Interaktion Gleis/Brücke – Stand der Technik und Beispiele

220 © Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG, Berlin · Stahlbau 79 (2010), Heft 3

Fachthemen

DOI: 10.1002/stab.201001299

Die Wahl einer geeigneten Brücke sowie die Konstruktion und dieBemessung von Eisenbahnbrücken werden maßgeblich beein-flusst von der Interaktion zwischen dem Oberbau und der Brückeaufgrund der Einwirkungen aus dem Eisenbahnverkehr (Anfah-ren, Bremsen und LM 71) sowie Temperaturschwankungen.Wesentliche Parameter auf Bauwerksseite sind die Oberbauart,die Ausgleichs- und Dehnlängen des Überbaus, die Unterbau-steifigkeit, die Übergangskonstruktion sowie die Bauweise. Während in den meisten Fällen vereinfachte Bemessungsverfah-ren zum Einsatz kommen, müssen in schwierigen Fällen aufwän-dige Berechnungsverfahren durchgeführt werden. In diesem Beitrag werden die technischen Hintergründe und der Stand derTechnik mit einem Ausblick auf Weiterentwicklungen aufgezeigt.

Track/Bridge-Interaction – State of the art and examples.Track/Bridge-Interaction significantly influences the choice ofbridge-systems, the construction and calculation because of theactions due to rail traffic (braking and acceleration, LM 71) andchanges of temperature. Main parameters with regard to theconstruction are the track superstructure, expansion length ofbridge superstructure, support stiffness, transitions structuresfor bridges and the bridge design. Whereas in the majority of cas-es simplified calculation methods are sufficient, in certain diffi-cult cases special and complex calculation methods are neces-sary. This article demonstrates the technical background and thestate of the art with a perspective to further developments.

1 Einleitende Systembetrachtung

Die Interaktion Gleis/Brücke spielt eine wesentliche Rol-le bei der Planung und Bemessung von Eisenbahnbrü-cken. Infolge der Anfahr- und Bremskräfte, der Tempera-turschwankungen und der hierdurch induzierten Längen-ausdehnung der Überbauten werden Zwängungen imOberbau, insbesondere in den Schienen, ausgelöst, die beibestimmten Tragwerksformen und -längen ohne kon-struktive Abhilfen oder genauere rechnerische Nachweisenicht beherrschbar sind. Der Verlauf der zusätzlichenSchienenspannungen (Bild 1) infolge Temperatur bei ei-nem Balken auf zwei Stützen kann vereinfacht in Abhän-gigkeit von der Unterbausteifigkeit entnommen werden[1]. Aus diesen einführenden Betrachtungen erkennt manfolgende Charakteristiken bei der Interaktion von Gleisund Brücke.1. Die Unterbausteifigkeit spielt eine erhebliche Rolle für

die Verteilung der zusätzlichen Schienenspannungen.

2. Anhand des Tragverhaltens einer Brücke mit schwim-mender Lagerung (Unterbausteifigkeit ≈ 0 kN/cm) isterkennbar, dass sich die Verschiebungen in Längsrich-tung und damit die zusätzlichen Schienenspannungenreduzieren lassen, wenn der thermische Festpunkt desÜberbaus in Brückenmitte verlegt wird.

3. Hieraus ergibt sich direkt, dass dies zur Verlängerungder Dehnlänge ohne Einbau eines Schienenauszugesführen kann.

Im Folgenden werden daher zusammenfassend die wich-tigsten Parameter zur Beschreibung der InteraktionGleis/Brücke vorgestellt, Berechnungsansätze gezeigt undabschließend ein Ausblick auf offene Fragen gegeben.

2 Einflussparameter für die Interaktion Gleis/Brücke2.1 Zulässige Ausgleichs- und Dehnlängen von Überbauten

In den bahntechnischen Regelwerken sind die maximalenDehnlängen für ein- beziehungsweise mehrgleisige Eisen-bahnbrücken mit Schotteroberbau (SchO) oder FesterFahrbahn (FF) mit durchgehend geschweißtem Gleis wiefolgt festgelegt:– 60 m für Stahlbrücken– 90 m für Massivbrücken und Verbundbrücken

Die Werte sind unterschiedlich, weil Stahlbrücken im Ge-gensatz zu Massiv- beziehungsweise Verbundbrücken sen-

Interaktion Gleis/Brücke – Stand der Technik und Beispiele

Hartmut Freystein

Bild 1. Zusätzliche Schienenkräfte in Abhängigkeit von derUnterbausteifigkeit [1]Fig. 1. Additional rail stresses due to support stiffness [1]

