber deren optimaler Spannweitenbereich liegt im
Vergleich zu Stahl- und Stahlverbundbrücken nur zwischen 45m bis 50m ([5], S.15).
Hinzu kommt, dass an diese Vorbauschnäbel andere Anforderungen gestellt werden.
Für den Vergleich von Vorbauschnabelsystemen, werden Brücken mit unterschiedlicher
Querschnittsausbildung betrachtet.
Der Verfasser der Arbeit hat sich das Ziel gestellt, Richtwerte für die Bemessung
zukünftiger Vorbauschnäbel aus dem Vergleich verschiedener Vorbauschnabelsysteme,
welcher im Kapitel 3.2 „Vergleich bestehender Vorbauschnäbel“ geführt wird,
abzuleiten und zu ermitteln.
Das Taktschiebeverfahren 5
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
2 Das Taktschiebeverfahren
2.1 Erläuterung des Taktschiebeverfahrens
Beim Taktschiebeverfahren ist der Entwurf und die Ausführung für ein
Ingenieurbauwerk eng miteinander verknüpft, da die ständig wechselnden
Beanspruchungen an unterschiedlichen Stellen während der Montage, besonders beim
Verschub, bei der Berechnung der Unter- und Überbauelemente beachtet werden
müssen (vgl. siehe Anhang A).
Zur Ausrüstung beim Taktschieben von Brücken gehören der Taktkeller, die
Verschubanlage mit Hydraulikausrüstung, der Vorbauschnabel und falls unbedingt
nötig, Hilfsstützen oder Hilfspylone zur Reduzierung der Spannweite.
Vor dem Beginn der Montagearbeiten wird ein ortsfester Vormontageplatz, der
Taktkeller, hinter einem Widerlager errichtet. Wenn dieser mit einem Gerüst und
entsprechender Planen eingehaust wird, bietet er einen Witterungsschutz und ermöglicht
so werkstattähnliche Bedingungen für Schweiß- und Korrosionsschutzarbeiten. Hinzu
kommt, dass der Zusammenbau der Brückenschüsse immer an derselben Stelle unter
gleichen Bedingungen erfolgen kann.
Einzelne Brückenschüsse werden in der Werkstatt hergestellt und zum Montageplatz
transportiert. Hierbei gilt wie üblich das Ziel, einen hohen Vorfertigungsgrad in der
Werkstatt zu erzielen, um die Anzahl der Richt- und Schweißarbeiten während der
Montage im Taktkeller zu minimieren.
Für den Verschub der Brücke werden in der Regel drei bis vier Schüsse von je 25 m bis
35 m verschweißt.
Je nach Querschnittsbreite kann es vorkommen, dass neben den Querschweißnähten
auch Längsschweißnähte ausgeführt werden müssen.
Das Taktschiebeverfahren 6
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Abb. 1 Taktkeller zum Verschub der "Dultenaugrabenbrücke" [16]
Der hergestellte Überbau (Takt) wird in Brückenlängsrichtung verschoben.
Abb. 2 Verschubphasenplan der "Lockwitztalbrücke" [27]
Das Taktschiebeverfahren 7
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Dieser Vorgang kann zum Beispiel über ein Zugband mit der darauf befindlichen längs
verschiebbaren Klemmvorrichtung oder über ein Litzensystem erfolgen.
Ein Zugbandsystem ermöglicht eine Kraftübertragung durch Klemmwirkung. Das
Zugband befindet sich unter dem Überbau und ist über Fundamente verankert.
Die Klemmschlitten laufen über das Zugband und sind über Hydraulikpressen mit dem
Takt verbunden.
Beim Litzensystem kann der Überbau mittels hydraulischer Hohlkolbenpressen und
Spannstahllitzen, welche am Widerlager befestigt sind, in Richtung des Widerlagers
gezogen werden ([8], S. 328).
Der Verschubvorgang kann bergauf oder bergab erfolgen.
Wird der Überbau bergauf verschoben, erfordert dies höhere Verschubkräfte, somit eine
leistungsstärkere Verschubanlage. Der Verschub bergab erfordert vor allem ein stärker
dimensioniertes Rückhaltesystem zur Lagesicherung, damit der Überbau im Haveriefall
nicht verrutscht. Die Wahl, ob bergauf oder bergab verschobenen wird, ist auch von den
vorhandenen Platzverhältnissen und den geologischen Bedingungen am jeweiligen
Widerlager abhängig, da der Taktkeller eine montagetechnisch sinnvolle Länge, Breite
und Tiefe (fester Untergrund) benötigt.
Die Länge der einzelnen Takte variiert und ist neben den Stützweiten auch von der
Länge des Taktkellers abhängig.
Um ein Gleiten des Überbaus zu ermöglichen und die Vorschubkräfte möglichst klein
zu halten, wird dieser über Verschublager geschoben. Die Oberfläche der zu meist
Wippen ähnlich ausgeführten Verschublager (Verschubwippen) besteht aus
gekammerten Teflonplatten. Diese Elastomerkissen stellen durch die unterschiedliche
Steifigkeit eine annähernd konstante Pressung über die gesamte Verschublagerlänge
sicher und sind in der Lage vertikale Kräfte aufzunehmen.
Die Verschublager werden über den Pfeilern, den Widerlagern und im Taktkeller
positioniert.
Während des Verschubs sollte der Reibungskoeffizient möglichst klein gehalten
werden. Dies wird durch PTFE-Platten und ausreichend Schmierung des Stahluntergurts
vor dem Erreichen der Verschublager sichergestellt. In der Regel liegt der
Reibungskoeffizient zwischen 3% bis 6%.
Das Taktschiebeverfahren
Diplomarbeit
Abb. 3 Ansicht
Nach jedem Verschub werden
geheftet und verschweißt. D
Takts angeschweißt und
Dieser Vorgang wiederholt sich so oft, bis das gegenüberliegende Widerlager vom
ersten Takt erreicht wird
Für den Verschub wird am ersten Takt
Vorbauschnabel angebaut
Dieser an der Spitze des Überbaus montierte Schnabel soll die Kragmomente, welche
im Bereich der ersten Pfeiler im Überbau entstehen, reduzieren. Er dient weiterhin zur
Begrenzung der Verformung
Stahlüberbau ein geringeres Eigengewicht besitzt.
Das Taktschiebeverfahren
Ansicht eines Verschublagers - Plauen Stahl Technologie GmbH
Nach jedem Verschub werden die neu gelieferten Schüsse
geheftet und verschweißt. Diese Einheit wird am Ende des s
schweißt und erneut verschoben.
Dieser Vorgang wiederholt sich so oft, bis das gegenüberliegende Widerlager vom
ersten Takt erreicht wird (siehe Abbildung 2).
ür den Verschub wird am ersten Takt ein wichtiges Montagehilfsmittel,
angebaut.
Dieser an der Spitze des Überbaus montierte Schnabel soll die Kragmomente, welche
im Bereich der ersten Pfeiler im Überbau entstehen, reduzieren. Er dient weiterhin zur
Verformung des Überbaus beim Verschub, da er im Vergleich zum
Stahlüberbau ein geringeres Eigengewicht besitzt.
Verschubwippe
8
Tom Höhne /16583
Plauen Stahl Technologie GmbH – [16]
im Taktkeller gerichtet,
wird am Ende des schon längsverschobenen
Dieser Vorgang wiederholt sich so oft, bis das gegenüberliegende Widerlager vom
wichtiges Montagehilfsmittel, der stählerne
Dieser an der Spitze des Überbaus montierte Schnabel soll die Kragmomente, welche
im Bereich der ersten Pfeiler im Überbau entstehen, reduzieren. Er dient weiterhin zur
des Überbaus beim Verschub, da er im Vergleich zum
Elastomerkissen
PTFE-Platten
Überbau
Verschubwippe
Das Taktschiebeverfahren 9
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Abb. 4 Vorbauschnabel - MAX BÖGL Stahl- und Anlagenbau GmbH & Co. KG - während des Verschubs der Brücke "Lochkov" [16]
Über Führungsbauteile, zum Beispiel Steckträger mit Führungsköpfen ([4], S.126) im
Bereich der Verschubwippen wird die Seitenführung realisiert. Diese Führungsbauteile
besitzen wie die Verschubwippen PTFE-Platten.
Die Horizontalkräfte, welche aus dem Verschub und dem Angriff von Wind resultieren,
werden über die Führungsbauteile in den Unterbau über Verbindungsprofile abgeleitet.
Im Bereich der Lagerkonsolen am Überbau müssen die Führungsbauteile abgebaut
werden. Die Seitenführung wird dann über Führungsleisten und sich auf den Pfeilern
entsprechend befindlichen, korrespondierenden Führungsschienen gewährleistet ([8],
S. 328).
Eine gleichmäßige Ableitung der auftretenden Vertikal- und Horizontalkräfte muss in
jeder Phase des Verschubes ermöglicht werden.
Die Positionierung und der Austausch von Verschublagern müssen bei der Ausbildung
der Pfeilerköpfe beachtet werden. Hinzu kommt, dass während des Verschubs in
Längsrichtung größere Horizontalkräfte als im Endzustand auftreten können. Dies
erfordert zum Beispiel ein Abspannen der Hilfsstützen.
Größere Horizontalkräfte entstehen zum Beispiel bei einem Reibungskoeffizienten von
über 4% oder beim Auffahren des Vorbauschnabels auf die Verschublager.
Bei der Bemessung der Widerlager sind die auftretenden Kräfte aus dem
Verschubvorgang, welche durch die Verankerung des Verschubsystems (zum Beispiel
dem Zugband) entstehen, zu beachten.
Das Taktschiebeverfahren 10
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Weiterhin muss bei der Ausbildung der Widerlager berücksichtigt werden, dass am
Ende der Verschubaktivitäten der Vorbauschnabel durchgeschoben und hinter dem
Widerlager abgebaut werden kann.
Abb. 5 Verschublager mit horizontaler Führung – Plauen Stahl Technologie GmbH – [16]
Jeder Verschub muss überwacht werden. Ein Notausschalter muss an allen
Verschublagern, auf den Pfeilern, Unterstützungen im Taktkeller und Widerlagern
vorhanden sein. Dieser Notausschalter muss ein sofortiges Unterbrechen des
Verschubvorgangs ermöglichen. Während des Verschubs ist der Pressendruck der
Verschubanlage ständig zu kontrollieren. An einem ungewöhnlich schnell ansteigenden
Pressendruck kann man Unregelmäßigkeiten feststellen, welche zum Beispiel auf
schlechte Schmierung des Untergurtes oder verschlissene PTFE-Platten zurückzuführen
sind.
Darüber hinaus lässt der Pressendruck auf Pfeilerauslenkungen Rückschlüsse ziehen.
Dieser kann über ein zwischen den Widerlagern gespanntes Seil gemessen werden. Im
Bereich der Pfeilermitte befindet sich ein Kontaktschalter, welcher bei Erreichen eines
eingestellten Abstandes die Verschubanlage automatisch abschaltet.
Verschubwippe
Steckträger mit Führungsköpfen
Notausschalter
Das Taktschiebeverfahren 11
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Nachdem der Brückenüberbau seine endgültige Lage erreicht hat und der
Verschubvorgang beendet ist, wird der Vorbauschnabel demontiert.
Die auf den Pfeilerköpfen vorhandenen Verschublager werden durch die endgültigen
Lager ersetzt.
Der Lageraustausch erfolgt wie das Taktschieben in einer festgeschriebenen Reihen-
folge unter Beachtung der Bauwerkstemperatur und somit der Umgebungstemperatur.
Das Taktschiebeverfahren eignet sich besonders für Projekte, bei denen kein
umfassender Eingriff in die Natur stattfinden darf. Weiterhin können Brücken, die im
Taktschiebeverfahren hergestellt werden, ohne Sperrzeiten von Straßen-, Schiffs-, oder
Eisenbahnverkehr montiert werden.
Dadurch wird der Kosten- und Planungsaufwand gesenkt.
Hinzu kommt das folgende Ausrüstungen mehrfach verwendet werden können:
- die Verschubhydraulik, welche unabhängig von der Querschnittsform des
Überbaus ist
- die Verschublager, die bei ausreichender Dimensionierung bei verschiedensten
Projekten wieder verwendet werden können (Verschleiß der PTFE-Platten
beachten)
- der stählerne Vorbauschnabel, der bei Brücken mit kürzeren oder gleichen
maximalen Spannweiten und gleichem Stegabstand des Überbaus wieder
verwendet oder gering angepasst werden kann.
Da der Überbau zwängungsfrei über die Pfeiler geschoben wird, muss dieser eine
konstante Querschnittsform besitzen. In der Regel werden Brückenbalken mit im
Grundriss kreisförmiger oder gerader Achse längs eingeschoben ([11], S. 844).
„Auch sollte bei der Gestaltung des Querschnitts auf die Ausbildung einer Voute
möglichst verzichtet werden“ ([11], S. 844).
Desweiteren beansprucht die Herstellung des Taktkellers viel Zeit. Neben der
Installation der Verschubanlage, die auch exakt vermessen werden muss, kann es
infolge schlechter geologischer Bedingungen des Bodens zu Erdarbeiten, das heißt zum
Austausch von Bodenschichten kommen. Dies kann hohe Investitionskosten
verursachen.
Das Taktschiebeverfahren 12
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
2.2 Aufbau und Funktion des Vorbauschnabels
Wie bereits im Vorfeld erwähnt, wird der Vorbauschnabel am ersten Schuss des ersten
Takts, welcher in Längsrichtung verschoben wird, montiert.
Der Vorbauschnabel soll die Kragmomente, Horizontalkräfte und Querkräfte, die im
Bereich der ersten Pfeiler im Überbau entstehen reduzieren.
Hinzu kommt, dass die Verformung des Überbaus an der Vorbauschnabelspitze beim
Verschub über die maximale Spannweite reduziert werden soll.
Bis zum Erreichen des Pfeilers wirkt der Vorbauschnabel als Kragarm. Während der
Überfahrt über den Pfeiler wirkt er als Teil des jeweiligen Endfeldes ([22], S. 654).
Abb. 6 Vorbauschnabel als Kragarm
Abb. 7 Vorbauschnabel als Teil des Endfeldes
Der Vorbauschnabel, im folgenden mit VBS abgekürzt, besteht aus zwei Längsträgern.
Die Achsen der beiden Längsträger werden in die Achsen der Verschublager
angeordnet. Somit ist die Breite des VBS von der Breite des Überbaus abhängig.
Die Längsträger sollten, um den Aufwand für den Transport zu verringern sowie eine
Anpassung an veränderliche Randbedingungen zu ermöglichen, Stöße besitzen.
Bei der Stoßausbildung muss beachtet werden, dass am Untergurt der Längsträger eine
ebene saubere Fläche vorhanden ist, sodass während des Verschubs kein erhöhter
Abrieb der PTFE-Platten entsteht.
Das Taktschiebeverfahren 13
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Weiterhin können die Längsträger in Fachwerk- oder Vollwandbauweise ausgeführt
werden.
Für die Abtragung von Horizontalkräften, welche aus dem Verschub resultieren
(Seitenführungskräfte), werden Horizontalverbände und Querträger benötigt. Die
Horizontalverbände können in der Untergurt- und Obergurtebene des Längsträgers
angeordnet werden.
Querträger in der Untergurt- und Obergurtebene müssen eine ausreichende Stabilität der
Druckgurte gewährleisten.
Durch die Ausbildung von Querscheiben, also fachwerkartige Verbindungen der
Untergurte mit den gegenüberliegenden Obergurten, werden diese seitlich gehalten.
Auch dienen die Querscheiben der Abtragung von Windkräften.
Nach Göhler sollte der VBS torsionsweich ausgebildet werden. Dies erreicht man,
indem man auf die Ausbildung der Horizontalverbände in der Obergurtebene verzichtet
und so wenig wie möglich Querscheiben vorsieht.
Die torsionsweiche Ausführung ermöglicht einen kostenreduzierenden Material- und
Arbeitsaufwand beim Umbau des Vorbauschnabels auf eine andere Überbaubreite.
Hinzu kommt, dass die torsionsweiche Ausbildung einen einseitigen Anstieg der
Beanspruchungen, also der vertikalen Auflagerkräfte bei Höhentoleranzen der
Verschublager vermeidet ([5], S.138].
Abb. 8 Torsionsweicher Vorbauschnabel - Plauen Stahl Technologie GmbH -[16]
Das Taktschiebeverfahren 14
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Abb. 9 Torsionssteifer Vorbauschnabel - Schäfer-Bauten GmbH – [16]
Der Anschluss des Vorbauschnabels an den Überbau erfolgt biegesteif. Die auftretenden
Normalkräfte, Querkräfte und Momente müssen auf den kürzesten Weg in den Überbau
eingeleitet werden. Hierfür wird eine entsprechende Anschlusskonstruktion benötigt.
In den folgenden Kapiteln werden die Arten verschiedener Vorbauschnabelsysteme
näher erklärt. Weiterhin werden verschiedene Anschlussarten näher beschrieben.
Die geometrischen Abmessungen und Abhängigkeiten eines Vorbauschnabels werden
ab Kapitel 3.2.3 „Auswertung der Vergleichsparameter“ der vorliegenden Arbeit
erläutert.
Variantenuntersuchung bestehender Vorbauschnabelsysteme 15
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
3 Variantenuntersuchung bestehender Vorbauschnabelsysteme
3.1 Allgemeines zur Literaturrecherche
Blickt man in das Sachverzeichnis von Fachliteratur zum Brückenbau und sucht nach
dem Begriff „Taktschiebeverfahren“ oder „Vorbauschnabel“, wird man zuerst auf
Artikel über das Taktschieben von Brücken mit einem Betonüberbau und die dabei
verwendeten Vorbauschnäbel verwiesen. Das gleiche gilt für die Recherche im Internet.
Somit ist es wichtig, dass schon während der Recherche auf die Unterschiede zwischen
dem Verschub von Betonbrücken und Stahl/-Stahlverbundbrücken geachtet wird.
Für die vorliegende Arbeit gilt folgende Vorgehensweise:
Um einen VBS unter Beachtung der schon vorhandenen Vorbauschnäbel entwickeln zu
können, werden zuerst Vergleichsparameter unter Beachtung der Abgrenzungskriterien
definiert und entsprechend zusammengestellt.
Dabei werden 17 Brücken, welche im Taktschiebeverfahren unter Verwendung eines
Vorbauschnabels hergestellt wurden, untersucht. Gleiches gilt für Brücken, die zum
Zeitpunkt der Erstellung der vorliegenden Arbeit geplant werden.
Neben der Fachliteratur, welche allgemeine Aussagen zum Taktschiebeverfahren und
dem Aufbau und der Funktion des Vorbauschnabels enthält, werden auch Artikel aus
anerkannten Fachzeitschriften zum Beispiel „Stahlbau“ oder „Bautechnik“, beide vom
Verlag „Ernst & Sohn“ herausgegeben, verwendet. Diese Zeitschriften enthalten
Aufsätze über hergestellte Brücken und die zum Taktschieben und Vergleich von
Vorbauschnäbeln wichtigen Parameter.
Da die vorliegende Arbeit in Zusammenarbeit mit der Firma „Plauen Stahl Technologie
GmbH“ entstand, bestand auch die Möglichkeit, vorhandene Statiken,
Konstruktionszeichnungen und Montageanweisungen von Brücken, welche im
Taktschiebeverfahren hergestellt und mit einem VBS verschoben wurden, für die
Vergleiche einzubeziehen.
Die Aufsätze aus den genannten Fachzeitschriften enthielten in der Regel nicht alle
notwendigen und für den Vergleich wichtigen Parameter. Deshalb erfolgten zusätzlich
Anfragen an die jeweiligen Firmen.
Variantenuntersuchung bestehender Vorbauschnabelsysteme 16
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
In dem Kapitel 3.2 „Vergleich bestehender Vorbauschnäbel“ werden die
unterschiedlichen Vorbauschnabelsysteme beschrieben.
Variantenuntersuchung bestehender Vorbauschnabelsysteme 17
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
3.2 Vergleich bestehender Vorbauschnäbel
3.2.1 Erläuterung verschiedener Vorbauschnabelsysteme
Anhand der Gesamtgegenüberstellung verschiedener Brückenbauwerke (siehe Anhang
C Tab. C1 Teil 1 und 2 „Gesamtgegenüberstellung“), erkennt man in der Spalte
„Ausführung“, dass die verwendeten Vorbauschnäbel unterschiedliche Formen der
Längsträger, eine unterschiedliche Ausbildung der Ober- und Untergurte der
Längsträger, verschiedene Anschlüsse an den Überbau und verschiedene
Zusatzausrüstungen an der Vorbauschnabelspitze besitzen.
Um einen Überblick über die verwendeten Systeme zu erhalten wurde folgende
Übersicht erstellt:
Anschlussart Form VBS
klappbar keilförmig starr in der Tangente des
Überbaus dreieckig (gerader Untergurt)
Variante 1 (1-2-1-1)
Variante 2 (1-2-1-2)
-
dreieckig (gebogener Untergurt)
- - Variante 3 (1-2-2-3)
rechteckig (gerader Untergurt)
Variante 4 (2-1-1-1)
- -
rechteckig (gebogener Untergurt)
- - Variante 5 (2-1-2-3)
Tab. 1 Übersicht zu verwendeten Vorbauschnabelsystemen
In den folgenden Kapiteln werden die einzelnen Varianten beschrieben. Dabei werden
die verschiedenen Anschlussarten und die daraus resultierenden Montageabläufe
anhand von gewählten Beispielen näher betrachtet und erläutert.
Die in der Tabelle 1 „Übersicht zu verwendeten Vorbauschnabelsystemen“ unter den
Varianten stehende Zahlenkombination setzt sich wie folgt zusammen:
� F-O-U-A-Z
Form:
1= dreieckig
2= rechteckig
Obergurt:
1= gerade
2= schräg
Variantenuntersuchung bestehender Vorbauschnabelsysteme 18
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Untergurt:
1= gerade
2= gebogen
Anschluß:
1= klappbar
2= keilförmig
3= starr in der Tangente des Überbaus
Zusatzausrüstung:
1= Spitzenhub
2= Vorrichtung zum Aufklettern
Das Vorbauschnabelsystem nach Variante 1 besteht aus einem dreieckigen Längsträger
mit einem schräg angeordneten Obergurt. Der Längsträger mit einem geraden Untergurt
wurde mithilfe eines klappbaren Anschlusses an den Überbau angeschlossen.
Die geometrischen Formen der Variante 1 entsprechen der Variante 2. Unterschiede
existieren bei der Ausbildung des Anschlusses, da das Vorbauschnabelsystem
Variante 2 keilförmig an den Überbau angeschlossen wurde. Weiterhin ermöglicht die
Variante 2 die mögliche Verwendung eines Spitzenhubsystems.
Betrachtet man das Vorbauschnabelsystem Variante 3, so besteht dies aus einem
dreieckig Längsträger mit schrägem Obergurt und gebogenem Untergurt. Der Anschluss
erfolgt starr in der Tangente des Überbaus liegend. Die Systeme nach Variante 3
können ein Spitzenhubsystem besitzen oder eine Vorrichtung zum Aufklettern.
Das Vorbauschnabelsystem Variante 4 entspricht aus montagetechnischer Sicht dem
Vorbauschnabelsystem Variante 1. Lediglich der rechteckig ausgebildete Längsträger
mit geradem Obergurt stellt einen Unterschied zur Variante 1 dar. Aus diesem Grund
wird das System Variante 4 im folgenden nicht weiter erläutert.
Neben der Variante 3 wird auch das Vorbauschnabelsystem Variante 5 starr in der
Tangente des Überbaus liegend an den Überbau angeschlossen.
Der Unterschied besteht auch hier in dem rechteckig ausgebildeten Längsträger mit
geradem Obergurt. Infolge dessen wird auch das System Variante 5 nicht näher
beschrieben.
Hinzu kommt, dass im Kapitel 3.2.3.3 „Vergleichsanalyse - Gewicht des
Vorbauschnabels“ festgestellt wurde, dass die Vorbauschnäbel, die eine rechteckige
Variantenuntersuchung bestehender Vorbauschnabelsysteme 19
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Form besitzen, im Vergleich zu den dreieckig ausgebildeten Vorbauschnäbeln schwerer
sind.
Die Vorteile und Nachteile der jeweiligen Form des Vorbauschnabels sowie die
Anschlussart an den Überbau werden im Kapitel 3.2.3.6 „Auswertung der Form des
Längsträgers“ sowie im Kapitel 3.2.3.7 „Auswertung der Anschlussarten“ erläutert.
Variantenuntersuchung bestehender Vorbauschnabelsysteme 20
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
3.2.1.1 Erläuterung des Vorbauschnabelsystems - Variante 1
Das Vorbauschnabelsystem der Variante 1 besteht aus einem dreieckig ausgebildeten
Längsträger, welcher einen geraden Untergurt besitzt und klappbar an den Überbau
angeschlossen wird. Der Ausgleich der Verformung des Überbaus erfolgt über den
klappbaren Anschluss des Vorbauschnabels.
Abb. 10 Vorbauschnabel - Plauen Stahl Technologie GmbH – [16]
Damit der VBS am Überbau angeschlossen werden kann, wird im ersten Schuss des
ersten Takts ein Rahmen montiert, der die notwendigen Anschlusskonstruktionen
besitzt und gleichzeitig die während des Verschubs und der Ruhephase auftretenden
Normalkräfte, Querkräfte und Momente in den Überbau ableitet.
Der Rahmen kann beim Verschub eines Überbaus in Form eines stählernen Trogs oder
eines Hohlkastens verwendet werden.
Die Verbindung zwischen dem Rahmen und dem Untergurt des Längsträgers vom VBS
wird mittels eines Bolzengelenks hergestellt. Der Obergurt wird durch die Verwendung
verschiedener Zwischenstücke (Passstücke) über Stirnplattenstöße am Rahmen
befestigt.
Die Änderung des Anstellwinkels erfolgt über die zwischen dem Obergurt und Rahmen
befestigten Zug-/Druck- Hydraulikpressen.
Variantenuntersuchung bestehender Vorbauschnabelsysteme 21
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Während des Verschubs und den Ruhephasen, sind die Pressen lastfrei. Die
existierenden Normalkräfte, Querkräfte und Momente werden über die Zwischenstücke
in den Rahmen eingeleitet.
Da während des Verschubs über unterschiedliche Spannweiten unterschiedliche
Verformungen entstehen, werden durch Aktivierung der Hydraulikpressen
unterschiedliche Anstellwinkel des Vorbauschnabels eingestellt. Die verschiedenen
Anstellwinkel erfordern die Herstellung verschieden langer Zwischenstücke.
Abb. 11 Anschluss des klappbaren Vorbauschnabels - Plauen Stahl Technologie GmbH – [16]
Der Verschub eines Überbaus mit dem Vorbauschnabelsystem - Variante 1 wird am
Beispiel der „Dultenaugrabenbrücke“ erläutert. Folgender Ablauf findet statt:
A) Vorbereitung des Verschubs
1. Zum Klappen des Vorbauschnabels in seine Ausgangsstellung werden die
Zwischenstücke entfernt.
2. Klappen des Vorbauschnabels in die 6°-Stellung durch Aktivierung der
Hydraulikpressen. Der Anstellwinkel ist auf die Tangente des Überbaus
bezogen.
3. Nach dem Einbau der Zwischenstücke für die 6°-Stellung erfolgt die Entlastung
der Hydraulikpressen, wodurch diese sich in einem lastfreien Zustand befinden.
Bolzengelenk
Rahmen
Zwischenstücke
Variantenuntersuchung bestehender Vorbauschnabelsysteme 22
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
B) Beginn des Verschubs
1. Während der Montage des Vorbauschnabels an den Rahmen, wird der Untergurt
vom Vorbauschnabel mit einer Markierung, die sich ~24m vom Bolzengelenk
entfernt befindet, markiert. Der Verschub wird gestoppt, sobald die Markierung
die Pfeilerachse schneidet. Durch die Markierung wird gewährleistet, dass der
Untergurt des Längsträgers immer vollständig und in einem definierten Punkt
auf den Verschubwippen aufliegt, wodurch eine flächenförmige Belastung
dieser gewährleistet wird.
2. Aktivierung der Hydraulikpressen mit anschließendem Ausbau der Zwischen-
stücke.
3. Absenken des Vorbauschnabels, bis ein Kontakt zwischen dem Untergurt des
Längsträgers und der Verschubwippen hergestellt ist.
4. Einbau der für den Winkel entsprechend vorgesehenen Zwischenstücke.
C) Fortsetzung des Verschubs
1. Befindet sich die Pfeilerachse etwa 2 m vor dem Bolzengelenk, wird der
Verschub gestoppt.
2. Aktivierung der Hydraulikpressen mit anschließendem Ausbau der
Zwischenstücke.
3. Absenken des Vorbauschnabels in die 0°-Stellung. Der Knick, am Übergang
vom Vorbauschnabel zum Überbau, welcher durch die Anstellung des
Vorbauschnabels entsteht, wird somit beseitigt. Hinzu kommt, dass der
Verformungsausgleich vollständig beendet wird.
4. Einbau der für die 0°-Stellung entsprechend vorgesehenen Zwischenstücke.
5. Fortsetzung des Verschubs bis der Überbau auf den Verschubwippen liegt.
D) Stoppen des Verschubs
1. Durch die Aktivierung der Hydraulikpressen, können die Zwischenstücke
ausgebaut und der Vorbauschnabel wieder in die 6°-Stellung geklappt werden.
Variantenuntersuchung bestehender Vorbauschnabelsysteme 23
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Abb. 12 Auszug aus dem Verschub nach Variante 1
Abb. 13 Detail vom Kopfpunkt des Anschlusses
Im Anhang B kann der Vorgang anhand der Zeichnung 001 detailliert nachvollzogen
werden.
Anstellwinkel 6° (Punkte A/D)
Anstellwinkel 4° (Punkt B)
Anstellwinkel 0° (Punkt C)
~2m
Zwischenstücke
Presse
10 20
Variantenuntersuchung bestehender Vorbauschnabelsysteme 24
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
3.2.1.2 Erläuterung des Vorbauschnabelsystems - Variante 2
Das Vorbauschnabelsystem der Variante 2 besteht aus einem dreieckig ausgebildeten
Längsträger, welcher einen geraden Untergurt besitzt und keilförmig (geknickt) an den
Überbau angeschlossen wird. Der Ausgleich der Verformung erfolgt während des
Verschubs vom Überbau. Durch den keilförmigen Anschluss des Vorbauschnabels wird
die Höhendifferenz ausgeglichen.
Abb. 14 Vorbauschnabel - MAX BÖGL Stahl- und Anlagenbau GmbH & Co. KG - während des Verschubs der "Bahretalbrücke" [9]
Damit der VBS am Überbau angeschlossen werden kann, wird zwischen dem VBS und
dem ersten Schuss vom ersten Takt ein Adapterstück vorgesehen, das an die innen- oder
außenliegenden Stege eines Hohlkastens, ein Endschott oder einen zusätzlichen
Rahmen in einem Trogquerschnitt angeschweißt wird. Nach dem Verschub wird das
Adapterstück durch Brennschneiden abgetrennt.
Das Adapterstück wird konstruktiv so ausgeführt, dass der VBS in dem benötigten
Winkel angeschlossen werden kann. Der Anschluss erfolgt dabei über einen
Stirnplattenstoß.
Weiterhin muss beachtet werden, dass am Übergang zwischen Vorbauschnabel zum
Überbau, durch die keilförmige Anstellung des Vorbauschnabels ein Knick entsteht.
Dieser bewirkt bei nicht Beachtung eine punktförmige Belastung der PTFE-Platten,
wodurch ein Abscheren der PTFE-Platten einsetzt und der Verschub gestört wird.
Deshalb wird für den Verschub ein Hilfskeil benötigt, welcher eine flächenförmige
Belastung der PTFE-Platten ermöglicht und ein Abscheren der PTFE-Platten verhindert.
Variantenuntersuchung bestehender Vorbauschnabelsysteme 25
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Der Verschub eines Überbau mit dem Vorbauschnabelsystem der Variante 2 wird am
Beispiel der „Sinntalbrücke“ für eine Achse des Längsträgers beschrieben. Der
Verschub findet wie folgt statt:
A) Start des Verschubs
1. Auflaufen des Vorbauschnabels auf die Verschubwippen.
2. Der Verschub wird gestoppt, sobald sich der Knick zwischen Vorbauschnabel
und Überbau etwa 800 mm vor der Pfeilerachse befindet.
B) Stoppen des Verschubs
1. Unter einem zusätzlich montierten Hilfsquerträger zwischen den Hohlkästen
werden Pressen angeordnet.
2. Durch Aktivierung der Pressen wird der Überbau angehoben.
3. Änderung der Neigung der Verschubwippen durch den Einsatz von Pressen.
4. Einbau der Fixierungsprofile (Winkel-Profil) für den Hilfskeil zur Herstellung
der Lagesicherheit.
5. Einbau des Hilfskeils
6. Absetzen des Überbaus auf den Verschubwippen
7. Entfernen der Pressen
C) Fortsetzung des Verschubs
1. Stoppen des Verschubs, nachdem der Überbau vollständig auf den
Verschubwippen liegt.
2. Demontage des Hilfskeils sowie der Hilfsprofile
D) Fortsetzen des Verschubs
1. Verlagerung von den Pressen, dem Keil und dessen Fixierungsprofile auf den
nächsten Pfeiler.
Der keilförmige Anschluss des Vorbauschnabels ermöglicht einen
Verformungsausgleich von 2,8 m. Die Verformung der „Sinntalbrücke“ beträgt jedoch
beim Verschub über die maximale Spannweite von 107 m etwa 3,28 m. Damit die noch
vorhandene Höhendifferenz von 0,48 m ausgeglichen werden kann, wird die
Variantenuntersuchung bestehender Vorbauschnabelsysteme 26
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Vorbauschnabelspitze mit einem Spitzenhubsystem versehen. Die dafür vorgesehenen
Hubpressen ermöglichen einen Hubweg von rund 1050 mm.
Abb. 15 Ansichten des Spitzenhubsystems des Vorbauschnabels der "Sinntalbrücke" -MAX BÖGL Stahl- und Anlagenbau GmbH & Co. KG – [16]
Folgender Ablauf findet bei Verwendung des Spitzenhubsystems an einer Achse des
Längsträgers statt:
A) Start des Verschubs mit eingefahrenem Hydraulikzylinder.
B) Stoppen des Verschubs, sobald sich die Hubpresse über der Pfeilerachse befindet
1. Anpassung der Neigung der Verschubwippen auf die Neigung des
Vorbauschnabels.
2. Fixierung der Neigung der Verschubwippen
3. Aktivierung der Hubpresse, wodurch der Hydraulikzylinder ausfährt und den
Vorbauschnabel samt Überbau anhebt. Damit keine punktförmige Lasteinleitung
stattfindet, wird der Stempel des Hydraulikzylinders mit einer Verschubplatte
ausgestattet, die eine linienförmige Lasteinleitung über die PTFE-Platten in die
Verschubwippen ermöglicht.
4. Fixierung der Verschubplatte mittels eines Bolzens in der Verschubstellung.
C) Fortsetzen des Verschubs
Verschubplatte
Hubpresse Längsträger VBS
Variantenuntersuchung bestehender Vorbauschnabelsysteme 27
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Abb. 16 Auszug aus dem Verschub nach Variante 2 unter Verwendung des Spitzenhubsystems
Abb. 17 Auszug aus dem Verschub nach Variante 2 während des Anhebens des Überbaus
Anhand der Abbildung 16 erkennt man den Verschub unter Verwendung des
Spitzenhubsystems. Die in Klammern gesetzten angegebenen Punkte resultieren aus
dem auf Seite 25 beschriebenen Ablauf. Das Anheben des Überbaus wird mithilfe der
10
20
Anstellwinkel fest 4° (Punkte A)
Anstellwinkel fest 4° (Punkt B)
Anstellwinkel fest 4° (Punkt C)
20
Anheben des Überbaus (Punkt B)
~800 Anstellwinkel fest 4° (Punkt C)
Variantenuntersuchung bestehender Vorbauschnabelsysteme 28
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Abbildung 17 dargestellt. Die in Klammern gesetzten angegebenen Punkte resultieren
aus dem auf Seite 26 beschriebenen Ablauf.
Ein Detail zum Anheben des Überbaus erkennt man in der Abbildung 18.
Abb. 18 Eingebauter Keil
Im Anhang B kann der Verschub nach dem Vorbauschnabelsystem Variante 2,
besonders das Anheben des Überbaus, detailliert anhand der Zeichnung 002
nachvollzogen werden.
VBS
Keil
Variantenuntersuchung bestehender Vorbauschnabelsysteme 29
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
3.2.1.3 Erläuterung des Vorbauschnabelsystems - Variante 3
Das Vorbauschnabelsystem der Variante 3 besteht aus einem dreieckig ausgebildeten
Längsträger, der einen gebogenen Untergurt besitzt und in der Tangente des Überbaus
liegend starr an diesen angeschlossen wird.
Der Ausgleich der Verformung erfolgt über die gebogene Form des Längsträgers und ist
somit vom gewählten Radius und der gewählten Länge des Längsträgers abhängig.
Abb. 19 Vorbauschnabel während des Verschubs der "Nessetalbrücke" - Donges SteelTec GmbH – [16]
Beim Verschub eines aus Hohlkästen bestehenden Überbaus wird der Vorbauschnabel
an die innen- oder außenliegenden Stege der Hohlkästen vom ersten Schuss des ersten
Takts geschweißt. Zur Aussteifung des Anschlussbereichs werden zusätzliche
Querträger zwischen den Hohlkästen benötigt. Weiterhin wird der Anschluss durch
Lasteinleitungsrippen in der Untergurt- und Obergurtebene verstärkt.
Um einen stählerner Trog zu verschieben, wird der Vorbauschnabel in der Regel durch
Stirnplattenverbindungen an das Endschott des ersten Schuss vom ersten Takt
geschraubt. Für die Weiterleitung der Normalkräfte vom Untergurt in den Überbau wird
dieser mit dem Bodenblech verschweißt. Die vorhandene Schweißnaht muss
plangeschliffen werden, so dass diese keinen Abrieb der PTFE-Platten erzeugt. Damit
das Endschott die auftretenden Normalkräfte, Querkräfte und Momente aufnehmen und
in den Überbau ableiten kann, wird dies durch entsprechende Querträger und
Lasteinleitungsrippen verstärkt.
Variantenuntersuchung bestehender Vorbauschnabelsysteme 30
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Der Verschub mit einem Vorbauschnabelsystem der Variante 3 wird am Beispiel der
„Nessetalbrücke“ erläutert. Folgender Ablauf findet statt:
A) Start des Verschubs
1. Entsprechend der Verformung läuft der Vorbauschnabel auf die
Verschubwippen, wodurch bei unterschiedlichen Spannweiten unterschiedliche
Lastangriffspunkte im Untergurt entstehen.
2. Überfahren des Übergangs zwischen Vorbauschnabel und Überbau, der durch
den Anschluss des Vorbauschnabels in der Tangente des Überbaus liegend,
keinen Knick besitzt.
3. Auffahren auf die nächste Verschubwippe
Der Vorbauschnabel, der bei der „Nessetalbrücke“ verwendet wurde, war 33,9 m lang
und im Anschlussbereich 2,5 m hoch. Der Untergurt besaß einen Radius von
306801 mm wodurch eine Verformung von rund 2,3 m ausgeglichen werden konnte.
Betrachtet man den Vorbauschnabel der „Talbrücke Dambach“, so erkennt man, dass
dieser 39,7 m lang (inklusive 5,8m Antennenträger) und im Anschlussbereich 3,92 m
hoch war. Mit einem gewählten Radius von 400250 mm konnte eine maximale
Verformung von nur 0,9 m ausgeglichen werden. Erst der Einsatz der Antennenträger
und die damit verbundene Aufkletterfunktion ermöglichte einen Ausgleich der
Verformung von 1,7 m.
Abb. 20 Vorbauschnabel mit Antennenträger vor dem Aufklettern - DSD Brückenbau GmbH – [16]
Antennenträger
Pressen und Stapelträger
Variantenuntersuchung bestehender Vorbauschnabelsysteme 31
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Um die Aufkletterfunktion der Antenntenträger und den damit verbundenen
Montageablauf näher beschreiben zu können, wird der Verschub mit einem
Vorbauschnabelsystem der Variante 3 nochmals am Beispiel der „Talbrücke Dambach“
erläutert.
Folgender Ablauf findet statt:
A) Start des Verschubs
B) Stoppen des Verschubs sobald der Antennenträger über der Pfeilerachse liegt
1. Aufbau der ersten Hubpresse unter dem Antennenträger
2. Anheben des Vorbauschnabels und somit des Überbaus. Der Hubweg der Presse
ist abhängig von der lichten Höhe zwischen Unterkante Längsträger und
Oberkante Pfeiler und somit vom Pressentyp.
3. Positionierung einer zweiten Presse unter dem Längsträger.
4. Aktivierung der zweiten Presse
5. Aufbau der ersten Presse auf einem Stapelträger, mit anschließender
Aktivierung dieser.
6. Aufbau der zweiten Presse auf einem Stapelträger.
7. Wiederholung der Punkte 3 bis 8 bis die erforderliche Höhe erreicht wird
8. Unter der zweiten Presse wird, bei einer aktiven ersten Presse, ein Gleitstapel
eingerichtet. Dieser besteht aus Stapelträgern, einem Elastomerkissen, einer
Keilplatte und einer PTFE-Platte. Der Gleitstapel ermöglicht das Fortsetzen des
Verschubvorgangs.
9. Deaktivierung der ersten Presse, wodurch das Absenken des Vorbauschnabels
auf den Gleitstapel erfolgt.
C) Start des Verschubs
D) Stoppen des Verschubs sobald der Längsträger des Vorbauschnabels über der
Pfeilerachse liegt
1. Erneuter Aufbau der ersten Presse auf entsprechende Pressenstapel mit
anschließender Aktivierung.
2. Abbau des Gleitstapels
Variantenuntersuchung bestehender Vorbauschnabelsysteme 32
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
3. Anpassung der Neigung der Verschubwippen auf die Neigung des
Vorbauschnabels.
4. Absetzen des Vorbauschnabels auf die Verschubwippen durch Deaktivierung
der ersten Presse.
E) Fortsetzen des Verschubs
1. Verlagerung von den Pressen, den Stapelträgern und dem weiteren Equipment
auf den nächsten Pfeiler.
Der Vorbauschnabel, der bei der „Talbrücke Elben“ und der „Talbrücke Schwarza“
verwendet wurde, entspricht dem Vorbauschnabelsystem Variante 5 und besaß statt der
Antennenträger ein Spitzenhubsystem zum Ausgleich der Verformung.
Abb. 21 Auszug aus dem Verschub nach Variante 3
Verschub ohne Verwendung der Antennenträger
(Punkt A) 10 20
20
Variantenuntersuchung bestehender Vorbauschnabelsysteme 33
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Abb. 22 Draufsicht am Spitzenbereich eines Vorbauschnabels nach Variante 3
Der auf Seite 31 beschriebene Ablauf, unter Verwendung der Antennenträger, soll mit
den folgenden Abbildungen verdeutlicht werden.
Abb. 23 Auszug aus dem Verschub nach Variante 3 unter Verwendung von Antennenträgern; Aufbau der Pressen
Antennenträger VBS
Verschub unter Verwendung der Antennenträger
(Punkt A)
20
Verschub unter Verwendung der Antennenträger
(Punkt B)
Variantenuntersuchung bestehender Vorbauschnabelsysteme 34
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Abb. 24 Auszug aus dem Verschub nach Variante 3 unter Verwendung von Antennenträgern; Aufbau des Gleitstapels und der Verschubwippen
Im Anhang B kann der Vorgang anhand der Zeichnung 003 detailliert nachvollzogen
werden.
20
Verschub unter Verwendung der Antennenträger
(Punkt B)
Verschub unter Verwendung der Antennenträger
(Punkt C/D)
Variantenuntersuchung bestehender Vorbauschnabelsysteme 35
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
3.2.2 Erläuterung der Vergleichsparameter
Wie im Kapitel 3.1 „Allgemeines zur Literaturrecherche“ beschrieben, werden Para-
meter, die beim Verschub von unterschiedlichen Brückenbauwerken vorhanden waren,
erfasst und verglichen (siehe Anhang C Tab. C1 Teil 1 und 2 „Gesamtgegenüberstel-
lung“).
Göhler spricht auf Seite 136 für die Länge des Vorbauschnabels, welcher beim
Verschub von Brücken mit einem Stahlbetonüberbau verwendet wird, von einer Länge
von 0,6xSR (SR = Spannweite) ([5], S.136).
Da beim Verschub von Brücken mit einem Betonüberbau andere Randbedingungen,
zum Beispiel Eigengewicht des Überbaus oder maximale Spannweiten, existieren, kann
dieser Richtwert nicht für die Länge von Vorbauschnäbeln, welche beim Verschub von
Brücken mit einem Stahl-/Stahlverbundüberbau verwendet werden, benutzt werden.
Um einen Richtwert für die Länge des Vorbauschnabels zu bekommen, wurden von den
betrachteten Brückenbauwerken die maximale Spannweite und die Länge des
verwendeten Vorbauschnabels erfasst.
Neben der Länge des verwendeten Vorbauschnabels wurde auch die maximale
Verformung des Überbaus an der Vorbauschnabelspitze dokumentiert.
Laut Göhler tritt an der Vorbauschnabelspitze beim Verschub von Brücken mit einem
Stahlbetonüberbau eine Verformung von ca. 10-20 cm auf, die mit Hilfe eines
Spitzenhubsystems überwunden werden kann. Aufgrund der oben genannten anderen
Randbedingungen beim Verschub von Brücken mit Betonüberbau kann dieser Wert
nicht angenommen werden ([5], S.143).
Die Gegenüberstellung der Verformung in Abhängigkeit von der Schlankheit des
Überbaus lässt einen Bereich erkennen, der durch einen variablen Vorbauschnabel
abgedeckt werden kann.
Weiterhin bestimmt dieser Bereich die Form der Längsträger und somit den Anschluss
des Vorbauschnabels an den Überbau sowie die mögliche notwendige Verwendung von
Zusatzfunktionen an der Vorbauschnabelspitze.
Für die Berechnung der Schlankheit wurde neben der maximalen Spannweite auch die
Höhe des Überbaus erfasst.
Variantenuntersuchung bestehender Vorbauschnabelsysteme 36
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Aus der Verformung des Überbaus und der Länge des Vorbauschnabels kann der
Anstellwinkel des Vorbauschnabels oder der Radius des Untergurts, falls dieser
gebogen ist, berechnet werden.
Abb. 25 Skizze zur Berechnung der Gesamtverformung
Die Gesamtverformung (wges) vor dem Pfeiler beträgt:
wges = wa + wb
Weiterhin kann der Anstellwinkel des Vorbauschnabels, der sich auf die Tangente des
Überbaus bezieht, wie folgt berechnet werden:
phiges = phi1 + phi2
mit
phi1 = arctan (wb/l2)
phi2 = arctan (wa/l2)
Neben der Länge der verwendeten Vorbauschnäbel wurde auch die Breite und Höhe der
Vorbauschnäbel erfasst.
Bei der Erfassung der Breite galt die Unterscheidung zwischen der Breite des
Untergurts und der Gesamtbreite des Überbaus.
Als Gesamtbreite wurde die Breite zwischen den äußeren Geländern des Überbaus
angesehen.
In der Spalte „Breite des UG [m]“ erkennt man, dass bei Stahlüberbauten, die aus einem
Hohlkasten bestehen, der Faktor zwei vorhanden ist. Dies bedeutet, dass der Überbau
aus zwei getrennten Hohlkästen mit der jeweiligen Untergurtbreite besteht.
Die Breite des Vorbauschnabels ergibt sich aus dem Achsabstand der Längsträger.
Vorbauschnabel
Überbau
Variantenuntersuchung bestehender Vorbauschnabelsysteme 37
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Der Vergleich der Breite des Überbaus mit der Breite des Vorbauschnabels soll einen
Breitenbereich aufdecken. Dieser wird bei der Bemessung der Querträger, Verbände
sowie deren Anschlusskonstruktionen berücksichtigt, so dass die Breitenanpassung des
Vorbauschnabels ohne hohen Material- und Arbeitsaufwand vollzogen werden kann.
Der Breitenbereich resultiert auch aus den untersuchten Überbauquerschnitten. Es wird
zwischen einem einteiligen und einem zweiteiligen Überbau unterschieden.
In der Regel werden Brücken in zweibahnigen Straßen mit zwei getrennten Überbauten
erstellt, um bei Instandsetzungsarbeiten eine Richtungsfahrbahn zu sperren und den
Verkehr über den verbleibenden Überbau leiten zu können. Für hohe Talbrücken erge-
ben sich hohe Kosten für die doppelte Ausbildung der Unter- und Überbauten oder den
doppelten Verschub. „Ab einer Höhe von 40 m bis 50 m ergeben sich Kostenvorteile
der einteiligen Querschnitte gegenüber den zweiteiligen Querschnitten“ ([8], S.330).
Abb. 26 einteiliger Überbau der "Talbrücke Schwarza" [19]
Abb. 27 zweiteiliger Überbau der "Lockwitztalbrücke" [27]
Die Höhe des Vorbauschnabels ergibt sich aus dem Abstand Unterkante Untergurt zu
Oberkante Obergurt im Bereich des Anschlusses vom Vorbauschnabel an den
stählernen Überbau.
Breite Überbau
Breite Untergurt
Variantenuntersuchung bestehender Vorbauschnabelsysteme 38
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Im Kapitel 2.2 „Aufbau und Funktion des Vorbauschnabels“ in dieser vorliegenden
Arbeit wird beschrieben, dass die Längsträger des Vorbauschnabels in Fachwerk- oder
Vollwandbauweise ausgeführt werden können. Neben der Ausführung der Längsträger
wurde auch das Gewicht der betrachteten Vorbauschnäbel erfasst. Über diese zwei
Parameter sowie die Länge des Vorbauschnabels, soll das Gewicht pro Meter berechnet
und verglichen werden. Dieser Vergleich liefert eine Aussage über die Ausführung der
Längsträger.
In Göhler, Seite 138, wird die Aussage getroffen, dass der Vorbauschnabel
torsionsweich ausgeführt werden soll. Um diese Aussage bestätigen zu können, wurde
in der Tabelle in der Spalte „Flexibilität“ erfasst, ob der betrachtete Vorbauschnabel
torsionsweich oder –steif ausgeführt wurde.
Die Erfassung des Gewichts vom Überbau, ermöglicht eine Aussage über das Gewicht
des Überbaus pro Meter zu treffen.
Für die Berechnung eines variablen Vorbauschnabels werden die erfassten Parameter
verglichen und ausgewertet. Die ermittelten Mittelwerte und Intervalle bestimmen die
Geometrie des Vorbauschnabels.
Die Untersuchung der Form der Längsträger und der Anschlussart an den ersten Takt
wird für die montagerelevante Entscheidung zur Ausführung eines variablen
Vorbauschnabels zu weiteren Erkenntnissen führen.
Variantenuntersuchung bestehender Vorbauschnabelsysteme 39
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
3.2.3 Auswertung der Vergleichsparameter
3.2.3.1 Vergleichsanalyse- Abhängigkeit der Länge des Vorbauschnabels von der maximalen Spannweite des Überbaus
Wie bereits erwähnt, sagt Göhler, dass die Länge des Vorbauschnabels, der beim
Verschub von Stahlbetonbrücken verwendet wird, 60% der maximalen Spannweite
beträgt ([5], S.136).
An der Gesamtgegenüberstellung kann man erkennen, dass beim Verschub von Brücken
mit einem stählernen Überbau, die Länge des Vorbauschnabels 36,97% also rund 37%
der maximalen Spannweite beträgt.
Brückenname max. Spannweite [m] Länge VBS [m]
prozentualer Anteil [%]
Dultenaugrabenbrücke 75,5 25,25 33,44
Svinesundbrücke 75 28 37,33
Seidewitztalbrücke 55 25,25 45,91
Lockwitztalbrücke 85 26,5 31,18
Thyratalbrücke 90 25,25 28,06
Dilltalbrücke Haiger 85 25,25 29,71
Al Mak Nimir Bridge 55 22,5 40,91
Sinntalbrücke 107 39,7 37,1
Bahretalbrücke 76 26 34,21
Nessetalbrücke 80 33,9 42,38
Talbrücke Elben 80 30 37,5
Talbrücke Schwarza 85 30 35,29
Wupper-Talbrücke Oehde 72,8 27,1 37,23
Talbrücke Seßlestal 87,5 30 34,29
Talbrücke Dambach 85 39,7 46,71
Talbrücke Reichenbach 75 29,8 39,73
Steinbachtalbrücke 78 29,3 37,56
Mittelwert 79,2 29,03 36,97
Tab. 2 Gesamtgegenüberstellung der Brückenspannweite mit der Vorbauschnabellänge
Variantenuntersuchung bestehender Vorbauschnabelsysteme 40
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Abb. 28 Länge des Vorbauschnabels in Abhängigkeit von der Spannweite
Die maximalen Abweichungen der verwendeten Vorbauschnäbel von dem ermittelten
Wert von rund 37% treten bei der „Talbrücke Dambach“ von +9,6% und bei der
„Thyratalbrücke“ von -9,06% auf.
Vergleicht man die beiden Vorbauschnäbel, so stellt man fest, dass die Vorbauschnäbel
etwa die gleiche Breite und Höhe besitzen. Hinzu kommt, dass beide zum Verschub
eines einteiligen Querschnitts verwendet wurden und etwa die gleiche maximale
Spannweite überfahren haben.
Wie bereits in Kapitel 3.2.1.3 „Erläuterung des Vorbauschnabelssystems - Variante 3“
beschrieben, wurde der Vorbauschnabel der „Talbrücke Dambach“ starr und in der
Tangente des Überbaus liegend an den ersten Takt des Überbaus angeschlossen. Infolge
des gebogenen Untergurtes und der auftretenden maximalen Verformung von 1,7 m
musste der Vorbauschnabel aus geometrischen Gründen eben so lang ausgeführt
werden. Hinzu kommt, dass der vordere Teil des Vorbauschnabels ursprünglich beim
Verschub der „Talbrücke Reichenbach“ verwendet wurde. Dieser besaß eine Länge von
29,8 m und musste aufgrund der Höhe des Trogs der „Talbrücke Dambach“ um 5 m
verlängert werden. Die Vorbauschnabelspitze wurde mit Hilfe von Antennenträgern
ebenfalls um 4,9 m verlängert. Somit ergibt sich eine Länge des Vorbauschnabels von
39,7 m.
Der Vorbauschnabel der „Thyratalbrücke“ wurde nach dem Vorbauschnabelsystem-
Variante 1 ausgebildet. Der klappbare Anschluss ermöglichte einen Ausgleich der
auftretenden Verformung von 2,43 m.
Ursprünglich wurde der Vorbauschnabel bei dem Verschub der „Dilltalbrücke Haiger“
verwendet. Aufgrund des klappbaren Anschlusses konnten die Längsträger des
Vorbauschnabels wiederverwendet werden, da dieser einen variablen Höhenausgleich
ermöglicht. Eine Anpassung der Länge war nicht notwendig. Jedoch wurden die
Längsträger aufgrund auftretender höherer Schnittkräfte verstärkt.
Variantenuntersuchung bestehender Vorbauschnabelsysteme 41
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Anhand der Verformung der beiden Brückenüberbauten erkennt man, dass zu kurze
Vorbauschnäbel die Verformung infolge des höheren Längenanteils des Überbaus,
erhöhen.
Die Beziehung zwischen der Verformung, dem Längenanteil des Überbaus sowie der
Art des Überbaus wird in Kapitel 3.2.3.2 „Vergleichsanalyse - Abhängigkeit der
Verformung von der maximalen Spannweite“ erläutert.
Der Vergleich der Abhängigkeit der Länge des Vorbauschnabels von der maximalen
Spannweite des Überbaus wurde auch in Abhängigkeit von der Ausbildung der
Längsträger geführt. Im Anhang C befinden die sich dazu notwendigen Tabellen.
Bei der Auswertung stellt man fest, dass die Länge der fachwerkartigen Längsträger im
Durchschnitt 35,43% der maximalen Spannweite beträgt. Im Vergleich zu den
fachwerkartig ausgeführten Längsträgern beträgt bei den vollwandig ausgeführten
Längsträgern die Länge der Längsträger im Durchschnitt 40,17% der maximalen
Spannweite.