Schienenlängskräfte [kN]

0

20000

100004000

2000

500

Unterbausteifigkeit[kN/cm]

200

0

400

-200

-400

∞

L = 90 m

221

H. Freystein · Interaktion Gleis/Brücke – Stand der Technik und Beispiele

Stahlbau 79 (2010), Heft 3

sibler gegenüber Temperaturschwankungen reagieren.Dies ist auch erkennbar beim Vergleich der Temperatur-schwankungen in Abhängigkeit von der Lagereinstelltem-peratur gemäß DIN-Fb 101 [2], Kapitel V, für Beton undStahl (s. Tabelle 1). So ergibt sich bei Ansatz des Wärme-ausdehnungskoeffizienten für Stahl von αS = 1,2 10–5 undBeton von αB = 1,0 10–5 ein Verhältnis von Beton/Stahl =41K/30K „+“ 1,2/1,0 = 1,6 ≈ 90 m/60 m = 1,50.

2.2 Einwirkungen durch Anfahren und Bremsen

Die auf Gleisrost und Überbau wirkenden Kräfte sind imGegensatz zu den Temperaturschwankungen kurzzeitig wir-kende Lasten, die über den Oberbau und in Abhängigkeitvon den Gleiswiderständen und der horizontalen Steifigkeitder Lager einschließlich Unterbau (Widerlager, Pfeiler) vomBrückentragwerk übernommen werden. Sie werden über diemaximal mögliche Reibung zwischen Rad und Schiene(Stahl auf Stahl) begrenzt und führen hinter dem bremsen-den Zug zu Zugspannungen und vor dem bremsenden Zugzu Druckspannungen in der Schiene.

Die Reibungsbremsen werden in der Mehrzahl übereine Druckluftleitung angesprochen. Da sich bei Auslö-sung der Bremsung am Führerbremsventil (im Triebfahr-zeug) die Druckwelle in der Hauptleitung nur mit 250 bis280 m/s fortpflanzen kann, wird der Zugverband nur miteiner Zeitverzögerung, der sogenannten Durchschlagzeit,abgebremst. Durch diese zeitversetzte Bremswirkungkommt es insbesondere in längeren Zugverbänden zulängsdynamischen Kräften, das heißt der hintere, spätergebremste Zugteil fährt auf den vorderen Zugteil auf, waszunächst zu Druckkräften zwischen den Wageneinheitenführt. Im Ergebnis weist das einzelne klotzgebremsteFahrzeug zwar einen konstanten Reibbeiwert auf, aber derVerlauf eines langen, klotzgebremsten Zugverbandes zeigtinfolge der langsamen Entleerung der Hauptluftleitung ei-nen linearen Anstieg vor dem Bremsruck (s. Bild 2). Derfür die Bemessung von Eisenbahnbrücken relevanteBremsruck kurz vor dem Anhalten tritt innerhalb von0,04 bis 0,54 s ein. Güterzüge bringen aufgrund ihres ho-hen Eigengewichtes und ihres Bremssystems die größtenBremslasten während des Bremsrucks auf die Schiene.

Im DIN-Fb 101 wurden charakteristische Werte fürdas Anfahren und das Bremsen festgelegt:– Anfahrkraft: QIak = 33 kN/m · La,b [m] ≤ 1000 kN bei

den Lastmodellen 71, SW/0, SW/2 und HSLM– Bremskraft: Qlbk = 20 kN/m · La,b [m] ≤ 6000 kN bei

den Lastmodellen 71, SW/0 und HSLM– Qlbk = 35 kN/m · La,b [m] bei Lastmodell SW/2

Tabelle 1. Temperaturschwankung in Abhängigkeit von derBauweise nach DIN-Fb 101Table 1. Change of temperature due to construction acc.DIN-Fb 101

Bauart Te,min Te,max ΔTN,neg ΔTN,pos ΔT

in °C in K

Stahl –26 +51 –36 +41 77

Verbund –20 +41 –30 +31 61

Beton –17 +37 –27 +27 54

Für das Lastmodell „unbeladener Zug“ können die Kräftevernachlässigt werden.

Der charakteristische Wert von 20 kN/m entspricht25 % der Streckenlast von 80 kN/m des Lastbildes LM 71(dies entspricht auch dem Wert der Bremskräfte auf Stre-cken mit artreinem Verkehr gemäß TSI HGV INS [4]).Die maximale Einwirkungslänge wird zu 300 m gewählt,so dass in der Regel keine größeren Bremskräfte als 6000kN (600 t) auftreten können. Hierbei ist zu beachten, dassschwere Güterzüge (2000 t und mehr) auch wegen der Be-grenzung der Zughakenlast (beim Anfahren) im Allgemei-nen nicht länger als 300 bis 400 m sind. Es ist in Zukunftjedoch nicht vollkommen auszuschließen, dass aufgrundder Weiterentwicklung der Brems- und Übertragungstech-nik in den letzten Jahren die Einwirkungen aus Anfahrenund Bremsen unter bestimmten Voraussetzungen erwei-tert werden müssen.

Zur Ermittlung der Brückenlagerkräfte wurden dieaufwändigen Interaktionsberechnungen für mehr als 90 %der Fälle in Abhängigkeit von den maßgebenden Para-metern (Oberbauart, Einflusslänge, Schienenauszug vor-handen ja/nein, Varianz der Unterbausteifigkeit) vorweg-genommen und in Anhang K des DIN Fb 101 aufgenom-men.

2.3 Unterbausteifigkeit

Das Verhältnis der Lasteinleitung in die festen Lager be-ziehungsweise in das Gleis hängt maßgeblich von den Un-terbausteifigkeiten der Brücke ab (s. Bilder 1–3). Währendsich die Pfeiler von Talbrücken mitunter sehr nachgiebigverhalten können, entzieht sich das Brückentragwerk ins-besondere bei den kurzzeitig wirkenden Lasten aus Brem-sen und Anfahren der Abtragung der Längskräfte. Diesführt zwangsläufig zu größeren zusätzlichen Schienen-spannungen. Die Unterbausteifigkeit setzt sich zusammenaus– der Biegesteifigkeit des Pfeilerschaftes δP, so reduziert

sich zum Beispiel die Unterbausteifigkeit bei zunehmen-der Pfeilerhöhe (gleicher Pfeilerquerschnitt) zwischen10 und 20 m um den Faktor 7 bis 8

Bild 2. Idealisierte Darstellung des Reibbeiwertes alsFunktion der Zeit t bei Schnellbremsungen von Zügen aus v = 80 km/h (Ordinate = auf den Maximalwert der Brems-verzögerung bezogener Reibbeiwert) [3] Fig. 2. Schematic diagram of coefficient of friction as a function of time due to emergency braking of trains atspeed of 80 km/h (axis of ordinates = maximum value of coefficient of friction relating to braking deceleration) [3]

222



– dem Widerstand des Bodens δϕ unter dem Fundamentgegen Verkantung des Fundamentes und von Pfahl-gründungen

– dem Widerstand δh des Pfeilers infolge Verschiebungdes Pfahlkopfes

Die Berechung der Gesamtsteifigkeit erfolgt nach der Be-ziehung:

2.4 Schienenauszüge, Funktionsweise und Bemessung

Wenn aufgrund der Geländetopographie oder sonstigerZwangspunkte (z. B. breite Flüsse usw.) die maximalenDehnlängen von 60 m/90 m nicht eingehalten werdenkönnen, müssen die zusätzlichen Schienenspannungenauf andere Weise reduziert werden. Hierzu können Schie-nenauszüge über den beweglichen Lagern eingebaut wer-den, um die Schienenspannungen infolge derAusdehnungdes Überbaus zu reduzieren (s. Bild 4).

Somit könnten theoretisch unendlich lange Überbau-ten realisiert werden, wenn nicht die Biegesteifigkeit derSchiene begrenzend wirken würde (s. hierzu Abschnitt

kFl

p h=

+ +δ δ δϕ

2.5.2). Schienenauszüge sind jedoch grundsätzlich zu ver-meiden, weil sie in der Anschaffung kostspielig sind, höhe-re Instandhaltungskosten zur Sicherstellung einer gutenGleislage anfallen und der Fahrkomfort beeinträchtigt wird.

2.5 Fahrbahnübergangskonstruktionen

Es werden die geschlossenen Fugen von den offenen Fugenunterschieden. Die Einsatzgrenzen enthält die Tabelle 2.