Betrachtet man die Möglichkeit des Höhenausgleichs bei fachwerkartig ausgeführten
Längsträgern, so verfügen diese meist über ein Spitzenhubsystem und oder einen
klappbaren Anschluss. Der Vorbauschnabel, der bei der „Talbrücke Elben“ und der
„Talbrücke Schwarza“ verwendet wurde, entspricht dem Vorbauschnabelsystem-
Variante 5 und wurde zusätzlich mit einem Spitzenhubsystem versehen. Der gebogene
Längsträger ermöglichte einen Verformungsausgleich von 1,0 m. Durch das
Spitzenhubsystem konnten die restlichen 1,1 m überwunden werden.
Daran erkennt man, dass der Höhenausgleich unabhängig von der Länge des
Vorbauschnabels durch einen klappbaren Anschluss und oder durch Zusatzfunktionen
erfolgen kann.
Die betrachteten vollwandig ausgeführten Längsträger entsprechen in der Regel dem
Vorbauschnabelsystem - Variante 2 und Variante 3. Der Ausgleich der Verformung
erfolgt über den gebogenen Untergurt.
Aus dem geometrischen Verhältnis zwischen Radius des Untergurts und der Höhe des
Verformungsausgleiches ergibt sich die Länge der Vorbauschnäbel, wodurch diese im
Vergleich zu den fachwerkartig ausgeführten Längsträgern länger sind.
Die Länge eines Vorbauschnabels sollte 37% der maximalen Spannweite betragen.
Als durchschnittliche Länge für einen Vorbauschnabel ergibt sich der Wert von rund
30 m.
Variantenuntersuchung bestehender Vorbauschnabelsysteme 42
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Anhand des prozentualen Wertes kann festgelegt werden, in welchem Abstand eine
Teilung der Längsträger erfolgen soll, damit diese bei unterschiedlichen Spannweiten
verwendet werden können.
Anhand des folgenden Diagramms kann die Länge des Vorbauschnabels in
Abhängigkeit von der vorhandenen maximalen Spannweite abgelesen werden.
Dies ergibt sich aus dem Schnittpunkt von Ordinate und Mittelwertlinie.
Abb. 29 Diagramm - Länge des Vorbauschnabels in Abhängigkeit von der maximalen Spannweite
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
40 50 60 70 80 90 100 110
Vor
bau
sch
nab
ellä
nge
[m
]
max. Spannweite [m]
Variantenuntersuchung bestehender Vorbauschnabelsysteme 43
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
3.2.3.2 Vergleichsanalyse - Abhängigkeit der Verformung von der Schlankheit des Überbaus
Die Auswertung des -Vergleichs der Verformung in Abhängigkeit von der Schlankheit
des Überbaus - zeigt, dass die durchschnittliche Verformung der betrachteten
Überbauten bei Spannweiten zwischen 55 m bis 107 m etwa 2,09 m beträgt.
Brückenname Brückenart max. Spannweite
[m]
Schlankheit l/h
max. Verformung
[m]
proz. Anteil Überbau
[%]
Dultenaugrabenbrücke Stahlverbund (zweiteilig)
75,5 27,8 2,65 67
Svinesundbrücke Stahlverbund (einteilig)
75 25 1,9 63
Seidewitztalbrücke Stahlverbund (zweiteilig)
55 21,2 2,32 54
Lockwitztalbrücke Stahlverbund (zweiteilig)
85 32,7 2,55 69
Thyratalbrücke Stahlverbund (einteilig)
90 20,9 2,43 72
Dilltalbrücke Haiger Stahlverbund (zweiteilig)
85 25 2,48 70
Al Mak Nimir Bridge Stahlverbund (einteilig)
55 27,5 1,1 59
Sinntalbrücke Stahlverbund (zweiteilig)
107 25,1 3,28 63
Bahretalbrücke Stahlverbund (einteilig)
76 27,1 2,7 66
Nessetalbrücke Stahlverbund (zweiteilig)
80 24,2 2,3 58
Talbrücke Elben Stahlverbund (einteilig)
80 21,6 2 63
Talbrücke Schwarza Stahlverbund (einteilig)
85 22,1 2,1 65
Wupper-Talbrücke Oehde
Stahlverbund (zweiteilig)
72,8 21,2 1,3 63
Talbrücke Seßlestal Stahlverbund (einteilig)
87,5 21,1 2,3 66
Talbrücke Dambach Stahlverbund (einteilig)
85 21,8 1,7 53
Talbrücke Reichenbach
Stahlverbund (einteilig)
75 23,8 1,5 60
Steinbachtalbrücke Stahlverbund (einteilig)
78 18,9 0,9 62
Mittelwert 79,2 23,9 2,09 63
Beachte: proz. Anteil des Überbaus bezieht sich auf max. Spannweite die Überfahren werden muss
Tab. 3 Gesamtgegenüberstellung der Schlankheit und max. Verformung
Variantenuntersuchung bestehender Vorbauschnabelsysteme 44
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Betrachtet man vereinfacht einen Kragarm, so ergibt sich die Verformung aus der
Gleichung
� �� � ��
8 � �
Die Steifigkeit des Überbaus ergibt sich aus E*I. Da einteilige und zweiteilige
Überbauten zur Betrachtung standen, wurde der Vergleich weiterhin in Abhängigkeit
der Überbauten geführt.
Dabei ergaben sich Unterschiede zwischen einteiligen und zweiteiligen Überbauten. Bei
einem einteiligen Stahlüberbau beträgt die durchschnittliche Verformung etwa 1,77 m.
Es ist ein Bereich von 0,9 m bis 2,7 m erkennbar (siehe Tabelle 4, S. 46).
Die durchschnittliche Verformung der zweiteiligen Überbauten beträgt im Durchschnitt
2,51 m. Auch bei diesem Vergleich ist ein Bereich von 1,3 m bis 3,8 m erkennbar (siehe
Tabelle 5, S. 47).
Betrachtet man die Querschnitte von einteiligen und zweiteiligen Stahlüberbauten, so
erkennt man, dass die einteiligen Querschnitte im Vergleich zu den zweiteiligen
Querschnitten stärkere Obergurtbleche, Stegbleche und Untergurtbleche sowie breitere
Untergurte besitzen. Betrachtet man die Blechdicken der „Lockwitztalbrücke“, so
variieren die Dicken der Obergurte zwischen 28 mm und 105 mm. Die Dicken des
Bodenblechs variieren zwischen 14 mm und 75 mm. Für die Stegbleche wurden
Mindestdicken von 15 mm und Maximaldicken von 25 mm zur Ausführung verwendet
([17], S. 367).
Abb. 30 Regelquerschnitt der "Lockwitztalbrücke" im Feldbereich [17]
Variantenuntersuchung bestehender Vorbauschnabelsysteme 45
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Die Blechdicken der „Talbrücke Elben“ wurden ebenfalls dem Schnittkraftverlauf
angepasst. Dadurch variieren die Dicken der Obergurte zwischen 35 mm und 185 mm.
Die Dicken des Bodenblechs variieren zwischen 12 mm und 25 mm. Für die Stegbleche
wurden Mindestdicken von 16 mm und Maximaldicken von 35 mm zur Ausführung
verwendet. Hinzu kommt, dass die Blechdicken der verwendeten Untergurte zwischen
25 mm und 120 mm lagen.
Abb. 31 Montageeinheiten der "Talbrücke Elben" im Feldbereich [8]]
Der Wert der Schlankheit, der sich aus dem Verhältnis maximaler Spannweite (l) zur
Höhe des Überbaus (h), das heißt l/h ergibt, sollte bei Straßenbrücken zwischen 17 und
25 liegen. Im Bezug auf das Taktschiebeverfahren ohne Hilfsstützen sollte der Wert der
Schlankheit rund 20 betragen ([8], S. 322].
Variantenuntersuchung bestehender Vorbauschnabelsysteme 46
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Betrachtet man die Schlankheit der Überbauten, so stellt man fest, dass zweiteilige
Überbauten im Vergleich zu den einteiligen Überbauten eine höhere Schlankheit
besitzen.
Bei den einteiligen Überbauten beträgt dieser Wert im Durchschnitt l/h= 23,0, bei den
zweiteiligen Überbauten l/h= 25,31.
Daran erkennt man, dass die einteiligen Überbauten im Durchschnitt höher sind.
Aus diesem Höhen-, Dicken- und Breitenunterschied resultiert ein höheres
Trägheitsmoment der einteiligen Querschnitte. Da der E-Modul für Stahl konstant ist,
resultiert eine höhere Steifigkeit für die einteiligen Stahlüberbauten.
Brückenname max.
Spannweite
[m]
Schlankheit l/h max.
Verformung
[m]
proz. Anteil
Überbau [%]
Svinesundbrücke 75 25 1,9 63
Thyratalbrücke 90 20,9 2,43 72
Al Mak Nimir Bridge 55 27,5 1,1 59
Talbrücke Elben 80 21,6 2 63
Talbrücke Schwarza 85 22,1 2,1 65
Talbrücke Seßlestal 87,5 21,1 2,3 66
Talbrücke Dambach 85 21,8 1,7 53
Talbrücke Reichenbach
75 23,8 1,5 60
Steinbachtalbrücke 78 18,9 0,9 62
Bahretalbrücke 76 27,1 2,7 66
Mittelwert 78,6 23 1,86 62,9
Beachte: proz. Anteil des Überbaus bezieht sich auf max. Spannweite die Überfahren werden muss
Tab. 4 Verformung und Schlankheit einteiliger Überbauten
Variantenuntersuchung bestehender Vorbauschnabelsysteme 47
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Brückenname max.
Spannweite [m]
Schlankheit l/h max. Verformung
[m]
proz. Anteil Überbau [%]
Dultenaugrabenbrücke 75,5 27,8 2,65 67
Seidewitztalbrücke 55 21,2 2,32 54
Lockwitztalbrücke 85 32,7 2,55 69
Dilltalbrücke Haiger 85 25 2,48 70
Sinntalbrücke 107 25,1 3,28 63
Nessetalbrücke 80 24,2 2,3 58
Wupper-Talbrücke Oehde
72,8 21,2 1,3 63
Mittelwert 80,04 25,31 2,41 63,43
Beachte: proz. Anteil des Überbaus bezieht sich auf max. Spannweite die Überfahren werden muss
Tab. 5 Verformung und Schlankheit zweiteiliger Überbauten
Einteilige Querschnitte müssen eine 4+0 Straßenführung ermöglichen, das bedeutet die
Erneuerung einer Richtungsfahrbahn bei gleichzeitiger Aufrechterhaltung des Verkehrs
auf der anderen Richtungsfahrbahn.
Der Fahrbahnplattenaustausch führt zu Zusatzbelastungen im Überbau, da der
torsionssteife Kastenquerschnitt über einen Bereich geöffnet wird. Ein zusätzlicher
Längsträger in der Trogmitte unterstützt die Fahrbahn beim Trennschnitt. Dieser
Längsträger wird durch Diagonalen in einem gewissen Abstand gestärkt, wodurch die
Steifigkeit des Überbaus zusätzlich erhöht wird.
Während des Verschubs setzt sich die Kragarmlänge des Überbaus aus der Länge des
Vorbauschnabels und der Länge des auskragenden Taktes zusammen (siehe Abbildung
28, S.40).
Der Stahlüberbau besitzt im Vergleich zum Vorbauschnabel ein viel höheres
Eigengewicht pro Meter. Somit beeinflusst die auskragende Länge des Überbaus
ebenfalls die Verformung.
Daran erkennt man, dass infolge des Eigengewichts des Stahlüberbaus und der geringen
Steifigkeit der Querschnitte bei zweiteiligen Überbauten der prozentuelle Anteil der
Verformung zur maximalen Spannweite höher ist.
Anhand der Zusammenfassung (siehe Anhang C Tabbelle C5), erkennt man, dass je
höher die Schlankheit, das heißt das Verhältnis von l/h des verschobenen Überbaus, ist
Variantenuntersuchung bestehender Vorbauschnabelsysteme 48
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
und je höher der prozentuale Anteil des Überbaus, desto größer ist die maximale
Verformung an der Vorbauschnabelspitze.
Am deutlichsten erkennt man dies an der „Lockwitztalbrücke“, der „Dultenaugraben-
brücke“, der „Bahretalbrücke“ und der „Dilltalbrücke Haiger“.
Brückenname Schlankheit l/h proz. Anteil
Überbau [%]
max. Verformung
[m]
Überbau
[to/m]
Lockwitztalbrücke 32,7 69 2,55 3,4
Dultenaugrabenbrücke 27,8 67 2,65 3,5
Bahretalbrücke 27,1 66 2,7 -*
Dilltalbrücke Haiger 25 70 2,48 3,8
* stand in den Literatur- bzw. Firmenangaben nicht zur Verfügung
Tab. 6 Verhältnis von Schlankheit und dem Anteil des Überbaus zur Verformung
Weiterhin erkennt man, dass je niedriger die Schlankheit des verschobenen Überbaus ist
und je niedriger der Anteil des Überbaus, desto geringer ist die Verformung des
Kragarms an der Vorbauschnabelspitze.
Dies erkennt man am deutlichsten an der „Talbrücke Dambach“, der „Talbrücke
Seßlestal“, der „Wupper-Talbrücke Oehde“ und der „Talbrücke Elben“
Brückenname Schlankheit l/h proz. Anteil
Überbau [%]
max. Verformung
[m]
Überbau
[to/m]
TB Seßlestal 21,1 66 2,3 7,9
Wupper-Talbrücke Oehde
21,2 63 1,3 4,4
TB Elben 21,6 63 2,0 6,8
TB Dambach 21,8 53 1,7 7,6
TB = Talbrücke
Tab. 7 Verhältnis von Schlankheit und dem Anteil des Überbaus zur Verformung
Variantenuntersuchung bestehender Vorbauschnabelsysteme 49
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Ausnahmen ergeben sich bei der „Thyratalbrücke“, der „Nesseltalbrücke“ und der
„Sinntaltalbrücke“.
Brückenname Schlankheit l/h proz. Anteil
Überbau [%]
max. Verformung
[m]
Überbau
[to/m]
Thyratalbrücke 20,9 72 2,43 7,4
Nessetalbrücke 24,2 58 2,3 4,1
Sinntalbrücke 25,1 63 3,28 4,5
Tab. 8 Verhältnis von Schlankheit und dem Anteil des Überbaus zur Verformung
Trotz der niedrigen Schlankheit besitzt die „Thyratalbrücke“ eine hohe Verformung.
Diese resultiert aus dem hohen Anteil des Überbaus, welcher ein Eigengewicht von
7,4 to/m besitzt. Daran erkennt man, dass der Vorbauschnabel mit einer Länge von
25,25 m beim Verschub der „Thyratalbrücke“ zu kurz war, wodurch die hohe
Verformung des Überbaus entstand.
Die „Nessetalbrücke“ besitzt einen schlanken Überbau mit einem geringen prozentualen
Anteil des Überbaus, jedoch ein überdurchschnittlich hohes Gewicht für einen
zweiteiligen Überbau von 4,1 to/m.
Wie die „Nessetalbrücke“ besitzt die „Sinntalbrücke“ einen schlanken Überbau mit
einem geringen prozentualen Anteil des Überbaus, auch einem überdurchschnittlich
hohen Gewicht für einen zweiteiligen Überbau von 4,5 to/m. Hinzu kommt, dass der
Vorbauschnabel im Vergleich zur „Nessetalbrücke“, welcher 0,88 to/m wiegt, mit
1,77 to/m viel schwerer ist.
Die betrachteten Verformungen der einzelnen Brückenbauwerke an der
Vorbauschnabelspitze sind, wie bereits erläutert, von der Schlankheit des Überbaus,
dem Längenanteil des auskragenden Überbaus, somit dessen Eigengewicht sowie
geringfügig vom Eigengewicht des Vorbauschnabels abhängig.
Hinzu kommt, dass die Werkstattform, das heißt die Überhöhung der einzelnen
Schüsse, die Verformung beeinflusst.
Da die Verformung von den genannten Parametern abhängig ist, ergeben sich die
Streuungen im Vergleich. Jede Brücke besitzt unterschiedliche Überbauten mit den
dazu gehörigen Steifigkeiten.
Variantenuntersuchung bestehender Vorbauschnabelsysteme 50
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Tab. 9 Streuung des Schlankheitswerts und der damit verbundenen max. Verformung
Damit ein variabler Vorbauschnabel für den Verschub von unterschiedlichen
Überbauten mit unterschiedlichen Spannweiten verwendet werden kann, muss dieser
einen Bereich der Verformung von 0,9 m bis 2,7 m ausgleichen können.
0
0,5
1
1,5
2
2,5
3
3,5
15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 33 34 35
max
. Ver
form
un
g [m
]
Schlankheit l/h
Variantenuntersuchung bestehender Vorbauschnabelsysteme 51
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
3.2.3.3 Vergleichsanalyse - Gewicht Vorbauschnabel
Die Vergleichsanalyse des Gewichts verschiedener Vorbauschnäbel zeigt, dass diese im
Durchschnitt ein Eigengewicht von 1,47 to/m besitzen.
Bei der Gesamtgegenüberstellung wurden verschiedene Formen des Längsträgers, auch
deren Ausbildung als fachwerkartige oder vollwandige Bauweise berücksichtigt.
* stand in den Literatur- bzw. Firmenangaben nicht zur Verfügung
Tab. 10 Gesamtgegenüberstellung - Gewicht des Vorbauschnabels -
Extremwerte ergeben sich bei den Vorbauschnäbeln der „Svinesundbrücke“, der
„Lockwitztalbrücke“, der „Talbrücke Elben“ und der „Talbrücke Schwarza“.
Das Gewicht pro Meter liegt bei diesen Vorbauschnäbeln zwischen 2,04 to/m und
2,61 to/m.
Die Vorbauschnäbel der „Svinesundbrücke“ und „Lockwitztalbrücke“ wurden als
fachwerkartige Vorbauschnäbel der Vorbauschnabelsysteme - Variante 4 ausgeführt.
Bei der „Talbrücke Elben“ und „Talbrücke Schwarza“ wurde der gleiche
Vorbauschnabel verwendet. Dieser wurde als fachwerkartiger Vorbauschnabel nach
dem Vorbauschnabelsystem - Variante 5 ausgeführt.
Brückenname Länge VBS [m]
Breite VBS [m] Gewicht VBS [to]
Gewicht pro Meter [to/m]
Dultenaugrabenbrücke 25,25 4,5 28 1,11
Svinesundbrücke 28 6,5 73 2,61
Seidewitztalbrücke 25,25 7,96 31 1,23
Lockwitztalbrücke 26,5 6,5 54 2,04
Thyratalbrücke 25,25 8 31 1,23
Dilltalbrücke Haiger 25,25 5,6 29,5 1,17
Al Mak Nimir Bridge 22,5 12,01 25 1,11
Sinntalbrücke 39,7 4,36 69 1,74
Bahretalbrücke 26 -* -* -*
Nessetalbrücke 33,9 6,03 30 0,88
Talbrücke Elben 30 7,4 65 2,17
Talbrücke Schwarza 30 7,4 65 2,17
Wupper-Talbrücke Oehde
27,1 5,6 33 1,22
Talbrücke Seßlestal 30 7,9 40 1,33
Talbrücke Dambach 39,7 7,78 40 1,01
Talbrücke Reichenbach 29,8 8,5 34 1,14
Steinbachtalbrücke 29,3 7,98 -* -*
Mittelwert 1,47
Variantenuntersuchung bestehender Vorbauschnabelsysteme 52
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Da die Vorbauschnäbel ein im Verhältnis zum Durchschnitt überdurchschnittlich hohes
Eigengewicht pro Meter besitzen und somit im Vergleich zu den anderen
Vorbauschnäbeln höhere Materialkosten verursachen, werden diese
Vorbauschnabelsysteme bei der Entwicklung eines variablen Vorbauschnabels nicht
berücksichtigt. Hinzu kommt, dass in Kapitel 3.2.3.1 „Vergleichsanalyse -
Abhängigkeit der Länge des Vorbauschnabels von der maximalen Spannweite des
Überbaus“ festgestellt wurde, dass das Eigengewicht des Vorbauschnabels, wenn auch
gering, die Verformung des Überbaus während des Verschubs erhöht.
Der Gewichtsvergleich der Vorbauschnäbel erfolgte weiterhin in Abhängigkeit von der
Ausbildung der Längsträger.
Bei der Untersuchung der fachwerkartig ausgeführten Längsträger wurde der Mittelwert
des Eigengewichts pro Meter mit und ohne den Vorbauschnäbeln der
„Svinesundbrücke“, der „Lockwitztalbrücke“, der „Talbrücke Elben“ und der
„Talbrücke Schwarza“ aus den oben genannten Gründen gebildet.
Brückenname Länge VBS
[m]
Breite VBS
[m]
Gewicht VBS
[to]
Gewicht pro Meter
[to/m]
Dultenaugrabenbrücke 25,25 4,5 28 1,11
Seidewitztalbrücke 25,25 7,96 31 1,23
Thyratalbrücke 25,25 8 31 1,23
Dilltalbrücke Haiger 25,25 5,6 29,5 1,17
Wupper-Talbrücke Oehde 27,1 5,6 33 1,22
Talbrücke Seßlestal 30 7,9 40 1,33
Steinbachtalbrücke 29,3 7,98 -* -*
Svinesundbrücke 28 6,5 73 2,61
Lockwitztalbrücke 26,5 6,5 54 2,04
Talbrücke Elben 30 7,4 65 2,17
Talbrücke Schwarza 30 7,4 65 2,17
Mittelwert: 1,59
Mittelwert (ohne parallelgurtige VBS): 1,21
* stand in den Literatur- bzw. Firmenangaben nicht zur Verfügung
Tab. 11 Gewicht von fachwerkartig ausgeführten Vorbauschnäbeln
Variantenuntersuchung bestehender Vorbauschnabelsysteme 53
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Brückenname Länge VBS [m]
Breite VBS [m]
Gewicht VBS [to]
Gewicht pro Meter [to/m]
Al Mak Nimir Bridge 22,5 12,01 25 1,11
Sinntalbrücke 39,7 4,36 69 1,74
Bahretalbrücke 26 -* -* -*
Nessetalbrücke 33,9 6,03 30 0,88
Talbrücke Dambach 39,7 7,78 40 1,01
Talbrücke Reichenbach 29,8 8,5 34 1,14
Mittelwert: 1,176
* stand in den Literatur- bzw. Firmenangaben nicht zur Verfügung
Tab. 12 Gewicht von vollwandig ausgeführten Vorbauschnäbeln
Der Vergleich zeigt, dass die vollwandig ausgeführten Längsträger im Vergleich zu den
fachwerkartig ausgeführten Längsträgern geringfügig leichter sind.
Der Vorbauschnabel der „Lockwitztalbrücke“ entstand aus einem Schalwagen, der zur
Herstellung der Fahrbahnplatte der „Neuen Elbebrücke Pirna“ verwendet wurde.
Wie in Kapitel 1.3 „Problem und Zielstellung der Arbeit“ bereits erwähnt, zählt der
Vorbauschnabel bei seiner ersten Verwendung zu den kostenintensivsten Ausrüstungs-
gegenständen beim Taktschiebeverfahren.
Aus diesem Grund ist davon auszugehen, dass bei manchen Vorbauschnäbeln
vorhandene Materialien, welche stärker dimensioniert waren als aus statischen
Belangen erforderlich, verwendet wurden. Somit wurde der Vorbauschnabel massiver
und schwerer. Dazu kommt, dass die Vorbauschnäbel unterschiedlich optimiert
wurden. Dadurch entstehen die Streuungen beim Verhältnis Gewicht pro Meter.
Für die Erstellung einer Verschubstatik sowie bei der Entwicklung eines
Vorbauschnabels kann zur Vorbemessung ein Eigengewicht des Vorbauschnabels von
1,47 to/m verwendet werden.
Variantenuntersuchung bestehender Vorbauschnabelsysteme 54
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3.2.3.4 Vergleichsanalyse - Abhängigkeit der Breite des Vorbauschnabels von der Breite des Überbaus
Da ein variabler Vorbauschnabel auch bei unterschiedlichen Querschnittsformen
verwendet werden soll, wurde der Vergleich in Abhängigkeit dieser Querschnittsformen
geführt.
Dabei fand eine Unterscheidung zwischen einem stählernen Trog und einem stählernen
Hohlkasten statt.
Die Gesamtgegenüberstellung für den stählernen Trog zeigt, dass die Breite des
Vorbauschnabels, das heißt der Achsabstand der Längsträger, der Breite des Untergurts
vom stählernen Trog entspricht.
Brückenname Breite UG [m] Breite VBS [m]
Dultenaugrabenbrücke 4,5 4,5
Lockwitztalbrücke 6,5 6,5
Thyratalbrücke 8 8
Dilltalbrücke Haiger 5,6 5,6
Nessetalbrücke 6,03 6,03
Talbrücke Elben 7,4 7,4
Talbrücke Schwarza 7,4 7,4
Wupper-Talbrücke Oehde 5,6 5,6
Talbrücke Seßlestal 7,9 7,9
Talbrücke Dambach 7,8 7,78
Talbrücke Reichenbach 8,5 8,5
Steinbachtalbrücke 8 7,98
Mittelwert: 6,94 6,93
Beachte: Die Breite des Vorbauschnabel ergibt sich aus dem Achsabstand der Längsträger!
Tab. 13 Gesamtgegenüberstellung Breite des Vorbauschnabels zur Breite Überbau bei einem stählernen Trog
Um beim Verschub des stählernen Überbaus eine Übertragung der auftretenden
Vertikalkräfte in den Überbau zu ermöglichen, werden die Verschublager im
Achsabstand der Stege vom Überbau positioniert. Beim Verschub eines Trogs ergibt
sich die Breite des Vorbauschnabels aus dem Schnittpunkt der Stege mit dem
Untergurtblech.
Variantenuntersuchung bestehender Vorbauschnabelsysteme 55
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Die durchschnittliche Gesamtbreite des Untergurtblechs und somit des Vorbauschnabels
beträgt 6,9 m.
Während der Untersuchung wurde, ähnlich der Untersuchung der Verformung,
zwischen einem einteiligen und zweiteiligen Überbau unterschieden.
Man kann deutlich erkennen, dass die Breite des Untergurtblechs von einteiligen
Überbauten im Vergleich zu zweiteiligen Überbauten breiter ist.
Im Durchschnitt beträgt die Breite des Vorbauschnabels bei einteiligen Überbauten
7,85 m, bei zweiteiligen Überbauten 5,65 m.
Beim einteiligen Überbau ergibt sich ein Breitenbereich von 7,4 m bis 8,5 m, bei
zweiteiligen Überbauten 4,5 m bis 6,5 m.
Brückenname Breite UG [m] Breite VBS [m]
Thyratalbrücke 8 8
Talbrücke Elben 7,4 7,4
Talbrücke Schwarza 7,4 7,4
Talbrücke Seßlestal 7,9 7,9
Talbrücke Dambach 7,8 7,78
Talbrücke Reichenbach 8,5 8,5
Steinbachtalbrücke 8 7,98
Mittelwert: 7,86 7,85
Tab. 14 Breite bei einteiligen Überbauten
Brückenname Breite UG [m] Breite VBS [m]
Dultenaugrabenbrücke 4,5 4,5
Lockwitztalbrücke 6,5 6,5
Dilltalbrücke Haiger 5,6 5,6
Nessetalbrücke 6,03 6,03
Wupper-Talbrücke Oehde 5,6 5,6
Mittelwert: 5,65 5,65
Tab. 15 Breite bei zweiteiligen Überbauten
Variantenuntersuchung bestehender Vorbauschnabelsysteme 56
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Wird ein Überbau mit getrennten Hohlkästen verschoben, so erfolgt dies über die
inneren oder äußeren Stege der getrennten Hohlkästen. Somit entspricht der
Achsabstand der Längsträger vom Vorbauschnabel beim Verschub von Hohlkästen dem
Achsabstand der inneren oder äußeren Stege.
Die durchschnittliche Gesamtbreite des Vorbauschnabels beträgt 7,07 m.
Vergleicht man die „Seidewitztalbrücke“ mit der „Al Mak Nimir Bridge“ so erkennt
man deutliche Unterschiede bei der Breite des Vorbauschnabels.
Die „Seidewitztalbrücke“ besteht aus einem zweiteiligen Überbau. Sie wurde über die
äußeren Stege der zwei getrennten Hohlkästen geschoben. Der Achsabstand der
Hohlkästen beträgt 6,5 m, der Achsabstand der Stege und somit die Breite des
Vorbauschnabels beträgt 7,96 m.
Aus einem einteiligen Überbau besteht die „Al Mak Nimir Bridge“. Diese Brücke
wurde über die inneren Stege der zwei getrennten Höhlkästen verschoben. Der
Achsabstand der Hohlkästen beträgt 13,41 m, der der inneren Stege und somit der
Breite des Vorbauschnabels 12,01 m.
Da der Vorbauschnabel der „Al Mak Nimir Bridge“ mit einer Breite von 12,01 m
extrem vom Maximalwert der anderen Breiten, welcher 8,5 m beträgt, abweicht, wird
dieser bei der Festlegung des Breitenintervalls nicht berücksichtigt.
Da im Verhältnis zu Brücken mit einem Stahltrog die Parameter von Brücken mit
getrennten Hohlkästen gering sind, wurde auf eine Unterscheidung zwischen einem
einteiligen und zweiteiligen Überbau verzichtet.
Brückenname Breite UG [m] Breite VS [m]
Svinesundbrücke 2x11 6,5
Seidewitztalbrücke 2x1,62 7,96
Al Mak Nimir Bridge 2x1,49 12,01
Sinntalbrücke 2x1,9 4,36
Bahretalbrücke 3,2 -*
Mittelwert: 7,71
* stand in den Literatur- bzw. Firmenangaben nicht zur Verfügung
Tab. 16 Gesamtgegenüberstellung Breite des Vorbauschnabels zur Breite des Überbaus bei einem stählernen Hohlkasten
Variantenuntersuchung bestehender Vorbauschnabelsysteme 57
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Die Auswertung zeigt, dass ein variabler VBS unabhängig eines einteiligen- oder
zweiteiligen Überbaus einen Breitenbereich von 4,5 m bis 8,5 m abdecken sollte.
Das bedeutet, dass der VBS aus konstruktiver Sicht variabel gestaltet werden muss,
damit dieser Breitenbereich ohne erhöhte Aufwände realisiert werden kann.
Variantenuntersuchung bestehender Vorbauschnabelsysteme 58
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3.2.3.5 Vergleichsanalyse - Abhängigkeit der Höhe des Vorbauschnabels von der Schlankheit
Im Kapitel 3.2.3.2 „Vergleichsanalyse - Abhängigkeit der Verformung von der
maximalen Spannweite“ wurde festgestellt, dass der Wert der Schlankheit, der sich aus
dem Verhältnis maximaler Spannweite (l) zur Höhe des Überbaus (h), das heißt l/h
ergibt, im Bezug auf das Taktschiebeverfahren rund 20 betragen soll.
Aus diesem Verhältnis l/h = 20 kann die Höhe des Vorbauschnabels im Bereich des
Anschlusses an den Überbau für die entsprechende Spannweite festgelegt werden.
Die Gesamtgegenüberstellung zeigt, welche Höhe der verwendete Vorbauschnabel beim
Verschub der ausgewählten Brücken besaß. Weiterhin wurde die ideale Höhe aus der
maximalen Spannweite und der für das Taktschieben idealen Schlankheit ermittelt.
Brückenname Höhe
Überbau [m]
Höhe
VBS
[m]
max.
Spannweite (l)
[m]
Schlankheit
(l/h)
ideale Höhe
h = l/20
Dultenaugrabenbrücke 2,72 4,5 75,5 27,8 3,78
Svinesundbrücke 3 3,17 75 25 3,75
Seidewitztalbrücke 2,6 4,5 55 21,2 2,75
Lockwitztalbrücke 2,6 2,24 85 32,7 4,25
Thyratalbrücke 4,3 4,5 90 20,9 4,5
Dilltalbrücke Haiger 3,4 4,5 85 25 4,25
Al Mak Nimir Bridge 2 2 55 27,5 2,75
Sinntalbrücke 4,27 3,8 107 25,1 5,35
Bahretalbrücke -* -* 76 27,1 -*
Nessetalbrücke 3,3 2,5 80 24,2 4
Talbrücke Elben 3,7 3,85 80 21,6 4
Talbrücke Schwarza 3,85 3,85 85 22,1 4,25
Wupper-Talbrücke Oehde
3,43 3,43 72,8 21,2 3,64
Talbrücke Seßlestal 4,14 4,14 87,5 21,1 4,38
Talbrücke Dambach 3,9 3,92 85 21,8 4,25
Talbrücke Reichenbach 3,15 3,2 75 23,8 3,75
Steinbachtalbrücke 4,12 2,85 78 18,9 3,9
Mittelwert: 3,41 3,56 79,23 23,95 3,74
* stand in den Literatur- bzw. Firmenangaben nicht zur Verfügung
Tab. 17 Gesamtgegenüberstellung Höhe des Vorbauschnabels
Variantenuntersuchung bestehender Vorbauschnabelsysteme 59
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Anhand der Gesamtgegenüberstellung erkennt man, dass die durchschnittliche Höhe der
verwendeten Vorbauschnäbel 3,56 m betrug. Die berechnete ideale Höhe für die
verwendeten Vorbauschnäbel beträgt 3,74 m. Weiterhin wird deutlich, dass im
Durchschnitt die Höhe des Überbaus der Höhe des Vorbauschnabels entsprach.
Am Beispiel der „Dultenaugrabenbrücke“ und „Seidewitztalbrücke“ erkennt man, dass
die vorhandene Höhe des Vorbauschnabels extrem von der Höhe des Überbaus
abweicht. Dies resultiert daraus, dass bei diesen Brücken der gleiche Vorbauschnabel
zur Anwendung kam, welcher ursprünglich für den Verschub der „Dilltalbrücke-
Haiger“ entwickelt wurde.
Hier wird der Vorteil der Flexibilität eines klappbaren Anschlusses sichtbar.
Weiterhin wird deutlich, dass im Durchschnitt die Höhe der verwendeten
Vorbauschnäbel etwa der berechneten idealen Höhe entspricht. Extreme Abweichungen
ergeben sich bei der „Seidewitztalbrücke“, der „Lockwitztalbrücke“ und der
„Sinntalbrücke“. Wie schon im Kapitel 3.2.3.3 „Vergleichsanalyse - Gewicht
Vorbauschnabel“ beschrieben, entstand der VBS der „Lockwitztalbrücke“ aus einem
Schalwagen, die Höhe des Fachwerks wurde nicht geändert.
Für die „Sinntalbrücke“ wurde eine ideale Höhe von 5,35 m berechnet. Da der Vorbau-
schnabel, wie schon im Kapitel 3.2.1.2 „ Erläuterung des Vorbauschnabelsystems -
Variante 2“ beschrieben, über eine Adapterplatte an den Steg des Hohlkastens ange-
schlossen wurde, konnte dieser nicht höher ausgeführt werden, da die Höhe des
inliegenden Stegs des Hohlkastens minimal 3,91 m betrug.
Betrachtet man den Parameter „Höhe“ aus statischer Sicht, so ergibt sich, dass je
niedriger die Höhe eines Vorbauschnabels ausgeführt wird, desto höher werden die
auftretenden Schnittkräfte infolge der Aufspaltung der Momente am ersten Takt.
Die Gesamtgegenüberstellung lässt erkennen, dass die Höhe des Vorbauschnabels im
Bereich des Anschlusses von der maximalen Spannweite und der für das Taktschieben
idealen Schlankheit von 20, abhängig ist.
Deshalb sollte bei der Entwicklung eines Vorbauschnabels aus der maximalen
Spannweite unter Beachtung der Schlankheit von 20, die Höhe des Vorbauschnabels im
Bereich des Anschlusses festgelegt werden. Jedoch muss dies unter Beachtung des
gewählten Anschlusses und der damit verbundenen Möglichkeit des Anschlusses vom
VBS an den Überbau erfolgen.
Variantenuntersuchung bestehender Vorbauschnabelsysteme 60
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
3.2.3.6 Auswertung der Form des Längsträgers Anhand der Betrachtung verschiedener Vorbauschnabelsysteme erkennt man, dass es
vier verschiedene Formen der Längsträger gibt. Die Wahl der Form des Längsträgers
erfolgt auch in Abhängigkeit von der Wahl des Anschlusses am Überbau.
Im folgenden sollen die vier Formen der Längsträger verglichen und deren Vor- und
Nachteile aus geometrischer, statischer und montagetechnischer Sicht betrachtet
werden.
Der Anhang D enthält eine Tabelle, in welcher die wesentlichen Punkte erläutert sind.
Die dreieckig ausgebildeten Längsträger können mit einem geraden oder gebogenen
Untergurt ausgeführt werden.
Die Form ist dabei dem während der Ruhephasen und dem während des Verschubs am
Kragarm auftretenden Schnittkraftverlauf angepasst, dies führt im Vergleich zu den
rechteckig ausgeführten Längsträgern zu Eigengewichtseinsparungen (siehe Anhang A,
Abb. A8 Phase 1). Die im Kapitel 3.2.3.3 ausgeführte „Vergleichsanalyse - Gewicht
Vorbauschnabel“ bestätigt dies.
Somit ergibt sich gegenüber den rechteckig ausgeführten Längsträgern ein
wirtschaftlicher Vorteil.
Bei einem dreieckig und rechteckig ausgeführten Längsträger mit geradem Untergurt,
ist die Höhe des Verformungsausgleichs von der Wahl des Anschlusses abhängig.
Dieser kann keilförmig oder klappbar erfolgen.
Der Verformungsausgleich bei einem dreieckig und rechteckig ausgebildeten
Längsträger mit gebogenem Untergurt erfolgt über den Untergurt und ist wie schon
erwähnt vom gewählten Radius abhängig. Der Anschluss dieses Längsträgers erfolgt
starr in der Tangente des Überbaus liegend.
Die Vor- und Nachteile der jeweiligen Anschlussart werden im folgenden Kapitel näher
beschrieben.
Ein variabler Vorbauschnabel soll eine Anpassung der Länge bei unterschiedlichen
Randbedingungen, das heißt veränderlichen Spannweiten und der daraus folgenden
veränderlichen Verformung ermöglichen.
Das Ziel der Arbeit besteht darin, einen Vorbauschnabel für maximale Spannweiten
zwischen 60 m und 100 m zu entwickeln.
Variantenuntersuchung bestehender Vorbauschnabelsysteme 61
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Aus der im Kapitel 3.2.3.1 geführten „Vergleichsanalyse – Abhängigkeit der Länge des
Vorbauschnabels von der maximalen Spannweite des Überbaus“ geht hervor, dass die
Länge des Vorbauschnabels 37% der maximalen Spannweite betragen soll. Daraus
ergibt sich ein Längenbereich des Vorbauschnabels von:
- bei maximal 60 m Spannweite: lVBS = 0,37 x 60 = 22,2 m ~ 25 m
- bei maximal 100 m Spannweite: lVBS = 0,37 x 100 = 37 m ~ 40 m
Ein Kürzen oder Verlängern der dreieckigen Längsträger mit geradem Untergurt kann
an der Spitze oder am Anschlußbereich des Vorbauschnabels vollzogen werden.
Dabei muss beachtet werden, dass eine Kürzung im Anschlussbereich eine Veränderung
der ursprünglichen Höhe bewirkt, welche die Fertigung einer neuen
Anschlusskonstruktion zum Beispiel einer Adapterplatte oder eines Rahmen erfordert.
Soll die Höhe der Anschlusskonstruktion konstant bleiben, so ist ein Verlängern und vor
allem Kürzen nur an der Vorbauschnabelspitze möglich.
Daran erkennt man wieder, dass die Form des Längsträgers vom gewählten Anschluss
abhängig ist.
Ein rechteckig ausgebildeter Vorbauschnabel mit geradem Untergurt kann im
Anschlussbereich sowie an der Vorbauschnabelspitze gekürzt oder verlängert werden,
da dessen Höhe über die gesamte Länge konstant ist.
Abb. 32 Längenanpassung eines dreieckigen Längsträgers mit geradem Untergurt
Variantenuntersuchung bestehender Vorbauschnabelsysteme 62
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Infolge des geraden Untergurts vom Längsträger kann der Verschub nicht konstant
erfolgen, da der Knick, der im Bereich des Anschlusses durch die erforderliche
Anstellung des Vorbauschnabels entsteht, durch die in Kapitel 3.2.1.1 und Kapitel
3.2.1.2 beschriebenen Montageabläufe der einzelne Vorbauschnabelsysteme, beseitigt
werden muss.
Weiterhin ermöglicht der gerade Untergurt des Vorbauschnabels eine konstante
Lastverteilung auf den Verschubwippen mit den darauf befindlichen Elastomerkissen
und PTFE-Platten.
Abb. 33 Lasteinleitung mit einem geraden Untergurt des Längsträgers
Eine Längenanpassung bei den Vorbauschnäbeln mit gebogenen Untergurt ist nur
begrenzt möglich. Ein Kürzen kann an der Vorbauschnabelspitze erfolgen. Jedoch muss
dabei beachtet werden, dass die Höhe des Verformungsausgleichs durch die
abnehmende Länge des Vorbauschnabels sinkt.
Ein Kürzen im Anschlussbereich bewirkt neben der abnehmenden Höhe des
Verformungsausgleichs, eine Änderung der Anschlusskonstruktion, da sich die Höhe
des Vorbauschnabels ebenfalls verringert.
Im Gegensatz zu den geraden Untergurten erfolgt der Verschub eines Vorbauschnabels
mit gebogenem Untergurt konstant. Dies ist jedoch nur möglich, solange auf
Zusatzfunktionen an der Vorbauschnabelspitze, zum Beispiel das Spitzenhubsystem
oder die Aufkletterfunktion durch zusätzliche Antennenträger, verzichtet werden kann.
VBS
PTFE- Platten
Elastomerkissen Verschubwippe
P [kN/m]
Variantenuntersuchung bestehender Vorbauschnabelsysteme 63
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Abb. 34 Längenanpassung eines dreieckigen Längsträgers mit gebogenem Untergurt
Der Radius des Untergurts muss auch unter Beachtung der Verschublagerlänge gewählt
werden. Ein zu niedriger Radius ermöglicht keine konstante Lastverteilung auf den
Verschubwippen und kann zur Überbeanspruchung einzelner PTFE-Platten führen.
Abb. 35 Lasteinleitung mit einem gebogenen Untergurt des Längsträgers
VBS
PTFE- Platten
Elastomerkissen Verschubwippe
P [kN/m]
Variantenuntersuchung bestehender Vorbauschnabelsysteme 64
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
3.2.3.7 Auswertung der Anschlussarten
Bei der Untersuchung verschiedener Vorbauschnabelsysteme wurde festgestellt, dass
der Anschluss von Vorbauschnäbeln in drei verschiedenen Varianten ausgeführt werden
kann.
Dabei erkennt man deutlich, dass die Wahl des Anschlusses auch von der Form des
Längsträgers abhängig ist.
Im Folgenden sollen die drei Anschlussarten verglichen und deren Vor - und Nachteile
aus geometrischer und montagetechnischer Sicht betrachtet werden. Der Anhang D
enthält eine Tabelle als Zusammenfassung, außerdem befindet sich im Anhang B die
Zeichnung 004, die die Anschlussarten darstellt.
Der klappbare Anschluss eines Vorbauschnabels am Überbau ermöglicht einen
variablen Verformungsausgleich. Dadurch besitzt dieser Anschluss und der damit
ausgeführte Vorbauschnabel eine hohe Variabilität bei veränderlichen
Randbedingungen.
An dem im ersten Schuss vom ersten Takt montierten Rahmen, können die Längsträger
des Vorbauschnabels montageerleichternd durch die Bolzenverbindung im Untergurt
und die Stirnplattenverbindung im Obergurt montiert werden.
Damit eine einfache Montage gewährleistet werden kann, sollte der Rahmen möglichst
vollständig in die Werkstattfertigung integriert werden und konstruktiv durch
entsprechende Schraubverbindungen ausgelegt werden.
Hinzu kommt, dass der Anschluss infolge des Rahmens unabhängig von der Höhe des
Überbaus ist, wodurch dieser bei unterschiedlichen Querschnittsformen des Überbaus
wiederverwendet werden kann und eine Höhenanpassung des Vorbauschnabels nicht
notwendig ist.
Der Ablauf, der beim Klappen des Vorbauschnabels stattfindet, wurde im Kapitel
3.2.1.1 „Erläuterung des Vorbauschnabelsystems - Variante 1“ näher beschrieben.
Anhand des Ablaufs erkennt man, dass der Verschub durch den ständigen Ein- und
Ausbau der Zwischenstücke und der damit verbundenen Anpassung des Winkels vom
Vorbauschnabels, gestoppt werden muss, sodass kein konstanter Verschub stattfinden
kann.
Hinzu kommt, dass der Anschlussbereich zur Aktivierung und Deaktivierung sowie
zum Ein- und Ausbau der Zwischenstücke zugänglich sein muss. Dies sorgt beim
Variantenuntersuchung bestehender Vorbauschnabelsysteme 65
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Verschub eines Hohlkastenquerschnitts für einen erhöhten Rüstungsaufwand, da wie
beim Verschub der „Seidewitztalbrücke“ geschehen, der Laufsteg zum
Anschlussbereich auf dem Obergurt des Hohlkastenquerschnitts über eine gewisse
Länge angeordnet wurde.
Die zum Klappen des Vorbauschnabels verwendeten Hydraulikpressen stellen einen
Risikofaktor dar, da im Havariefall und dem damit verbundenen Ausfall der
Hydraulikpressen, der Vorbauschnabel funktionsuntüchtig und der Verschub bis zum
Austausch der entsprechenden Pressen gestoppt werden muss.
Abb. 36 Anschluss nach Vorbauschnabelssystem - Variante 1 (siehe Anhang B - Zeichnung 004)
Wie bei dem klappbaren Anschluss, ist die Höhe des Verformungsausgleichs bei einem
keilförmigen Anschluss des Vorbauschnabels am Überbau, unabhängig von der Länge
des Vorbauschnabels. Das bereits schon in der Werkstatt an den ersten Schuss des
ersten Takts angeschweißte Adapterstück ermöglicht eine einfache Montage des
Vorbauschnabels durch die vorhandene Stirnplattenverbindung. Allerdings erfordert das
Lochbild der Stirnplatte vom Adapterstück und vom Vorbauschnabel eine sehr genaue
Fertigung, damit die Schraubenverbindungen Normgerecht ausgeführt werden können
und Nacharbeiten während der Montage vermieden werden.
Ohne Verwendung des meist an der Vorbauschnabelspitze vorhandenen
Spitzhubsystems, wird ein konstanter Verschub bis zum Erreichen des Knicks am
Übergang von Vorbauschnabel zum Überbau erreicht.
Der Ablauf, welcher bei der Verwendung des Spitzenhubsystems stattfindet, wurde im
Kapitel 3.2.1.2 „Erläuterung des Vorbauschnabelsystems - Variante 2“ näher
beschrieben. Weiterhin wurde in diesem Kapitel auch die für den weiteren Verschub
erforderlichen Maßnahmen zum Überwinden des Knicks erläutert.
Rahmen
Überbau
Lasteinleitungsträger
Variantenuntersuchung bestehender Vorbauschnabelsysteme 66
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Dabei stellt man fest, dass der Überbau durch den Einsatz von Hydraulikpressen
angehoben werden muss. Durch diesen Vorgang, der mit dem Ein- und Ausbau des
Keils verbunden ist, wird ausreichend Platz auf den Pfeilern benötigt.
Weiterhin ermöglicht der keilförmige Anschluss keinen variablen
Verformungsausgleich während des Verschubs infolge des festen Anstellwinkels,
welcher über das Adapterstück realisiert wird.
Somit können auftretende Temperaturlastfälle oder Rechenungenauigkeiten den Ablauf
des Verschubs stören, da die theoretisch berechnete Verformung sich erhöht hat und die
Vorbauschnabelspitze nicht auf die Verschubwippe auflaufen kann.
Die Höhe des Adapterstücks ist von der Höhe des Überbaus abhängig. Der Verschub
von unterschiedlichen Überbauquerschnitten erfordert so die Neuanfertigung des
Adapterstücks. Weiterhin wird eine Neuanfertigung notwendig, sobald sich der
erforderliche Anstellwinkel des Vorbauschnabels ändert.
Abb. 37 Anschluss nach Vorbauschnabelssystem - Variante 2 (vgl. Anhang B- Zeichnung 004)
Wie bei dem klappbaren Anschluss, stellen die für das Anheben des Überbaus und zur
Benutzung des Spitzenhubssystems verwendeten Pressen einen Risikofaktor dar, der
den Ablauf des Verschubvorgangs stören kann. Durch eine Hilfskonstruktion muss das
Anheben des Vorbauschnabels samt Überbau beim Ausfall der Hubpressen realisiert
werden, damit diese ausgetauscht werden können. Dieser Vorgang erfordert ebenfalls
Platz auf den Pfeilern.
Weiterhin muss beachtet werden, dass die vorhandenen Verschubwippen für eine
exzentrische Lasteinleitung, die aus dem Ausfahren des Hubzylinders vom
Spitzenhubsystem erfolgt, statisch ausgelegt sind.
Überbau
Adapterplatte
Variantenuntersuchung bestehender Vorbauschnabelsysteme 67
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Abb. 38 Spitzenhubsystem vor dem Anheben des Überbaus
Betrachtet man den Verschubvorgang eines Überbaus mit einem starr in der Tangente
des Überbaus angeschlossenen Vorbauschnabel, der ohne den Einsatz der Aufkletter-
funktion stattfindet, so stellt man fest dass dieser konstant verläuft.
Die gebogene Form des Untergurts vom Längsträger ermöglicht einen ebenen Übergang
zwischen Überbau und Vorbauschnabel. Hinzu kommt, dass auf den Einsatz von
Hydraulik verzichtet werden kann, solange der Verschub ohne die Aufkletterfunktion
stattfindet. Im Vergleich zu dem klappbaren- und kleiförmigen Anschluss erfolgt der
Verschub schneller, da auf den Ein- und Ausbau der Zwischenstücke oder das Heben
des Überbaus verzichtet werden kann.
Die Höhe des Verformungsausgleichs ist vom Radius des Längsträgers und somit von
dessen Länge abhängig. Eine Kürzung des Längsträgers führt zur Reduzierung der
Höhe vom Verformungsausgleich.
Wie beim keilförmigen Anschluss können auftretende Temperaturlastfälle oder
Rechenungenauigkeiten den Ablauf des Verschubs stören, da die theoretisch berechnete
Verformung sich erhöht hat und die Vorbauschnabelspitze nicht auf die Verschubwippe
auflaufen kann.
VBS
Variantenuntersuchung bestehender Vorbauschnabelsysteme 68
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Abb. 39 Anschluss nach Vorbauschnabelssystem - Variante 3 (vgl. Anhang B - Zeichnung 004)
Um die Variabilität bei veränderlichen Randbedingungen zu erhöhen, werden an der
Vorbauschnabelspitze Antennenträger montiert. Diese ermöglichen ein Aufklettern des
Vorbauschnabels. Der Ablauf, welcher während des Aufkletterns stattfindet, wurde im
Kapitel 3.2.1.3 „Erläuterung des Vorbauschnabelsystems - Variante 3“ näher
beschrieben.
Anhand der Abbildung 40 erkennt man, dass die Spitze des Längsträgers nicht
vollständig auf der Verschubwippe aufliegt. Somit existiert eine Kante, sofern diese
nicht abgerundet wurde, wodurch es zu einem Abscheren der PTFE-Platte kommen
kann.
Abb. 40 Vorbauschnabelsspitze auf der Verschubwippe nach dem Aufklettern (vgl. Anhang B- Zeichnung 004)
Der Aufklettervorgang benötigt ausreichend Platz auf den Pfeilern und findet wie
beschrieben, unter dem Einsatz von Hydraulikpressen und den zum Aufklettern
benötigten Stapelträgern statt.
Nach dem Verschub über den Pfeiler muss das gesamte Equipment zum nächsten
Pfeiler gebracht werden.
Kante
Überbau VBS
Adapterplatten
Variantenuntersuchung bestehender Vorbauschnabelsysteme 69
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Wie beschrieben, befindet sich am Untergurt des Längsträgers beim Verschub mit
einem klappbaren Anschluss eine Markierung, die den Lastangriffspunkt bestimmt und
das abklappen des Vorbauschnabels erfordert.
Findet der Verschub mit einem Vorbauschnabel statt, der keilförmig oder starr in der
Tangente des Überbaus angeschlossen ist, so existieren während des Verschubs
unterschiedliche Lastangriffspunkte am Untergurt des Längsträgers, solange die
Zusatzfunktionen an der Vorbauschnabelspitze nicht benutzt werden. Dies resultiert aus
den unterschiedlichen Verformungen bei unterschiedlichen Spannweiten. Der
Angriffspunkt des Vorbauschnabels resultiert aus der Erstellung der Verschubstatik.
Daraus ergibt sich weiterhin die während des Verschubs existierende Länge des
auskragenden Überbaus, an welcher die auftretenden Schnittkräfte im Bereich des
Pfeilers ermittelt werden.
Findet der Verschub über die maximale Spannweite statt, so befindet sich der
Angriffspunkt am Untergurt des Längsträgers im Bereich der Vorbauschnabelspitze.
Aus dieser Position ergeben sich die zur Bemessung des Überbaus, Unterbaus und
Vorbauschnabels maßgebenden Schnittkräfte. Hinzu kommt, dass die vorhandenen
Auflagerkräfte zur Bemessung der Verschubwippen mit den darauf befindlichen
Elastormerkissen und PTFE-Platten verwendet werden.
Wie bereits erwähnt, können Rechenungenauigkeiten oder Temperaturverformungen zu
einer Verschiebung des Angriffspunkts in Richtung des Überbaus und somit zu einer
Längenerhöhung des auskragenden Überbaus führen.
Dies führt zu einer Erhöhung der berechneten Schnittkräfte und somit zu einer
Abweichung zu den ursprünglich berechneten Schnittkräften.
Am Beispiel der in Anhang A durchgeführten Berechnung des Verschubs der
„Dultenaugrabenbrücke“ soll der Anstieg der Schnittkräfte durch einen veränderten
Lastangriffspunkt gezeigt werden.
Die Abbildung 41 zeigt die in der ersten Phase vorhandenen Schnittkräfte am Überbau
und Unterbau. Der sich über dem Pfeiler befindliche Stützenschuss muss für ein
Moment von rund -66752 kNm ausgelegt werden. Die Verschublager müssen eine
Querkraft von rund 5140 kN abtragen können. Das Anschlussmoment am VBS beträgt
-5683 kNm.
Variantenuntersuchung bestehender Vorbauschnabelsysteme 70
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Abb. 41 Schnittkräfte bei einem theoretisch berechneten Lastangriffspunkt
Die Abbildung 42 zeigt den Anstieg der Schnittkräfte sobald sich der Lastangriffspunkt
am Untergurt des Vorbauschnabels um 1 m verschiebt. Es ist ein Anstieg des Moments
auf rund -69100 kNm und der Auflagerkraft auf 5233 kN zuerkennen.
Abb. 42 Schnittkräfte bei einem vorhandenen Lastangriffspunkt
Während des Verschubs werden die Horizontalkräfte, die aus dem Angriff von Wind
oder dem Verschub resultieren, über Seitenführungslager in den Unterbau abgeleitet.
Bei einem klappbaren Anschluss kann die Seitenführung von der Vorbauschnabelspitze
an durch den definierten Lastangriffspunkt erfolgen.
Wird ein Überbau mit einem keilförmig oder starr in der Tangente des Überbaus
liegenden angeschlossenen Vorbauschnabel verschoben, so ergeben sich
unterschiedliche Punkte ab dem die Horizontalkräfte abgetragen werden können.
Grundsätzlich sollte die Abtragung der Horizontalkräfte erfolgen, sobald der
Vorbauschnabel aufläuft und Vertikalkräfte erzeugt.
-66752kNm
5140kN
-5683kNm
-69100kNm
5233kN
-5683kNm
Entwicklung eines Vorbauschnabels 71
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
4 Entwicklung eines Vorbauschnabels
4.1 Vorstellung des Vorbauschnabels
Unter Beachtung der Zielstellung der vorliegenden Arbeit, wurde ein Vorbauschnabel
für maximale Spannweiten zwischen 60 m bis 100 m entwickelt.
Dabei konnte auf die im Kapitel 3.0 geführten Variantenuntersuchung verschiedener
Vorbauschnabelsysteme zurückgegriffen werden.
Infolge der hohen Anforderung an die Variabilität und der damit verbundenen
Wiederverwendbarkeit des Vorbauschnabels bei verschiedenen Projekten, hat sich der
Verfasser der Arbeit für die Entwicklung eines Vorbauschnabels nach dem
Vorbauschnabelsystems- Variante 1 entschieden.
Bei der Festlegung der Form des Längsträgers, der Abmessung und der Ausbildung des
Anschlusses vom VBS wurden folgende Faktoren berücksichtigt:
- der erforderliche Spannweitenbereich
- die zu erwartende Verformung an der Vorbauschnabelspitze
- der ideale Wert der Schlankheit für das Taktschieben von stählernen Überbauten
von 20
- das Eigengewicht und die damit verbundenen Möglichkeiten zur Reduzierung
- der erforderliche Breitenbereich
- die Höhe des Vorbauschnabels
- die Verwendung bei unterschiedlichen Überbauquerschnitten
- der Transport des Vorbauschnabels
Die Länge eines Vorbauschnabels soll rund 37% der maximalen Spannweite betragen.
Dadurch ergeben sich für den erforderlichen Spannweitenbereich folgende Längen:
- für 60 m Spannweite: Länge des Vorbauschnabels von 60 x 0,37 = 22,2 m�
minimal 25 m
- für 100 m Spannweite: Länge des Vorbauschnabels von 100 x 0,37 = 37,0 m�
maximal 40 m
Um Spannweiten zwischen 60 m bis 100 m zu ermöglichen, kann der VBS in einzelne
Segmente zerlegt werden. Durch Stirnplattenverbindungen, welche rund alle 5 m – von
Entwicklung eines Vorbauschnabels 72
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
der Vorbauschnabelspitze aus gemessen- im Untergurt und Obergurt des Längsträgers
vorhanden sind, können diese einzelnen Segmente miteinander verbunden werden. Die
Diagonalen sind durch Laschenstöße miteinander verbunden.
Weiterhin wurde der Längsträger- 13,5 m vom Anschlussbereich aus gemessen-
ebenfalls getrennt. Somit können Schwerlasttransporte mit Überlänge vermieden
werden.
Abb. 43 Längenanpassung des Vorbauschnabels
Der VBS muss Verformungen an der Vorbauschnabelsspitze von 0,9 m bis 2,7 m
ausgleichen können. Hinzu kommt, dass der VBS bei unterschiedlichen
Überbauquerschnitten verwendet werden soll. Dies bekräftigt die Entscheidung, den
VBS nach dem Vorbauschnabelsystem - Variante 1 zu entwickeln. Der
Anschlussrahmen und der damit verbundene klappbare Anschluss können die gestellten
Anforderungen am variabelsten erfüllen.
Ein weiterer Faktor, den es zu beachten gilt, ist die Reduzierung des Eigengewichts des
Vorbauschnabels. Infolge dessen besitzt der Längsträger eine dreieckige Form und ist
somit an dem Schnittkraftverlauf angepasst.
Die vorangegangenen Untersuchen haben gezeigt, dass die vollwandig ausgeführten
Längsträger im Vergleich zu den fachwerkartig ausgeführten Längsträgern geringfügig
leichter sind.
Dennoch entschied, sich der Verfasser der Arbeit für die Entwicklung eines
fachwerkartig ausgeführten Längsträgers. Betrachtet man Vorbauschnäbel, die
vollwandig ausgeführte Längsträger besitzen, so erkennt man, dass die Längsträger zur
Aussteifung des Stegbleches neben Querrippen auch zahlreiche Längsrippen besitzen.
Der Aufwand für Schneid- und Schweißarbeiten entspricht etwa dem eines
Fachwerklängsträgers. Hinzu kommt, dass bei Maßnahmen zur Verstärkung des
Längsträgers, welche infolge von höheren Einwirkungen nötig werden können, ein
Entwicklung eines Vorbauschnabels 73
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
fachwerkartig ausgeführter Längsträger zum Beispiel durch den Austausch der Füllstäbe
besser angepasst werden kann.
Abb. 44 Ausschnitt aus der isometrischen Darstellung eines Vorbauschnabels zum Verschub der "Sinntalbrücke"- MAX BÖGL Stahl- und Anlagenbau GmbH & Co. KG- [16]
Ein variabler Vorbauschnabel muss einem Breitenbereich von 4,5 m bis 8,5 m gerecht
werden, um bei verschiedenen Überbauten verwendet werden zu können.
Der entwickelte VBS wurde mit einer Breite von 6,5 m berechnet. Somit liegen die aus
der Aufspaltung des Anschlussmoments, das aus dem Angriff der Horizontalenkräfte
entsteht, resultierenden Normalkräfte im mittleren Bereich. Weiterhin können die
Versatzmomente, welche bei einer Breitenanpassung im Anschlussbereich der
Verbandsstäbe entstehen, gering gehalten werden.
Darüber hinaus wurden die Drückstäbe in der Horizontalverbandsebene mit einer
mittleren Knicklänge berechnet, um entsprechende Reserven zu schaffen.
Da der VBS für Spannweiten zwischen 60 m und 100 m verwendet werden soll,
ergeben sich unterschiedliche Höhen der Überbauten und somit des Vorbauschnabels.
Mit dem idealen Wert der Schlankheit für das Taktschieben von rund 20, ergeben sich
folgende ideale Höhen:
- für 60 m Spannweite: h = l/20 = 60 m/20 = 3 m
- für 100 m Spannweite: h = l/20 = 100 m/20 = 5 m.
Auch für die Höhe wurde der mittlere Bereich von 4 m in Betracht gezogen.
Entwicklung eines Vorbauschnabels 74
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Ausgehend von den vorgegebenen und einzuhaltenden Parametern erfolgt die
Berechnung des Vorbauschnabels an folgendem System:
Abb. 45 Längsscheibe des Vorbauschnabels
Abb. 46 Horizontalscheibe des Vorbauschnabels
Abb. 47 Querscheibe des Vorbauschnabels
Entwicklung eines Vorbauschnabels 75
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Bei der Festlegung der Anordnung der Füllstäbe, der Wahl der Profile sowie der
Berechnung, muss zwischen zwei Zuständen unterschieden werden - dem
Verschubzustand und der Ruhephase.
Während der Ruhephase existieren im Obergurt Zugkräfte und im Untergurt
Druckkräfte. Im Verschubzustand tritt genau das Gegenteil auf.
Bei der Festlegung des Untergurtprofils muss beachtet werden, in welcher Höhe die
Seitenführung erfolgt. In der Regel greift die Kraft am Untergurt des Profils an. Somit
wirkt die Horizontalkraft nicht im Schubmittelpunkt des Profils. Dadurch entsteht ein
Torsionsmoment.
Durch die Wahl eines geschlossenen Profils kann die Abtragung des Torsionsmoments
erfolgen. Unter Beachtung der notwendigen Stirnplattenstöße im Längsträger sowie der
zahlreichen Anschlüsse der Füllstäbe und Horizontalverbände, entschied sich der
Verfasser der Arbeit gegen ein geschlossenes Profil und für ein Doppel-T Profil.
Um die Torsion bei den auf Torsionsbeanspruchung empfindlichen offenen Doppel-T
Profilen abzutragen oder deren Entstehung zu verhindern, wurden folgende
Möglichkeiten vom Verfasser der Arbeit betrachtet:
a) die Anordnung von Schotten über die gesamte Länge des Längsträgers zur
Bildung eines geschlossenen Kastens
b) die Anordnung des Horizontalverbands in der Untergurtebene.
Abb. 48 Untergurtvariante a
H Am
Mt
e
Entwicklung eines Vorbauschnabels 76
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Abb. 49 Untergurtvariante b
Der Verfasser der Arbeit entschied sich für die Variante b. Betrachtet man Variante a,
so stellt man fest, dass die Zugänglichkeit zum Stegbereich des Profils nur noch
einseitig möglich ist. Dadurch ergeben sich Einschränkungen bei der Ausbildung der
Anschlüsse von Horizontalverbänden. Hinzu kommt, dass durch die zusätzlichen
Schotte und zusätzlichen Schweißarbeiten das Eigengewicht des Vorbauschnabels
zunimmt.
Durch die Anordnung des Horizontalverbands in der Untergurtebene wird der Untergurt
seitlich gehalten und eine Verdrehung verhindert. Die Horizontalkraft wird im
Anschlussbereich des Horizontalverbands direkt in den Verbandspfosten eingeleitet.
Zwischen den Pfosten entsteht ein Biegemoment, welches vom Untergurt aufgenommen
werden muss.
Anhand der Abbildung 49 erkennt man, dass der Pfosten des Horizontalverbands nicht
in der Höhe Unterkante Untergurt endet. Dies resultiert daher, dass die Horizontalkraft
in der Schwereachse des Horizontalpfostens weitergeleitet werden muss, damit kein
Versatzmoment entsteht. Als Alternative zum vorhandenen Hohlkastenprofil könnte
man ein T-Profil verwenden. Daraus ergibt sich ein ebener Übergang zwischen
Unterkante Untergurt und der Unterkante Horizontalpfosten. Jedoch muss beachtet
werden, dass ein T-Profil im Vergleich zu einem Hohlkastenprofil viel
stabilitätsgefährdeter ist. Hinzu kommt, dass je größer das T-Profil in seinen
Abmessungen gewählt wird, desto weiter wandert der Schwerpunkt des T-Profils in
Richtung des Stegs, wodurch es wieder zur Entstehung eines Versatzmoments kommen
kann.
Der Verfasser der Arbeit sieht in dem Höhenunterschied keinen Nachteil. Verschiebt
man einen stählernen Trog, so erfolgt die Seitenführung außen. In der Regel gilt dies
H
Entwicklung eines Vorbauschnabels 77
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
auch beim Verschub eines stählernen Hohlkastens. Findet eine innere Seitenführung
statt, so ermöglicht dies einen leichteren Ein- und Ausbau der Verschublager, jedoch
kann dies nur beim Verschub eines stählernen Hohlkastens erfolgen. Weiterhin muss
beachtet werden, dass vorhandene Querträger keinen kontinuierlichen Verschub
ermöglichen.
Die Verschublager der Firma „Plauen Stahl Technologie GmbH“ verfügen über eine
äußere Seitenführung. Somit kann der Höhenunterschied zwischen der Unterkante
Untergurt und der Unterkante Horizontalpfosten bestehen bleiben.
Der Obergurt kann liegend oder stehend angeordnet werden. Durch die liegende
Anordnung des Obergurts sind die Stabilitätsnachweise im Vergleich zur stehenden
Anordnung geringer ausgelastet. Jedoch ermöglicht die stehende Anordnung des
Obergurts weniger arbeitsintensive Anschlüsse der Füllstäbe in der Fachwerkebene.
Weiterhin kann die Gabellagerung, die zum Nachweis des Obergurts auf
Biegedrillknicken vorhanden sein muss, durch die Anordnung von Rippen besser
realisiert werden. Hinzu kommt, dass durch den Vollanschluss des Pfostens an dem
Gurt von einer Halterung des Gurtes mit der entsprechenden Steifigkeit gesprochen
werden kann.
Abb. 50 Gabellagerung des Obergurts
Untersuchungen zur Anordnung der Diagonalen haben gezeigt, dass diese wie in
Abbildung 45 zu sehen ist, am wirtschaftlichsten angeordnet sind.
Während des Verschubzustands existieren in den Diagonalen Zugkräfte und während
des Ruhezustands Druckkräfte. Eine gedrehte Anordnung der Diagonalen bewirkt die
Entstehung von Druckkräften in den Diagonalen, die im Vergleich zu den während der
Ruhephase auftretenden Druckkräften viel höher sind, dadurch wird im maßgebenden
Stabilitätsnachweis ein stärkeres Profil benötigt.
Entwicklung eines Vorbauschnabels 78
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Neben der Untersuchung zur Anordnung der Diagonalen wurde auch eine Untersuchung
zur Ausbildung des Horizontalverbands geführt.
Unter Beachtung der Breitenanpassung im Zusammenhang mit der Wirtschaftlichkeit
wurde die Ausbildung eines X-Verbands, K-Verbands und N-Verbands untersucht.
Durch die Ausbildung eines X-Verbands existieren in den Diagonalen Zugkräfte, und
der Pfosten wird über die gesamte VBS-Breite auf Druck beansprucht. Weiterhin
entspricht der Aufwand bei einer Breitenanpassung dem bei der Anpassung eines K-
Verbands.
Gegen die Ausbildung eines K-Verbands spricht die Entstehung von Druckkräften in
den Diagonalen bei einer maximalen Knicklänge. Neben den Diagonalen ist auch der
Pfosten zur Hälfte auf Druck beansprucht.
Die Ausbildung des N-Verbands bietet den Vorteil, dass bei einer Breitenanpassung der
geringste Änderungsaufwand entsteht. Jedoch muss auch hier beachtet werden, dass die
Diagonale auf Druck, bei einer maximalen Knicklänge, beansprucht wird. Der Pfosten
ist bei der Ausbildung eines N-Verbands auf Zug beansprucht.
Aufgrund der Zugkräfte in den Diagonalen und der Druckkräfte im Pfosten hat sich der
Verfasser der Arbeit für einen X-Verband entschieden. (siehe Abb. 46).
Infolge der geringen Höhen im Bereich der Vorbauschnabelspitze wurde die
Querscheibe des Vorbauschnabels mithilfe eines K-Verbands ausgesteift. (siehe Abb.
47).
Unter Beachtung der Zwischenbiegung infolge der Horizontalkraft im Untergurt, der
Knicklängen des Obergurts und Untergurts sowie der erforderlichen Längenanpassung
wurde der Abstand der Pfosten mit 2,5 m nach vorhergehenden Untersuchungen
gewählt.
Um die Breitenanpassung und somit den Austausch der Profile zu erleichtern, wurden
diese mit entsprechenden Laschen- und Stirnplattenverbindungen versehen.
Der Anschluss an die Knotenbleche erfolgt unter zu Hilfenahme von
Bolzenverbindungen.
Somit muss bei einer Breitenanpassung das Lochbild des vorhandenen Knotenblechs
nicht verändert werden. Die Lochbilder der Knotenbleche wurden für eine mittlere
Breite von 6,5 m festgelegt. Infolge einer Breitenanpassung ändern sich die Winkel der
Entwicklung eines Vorbauschnabels 79
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Diagonalen, wodurch im Knotenblech Außermittigkeiten entstehen. Diese müssen bei
der Auslegung der Knotenbleche berücksichtigt werden.
Der klappbare Anschluss ermöglicht bei veränderlichen Randbedingungen den
variabelsten Verformungsausgleich. Der Rahmen wird konstruktiv so gestalltet, dass die
Stütze des Rahmens schon in der Werkstatt an den ersten Schuss geschweißt werden
kann. Somit können zusätzliche Schweißarbeiten während der Montage unter
erschwerten Bedingungen vermieden werden. Weiterhin wird der K-Verband über
entsprechende Bolzenverbindungen am Riegel des Rahmens befestigt.
Der Lasteinleitungsträger soll die aus dem Obergurt entstehenden Schnittkräfte in den
Überbau ableiten. Wie bereits erwähnt besitzen die Überbauten unterschiedliche Höhen.
Damit der Lasteinleitungsträger mehrfach verwendet werden kann und somit auch bei
unterschiedlichen Winkeln zum Einsatz kommen kann, wird dieser ebenfalls über eine
Bolzenverbindung am Kopfpunkt des Rahmes befestigt.
Abb. 51 Anschlussrahmen des entwickelten Vorbauschnabels
Stütze
Bolzen
Stirnplattenverbindungen Lasteinleitungsträger
Bolzen
Entwicklung eines Vorbauschnabels 80
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
4.2 Lastannahmen
• Allgemeines, Querkräfte und Horizontalkräfte
In Absprache mit „Plauen Stahl Technologie GmbH“ können zur Berechnung des
entworfenen VBS die Querkräfte, welche beim Verschub der „Sinntalbrücke“ bei der
Überfahrt über die maximale Spannweite von 107 m auftreten verwendet werden.
Der VBS, der zum Einsatz während des Verschubs kommt, besitzt eine Länge von
40 m, eine Breite von 4,366 m und eine Höhe im Anschlussbereich von 3,8 m.
Weiterhin wurde er als Vollwandlängsträger nach dem Vorbauschnabelssystem -
Variante 2 ausgebildet und besitzt ein Gewicht von 1,74 to/m.
Die folgenden Lasten wurden der Verschubstatik zum Verschub der „Sinntalbrücke“
entnommen. Die maßgebenden Lasten existieren beim Überbau-Ost und gelten für das
Auffahren des Vorbauschnabels auf die Achse 50, für den Lastfall W2T1.
Dieser Lastfall besteht aus:
- Wind aus Richtung Ost auf Hauptträger 2 bei +15 K
- Wind wurde für eine Höhe von h ≤ 50 m gebildet
Weiterhin enthalten die angenommenen Lasten das Eigengewicht vom VBS von
1,74 to/m welches über dem ermittelten durchschnittlichen Eigengewicht von 1,41 to/m
(vgl. Kapitel 3.2.3.3 „Vergleichsanalyse - Gewicht Vorbauschnabel“) liegt.
Entsprechend des DIN FB 101,wurde die während des Verschubs wirkende Windlast
mit dem Faktor von 0,55 multipliziert und somit reduziert. Weiterhin sind
Werkstattüberhöhungen, Montage- und Schneelasten enthalten ([35], S.123).
Entwicklung eines Vorbauschnabels 81
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Für Achse 50 unter dem Lastfall LF W2T1 enthielt die Verschubstatik folgendes
Diagramm:
Abb. 52 Querkraftverlauf des Pfeilers der Achse 50 während des Verschubs der "Sinntalbrücke" [16]
Zur Bemessung des eigenen Vorbauschnabels werden die Lasten von der Länge x=0 m
bis x=40 m verwendet.
Somit ergeben sich für den Überbau-Ost folgende Querkräfte am Vorbauschnabel. Die
Horizontalkraft wurde für die entsprechende Stelle der Statik entnommen.
Länge x [m] Querkraft Vd
[kN] Horizontalkraft
Hd [kN]
0 (VBS-Spitze) 258 251
1 287 256
5 415 276
9 560 295
13 720 313
17 892 330
21 1076 347
25 1273 363
29 1479 381
33 1692 400
37 1900 423
41 (VBS-Anschluss) 1935 452
Tab. 18 Quer- und Horizontalkräfte der Achse 50 während des Verschubs der "Sinntalbrücke"
Entwicklung eines Vorbauschnabels 82
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Da der eigene VBS aus einem Fachwerklängsträger besteht, wurde die Querkraft aller
2,5 m zur Beachtung der Zwischenbiegung im Untergurt ermittelt. Die entsprechen
Kräfte wurden linear interpoliert. Die Quer- und Horizontalkräfte wurden entsprechend
der Verschublagerlänge der vorhandenen Verschublager von „Plauen Stahl Technologie
GmbH“ in eine Flächenlast umgerechnet.
Dabei ergeben sich folgende Quer- und Horizontalkräfte am Untergurt des
Vorbauschnabels:
Länge X [m] Querkraft
Vd [kN] Horizontalkraft
Hd [kN] Vd mit
Verschublager l= 2,7m [kN/m]
Hd mit Verschublager l= 1,0m [kN/m]
0 (VBS-Spitze) 0 0 0 0
2,5 361 264 134 264
3,75 412 270 153 270
6,25 514 282 190 282
8,75 616 294 228 294
11,25 719 307 266 307
13,75 821 319 304 319
16,25 923 331 342 331
18,75 1025 343 380 343
21,25 1128 356 418 356
23,75 1230 368 456 368
26,25 1332 380 493 380
28,75 1434 392 531 392
31,25 1537 405 569 405
33,75 1639 417 607 417
36,25 1741 429 645 429
38,75 (VBS-Anschluss) 1843 441 683 441
Tab. 19 Quer- und Horizontalkräfte des entwickelten Vorbauschnabels
Entwicklung eines Vorbauschnabels 83
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Daraus ergeben sich folgende Diagramme:
Abb. 53 Querkraftverlauf am Untergurt des entwickelten Vorbauschnabels
Abb. 54 Horizontalkraftverlauf am Untergurt des entwickelten Vorbauschnabels
Bei der Berechnung eines Vorbauschnabels muss man zwischen zwei Zuständen
unterscheiden, dem Verschubzustand und der Ruhephase.
Die während des Verschubs wirkenden Windkräfte sind in den am
Vorbauschnabeluntergurt wirkenden Horizontalkräften bereits berücksichtigt. Jedoch
muss unter Beachtung die vorhanden Querkräfte die entstehende Reibkraft ermittelt
werden. Für den Zustand der Ruhephase, das heißt der Phase, in der die einzelnen
Schüsse an das Ende des Taktes geschweißt werden, muss eine erneute
Windlastannahme geführt werden.
0
500
1000
1500
2000
2500
0 2,5 5 7,5 10 12,5 15 17,5 20 22,5 25 27,5 30 32,5 35 37,5 40 42,5
Qu
erk
raft
[k
N]
Abstand zur VBS-Spitze [m]
0
50
100
150
200
250
300
350
400
450
500
0 2,5 5 7,5 10 12,5 15 17,5 20 22,5 25 27,5 30 32,5 35 37,5 40 42,5
Ho
rizo
nta
lkra
ft [
kN
]
Abstand zur VBS-Spitze [m]
Entwicklung eines Vorbauschnabels 84
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• Reibung
Für den Verschub wird ein Reibungskoeffizient, auf der sicheren Seite liegend von 4%
angenommen.
Somit ergeben sich für die vorhandenen Querkräfte folgende Horizontalkräfte:
Länge X [m] Querkraft Vd [kN]
Reibkraft HRd [kN] (μμμμ=4%)
0 (VBS-Spitze) 0 0
2,5 361 14,44
3,75 412 16,48
6,25 514 20,56
8,75 616 24,64
11,25 719 28,76
13,75 821 32,84
16,25 923 36,92
18,75 1025 41,00
21,25 1128 45,12
23,75 1230 49,20
26,25 1332 53,28
28,75 1434 57,36
31,25 1537 61,48
33,75 1639 65,56
36,25 1741 69,64
38,75 (VBS-Anschluss) 1843 73,73
Tab. 20 Reibungskräfte am entwickleten Vorbauschnabel
Abb. 55 Reibkraftverlauf am Untergurt des entwickelten Vorbauschnabels
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
0 2,5 5 7,5 10 12,5 15 17,5 20 22,5 25 27,5 30 32,5 35 37,5 40 42,5
Re
ibk
raft
[k
N]
Abstand zur VBS-Spitze [m]
Entwicklung eines Vorbauschnabels 85
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• Windlastannahme
Die Ermittlung der während der Ruhephase auftretenden Windlast erfolgt nach DIN FB
101: 2009-3 . Die dabei angegebenen Einwirkungen aus Wind auf Brücken wurden auf
der Basis der DIN 1055-4 ermittelt (vgl. [35], S. 119).
Überschläglich erfolgt die Ermittlung der Windlast für eine Bezugshöhe
20 m< ze < 50 m.
Weiterhin wird die Windzone 2 mit Binnenland angenommen.
Das Verhältnis von b/d wird maßgebend für den Anschlussbereich des Vorbauschnabels
wie folgt ermittelt:
Abb. 56 b/d - Verhältnis des entwickelten Vorbauschnabels
�
��6500
4000� 1,62
Anhand der Tab. N.1: „Windeinwirkungen W in kN/m² auf Brücken für Windzone 1
und 2 (Binnenland)“ (vgl. [35], S. 121) wurde folgender Wert für Windeinwirkungen
ohne Verkehr und ohne Lärmschutzwand:
für 20 m < ze < 50 m wird wie folgt interpoliert
� � 2,45 �2,45 � 1,35
0,5 � 4� �0,5 � 1,62� � 2,10
��
��
Entwicklung eines Vorbauschnabels 86
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Weiterhin wird der Völligkeitsgrad ψ des Fachwerklängsträgers ermittelt.
Dabei wird folgendes festgelegt:
- an der Vorbauschnabelspitze beträgt der Wert ψSpitze = 1,0
- am Vorbauschnabelanschluss wird der Wert für einen 1m Streifen wie folgt
berechnet:
ψ� !"#$%!! �A
Ac�1,23
4,0� 0,30
�Ac = h * b = 4,0 * 1,0 = 4,0 m² �A = (hOg + hUg + hDiagonale) * b = (0,45 + 0,6 + 0,18) * 1,0 = 1,23 m²
Somit ergibt sich folgender Verlauf des Völligkeitsgrads über die Vorbauschnabellänge:
Abb. 57 Verlauf des Völligkeitsgrads am entwickelten Vorbauschnabel
Somit ergibt sich folgender Mittelwert für die Höhe in Abhängigkeit vom Völligkeitsgrad:
H = h * ψ
H1 = 4000 * 0,30 = 1200 mm H2 = 3567 * 0,41 = 1462,4 mm H3 = 3134 * 0,51 = 1598,3 mm H4 = 2703 * 0,62 = 1675,9 mm H5 = 2269 * 0,73 = 1656,4 mm H6 = 1836 * 0,84 = 1542,2 mm H7 = 1464 * 0,95 = 1390,8 mm H8 = 1000 * 1,00 = 1000,0 mm
Der daraus folgende Mittelwert beträgt 1440,8 mm.
0,3
1,0
1,0
10000
5000
15000
20000
25000
30000
325000
40000
h= 3567
0,41
0,51
0,62
0,73
0,84
0,95
h= 3134
h= 2703 h= 1000
h= 1464
h= 1836
h= 2269
h= 4000
Entwicklung eines Vorbauschnabels 87
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Daraus folgt eine Windlast pro Längsträger von:
W= 2,10 kN/m² * 1,4408m = 3,02 kN/m Diese wird auf den Untergurt und Obergurt überschläglich mit jeweils W/2 = 1,51 kN/m
angesetzt.
Der Bauzustand „Ruhephase“ existiert länger als einen Tag, wo durch die ermittelte
Windeinwirkung nicht abgemindert werden darf (vgl. [35], S. 123).
Da die Berechnung des Vorbauschnabels überschläglich erfolgt, wird auf die
Berücksichtung von Verschattungseffekten der Fachwerklängsträger verzichtet.
Abb. 58 Lastfall „ Wind “ am entwickelten Vorbauschnabel während des Ruhezustands
• Lastfälle/ Lastfallkombinationen Um genau feststellen zu können, aus welcher Einwirkung welche Schnittkräfte
resultieren, wurde für die jeweilig einwirkende Querkraft und Horizontalkraft ein
Lastfall gebildet. Das gleiche gilt für das Eigengewicht und den Wind.
Aus den jeweiligen Lastfällen wurde die entsprechende Lastfallkombination gebildet.
Beachtet werden muss, dass man anhand der Tabelle 19 erkennt, dass die aus der
Verschubstatik entnommenen Querkräfte und Horizontalkräfte für den Verschubzustand
Bemessungslasten sind und nicht mit Sicherheitsfaktoren beaufschlagt werden müssen.
Entwicklung eines Vorbauschnabels 88
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Stellung X (Abstand zur VBS-Spitze) LK
Ruhephase LK1 aus 1,35x Eigengewicht und 1,5 x Wind 2,5 LK2 aus 1,0 Querkraft + 1,0 Horizontalkraft + 1,0
Reibkraft 3,75 LK3 6,25 LK4 8,75 LK5
11,25 LK6 13,75 LK7 16,25 LK8 18,75 LK9 21,25 LK10 23,75 LK11 26,25 LK12 28,75 LK13 31,25 LK14 32,5 LK15
33,75 LK16 35 LK17
36,25 LK18 37,5 LK19
38,75 LK20
Tab. 21 Lastfallkombination für die jeweilige Verschubstellung am entwickelten Vorbauschnabel
Exemplarisch werden die Lastfälle für die Stellung x= 2,5 m dargestellt.
Abb. 59 Quer- und Reibkraft für die Stellung x= 2,5 m am entwickelten Vorbauschnabel
Entwicklung eines Vorbauschnabels 89
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Abb. 60 Horizontalkraft für die Stellung x= 2,5 m am entwickelten Vorbauschnabel
Entwicklung eines Vorbauschnabels 90
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4.3 Statische Berechnung
Die Ermittlung der Schnittgrößen und Verformungen für den Vorbauschnabel erfolgte
mit dem Programm R-Stab in der Version 5.12.058 von der Firma Dlubal.
Dabei wurden die während der Überfahrt über die maximale Spannweite auftretenden
Lastfälle gebildet und als Lastkombination miteinander verbunden.
Die hier vorliegende statische Berechnung ist nicht als Ausführungsstatik zu verstehen.
Vielmehr soll damit überprüft werden, ob die aus den vorangegangenen
Untersuchungen ermittelten Werte statisch und praktisch sinnvoll umsetzbar sind.
Um eine umfassende statische Berechnung für den VBS zu erhalten, müssen noch eine
Reihe von Einzelnachweisen geführt werden, welche aufgrund der sekundären
Wichtigkeit nicht geführt werden.
Somit können die ermittelten Schnittgrößen und die daraus folgenden
Profilabmessungen als überschlägliche Richtwerte betrachtet werden. Das gleiche gilt
für das Gewicht des Vorbauschnabels.
Die Nachweisführung erfolgt nach dem Verfahren elastisch- elastisch. Nach DIN
18800-1 Element 728, müsste untersucht werden, ob die Nachweise nach Theorie I.
Ordnung geführt werden dürfen. Der Verfasser der Arbeit verzichtet auf die
Untersuchung und nimmt an, „dass der Zuwachs der maßgebenden Schnittgrößen
infolge der nach Theorie I.Ordnung ermittelten Verformungen nicht größer als 10% ist“
([32], S.45].
Um die Nachweise übersichtlicher zu gestalten, werden die im Nachfolgenden
genannten Werte nicht mehr explizit erläutert:
• Grenznormal- und Grenzschubspannung im Grundwerkstoff
σR,d = fy,k / γM = 36,0 /1,1 = 32,72 kN/cm² für S355, t ≤ 40mm
σR,d = fy,k / γM = 33,5 /1,1 = 30,45 kN/cm² für S355, t > 40mm
τR,d = fy,k / γM * √3 = 36/ 1,1 * √3 = 18,9 kN/cm² für S355
Entwicklung eines Vorbauschnabels 91
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• Grenzspannung in der Schweißverbindung
σW,R,d = αw * fy,k / γM = 0,8 * 36,0 /1,1 = 26,18 kN/cm² für S355, t ≤ 40mm
σW,R,d = αw * fy,k / γM = 0,8 * 33,5 /1,1 = 24,36 kN/cm² für S355, t > 40mm
Entwicklung eines Vorbauschnabels 92
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4.3.1 Nachweis des Untergurts
Infolge der einwirkenden Kräfte, vor allem der Horizontalkräfte, zeigten
Voruntersuchungen, dass der Untergurt nicht mit einem genormten Walzprofil
ausgeführt werden kann.
Deshalb entschied sich der Verfasser der Arbeit für die Wahl eines Schweißprofils, im
folgenden mit SP600/300/35/18 bezeichnet, aus S355 J2 mit folgenden Abmessungen:
Abb. 61 Untergurt Schweißprofil mit Spannungspunkten
Querschnittswerte:
A = 375,4 cm² Iy = 246075,0 cm4
Iz = 37359,0 cm4
Iz,Ug = 18666,7 cm4
Wy = 8202,5 cm³ Wz = 1867,9 cm³ Wz,Ug = 933,3 cm³ Sy = 4587,0 cm³ Sz = 699,8 cm³ Iw = 2,97*107 cm6
IT = 1190,1 cm4 Mpl,y,d = 3001,7 kNm
Mpl,z,d = 929,9 kNm Npl,d = 12283,0 kN Wply = 9174,1 cm³ Wplz = 2842,9 cm³
fy,k = 36,0 kN/cm²
1 2
4 3
Entwicklung eines Vorbauschnabels 93
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Schnittkräfte:
Abb. 62 Stabnummerierung des Untergurts
Bei den einwirkenden Schnittkräften muss zwischen dem Ruhezustand und dem
Verschubzustand unterschieden werden. Somit folgt:
Ruhezustand:
� maßgebend ist LK1 mit Stab 224
N = -2271 kN
My = -41,1 kNm
Mz = -61,3 kNm
Qy = 34,4 kN
Qz = 44,41 kN
Verschubzustand:
� für den Verschubzustand sind zwei Lastkombinationen maßgebend:
LK 16 in Stellung X= 33,7m mit Stab 201
N = +149,0 kN
My = -736,9 kNm
Mz = +208,1 kNm
Qy = -1,7 kN
Qz = -10,6 kN
Entwicklung eines Vorbauschnabels 94
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LK 19 in Stellung X= 37,5m mit Stab 1
N = +1131,0 kN
My = -335,8 kNm
Mz = +5,8 kNm
Qy = -29,3 kN
Qz = -1678,9 kN
Spannungsnachweise:
Maßgebend sind die Spannungsnachweise aus dem Verschubzustand. Dabei nimmt der
Verfasser der Arbeit an, dass die Horizontalkraft und das daraus resultierende Moment
Mz nur vom Untergurt des Schweißprofils aufgenommen wird. Da das Profil
zweiachsig belastet wird, werden die Spannung für die äußeren Punkte des Obergurts
und Untergurts berechnet.
Für LK 16 gilt:
σ1 = N / A + My / Iy * z
= 149/ 375,4 + (- 736,9 * 100)/ 246075,1 * -30 = 9,37 kN/cm² < σR,d
σ2 = N / A + My / Iy * z
= 149/ 375,4 + (- 736,9 * 100)/ 246075,1 * -30 = 9,37 kN/cm² < σR,d
σ3 = N / A + My / Iy * z - Mz / Iz,ug * y
= 149/ 375,4 + (- 736,9 * 100)/ 246075,1 * +30 – (208,1 * 100)/18666,7 * 20
= 30,88 kN/cm² < σR,d
σ4 = N / A + My / Iy * z - Mz / Iz,ug * y
= 149/ 375,4 + (- 736,9 * 100)/ 246075,1 * +30 – (208,1 * 100)/18666,7 * -20
= +13,71 kN/cm² < σR,d
τSteg = Vz * Sy / Iy * tSteg = 10,6 * 4587,0 / 246075,1 * 1,8 = 0,10 < τR,d
τUg = 1,5 * Vy/ bUg * tUg = 1,5 * 1,7 / 40 * 3,5 = 0,018 < τR,d
Entwicklung eines Vorbauschnabels 95
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Der Vergleichsspannungsnachweis kann infolge der sehr geringen Schubspannungen
entfallen.
Für LK 19 gilt:
σ1 = N / A + My / Iy * z
= 1131/ 375,4 + (- 335,8 * 100)/ 246075,1 * -30 = 7,09 kN/cm² < σR,d
σ2 = N / A + My / Iy * z
= 1131/ 375,4 + (- 335,8 * 100)/ 246075,1 * -30 = 7,09 kN/cm² < σR,d
σ3 = N / A + My / Iy * z - Mz / Iz,ug * y
= 1131/ 375,4 + (- 335,8 * 100)/ 246075,1 * +30 – (5,86 * 100)/18666,7 * 20
= -1,5 kN/cm² < σR,d
σ4 = N / A + My / Iy * z - Mz / Iz,ug * y
= 1131/ 375,4 + (- 335,8 * 100)/ 246075,1 * +30 – (5,86 * 100)/18666,7 * -20
= -0,68 kN/cm² < σR,d
τSteg = Vz * Sy / Iy * tSteg = 1678,9 * 4587,0 / 246075,1 * 1,8 = 17,38 < τR,d
τUg = 1,5 * Vy/ bUg * tUg = 1,5 * 29,29 / 40 * 3,5 = 0,31 < τR,d
Nachweis
σv = √σ² + 3* τSteg ² + 3* τUg ² = √7,09² + 3* 17,38 ² + 3* 0,31 ² = 30,93kN/cm² < σR,d
Da die Schnittkräfte aus dem Ruhezustand im Vergleich zu den Schnittkräften aus dem
Verschubzustand geringer sind, wird dieser Nachweis nicht dokumentiert. Hinzu
kommt, dass das Biegemoment Mz vom gesamten Querschnitt aufgenommen wird, da
es aus dem Lastfall Wind resultiert.
Entwicklung eines Vorbauschnabels 96
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Stabilitätsnachweise:
Für das Schweißprofil wurde das b/t- Verhältnis der Gurte und des Steges für die drei
maßgebenden Lastkombinationen untersucht. Dieses ist bei allen Lastkombinationen
eingehalten, wodurch das volle Mittwirken der Querschnittsteile unter Druckspannung
gewährleistet ist. Weiterhin kann der Nachweis ausreichender Beulsicherheit nach DIN
18800-3 entfallen.
o Biegeknicknachweis unter zweiachsiger Biegung (Nachweis nach
Methode 1)
Folgender Schnittkraftverlauf existiert am Stab:
Abb. 63 Schnittkraftverlauf am maßgebenden Untergurtstab
Durch die Anordnung der Pfosten sowie der Horizontalverbände aller 2,5m, ist das
Schweißprofil gehalten.
sk = β * l = 1,0 * 2,5 = 2,5m
Npl = Npld * 1,1 = 12283,0 * 1,1 = 13511,0 kN
-2271 kN
-40,12 kNm
+49,33 kNm
-61,27 kNm
2500
Entwicklung eines Vorbauschnabels 97
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Nkiy = ( π² * E * Iy) / (sk)² = (π² * 21000 * 246075) / (250)² = 816030,73 kN
λy = √ (Npl / Nki,y) = √ (13511/ 816030,73 ) = 0,128 <0,2 � κy = 1,0
Nkiz = ( π² * E * Iz) / (sk)² = (π² * 21000 * 37359) / (250)² = 123889,0 kN
λz = √ (Npl / Nki,z) = √ (13511/ 123889 ) = 0,33 � t<40mm � Ksl C � κz = 0,935
αply = Wply / Wy = 9174,1 / 8202,5 = 1,12
αplz = Wplz / Wz = 2842,9 / 1867,9 = 1,52
βMy: ψ = 0 � βMψ = 1,8
βMQ = 1,3 (Moment aus Streckenlast)
MQ = 53,25 kNm (maximale Moment nur aus Querlast aus LF2 Wind)
∆M = max M + min M = 49,33 + 40,12 = 89,45 kNm
� βMy = βMψ + (MQ/ ∆M) * ( βMQ - βMψ)
= 1,8 + (53,25/ 89,45) * ( 1,3 – 1,8) = 1,509
βMz: ψ = 0 � βMψ = 1,8
βMQ = 1,3 (Moment aus Streckenlast)
MQ = 0,01 kNm (maximale Moment nur aus Querlast aus LF2 Wind)
∆M = max M = 61,3 kNm
� βMz = βMψ + (MQ/ ∆M) * ( βMQ - βMψ)
= 1,8 + (0,01/ 61,3) * ( 1,3 – 1,8) = ~1,8
ay = λy *( 2* βMy -4) + (αply -1) = 0,128 *( 2* 1,509 -4) + (1,12 -1) = -0,00510 < 0,8
ky = 1 – N / (κy * Npl,d) * ay = 1 – 2271 / (1,0 * 12283) * -0,00510 = ~1,0
az = λz *( 2* βMz -4) + (αplz -1) = 0,33 *( 2* 1,8 -4) + (1,52 -1) = 0,388 < 0,8
kz = 1 – N / (κz * Npl,d) * az = 1 – 2271 / (0,935 * 12283) * 0,388 = 0,923
Nachweis:
(N / (κ * Npl,d)) + (My/ Mplyd )* ky + (Mz/ Mplzd )* kz ≤ 1,0
(2271 / 0,935 * 12283)) + (41,04/ 3001,7 )* 1 + (79,95/ 929,9 )* 0,923
= 0,291 ≤ 1,0
Bem.: κ = min(κy; κz)
Entwicklung eines Vorbauschnabels 98
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o Biegedrillknicknachweis unter zweiachsiger Biegung
Mki,y = ζ * (( π² * E * Iz) / (sk)²) * (√(c² + 0,25 * zp²) + 0,5 *zp))
� c² = (Iw + 0,039 * l² * IT)/ Iz = (2,9*107 + 0,039 * 250² * 1190,15)/ 37359
= 872,63
� ζ = 1,77-0,77*ψ � ψ = 0 � ζ = 1,77, auf der sicheren Seite liegende mit 2,0
angenommen
� zp = -30
Mki,y = 2,0 * (( π² * 21000 * 37359) / ( 250)²)* (√(872,63 + 0,25 * -30²) + 0,5 *-30))
= 4492215 kNcm = 44922,15 kNm
Mpl,y = Mpl,y,d * 1,1 = 3001,7* 1,1= 3301,87 kNm
λm = √ (Mpl,y / Mki,y) = √ (3301,88/ 44922,15 ) = 0,27 <0,4 � κm = 1,0
ky = 1- ((N / (κz * Npl,d)) * ay ≤ 1,0
� ay = 0,15 * λz * βm,y – 0,15 ≤ 0,9
� βm,y = 1,509 ( siehe Biegeknicknachweis, S. 97)
� λz = 0,33 (siehe Biegeknicknachweise, S. 97)
= 0,15 * 0,33 * 1,509 – 0,15
= -0,075 ≤ 0,9
= 1- ((2271 / (0,93 * 12283)) * -0,075
= 1,0148 > 1,0 � ky = 1,0
kz = 0,923 (siehe Biegeknicknachweise, S. 97)
Nachweis:
(N / (κz * Npl,d)) + (My/ Mplyd * km) * ky + (Mz/ Mplzd )* kz ≤ 1,0
(2271 / 0,935 * 12283)) + (41,04/ 3001,7 * 1,0 )* 1 + (79,95/ 929,9 )* 0,923
= 0,291 ≤ 1,0
Entwicklung eines Vorbauschnabels 99
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Nachweis der konzentrierten Lasteinleitung:
Der Nachweis erfolgt nach DIN 18800-1 Element 744. Die Verschublager der Firma
„Plauen Stahl Technologie“ bestehen aus 16 PTFE-Platten (140x140x15) mit einer
Gesamtlänge von 2240 mm. Die Gesamtlänge der Verschublager beträgt 2700 mm,
jedoch existiert zwischen den PTFE- Platten ein Abstand von 3x 145,5 mm und 12x
18,2 mm.
Auf der sicheren Seite liegend wird die Gesamtlänge mit 2240 mm angesetzt.
Abb. 64 Konzentrierte Lasteinleitung [32]
l= c + 5 * (t + a) = 224,0 + 5 * (3,5 + 1,8) = 244,0cm
� r= a = 1,8 cm da DHV-Naht
FR,d = σR,d * l * s = 32,72 * 224,0 * 1,8 = 14370 kN
Fd = 1843 kN (aus Lastkombination 20, als Einzelkraft umgerechnet)
Nachweis:
Fd / FR,d < 1,0
1843 / 14370 = 0,13 < 1,0
Zusätzlich muss der Nachweis der Stegschlankheit geführt werden.
hSteg/s ≤ 60
= (60-3,5-3,5) / 1,8 = 29,44 < 60 � kein Beulsicherheitsnachweis für den Steg
notwendig.
Entwicklung eines Vorbauschnabels 100
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Nachweis der Schweißnaht zwischen Gurt und Steg
gewählt: - am Obergurt Doppelkehlnaht a = 6mm
- am Untergurt Doppel-HV-Naht
mit Q = 1678,9 kN aus LK 19
Abb. 65 Schweißnahtabmessung des Untergurts
S1-1 = b * t * (h/2 – t/2) = 40 * 3,5 * (60/-3,5/2) = 3955 cm³
τII = (Q* S1-1) / (Iy *a) = (1678,9 * 3955) / (246075 * 1,8) = 14,99 kN/cm²
infolge der konzentrierten Lasteinleitung folgt:
σ┴ = Q /( c+5*(t+a) * s) = 1678,9 / (224,0 + 5 * (3,5 + 1,8) * 1,8) = 6,18 kN/cm² σw,v = √ σ┴² + τII² = √ 6,18² + 14,99² = 16,22 kN/ cm² Nachweis:
σw,v/ σw,Rd ≤ 1,0
16,22/ 26,18 = 0,78 ≤ 1,0
Nahtdickenbegrenzung für die Doppelkehlnaht:
2mm ≤ a ≤ 0,7 * min t
2mm ≤ 6mm ≤ 0,7 * 18mm = 12,6mm
1 1
Entwicklung eines Vorbauschnabels 101
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
a ≥ √(max t) – 0,5
6mm ≥ √(35mm) – 0,5 = 5,4mm
Entwicklung eines Vorbauschnabels 102
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
4.3.2 Nachweis des Obergurts
Gewählt wurde ein HEB 450 nach DIN 1025-2 aus S355J2 .
Abb. 66 Obergurtprofil des entwickelten Vorbauschnabels
Querschnittswerte:
A = 218,0 cm² Iy = 79890,0 cm4
Iz = 11720,0 cm4
Wy = 3550,0 cm³ Wz = 781,0 cm³ Sy = 1990,0 cm³ Sz = 292,0 cm³ Iw = 5,25*106 cm6
IT = 440,0 cm4 Mpl,y,d = 1324,5 kNm
Mpl,z,d = 391,7 kNm Npl,d = 7132,9 kN Wply = 3980,0 cm³ Wplz = 1197,0 cm³
fy,k = 36,0 kN/cm²
Entwicklung eines Vorbauschnabels 103
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Schnittkräfte:
Abb. 67 Stabnummerierung des Obergurtprofils
Ruhezustand:
� maßgebend ist LK1 mit Stab 70
N = 1733,8 kN
My = -44,7 kNm
Mz = -6,2 kNm
Qy = 4,9 kN
Qz = 20,7 kN
Verschubzustand:
�maßgebend ist LK 8 in Stellung X= 16,25m mit Stab 16
N = -5500,0 kN
My = +126,2 kNm
Qz = +50,2 kN
Spannungsnachweise:
Die vorhandenen Schnittkräfte aus dem Verschubzustand sind im Vergleich zum
Ruhezustand geringer, weshalb der Spannungsnachweis für den Ruhezustand nicht
dokumentiert wird.
Entwicklung eines Vorbauschnabels 104
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
σ┴ = N / A + My / Wy = 5500 / 218 + 126,2*100 / 3550 = 28,78 kN/cm²
τSteg = (Qz* Sy) / (Iy *s) = (50,2 * 1990) / (79890 * 1,8) = 0,70 kN/cm²
σw,v = √ σ┴² + τII² = √ 28,78² + 0,70² = 28,78 kN/ cm²
Nachweis:
σw,v/ σw,Rd ≤ 1,0
28,78/ 32,72 = 0,88 ≤ 1,0
Stabilitätsnachweise:
o Biegeknicknachweis
Folgender Schnittkraftverlauf existiert am Stab:
-5500kN
-5500kN
+126,2
+50,27kN
2510
Abb. 68 Schnittkraftverlauf am maßgebenden Obergurtstab
+126,2 kNm
Entwicklung eines Vorbauschnabels 105
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Durch die Anordnung der Pfosten sowie der Horizontalverbände aller 2,51m, ist das
Schweißprofil gehalten.
sk = β * l = 1,0 * 2,51 = 2,51m
Npl = Npld * 1,1 = 7132,9 * 1,1 = 7846,2 kN
Nkiy = ( π² * E * Iy) / (sk)² = (π² * 21000 * 79890) / (251)² = 262823 kN
λy = √ (Npl / Nki,y) = √ (7846,2/ 262823 ) = 0,17 <0,2 � κy = 1,0
∆n = (N / (κy * Npl,d)) * (1- (N / (κy * Npl,d)) ) * λy ² * κy² ≤ 0,1
= (5500 / (1,0 * 7846,2)) * (1- (5500 / (1,0 * 7846,2))))* 0,17 ² * 1,0²
= 0,005 ≤ 0,1
βmy: ψ = M1 / M2 = 0/1049,12 = 0 -> βmψ = 0,66 + 0,44* ψ = 0,66+0,44*0 = 0,66
ηKi,d = Nkid/Nd = (262823/1,1) / 5500 = 43,44
1-(1/ ηKi,d) = 1-(1/43,44) = 0,976
� 0,44< βmψ = 0,66 < 0,976 � βmy ~ 1,0
Nachweis:
(N / (κy * Npl,d)) + (βmy * My/ Mplyd) + ∆n ≤ 1,0
(5500 / (1,0 * 7132,9)) + (1,0 * 126,2/1324,5 ) + 0,005 ≤ 1,0
= 0,865 ≤ 1,0
o Biegedrillknicknachweis
sk = β * l = 1,0 * 2,51 = 2,51m
Npl = Npld * 1,1 = 7132,9 * 1,1 = 7846,2 kN
Nki,z = ( π² * E * Iz) / (sk)² = (π² * 21000 * 37359,0) / (251)² = 38556,6 kN
λz = √ (Npl / Nki,z) = √ (7846,2/ 38556,6 ) = 0,45
h/b = 45/30 = 1,5 > 1,2 ; t< 40mm � KSL b
� κz = 0,905
Entwicklung eines Vorbauschnabels 106
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Mki,y = ζ * (( π² * E * Iz) / (sk)²) * (√(c² + 0,25 * zp²) + 0,5 *zp))
� c² = (Iw + 0,039 * l² * IT)/ Iz = (5,25*106 + 0,039 * 251² * 440)/ 11720
= 542,43
� ζ = 1,77-0,77*ψ � ψ = 0 � ζ = 1,77
� zp = -22,5
Mki,y = 1,77 * (( π² * 21000 * 11720) / ( 251)²)* (√(542,43 + 0,25 * -22,5²)+ 0,5 *-22,5))
= 997395,78 kNcm = 9973,95 kNm
Mpl,y = Mpl,y,d * 1,1 = 1324,5* 1,1= 1456,95 kNm
λm = √ (Mpl,y / Mki,y) = √ (1456,95/ 9973,95 ) = 0,38 <0,4 � κm = 1,0
ky = 1- ((N / (κz * Npl,d)) * ay ≤ 1,0
� ay = 0,15 * λz * βm,y – 0,15 ≤ 0,9
� βm,y = 1,8 da ψ = 0
� λz = 0,45
= 0,15 * 0,45 * 1,8 – 0,15
= -0,029 ≤ 0,9
= 1- ((5500 / (0,905 * 7132,9)) * -0,029
= 1,024 > 1,0 � ky = 1,0
Nachweis: (N / (κz * Npl,d)) + (M / (κm * Mpl,d ) * ky ≤ 1,0
(5500 / (0,905 * 7132)) + (126,19 / (1,0 * 1324,5 ) * 1,0 = 0,95 ≤ 1,0
Entwicklung eines Vorbauschnabels 107
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
4.3.3 Nachweis der Füllstäbe des Längsträgers
Abb. 69 Stabnummerierung der Füllstäbe
Pfosten:
a) Gewählt wurde ein QRO 180x10 nach DIN EN 10210-2 aus S355J2 (gilt für die
Stäbe 83 bis 94).
Abb. 70 Pfostenprofil des Längsträgers
Querschnittswerte:
A = 66,9 cm² I = 3193,0 cm4
W = 355,0 cm³ Npl,d = 2139,8 kN fy,k = 36,0 kN/cm²
Schnittkräfte:
Ruhezustand:
� maßgebend ist LK1 mit Stab 83
N = +257,0 kN
180.01
80.0
10.0
2,y
3,z
Entwicklung eines Vorbauschnabels 108
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Verschubzustand:
�maßgebend ist LK 18 in Stellung X= 36,25m mit Stab 83
N = -1557,0 kN
Spannungsnachweise:
Die vorhandenen Schnittkräfte aus dem Verschubzustand sind im Vergleich zum
Ruhezustand geringer, weshalb der Spannungsnachweis für den Ruhezustand nicht
dokumentiert wird.
σ┴ = N / A = 1557 / 66,9 = 23,81 kN/cm²
Nachweis:
σ┴ / σRd ≤ 1,0
23,81/ 32,72 = 0,73 ≤ 1,0
Stabilitätsnachweis:
o Biegeknicknachweis
Folgender Schnittkraftverlauf existiert am Stab:
Abb. 71 Schnittkraftverlauf am maßgebenden Pfosten des Längsträgers
sk = β * l = 1,0 * 3,77 = 3,77m (β = 1,0 da Endpfosten)
Npl = Npld * 1,1 = 2139,8 * 1,1 = 2353,9 kN
Nki = ( π² * E * I) / (sk)² = (π² * 21000 * 3193) / (377)² = 4506,03 kN
λ = √ (Npl / Nki) = √ (2353,9/ 4506,03 ) = 0,73 �KSL a � κ = 0,84
3770
-1557kN
Entwicklung eines Vorbauschnabels 109
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Nachweis: (N / (κ * Npl,d)) ≤ 1,0
(1557 / (0,84 * 2139,8))= 0,87 ≤ 1,0
b) Gewählt wurde ein HEA 300 nach DIN 1025-3 aus S355J2 (gilt für den Stab 107).
Abb. 72 Endpfostenprofil des Längsträgers im Bereich der Vorbauschnabelspitze
Querschnittswerte:
A = 113,0 cm² Iy = 18260,0 cm4
Iz = 6310,0 cm4
Wy = 1260,0 cm³ Npl,d = 3697,0 kN fy,k = 36,0 kN/cm²
Schnittkräfte:
Ruhezustand:
� maßgebend ist LK1 mit Stab 107
N = +90,0 kN
Verschubzustand:
�maßgebend ist LK 2 in Stellung X= 2,5m mit Stab 107
N = -920,0 kN
300.0
29
0.0
14.0
8.5
2,y
3,z
Entwicklung eines Vorbauschnabels 110
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Spannungsnachweise:
Die vorhandenen Schnittkräfte aus dem Verschubzustand sind im Vergleich zum
Ruhezustand geringer, weshalb der Spannungsnachweis für den Ruhezustand nicht
dokumentiert wird.
σ┴ = N / A = 920 / 113 = 8,14 kN/cm²
Nachweis:
σ┴ / σRd ≤ 1,0
8,14/ 32,72 = 0,25 ≤ 1,0
Stabilitätsnachweis:
o Biegeknicknachweis
Folgender Schnittkraftverlauf existiert am Stab:
Abb. 73 Schnittkraftverlauf am maßgebenden Endpfosten des Längsträgers im Bereich der Vorbauschnabelspitze
� maßgebender Nachweis ist das Knicken um z-z
sk = β * l = 1,0 * 1,2 = 1,2m (β = 1,0 da Endpfosten)
Npl = Npld * 1,1 = 3697,0 * 1,1 = 4066,7 kN
Nki,z = ( π² * E * Iz) / (sk)² = (π² * 21000 * 6310) / (120)² = 90821 kN
λ = √ (Npl / Nki) = √ (4066,7/ 90821 ) = 0,21
h/b = 29/30 = 0,96 < 1,2 ; t= 14mm< 80mm�KSL C � κz = 0,995
-920kN
1200
Entwicklung eines Vorbauschnabels 111
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Nachweis: (N / (κz * Npl,d)) ≤ 1,0
(920 / (0,995 * 3697,0))= 0,25 ≤ 1,0
Damit der Anschluss des Obergurts am Pfosten als
Schweißstoß realisiert werden kann, wurde als Pfosten ein
HEA 300 gewählt.
Diagonale:
Gewählt wurde ein HEB 180 nach DIN 1025-2 aus S355J2.
Abb. 75 Diagonalenprofil des Längsträgers
Querschnittswerte:
A = 65,3 cm² Iy = 3830,0 cm4
Iz = 1360,0 cm4
Wy = 426,0 cm³ Npl,d = 2136,6 kN fy,k = 36,0 kN/cm²
180.0
18
0.0
14
.0
8.5
2,y
3,z
Abb. 74 Detail zum Anschluß des Obergurts am Endpfosten
Entwicklung eines Vorbauschnabels 112
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Schnittkräfte:
Ruhezustand:
� maßgebend ist LK1 mit Stab 204
N = -336,6 kN
Verschubzustand:
�maßgebend ist LK 17 in Stellung X= 35m mit Stab 204
N = 1886,5 kN
Spannungsnachweise:
Die vorhandenen Schnittkräfte aus dem Ruhezustand sind im Vergleich zum
Verschubzustand geringer, weshalb der Spannungsnachweis für den Verschubzustand
nicht dokumentiert wird.
σ┴ = N / A = 1886,5 / 65,3 = 28,89 kN/cm²
Nachweis:
σ┴ / σRd ≤ 1,0
28,89/ 32,72 = 0,88 ≤ 1,0
Stabilitätsnachweis:
o Biegeknicknachweis
Folgender Schnittkraftverlauf existiert am Stab:
Abb. 76 Schnittkraftverlauf der maßgebenden Diagonale des Längsträgers
-336,6kN
4415
Entwicklung eines Vorbauschnabels 113
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
� maßgebender Nachweis ist das Knicken um z-z
sk = β * l = 1,0 * 4,41 = 4,41m
Npl = Npld * 1,1 = 2136,6 * 1,1 = 2350,3 kN
Nki,z = ( π² * E * Iz) / (sk)² = (π² * 21000 * 1360) / (441)² = 1442,8 kN
λ = √ (Npl / Nki) = √ (2350,3/ 1442,8 ) = 1,27
h/b = 18/18 = 1,0 < 1,2 ; t= 14mm< 80mm�KSL C � κz = 0,4
Nachweis: (N / (κz * Npl,d)) ≤ 1,0
(336,6 / (0,4 * 2136,6))= 0,39 ≤ 1,0
Entwicklung eines Vorbauschnabels 114
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4.3.4 Nachweis des Untergurtverbands
Abb. 77 Stabnummerierung des Untergurtverbands
Untergurtpfosten:
Gewählt wurde ein QRO 150x6 nach DIN EN 10210-2 aus S355J2.
Abb. 78 Profil des Untergurtpfosten
Querschnittswerte:
A = 34,2 cm² I = 1174,0 cm4
W = 156,0 cm³ Npl,d = 1119,0 kN fy,k = 36,0 kN/cm²
Schnittkräfte:
Während des Verschubvorgangs, dient der Horizontalpfosten zur Abtragung der
Horizontalkräfte. Somit sind die vorhanden Schnittkräfte in den Stäben während des
Verschubs größer als im Ruhezustand. Infolge dessen, werden die Nachweise mit den
Schnittkräften aus dem Verschubzustand dokumentiert.
150.0
150
.0
6.0
2,y
3,z
Entwicklung eines Vorbauschnabels 115
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Verschubzustand:
�maßgebend ist LK 18 in Stellung X= 36,25m mit Stab 108/175
N = -427 kN
Spannungsnachweise:
σ┴ = N / A = 427 / 34,2 = 12,89 kN/cm²
Nachweis:
σ┴ / σRd ≤ 1,0
12,89/ 32,72 = 0,39 ≤ 1,0
Stabilitätsnachweis:
o Biegeknicknachweis
Folgender Schnittkraftverlauf existiert am Stab:
Abb. 79 Schnittkraftverlauf am maßgebenden Untergurtpfosten
Durch den K-Verband im Endfeld, ist die Normalkraft nicht über die gesamte Stablänge
konstant. Auf der sicheren Seite liegend, wird der Stab mit der maximalen Knicklänge
von 6,5 m berechnet. Weiterhin wird auf die Berücksichtigung des Moments Mz von
0,17 kNm, welches infolge der Verbandswirkung entsteht, verzichtet.
sk = β * l = 1,0 * 6,5 = 6,5m (β = 1,0 da Endpfosten)
Npl = Npld * 1,1 = 1119 * 1,1 = 1230,9 kN
Nki = ( π² * E * I) / (sk)² = (π² * 21000 * 1174) / (650)² = 575,92 kN
λ = √ (Npl / Nki) = √ (1230,9/ 575,92 ) = 1,46 �KSL a � κ = 0,395
2x3250 = 6500
-427kN
+56kN
Entwicklung eines Vorbauschnabels 116
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Nachweis: (N / (κ * Npl,d)) ≤ 1,0
(427 / (0,395 * 1119))= 0,97 ≤ 1,0
Diagonalen:
a) Gewählt wurde ein L100x12 nach DIN EN 10056 aus S355J2.
Abb. 80 Profil der Untergurtdiagonalen
Querschnittswerte:
A = 22,7 cm² I = 207,0 cm4
W = 29,1 cm³ Npl,d = 742,7 kN fy,k = 36,0 kN/cm²
Schnittkräfte:
Wie beim Untergurtpfosten, werden auch beim Nachweis der Diagonalen, nur die
Nachweise mit den Schnittkräften aus dem Verschubzustand dokumentiert.
Verschubzustand:
�maßgebend ist LK 14 in Stellung X= 31,25m mit Stab 232
N = +367,4 kN
100.0
100
.0
12.0
29.0
29
.0
2
3
y
z
Entwicklung eines Vorbauschnabels 117
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Spannungsnachweise:
Da die Diagonale auf Zug beansprucht wird, muss der Nettoquerschnitt berücksichtigt
werden.
Annahme: Der Winkel wird durch 3x M24-10.9 mit der Lasche verbunden (siehe
Anhang E Zeichnung 001 Bl. 2v2).
ANetto = ABrutto – ∆A = 22,7 – 9,0 = 13,7 cm²
� ∆A = 3 * dl * t = 3* 2,5 * 1,2 = 9,0 cm²
σ┴ = N / A = 367,4 / 13,7 = 26,8 kN/cm²
σRd = fu,k / 1,25 * γm = 49 / 1,25 * 1,1 = 35,63 kN/cm²
Nachweis:
σ┴ / σRd ≤ 1,0
26,8/ 35,63 = 0,75 ≤ 1,0
b) Diagonalen im Anschlussbereich: gewählt wurde ein QRO 100x8 nach DIN EN
10210-2 aus S355J2.
Abb. 81 Profil der Untergurtdiagonalen im Anschlußbereich
Querschnittswerte:
A = 28,8 cm² I = 400,0 cm4
W = 79,9 cm³ Npl,d = 942,3 kN fy,k = 36,0 kN/cm²
100.0
10
0.0
8.0
2,y
3,z
Entwicklung eines Vorbauschnabels 118
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Schnittkräfte:
Wie bei den Felddiagonalen, werden auch beim Nachweis der Diagonalen des
Anschlussbereichs, nur die Nachweise mit den Schnittkräften aus dem Verschubzustand
dokumentiert.
Verschubzustand:
�maßgebend ist LK 17 in Stellung X= 35,0m mit Stab 195
N = Z = D= ±313,3 kN
Spannungsnachweise:
σ┴ = N / A = 313,3 / 28,8 = 10,87 kN/cm²
Nachweis:
σ┴ / σRd ≤ 1,0
10,87/ 32,72 = 0,33≤ 1,0
Stabilitätsnachweis:
o Biegeknicknachweis
Folgender Schnittkraftverlauf existiert am Stab:
Abb. 82 maßgebender Schnittkraftverlauf der Untergurtdiagonalen im Anschlußbereich
sk = β * l = 1,0 * 4,1 = 4,1m (β = 1,0 da Endpfosten)
Npl = Npld * 1,1 = 942,3 * 1,1 = 1036,6 kN
Nki = ( π² * E * I) / (sk)² = (π² * 21000 * 400) / (410)² = 493,2 kN
λ = √ (Npl / Nki) = √ (1036,6/ 493,2 ) = 1,45 �KSL a � κ = 0,395
4100
-313,3kN
Entwicklung eines Vorbauschnabels 119
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Nachweis: (N / (κ * Npl,d)) ≤ 1,0
(313,3 / (0,395 * 942,3))= 0,84 ≤ 1,0
Entwicklung eines Vorbauschnabels 120
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
4.3.5 Nachweis der Querscheibe
Abb. 83 Querscheibe des entwickelten Vorbauschnabels
Obergurtpfosten:
Gewählt wurde ein QRO 80x4 nach DIN EN 10210-2 aus S355J2.
Abb. 84 Profil des Obergurtpfostens
Querschnittswerte:
A = 12,0 cm² I = 114,0 cm4
W = 28,6 cm³ Npl,d = 392,6 kN fy,k = 36,0 kN/cm²
100.0
100
.0
8.0
2,y
3,z
Entwicklung eines Vorbauschnabels 121
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Schnittkräfte:
Ruhezustand:
�maßgebend ist LK 1 mit Stab 123/136
N = Z = D= ±7,75 kN
Verschubzustand:
�maßgebend ist LK 5 in Stellung X= 8,75m mit Stab 134/147
N = Z = D= ±8,75 kN
Die nachfolgenden Nachweise für den Obergurtpfosten werden mit den
Schnittkräften aus dem Verschubzustand geführt.
Spannungsnachweise:
σ┴ = N / A = 8,75/ 12,0 = 0,73 kN/cm²
Nachweis:
σ┴ / σRd ≤ 1,0
0,73/ 32,72 = 0,023≤ 1,0
Stabilitätsnachweis:
o Biegeknicknachweis
Folgender Schnittkraftverlauf existiert am Stab:
Abb. 85 Schnittkraftverlauf des maßgebenden Obergurtpfostens
2x3250 = 6500
-8,75kN
+8,75kN
Entwicklung eines Vorbauschnabels 122
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Wie beim Horizontalverband, ist die Normalkraft nicht über die gesamte Stablänge
konstant, infolge des K-Verbands. Auf der sicheren Seite liegend, wird der Stab mit der
maximale Knicklänge von 6,5 m berechnet. Weiterhin wird auf die Berücksichtigung
des Moments My von 0,17 kNm, welches infolge der Verbandswirkung entsteht,
verzichtet.
sk = β * l = 1,0 * 6,5 = 6,5m
Npl = Npld * 1,1 = 392,6 * 1,1 = 431,9 kN
Nki = ( π² * E * I) / (sk)² = (π² * 21000 * 114) / (650)² = 55,92 kN
λ = √ (Npl / Nki) = √ (431,9/ 55,92 ) = 2,77 �KSL a � κ = 0,12
Nachweis: (N / (κ * Npl,d)) ≤ 1,0
(8,75 / (0,12 * 392,6))= 0,18 ≤ 1,0
Diagonalen: Gewählt wurde ein L80x8 nach DIN EN 10056 aus S355J2.
Abb. 86 Diagonalenprofil der Querscheibe
Querschnittswerte:
A = 12,3 cm² I = 72,2 cm4
W = 12,6 cm³ Npl,d = 402,5 kN fy,k = 36,0 kN/cm²
80.0
80
.0
8.0
22.6
22
.6
2
3
y
z
Entwicklung eines Vorbauschnabels 123
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Schnittkräfte:
Ruhezustand:
�maßgebend ist LK1 mit Stab 150
N= Z= D= ±13,01 kN
LStab 150 = 4,97m
Verschubzustand:
�maßgebend ist LK 14 in Stellung X= 31,25m mit Stab 155
N= Z= D= ±11,67 kN
LStab 155 = 4,47m
Da die Schnittkräfte im Ruhezustand größer als die des Verschubzustands sind, erfolgt
die Bemessung mit den Schnittkräften aus dem Ruhezustand.
Spannungsnachweise:
Da die Diagonale auch auf Zug beansprucht wird, muss der Nettoquerschnitt
berücksichtigt werden.
Annahme: Der Winkel wird durch 2x M20-10.9 mit der Lasche verbunden (siehe
Anhang E Zeichnung 001 Bl. 2v2).
ANetto = ABrutto – ∆A = 12,3 – 3,36 = 8,94 cm²
� ∆A = 2 * dl * t = 2* 2,1 * 0,8 = 3,36 cm²
σ┴ = N / A = 13,01 / 8,94 = 1,45 kN/cm²
σRd = fu,k / 1,25 * γm = 49 / 1,25 * 1,1 = 35,63 kN/cm²
Nachweis:
σ┴ / σRd ≤ 1,0
1,45/ 35,63 = 0,04 ≤ 1,0
Entwicklung eines Vorbauschnabels 124
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Stabilitätsnachweis:
o Biegeknicknachweis
Folgender Schnittkraftverlauf existiert am Stab:
Abb. 87 Schnittkraftverlauf der maßgebenden Diagonale
sk = β * l = 1,0 * 4,97 = 4,97m
Npl = Npld * 1,1 = 402,2 * 1,1 = 442 kN
Nki = ( π² * E * I) / (sk)² = (π² * 21000 * 72,2) / (497)² = 60,58 kN
λ = √ (Npl / Nki) = √ (442/ 60,58 ) = 2,70 �KSL C � κ = 0,115
Nachweis: (N / (κ * Npl,d)) ≤ 1,0
(13,01 / (0,115 * 402,2))= 0,28 ≤ 1,0
4970
-13,01kN
Entwicklung eines Vorbauschnabels 125
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
4.3.6 Nachweis der Stöße des Längsträgers Nachweis des Stirnplattenstoßes vom Untergurt
Abb. 88 Stirnplattenstoß des Untergurts
gewählt :
- 2x Bl. 400x615x45 - S355J2
- 16x M 30-10.9 DIN6914
- aF= 12,0mm (Doppelkehlnaht)
- aF= 30,0mm (DHY-Naht)
- aS= 7,0mm (Doppelkehlnaht)
Schnittkräfte:
Die maßgebenden Schnittkräfte wurden für die einzelnen Stöße ermittelt. Dabei zeigte
sich, dass am Stab 6 die Lastkombination 5 in Stellung X= 8,75 m maßgebend ist.
Folgende Schnittkräfte existieren:
- N = +4414 kN
- My = +269,5 kNm
- Mz = -2,4 kNm
- Qz = +2,6 kN
Bei der Untersuchung wurde weiterhin festgestellt, dass am ersten Stirnplattenstoß (im
Bereich der Vorbauschnabelspitze) die maximale Querkraft Qz = 362 kN existiert. Diese
wird zur Bemessung der Schraubenverbindung und der Stegschweißnaht verwendet.
N N
My My
Entwicklung eines Vorbauschnabels 126
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Nachweis der Schraubenverbindung
Abb. 89 Aufteilung der Schnittkräfte zur Ermittlung der Schraubenkräfte
Z = N / 2 + My / h = 4414 / 2 + 269,5 / 0,565 = 2683,9 kN
D = N / 2 - My / h = 4414 / 2 - 269,5 / 0,565 = 1730,0 kN
Nachweis der Schrauben auf Zug:
Z/ nz * NRd = 2683,9 / 7,2 * 408 = 0,91 < 1,0
� nz = Anzahl der Schrauben im Zugbereich; wurde gewählt mit 8 Stück
wobei die Tragfähigkeit der äußeren Schrauben um 20% abgemindert
wird � nz = 4+ 4 * 0,8 = 7,2
� NRd = 408 kN
Nachweis der Schrauben auf Abscheren:
Vz/ nD * VRd = 362 / 8,0 * 354 = 0,13 < 1,0
� nD = Anzahl der Schrauben im Druckbereich; wurde gewählt mit 8
Stück
� VRd = 354 kN
Interaktionsnachweis
(Z/ nz * NRd)² + (Vz/ nD * VRd)² ≤ 1,0
(0,91)² + (0,13)² = 0,85 < 1,0
N
N/2 + Z
N/2 - Z
My
Entwicklung eines Vorbauschnabels 127
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Nachweis der Stirnplatte:
Überschläglich wird die Stirnplatte durch die Wahl der Stirnplattendicke nachgewiesen.
dp = 1,5 * dsch = 1,5 * 30 = 45mm (bündige Stirnplatte)
Nachweis der Schweißnähte:
- aF= 12,0 mm (Doppelkehlnaht)
- aF= 30,0 mm (DHY-Naht)
- aS= 7,0 mm (Doppelkehlnaht)
Nahtdickenbegrenzung für die Kehlnähte:
2mm ≤ a= 12,0 mm ≤ 0,7 * min t = 0,7 * 35 = 24,5 mm
a= 12,0 mm ≥ √(max t) – 0,5= √(45) – 0,5 = 6,2 mm
2mm ≤ a= 7,0 mm ≤ 0,7 * min t = 0,7 * 18 = 12,6 mm
a= 7,0 mm ≥ √(max t) – 0,5= √(45) – 0,5 = 6,2 mm
Schweißnahtspannung :
σ┴UG = Z /(Σ a * l) = 2683,9 / (3,0 * 40) = 22,4 kN/cm²
σ┴OG = D /(Σ a * l) = 1730,0 / (1,2*(40+18)) = 24,85 kN/cm²
τII = Qz / Aw = 362 / (2 * 0,7 * 52) = 4,97 kN/cm²
σw,v = √ σ┴UG² + τII² = √ 24,85² + 4,97² = 25,34 kN/ cm² Nachweis:
σw,v/ σw,Rd ≤ 1,0
25,34/ 26,18 = 0,96 ≤ 1,0
Zusätzlich müsste noch die Stahlgüteauswahl nach DASt-Ri 009 und die Z-Güte
Auswahl nach DASt-Ri 014 geführt werden.
Entwicklung eines Vorbauschnabels 128
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Nachweis des Stirnplattenstoßes vom Obergurt
Abb. 90 Stirnplattenstoß des Obergurts
gewählt :
- 2x Bl. 300x565x 25 - S355J2
- 6x M 20-10.9 DIN6914
- aF= 6,0mm (Doppelkehlnaht)
- aS= 5,0mm (Doppelkehlnaht)
Schnittkräfte:
Die maßgebenden Schnittkräfte wurden, wie bei den Obergurtstößen für die einzelnen
Stöße ermittelt. Dabei zeigte sich, dass am Stab 21 die Lastkombination 1
(Ruhezustand) maßgebend ist. Folgende Schnittkräfte existieren:
- N = +943,4 kN
- My = -15,9 kNm
- Mz = +0,9 kNm
- Qz = +2,7 kN
Bei der Untersuchung wurde weiterhin festgestellt, dass am ersten Stirnplattenstoß (im
Bereich der Vorbauschnabelspitze) die maximale Querkraft Qz = -111,8 kN existiert,
aus der Lastkombination 2 in Stellung X= 2,5m. Diese wird zur Bemessung der
Schraubenverbindung und der Stegschweißnaht verwendet.
N
N My
My
Entwicklung eines Vorbauschnabels 129
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Nachweis der Schraubenverbindung:
Abb. 91 Aufteilung der Schnittkräfte zur Ermittlung der Schraubenkräfte
Z = N / 2 + My / h = 943,4 / 2 + 15,9 / 0,424 = 509,2 kN
D = N / 2 - My / h = 943,4 / 2 - 15,9 / 0,424 = 434,2 kN
Nachweis der Schrauben auf Zug:
Z/ nz * NRd = 509,2 / 4 * 178 = 0,69 < 1,0
� nz = Anzahl der Schrauben im Zugbereich; wurde gewählt mit 4 Stück
� NRd = 178 kN
Nachweis der Schrauben auf Abscheren:
Vz/ nD * VRd = 111,8 / 2 * 157 = 0,36 < 1,0
� nD = Anzahl der Schrauben im Druckbereich; wurde gewählt mit 2
Stück
� VRd = 157 kN
Interaktionsnachweis
(Z/ nz * NRd)² + (Vz/ nD * VRd)² ≤ 1,0
(0,69)² + (0,36)² = 0,61 < 1,0
N
N/2 + Z
N/2 - Z
My
Entwicklung eines Vorbauschnabels 130
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Nachweis der Stirnplatte:
Überschläglich wird die Stirnplatte durch die Wahl der Stirnplattendicke nachgewiesen.
dp = 1,5 * dsch = 1,5 * 20 = 45mm (überstehende Stirnplatte)
Nachweis der Schweißnähte:
- aF= 6,0 mm (Doppelkehlnaht)
- aS= 5,0 mm (Doppelkehlnaht)
Nahtdickenbegrenzung für die Kehlnähte:
2mm ≤ a= 6,0 mm ≤ 0,7 * min t = 0,7 * 25 = 17,5 mm
a= 6,0 mm ≥ √(max t) – 0,5= √(26) – 0,5 = 4,6 mm
2mm ≤ a= 5,0 mm ≤ 0,7 * min t = 0,7 * 14 = 9,8 mm
a= 5,0 mm ≥ √(max t) – 0,5= √(25) – 0,5 = 4,5 mm
Schweißnahtspannung :
σ┴ = Z /(Σ a * l) = 509,2 / (0,6 * 30 * 2 + 0,6 * 11,5 * 4) = 8,0 kN/cm²
τII = Qz / Aw = 111 / (2 * 0,5 * 34) = 3,26 kN/cm²
σw,v = √ σ┴² + τII² = √ 8,0² + 3,26² = 8,6 kN/ cm² Nachweis:
σw,v/ σw,Rd ≤ 1,0
8,6/ 26,18 = 0,32 ≤ 1,0
Zusätzlich müsste noch die Stahlgüteauswahl nach DASt-Ri 009 und die Z-Güte
Auswahl nach DASt-Ri 014 geführt werden.
Entwicklung eines Vorbauschnabels 131
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Nachweis des Laschenstoßes der Diagonalen
Abb. 92 Laschenstoß der Diagonalen des Längsträgers
gewählt :
- Steglaschen: Bl. 400x 100x 8 -S355J2
- Gurtlaschen: Bl. 300x 170x 15 -S355J2
- 22x M 22-10.9 DIN6914
Schnittkräfte:
Auch hier wurden die maßgebenden Schnittkräfte der einzelnen Stöße ermittelt. Dabei
zeigte sich, dass am Stab 46 die Lastkombination 11 in Stellung X= 23,75m maßgebend
ist. Folgende Schnittkräfte existieren:
- N = +1323,21 kN
Für die Nachweise müssen die Schnittkräfte aufgeteilt werden:
NGurt = N * AGurt/ AHEB180 = 1323,21 * 25,2/65,3 = 510,65 kN
� AGurt = bGurt * hGurt = 18 * 1,4 = 25,2cm²
� AHEB180 = 65,3 cm² (siehe S. 111)
NSteg = N * ASteg/ AHEB180 = 1323,21 * 14,11/65,3 = 285,92 kN
� ASteg = bSteg * hSteg = 0,85 * 16,6 = 14,11cm²
� AHEB180 = 65,3 cm² (siehe S. 111)
N
N
Entwicklung eines Vorbauschnabels 132
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Nachweis der Gurtstöße:
Auf die Dokumentation des Nachweises der Schraubenabstände wird verzichtet.
Nachweis der Schraubenverbindung:
Grenzlochleibungskraft:
Abb. 93 Ermittlung der Grenzlochleibungskräfte des Gurtstoßes
VlRd = t * dsch * αl * fyk/γm
� αl = 1,1 * e1/dL – 0,3 = 1,1 * 45/23 – 0,3 = 1,85 (mit Randabstand)
� αl = 1,08 * e/dL – 0,77 = 1,08 * 60/23 – 0,77 = 2,04 (mit Lochabstand)
für Schraube a:
VlRd = 1,5 * 2,3 * 1,85 * 36/1,1 = 208,7 kN (Lasche- Randabstand)
VlRd = 1,8 * 2,3 * 2,04 * 36/1,1 = 276,3 kN (Träger- Lochabstand)
für Schraube b:
VlRd = 1,5 * 2,3 * 2,04 * 36/1,1 = 230,3 kN (Lasche- Lochabstand)
VlRd = 1,8 * 2,3 * 1,85 * 36/1,1 = 250,6 kN (Träger- Randabstand)
Grenzabscherkraft:
für M22-10.9 gilt: VaRd = 190 kN
� Σ VRd = min ViRd * 4 = 190 * 4 = 760 kN
Nachweis:
NGurt/ Σ VRd ≤ 1,0
510,65/ 760 = 0,67 ≤ 1,0
NGurt
a b
60 45
t=15 t=18
Entwicklung eines Vorbauschnabels 133
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Nachweis der Gurtlasche
ABrutto = bLasche * tLasche = 17,0 * 1,5 = 25,5 cm²
ANetto = ABrutto – (dL * tLasche * n ) = 25,5 – (2,3 * 1,5 * 2) = 18,6 cm²
ABrutto / ANetto = 25,5 / 18,6 = 1,37 > 1,2 � Lochabzug muss berücksichtigt
werden.
σGurt = NGurt / ANetto = 510,65 / 18,6 = 27,45 kN/cm²
σRd = fu,k / 1,25 * γm = 49 / 1,25 * 1,1 = 35,63 kN/cm²
Nachweis:
σGurt / σRd ≤ 1,0
27,45/ 35,63 = 0,77 ≤ 1,0
Nachweis des Stegstoßes:
Auf die Dokumentation des Nachweises der Schraubenabstände wird verzichtet.
Nachweis der Schraubenverbindung:
Grenzlochleibungskraft:
Abb. 94 Ermittlung der Grenzlochleibungskräfte des Stegstoßes
VlRd = t * dsch * αl * fyk/γm
� αl = 1,1 * e1/dL – 0,3 = 1,1 * 45/23 – 0,3 = 1,85 (mit Randabstand)
� αl = 1,08 * e/dL – 0,77 = 1,08 * 55/23 – 0,77 = 1,82 (mit Lochabstand)
NSteg
a b
55 45
t=8,5
t=8,0
t=8,0
55
c
Entwicklung eines Vorbauschnabels 134
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
für Schraube a:
VlRd = 0,8 * 2,3 * 1,85 * 36/1,1 = 111,4 kN (Lasche- Randabstand)
VlRd = 0,85 * 2,3 * 1,82 * 36/1,1 = 116,4 kN (Träger- Lochabstand)
für Schraube b:
VlRd = 0,8 * 2,3 * 1,82 * 36/1,1 = 109,6 kN (Lasche- Lochabstand)
VlRd = 0,85 * 2,3 * 1,82 * 36/1,1 = 116,4 kN (Träger- Lochabstand)
für Schraube c:
VlRd = 0,8 * 2,3 * 1,82 * 36/1,1 = 109,6 kN (Lasche- Lochabstand)
VlRd = 0,85 * 2,3 * 1,85 * 36/1,1 = 116,5 kN (Träger- Randabstand)
Grenzabscherkraft:
für M22-10.9 gilt: VaRd = 190 kN
� Σ VRd = min ViRd * 3 = 109,6 * 3 = 328,8 kN
Nachweis:
NSteg/ Σ VRd ≤ 1,0
285,92/ 328,8 = 0,87 ≤ 1,0
Nachweis der Steglaschen
ABrutto = bLasche * tLasche = 10,0 * 0,8 = 8,0 * 2 = 16 cm²
ANetto = ABrutto – (dL * tLasche * n ) = 16 – (2,3 * 0,8 * 2) = 12,32 cm²
ABrutto / ANetto = 16 / 12,32 = 1,29 > 1,2 � Lochabzug muss berücksichtigt
werden.
σGurt = NSteg / ANetto = 285,92 / 12,32 = 23,21 kN/cm²
σRd = fu,k / 1,25 * γm = 49 / 1,25 * 1,1 = 35,63 kN/cm²
´
Entwicklung eines Vorbauschnabels 135
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Nachweis:
σGurt / σRd ≤ 1,0
23,21/ 35,63 = 0,65 ≤ 1,0
Nachweis des Zugstabes
Durch die Laschenverbindung und die dadurch entstehende Querschnittsschwächung,
muss der Zugstab, das heißt die Diagonale erneut nachgewiesen werden.
Gewählt wurde ein HEB 180 nach DIN 1025-2 aus S355J2.
Abb. 95 Querschnittsschwächung der Diagonale
ABrutto = 65,3 cm² (siehe S.111)
ANetto = ABrutto – (Σ dL * tLasche *n) = 65,3–(4*2,3* 1,4+ 2 * 2,3 * 0,85)=50,47 cm²
ABrutto / ANetto = 65,3 / 50,47 = 1,29 > 1,2 � Lochabzug muss berücksichtigt
werden.
σ = N / ANetto = 1325 / 50,47 = 26,25 kN/cm²
σRd = fu,k / 1,25 * γm = 49 / 1,25 * 1,1 = 35,63 kN/cm² Nachweis:
σ / σRd ≤ 1,0
26,25/ 35,63 = 0,74 ≤ 1,0
180.0
18
0.0
14
.0
8.5
2,y
3,z
Ø23mm
Entwicklung eines Vorbauschnabels 136
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4.3.7 Nachweis des Anschlussrahmenes
Abb. 96 Ansichten des Anschlussrahmens
gewählt:
- Stütze: SP600/300/35/18 - S355J2
- Lasteinleitungsträger: QRO 400x16 - S355J2
- Riegel: QRO 100x5 – S355J2
- Verband: QRO 100x5 – S355J2
- Bolzen: ø150 mm – 34CrNiMo6+QT (10.9)
Schnittkräfte:
Wie beim Nachweis des Längsträgers, muss auch beim Nachweis des
Anschlussrahmens zwischen den Schnittkräften aus dem Ruhe- und Verschubzustand
unterschieden werden. Für den Nachweis des Anschlussrahmens wurde folgendes
statisches Modell gebildet:
Abb. 97 statisches Modell des Anschlussrahmes im Ruhezustand
Stütze
Bolzen
Lasteinleitungsträger
NOG
QOG
QUG NUG
MU
Entwicklung eines Vorbauschnabels 137
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Abb. 98 statisches Modell des Anschlussrahmes im Verschubzustand
Aus der Berechnung für den Längsträger folgen folgende Auflagerkräfte für die
einzelnen Zustände:
- am Obergurt
Länge X (Abstand zur VBS-Spitze [m])
NOG [kN] QOG [kN]
0 0 0
2,5 -3392 -290
3,75 -3744 -320
6,25 -4335 -369
8,75 -4808 -408
11,25 -5134 -434
13,75 -5385 -452
16,25 -5482 -458
18,75 -5450 -453
21,25 -5289 -436
23,75 -5000 -408
26,25 -4575 -367
28,75 -4032 -317
31,25 -3360 -254
32,5 -2976 -218
33,75 -2560 -182
35 -2113 -154
36,25 -1632 -137
37,5 -1120 -114
38,75 -576 -70
Ruhephase 1571 134
Tab. 22 Schnittkräfte am Obergurtanschluss
QUG4
NOG
NUG4
QOG
Entwicklung eines Vorbauschnabels 138
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
- am Untergurt
0° Anstellwinkel 4° Anstellwinkel
Länge X (Abstand zur VBS-Spitze [m])
NUG0 [kN] QUG0 [kN] NUG4 [kN] QUG4[kN]
0 0 0 0 0 2,5 4915 -76 4928 268
3,75 5250 -98 5263 270 6,25 5780 -149 5795 256 8,75 6222 -211 6238 225
11,25 6490 -284 6506 170 13,75 6672 -371 6689 96 16,25 6690 -468 6707 -1 18,75 6569 -575 6586 -116 21,25 6314 -695 6330 -254 23,75 5920 -826 5935 -413 26,25 5377 -965 5391 -590 28,75 4709 -1119 4721 -790 31,25 3903 -1284 3913 -1012 32,5 3448 -1370 3457 -1129
33,75 2960 -1458 2968 -1252 35 2438 -1536 2444 -1366
36,25 1879 -1605 1884 -1474 37,5 1288 -1670 1292 -1580
38,75 661 -1638 663 -1592
Ruhephase -1571 210
Tab. 23 Schnittkräfte am Untergurtanschluss
Betrachtet man Tabelle 23 so erkennt man, dass eine Normalkraft und Querkraft für den
Anstellwinkel von 4° berechnet wurde. Exemplarische erfolgt dies für die Schnittkräfte
für die Länge X= 2,5m.
NUG0 = 4915 kN
Q UG0 = -76 kN
Mit einem Winkel von 4° folgt:
N UG4 = N UG0 / cos 4 = 4915 / cos 4 = 4927 kN
Q UG4 = N UG0 * tan4 + Q UG0 = 4915 * tan4 + (-76) = +267,69 kN
Entwicklung eines Vorbauschnabels
Diplomarbeit
Anhand der Abbildung
Anschlussträgers existiert. Dieses entsteht aus der Umlenkkraft infolge des
Anstellwinkels von 4°.
tan ψ = U / N
MU = U * l
Somit ergibt sich für den Ruhezustand folgendes Moment:
U = NOG *
MU = U * l = 109,8 * 1,207
Für die jeweiligen Stellungen wurden 20 Lastfälle gebildet.
Nachweis der Stütze (Stehträger)
Gewählt SP600/300/35/18
Querschnittswerte:
A Iy
Iz Wy Wz Iw IT Mpl,y,d
Npl,d
Wply
f
Entwicklung eines Vorbauschnabels
Anhand der Abbildung 97 erkennt man, dass ein Moment MU am Kopfpunkt des
Anschlussträgers existiert. Dieses entsteht aus der Umlenkkraft infolge des
Anstellwinkels von 4°.
Abb. 99 Umlenkkräfte am Obergurtanschluss
= U / NOG � U = NOG * tan ψ
= U * l
Somit ergibt sich für den Ruhezustand folgendes Moment:
* tan ψ = 1571 * tan 4° = 109,8 kN
= U * l = 109,8 * 1,207 = 131,8 kNm
en Stellungen wurden 20 Lastfälle gebildet.
Nachweis der Stütze (Stehträger)
ewählt SP600/300/35/18 - S355 J2 (siehe Abbildung 61
Querschnittswerte:
= 375,4 cm² = 246075,0 cm4 = 37359,0 cm4
= 8202,5 cm³ = 1867,9 cm³
= 2,97*107 cm6
= 1190,1 cm4 pl,y,d = 3001,7 kNm
pl,d = 12283,0 kN ply = 9174,1 cm³ fy,k = 36,0 kN/cm²
l =1207
U
NOG
139
Tom Höhne /16583
am Kopfpunkt des
Anschlussträgers existiert. Dieses entsteht aus der Umlenkkraft infolge des
Umlenkkräfte am Obergurtanschluss
ildung 61, S. 92).
NOG
ψ
Entwicklung eines Vorbauschnabels 140
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Spannungsnachweis
Die maßgebenden Schnittkräfte resultieren aus dem Lastfall 19, Stellung X = 37,5m
mit: N = 1000,2 kN
My = -1578,5 kNm
Qz = +392,9 kN
σ┴ = N / A + My / Wy = 1000,2 / 375,4 + 1578,5*100 / 8202 = 21,9 kN/cm²
τSteg = (Qz* Sy) / (Iy *s) = (392,9 * 4587) / (246075 * 1,8) = 4,1 kN/cm²
σw,v = √ σ┴² + τII² = √ 21,9² + 4,1² = 22,3 kN/ cm²
Nachweis:
σw,v/ σw,Rd ≤ 1,0
22,3/ 32,72 = 0,68 ≤ 1,0
Stabilitätsnachweise:
o Biegeknicknachweis
Für den Biegeknicknachweis ist der Lastfall 1(Ruhezustand) maßgebend.
Folgender Schnittkraftverlauf existiert am Stab:
Abb. 100 maßgebender Schnittkraftverlauf an der Stütze vom Anschlussrahmen
4370
-1095,6kN -1321,4kN
-11,18kN
+211,5kN +165,9kN
Entwicklung eines Vorbauschnabels 141
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
sk = β * l = 1,0 * 4,37 = 4,37m
Npl = Npld * 1,1 = 12283,0 * 1,1 = 13511,0 kN
Nkiy = ( π² * E * Iy) / (sk)² = (π² * 21000 * 246075 ) / (437)² = 267069,2 kN
λz = √ (Npl / Nki,y) = √ (13511/ 267069,2 ) = 0,22 � t<40mm � Ksl C � κy = 0,99
∆n = (N / (κy * Npl,d)) * (1- (N / (κy * Npl,d)) ) * λy ² * κy² ≤ 0,1 = (1321 / (0,99 * 12283)) * (1- (1321 / (0,99 * 12283))))* 0,22² * 0,99² = 0,005 ≤ 0,1
βmy: ψ = M1 / M2 = 211,5/165,9 = 1,27 � βmψ = 0,66 + 0,44* ψ = 0,66+0,44*1,27 = 1,22
ηKi,d = Nkid/Nd = (267069,2 /1,1) / 1321 = 183,8 1-(1/ ηKi,d) = 1-(1/183,8) = 0,99
� 0,44< βmψ = 1,22 > 0,99 � βmy = 1,22 Nachweis:
(N / (κy * Npl,d)) + (βmy * My/ Mplyd) + ∆n ≤ 1,0
(1321 / (0,99 * 12283)) + (0,99 * 211,5/3001,7 ) + 0,005
= 0,18 ≤ 1,0
Beachte: Auf der sicheren Seite liegend wurde angenommen, dass die Normalkraft von 1321 kN konstant
über den gesamten Stab verläuft.
o Biegedrillknicknachweis
Nkiz = ( π² * E * Iz) / (sk)² = (π² * 21000 * 37359) / (437)² = 40546,3 kN
λz = √ (Npl / Nki,z) = √ (13511/ 40546,3 ) = 0,58 � t<40mm � Ksl C � κz = 0,8
Mki,y = ζ * (( π² * E * Iz) / (sk)²) * (√(c² + 0,25 * zp²) + 0,5 *zp))
� c² = (Iw + 0,039 * l² * IT)/ Iz = (2,9*107 + 0,039 * 437² * 1190,15)/ 37359
= 1013,52
� ζ = 1,77-0,77*ψ � ψ = M1 / M2 = 211,5/165,9 = 1,27 � ζ = 0,79; auf der
sicheren Seite liegende mit 1,0 angenommen
� zp = -30
Mki,y = 1,0 * (( π² * 21000 * 37359) / ( 437)²)* (√(1013,52 + 0,25 * -30²) + 0,5 *-30))
= 1746758,9 kNcm = 17467,58 kNm
Entwicklung eines Vorbauschnabels 142
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Mpl,y = Mpl,y,d * 1,1 = 3001,7* 1,1= 3301,87 kNm
λm = √ (Mpl,y / Mki,y) = √ (3301,88/ 17467,58 ) = 0,44� n = 2,0 � κm = 0,98
ky = 1- ((N / (κz * Npl,d)) * ay ≤ 1,0
� ay = 0,15 * λz * βm,y – 0,15 ≤ 0,9
� βm,y = 1,22 ( siehe Biegeknicknachweis S. ???)
� λz = 0,58 (siehe Biegeknicknachweise S. ???)
= 0,15 * 0,58 * 1,22 – 0,15
= -0,043 ≤ 0,9
= 1- ((1321 / (0,8 * 12283)) * -0,043
= 1,0058 > 1,0 � ky = 1,0
Nachweis:
(N / (κz * Npl,d)) + (M / (κm * Mpl,d ) * ky ≤ 1,0
(1321 / (0,8 * 12283)) + (211,5 / (0,98 * 3301,87 ) * 1,0 = 0,20 ≤ 1,0
Wie ersichtlich, sind die Nachweise der Stütze nicht ausgelastet. Die Wahl des Profils
ist dadurch begründet, dass das Profil für den Untergurt verwendet wird und mit einer
Breite von 400mm, 100mm breiter als ein genormtes Walzprofil ist. Somit können die
Anschlüsse des Untergurts und Obergurts als Vollanschlüsse ausgeführt werden.
Entwicklung eines Vorbauschnabels 143
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Nachweis des Lasteinleitungsträgers
Gewählt QRO 400x16 nach DIN EN 10210-2 aus S355J2.
Abb. 101 Profil des Lasteinleitungsträgers
Querschnittswerte:
A = 235,0 cm² I = 56154,0 cm4
W = 2808,0 cm³ Npl,d = 7689,0 kN fy,k = 36,0 kN/cm²
Spannungsnachweis
Die maßgebenden Schnittkräfte resultieren aus dem Lastfall 8, Stellung X = 16,25 m
mit:
N = -6396,4 kN
Aus dem Ruhezustand, Lastfall 1, existiert eine Normalkraft von 1851,4 kN, welche bei
der weiteren Nachweisführung nicht berücksichtigt wird.
σ┴ = N / A = 6396,4 / 235 = 27,2 kN/cm²
Nachweis:
σ┴ / σRd ≤ 1,0
27,2/ 32,72 = 0,83 ≤ 1,0
400.0
400
.0
16.0
2,y
3,z
Entwicklung eines Vorbauschnabels 144
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Stabilitätsnachweis
o Biegeknicknachweis
Folgender Schnittkraftverlauf existiert am Stab:
Abb. 102 maßgebender Schnittkraftverlauf des Lasteinleitungsträgers
sk = β * l = 1,0 * 5,83 = 5,83m
Npl = Npld * 1,1 = 7689 * 1,1 = 8457,9 kN
Nki = ( π² * E * I) / (sk)² = (π² * 21000 * 56154) / (583)² = 34242,3 kN
λ = √ (Npl / Nki) = √ (8457,9/ 34242,3 ) = 0,49 �KSL a � κ = 0,925
Nachweis: (N / (κ * Npl,d)) ≤ 1,0
(6396,4 / (0,925 * 8457,9))= 0,82 ≤ 1,0
Nachweis des Verbands
Schnittkräfte:
Abb. 103 Horizontalkraft am Anschlussrahmen
5831
-6396,4kN
Fges
4370
2 x 3250 = 6500
α=53,4°
5391
Entwicklung eines Vorbauschnabels 145
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Schiefstellung der Stütze:
Aus dem Lastfall 8, X= 16,25 m resultiert die maximale Normalkraft in der
Stütze von N = 3738,5 kN.
Abb. 104 Modell zur Berechnung der Schiefstellung von der Stütze
φ0= 1/200 * r1 * r2 = 1 / 200 * 1,0 * 1,0 = 1/200
� r1 = √(5 / l) für l > 5 m � l= 4,37 m � r1 = 1,0
� r2 = 0,5 * (1+ √(1/n)) = 0,5 * (1+ √(1/1)) = 1,0
H = Fs = 1/200 * N = 1/200 * 3738,5 kN = 18,7 kN
Wind:
Anhand der Lastannahme auf Seite 87 erkennt man, dass die Windlast für den
Obergurt qw = 1,51 kN/m beträgt.
Fw = qw * l * 1,35 = 1,51 * 40 * 1,35 = 81,54 kN
(1,35: Sicherheitsfaktor durch mehre veränderlichen Lasten)
Fges = Fw + Fs = 18,7 + 81,54 = 100,24 kN
Z = D = Fges / 2 * cos α = 100,24 / 2* cos 53,4° = 84,1 kN
H = φ0 *N
N
N
H = φ0 *N
Entwicklung eines Vorbauschnabels 146
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Nachweis des Riegels:
Gewählt wurde ein QRO 100x5 nach DIN EN 10210-2 aus S355J2.
Abb. 105 Profil des Riegels vom Anschlussrahmen
Querschnittswerte:
A = 18,4 cm² I = 271,0 cm4
W = 54,2 cm³ Npl,d = 602,1 kN fy,k = 36,0 kN/cm²
Spannungsnachweise:
σ┴ = Fges / A = 100,24/ 18,4 = 5,45 kN/cm²
Nachweis:
σ┴ / σRd ≤ 1,0 5,45/ 32,72 = 0,17≤ 1,0
Stabilitätsnachweis:
o Biegeknicknachweis
sk = β * l = 1,0 * 6,5 = 6,5 m (auf der sicheren Seite liegend mit 6,5 m angenommen)
Npl = Npld * 1,1 = 602,1 * 1,1 = 662,25 kN
Nki = ( π² * E * I) / (sk)² = (π² * 21000 * 271) / (650)² = 132,9 kN
λ = √ (Npl / Nki) = √ (662,25/ 132,9 ) = 2,23 �KSL a � κ = 0,185
100.0
100
.0
5.0
2,y
3,z
Entwicklung eines Vorbauschnabels 147
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Nachweis: (N / (κ * Npl,d)) ≤ 1,0 (100,5 / (0,185 * 602,1))= 0,90 ≤ 1,0
Nachweis der Diagonale:
Gewählt wurde ein QRO 100x5 nach DIN EN 10210-2 aus S355J2 (siehe
Abbildung 105, S. 147).
Querschnittswerte:
A = 18,4 cm² I = 271,0 cm4
W = 54,2 cm³ Npl,d = 602,1 kN fy,k = 36,0 kN/cm²
Spannungsnachweise:
σ┴ = Z / A = 84,1/ 18,4 = 4,57 kN/cm²
Nachweis:
σ┴ / σRd ≤ 1,0
4,57/ 32,72 = 0,13≤ 1,0
Stabilitätsnachweis:
o Biegeknicknachweis
sk = β * l = 1,0 * 5,39 = 5,39 m
Npl = Npld * 1,1 = 602,1 * 1,1 = 662,25 kN
Nki = ( π² * E * I) / (sk)² = (π² * 21000 * 271) / (539)² = 193,3 kN
λ = √ (Npl / Nki) = √ (662,25/ 193,3 ) = 1,85 �KSL a � κ = 0,255
Nachweis: (N / (κ * Npl,d)) ≤ 1,0
(84,1 / (0,255 * 602,1))= 0,54 ≤ 1,0
Entwicklung eines Vorbauschnabels 148
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
4.3.8 Nachweis des Bolzens und der dazugehörigen Augenstäbe Gewählt wurde ein Bolzen ø150 mm aus 34CrNiMo6+QT (entspricht
Schraubenfestigkeitsklasse 10.9 ([32], S.20)
Abb. 106 Ausbildung des Untergurtanschlusses
Querschnittswerte:
Bolzen: Asch = 176,7 cm²
Wsch = 331,0 cm³ fybk = 90,0 kN/cm² fubk = 100,0 kN/cm²
Schnittkräfte: Aus dem Lastfall 8, Stellung X= 16,25 m resultieren folgende Schnittkräfte in der
Achse des Bolzens:
NUG4 = +6707,0 kN (siehe Tabelle 86, S.138)
QUG4 = -1,0 kN (siehe Tabelle 86, S.138)
Untergurt A
nsch
luss
rahm
en
Entwicklung eines Vorbauschnabels 149
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Die Beanspruchung des Bolzens wird wie folgt berechnet:
Rmax = √ NUG4² + QUG4² = √ 6707,0² + -1,0² = 6707,0 kN
Damit kann für den Bolzen folgendes Biegemoment und folgende Querkraft wie folgt
bestimmt werden:
Abb. 107 Ermittlung des Biegemoments vom Bolzen [32]
t1 = tAugen = 50 mm
t2 = tSteg + 2 * tPflaster = 18 + 2* 40 = 98 mm ~ 100 mm
s = 2,0 mm
P = R / t2 = 6707,0 / 10 = 670,7 kN/cm
Vd = R/2 = 6707,0 / 2 = 3353,5 kN
Md = (P * t2 / 8) * (t2 + 4 * s + 2 * t1) = (670,7 * 10 / 8) * (10 + 4 * 0,2 + 2 * 5,0)
= 17438,2 kNcm
Entwicklung eines Vorbauschnabels 150
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Nachweis der Augenstäbe:
Das Lochspiel des Bolzens wurde mit 2,0 mm angesetzt. Weiterhin entschied sich der
Verfasser der Arbeit für die Ausbildung der Augenstäbe nach Form A.
Somit darf nach DIN 18800-1, Element 814 auf einen genaueren
Tragsicherheitsnachweis des Augenstabs verzichtet werden ([32], S.78).
Abmessung:
Abb. 108 Augenstababmessung nach Form A [32]
grenz a = Rmax / (2 * t * fyk / γm ) + 2/3 * dL
= 6707,0/ (2 * 2 * 5 * 33,5 / 1,1) + 2/3 * 15,2 = 21,2 cm
vorh a = 27,9 cm
Nachweis:
vorh a ≥ genz a
27,9 cm > 21,2 cm
grenz c = Rmax / (2 * t * fyk / γm ) + 1/3 * dL
= 6707,0/ (2 * 2 * 5 * 33,5 / 1,1) + 1/3 * 15,2 = 15,98 cm
vorh c = 16,0 cm
Nachweis: vorh c ≥ genz c
16,0 cm > 15,98 cm
Entwicklung eines Vorbauschnabels 151
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Nachweis des Bolzens: auf Biegung:
Mgrenz = Wsch * fybk / γm * 1,25 = 331,0 * 90,0 / 1,1 * 1,25 = 21665,5 kNcm Nachweis:
Md ≤ Mgrenz
17438,2 kNcm < 21665,5 kNcm
auf Lochleibung:
Vl,Rd = t1 * 1,5 * fyk / γm = 2 * 5 * 15 * 1,5 * 33,5 / 1,1 = 6852,3 kN Vl,d = R = 6707,0 kN Nachweis:
Vl,d ≤ Vl,Rd
6707,0 kN < 6852,3 kN
auf Abscheren:
Va,Rd = Asch * αa * fubk / γm = 176,7 * 0,55 * 100 / 1,1 = 8835 kN
� αa = 0,55 da Schraubenfestigkeitsklasse 10.9
Nachweis:
Vd ≤ Va,Rd
3353,5 kN < 8835 kN
Interaktionsnachweis:
(Md / Mgrenz )² + (Vd / Va,Rd )² ≤ 1,0
(17438,2 / 21665,5 )² + (3353,5 / 8835 )² = 0,8 < 1,0
Zusammenfassung 152
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
5 Zusammenfassung
In der vorliegenden Diplomarbeit wurden verschiedene Vorbauschnabelsysteme, die
zum Taktschieben von Großbrücken verwendet wurden, untersucht und miteinander
verglichen. Im Anschluss erfolgte die überschlägliche Berechnung eines variablen
Vorbauschnabels, der den statischen, konstruktiven und wirtschaftlichen Lösungen der
bisher verwendeten Systeme gerecht wird und Neuerungen aus den geführten
Vergleichen enthält.
Um die Funktion eines Vorbauschnabels zu verdeutlichen, wurde zunächst das
Taktschiebeverfahren unter Beachtung der notwendigen Hilfskonstruktionen näher
erläutert. Um den Verlauf der Schnittkräfte, die während des Verschubs an einer
definierten Stelle existieren, nachvollziehen zu können, erstellte der Verfasser der
Arbeit eine Verschubstatik für ein ausgewähltes Projekt (siehe Anhang A). Die
Verschubstatik lässt erkennen, dass die einzelnen Montagezustände infolge der
wechselnden statischen Systeme eine zusätzliche Beanspruchung der Stahlkonstruktion
verursachen.
Im Anschluss wurden 17 Brücken, die im Taktschiebeverfahren unter Verwendung
eines Vorbauschnabels errichtet worden waren, untersucht. Dabei richteten sich die
Recherchen in der Fachliteratur, in Fachzeitschriften und bei den Anfragen in den
Stahlbrückenbaufirmen auf wichtige Parameter, die für die Vergleiche von Bedeutung
sind. Dazu zählen die maximale Spannweite und die maximale Verformung an der
Vorbauschnabelspitze. Die Auswertung zeigte, dass es fünf verschiedene
Vorbauschnabelsysteme gibt. Diese unterscheiden sich hauptsächlich in der Form der
Längsträger, dem Anschluss am Überbau sowie in den verschiedenen Zusatzfunktionen
an der Vorbauschnabelspitze.
Im Zuge der Variantenuntersuchung wurden die Montageabläufe der einzelnen Systeme
während des Verschubs detailliert erläutert und durch entsprechende Zeichnungen
(siehe Anhang B) untersetzt. Anschließend erfolgte die Auswertung der
Vergleichsparameter.
Zusammenfassung 153
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Die „Vergleichsanalyse - Abhängigkeit der Länge des Vorbauschnabels von der
maximalen Spannweite des Überbaus“ zeigte, dass die Länge des Vorbauschnabels rund
37% der maximalen Spannweite beträgt.
Die Abbildung 29 auf Seite 42 der vorliegenden Arbeit, enthält ein Diagramm, mit
dessen Hilfe die Länge des Vorbauschnabels in Abhängigkeit der Spannweite des
Brückenüberbaus abgelesen werden kann.
Die „Vergleichsanalyse - Abhängigkeit der Verformung von der Schlankheit des
Überbaus“ lässt erkennen, dass die durchschnittliche Verformung bei Spannweiten
zwischen 55 m und 107 m rund 2,09 m beträgt. Die für die Überbauten berechnete
Schlankheit hingegen beträgt im Durchschnitt 23,9. Der Auswertung folgend wird
sichtbar, dass die Verformung der einteiligen Überbauten (im Durchschnitt 1,77 m) im
Vergleich zu den zweiteiligen Überbauten (etwa 2,51 m) deutlich geringer ist.
Weiterhin konnte festgestellt werden, dass je höher der Wert der Schlankheit und je
höher der prozentuale Anteil des Überbaus an der Gesamtspannweite ist, desto größer
ist die maximale Verformung an der Vorbauschnabelspitze.
Ein variabler Vorbauschnabel muss also einen Verformungsausgleich von 0,9 m bis
2,9 m ermöglichen.
Die „Vergleichsanalyse - Gewicht Vorbauschnabel“ macht deutlich, dass die
betrachteten Vorbauschnäbel im Durchschnitt ein Gewicht von 1,47 to/m aufweisen.
Die fachwerkartig ausgeführten Längsträger sind mit rund 1,21 to/m im Vergleich zu
den vollwandig ausgeführten Längsträgern mit rund 1,17 to/m geringfügig schwerer.
Für die Erstellung einer Vorstatik zum Verschub eines stählernen Überbaus kann das
Eigengewicht des Vorbauschnabels - insofern noch keins vorhanden ist - überschläglich
mit 1,47 to/m angesetzt werden.
Aus der Auswertung der „Vergleichsanalyse - Abhängigkeit der Breite des
Vorbauschnabels von der Breite des Überbaus“ konnte entnommen werden, dass die
Breite des Vorbauschnabels der Breite des Untergurts eines stählernen Trogs entspricht.
Im Durchschnitt weisen die Untergurte eine Breite von 6,93 m auf. Für Überbauten, die
aus zwei Hohlkästen bestehen, konnte eine Breite von 7,71 m recherchiert werden.
Ein variabler Vorbauschnabel sollte einen Breitenbereich von 4,5 m bis 8,5 m abdecken.
Zusammenfassung 154
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Im letzten Vergleich wurde die Abhängigkeit der Höhe des Vorbauschnabels von der
Schlankheit des Überbaus untersucht.
Der ideale Wert der Schlankheit von Brücken, die im Taktschiebeverfahren hergestellt
werden, beträgt rund 20. Die durchschnittliche Höhe der betrachteten Vorbauschnäbel
beträgt 3,56 m.
Aus den vorhandenen Spannweiten und dem Wert der idealen Schlankheit konnte
abgeleitet werden, dass sich für die betrachteten Vorbauschnäbel eine durchschnittliche
Höhe von 3,74 m ergibt. Dass die Höhe des Vorbauschnabels von der maximalen
Spannweite und dem für das Taktschieben idealen Wert der Schlankheit von 20
abhängig ist, bekräftigen die Untersuchungen. Bei der Wahl der Höhe des
Vorbauschnabels ist die Art des Anschlusses von großer Bedeutung.
Nach der Auswertung der Form des Längsträgers sowie den verschiedenen
Anschlussarten, entschied sich der Verfasser der Arbeit - unter Beachtung der
Randbedingungen - für die Berechnung eines Vorbauschnabels mit einem geraden
Untergurt und einem klappbaren Anschluss. Dieser Vorbauschnabel entspricht dem
Vorbauschnabelsystem - Variante 1.
Der Spannweitenbereich von 60 m bis 100 m wird durch entsprechend angeordnete
Stöße im Längsträger des Vorbauschnabels realisiert. Die Längenanpassung lässt sich
am günstigsten mit einem geraden Untergurt erreichen. Der klappbare Anschluss
ermöglicht bei veränderlichen Randbedingungen den variabelsten
Verformungsausgleich. Durch den Anschluss der Verbände mit Hilfe von Bolzen kann
eine Breitenanpassung gesichert werden, ohne dass die Anschlusskonstruktionen
verändert werden müssen. Einen zusätzlichen Vorteil für den klappbaren Anschluss
stellt der Anschlussrahmen dar, der bei unterschiedlichen Überbauquerschnitten
mehrfach Verwendung finden kann.
Der Verfasser der Arbeit vertritt den Standpunkt, dass die aus den Vergleichen
hervorgegangenen Werte durch entsprechende Wirtschaftlichkeitsberechnungen weiter
betrachtet und untersucht werden sollten. Dies trifft vor allem für den Wert für die
Bemessung der Länge des Vorbauschnabels sowie für den Verformungsbereich zu.
Bis zu welcher maximalen Spannweite ein Längsträger mit gebogenem Untergurt
wirtschaftlich eingesetzt werden kann, wäre weiterhin interessant zu untersuchen.
Zusammenfassung 155
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Das Messen und Auswerten des zeitlichen Aufwandes der einzelnen
Vorbauschnabelsysteme während des Verschubs sollte dabei berücksichtigt werden.
Als Schwerpunkt werden dabei der Ein- und Ausbau der Zwischenstücke, dass Anheben
des Überbaus, oder das Aufklettern des Vorbauschnabels gesehen.
Die vorliegenden Betrachtungen machen deutlich, dass es den idealen Vorbauschnabel,
der bei unterschiedlichen Randbedingungen ohne Veränderungen der Abmessung
immer wieder verwendet werden kann, in der Praxis nicht geben wird, da jede Brücke
unterschiedliche Parameter aufweist.
Mit der vorliegenden Arbeit wurde ein Vorbauschnabel entwickelt, der dem praktischen
Anspruch auf eine Wiederverwendbarkeit von Montagehilfsgeräten, näher kommt.
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Diplomarbeit Tom Höhne /16583
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qualifikation: 2008-11
35. Norm DIN Fachbericht 101. Einwirkung auf Brücken: 2009-03
36. Norm DIN Fachbericht 103. Stahlbrücken: 2009-03
37. Norm DIN Fachbericht 104. Verbundbrücken: 2009-03
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Eidesstaatliche Erklärung
Diplomarbeit Tom Höhne /16583
Eidesstaatliche Erklärung Ich erkläre, dass ich die vorliegende Arbeit selbständig und nur unter Verwendung der
angegebenen Literatur und Hilfsmittel angefertigt habe.
Grimma, 16.12.2009
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