2.5.1 Geschlossene Übergangskonstruktionen

Geschlossene Fugen werden wegen der einfacheren Mon-tage und Entwässerung bevorzugt und kommen insbeson-

Bild 3. Parameter der Unterbausteifigkeit [2] Fig. 3. Factors influencing support stiffness [2]

Bild 4. Schienenspannungen bei einseitig angeordnetemSchienenauszug Fig. 4. Rail stresses when expansion joint on one end

Erläuterung:(1) Biegung der Stütze(2) Verdrehung des Fundaments(3) Verschiebung des Fundaments(4) Gesamtverschiebung des Stützen-kopfes

Tabelle 2. Kennzeichen der Fugenübergangskonstruktionen [10] Table 2. Characteristic of transition structure for railway bridges [10]

Typ Beschreibung Merkmale Bauformen

I geschlossene Fugenkonstruktion Einbaubreite: 260 bis 310 mmmit schmaler Einbaubreite

für kleine Fugenbewegungen aufnehmbare Fugenbewegungen Δx ≤ ±65 mm

II offene Fugenkonstruktion mit fest Fugenöffnung (untere Systemebene):installierter Rinne unter der Trennfuge mindestens: 200 mm

höchstens: 600 mm

für große Fugenbewegungen aufnehmbare Fugenbewegungen Δx ≤ ±200 mm

III offene Fugenkonstruktion mit Rinne Fugenöffnung (untere Systemebene):und einer beweglichen Befestigungs- mindestens: 200 mmkonstruktion, die die Rinne zentrisch höchstens: 1000 mmunter der Trennfuge hält

aufnehmbare Fugenbewegungenfür sehr große Fugenbewegungen Δx ≤ ±200 mm

y

z

x

y

z

x

y

z

x

223



dere über den festen Auflagern zum Einsatz. Über den ver-schieblichen Lagern ist der Einsatz begrenzt auf Überbau-ten mit kleinen Dilatationen, da schon Verschiebungenum 1 bis 2 cm im Schwellenfach unter häufigen Lastwech-seln zu Auflockerungen des Schotterbetts führen können.

2.5.2 Offene Übergangskonstruktionen

Die offene Übergangskonstruktion (s. Bild 5) lässt beiSchienenauszügen mit der Schiene UIC 60 wegen des be-grenzten Abstandes der benachbarten Schwellen auf 65cm nur Verschiebungen des Überbaus am beweglichenLager von 200 mm zu. Bei größeren Dilatationen sindVollschienen der Bauart UIC 60/Vo 1-60 zu verwenden.Diese lassen einen maximalen Schwellenabstand von 110cm zu. Somit lassen sich Verschiebungen bis zu 66 cm(110 cm minus doppelter, notwendiger Abstand derSchwelle von Fahrbahnkante (2 × 44 cm)) aufnehmen.Dies bedeutet eine Dehnlänge für einen einteiligen Stahl-überbau mit ΔT = 77 K laut DIN-Fb 101 von bis zu

2.6 Schienenauszüge

Schienenauszüge werden in Standardausführungen herge-stellt und eingebaut (s. Tabelle 3 und Bild 6). Die richtige

L m L LTt

= ≤⋅

=⋅

10 −5

714 0 661 2

ΔΔα

,, 77

⋅

=⎛

⎝⎜⎞

⎠⎟714 m .

Wahl und Dimensionierung des Schienenauszuges wird vonden Fachdiensten des Eisenbahninfrastrukturunterneh-mens in Anwendung der RiL820.2040 [6] vorgenommen,ein Schema der wesentlichen Einflussgrößen kann Bild 7entnommen werden. Dem Einbau ist wegen der diffizilenEinstellung erhöhte Aufmerksamkeit zu schenken.

2.7 Überbauhöhe, Überstand, Schwerachse des Überbaus

Nicht nur in Längsrichtung wirkende Kräfte können zu-sätzliche Schienenspannungen verursachen. Mitunterkann eine ungünstige Ausbildung des Endquerträgers (s.Bild 8) zu erheblichen Längsverschiebungen und einem

Bild 5. Offene Übergangskonstruktion Fig. 5. „Open“ transition structure

Tabelle 3. Bauarten der SchienenauszügeTable 3. Types of rail expansion joints

Nr. Bezeichnung Auszugs-länge

1 54/60-200 für Holz- bzw. Betonschwelle 200 mmmit/ohne Fangvorrichtung

2 54/60-340 für Holz- bzw. Betonschwelle 340 mmmit/ohne Fangvorrichtung

3 60-500 für Holz- bzw. Betonschwelle 500 mmmit/ohne Fangvorrichtung

4 60-830 für Betonschwelle mit/ohne 700 mmFangvorrichtung

Bild 6. Bauart der Schienenauszüge, Beispiel Fig. 6. Rail expansion joint, example

a) Schnitt b) Ansicht

Bild 7. Ermittlung der Schienenauszugslänge Fig. 7. Calculation of rail expansion joint length

∆LA B infolge Anfahren/Bremsen

∆LKS infolge Schwinden/Kriechen

∆LT infolge Temperatur

∆LA B infolge Anfahren/Bremsen

∆LT infolge Temperatur

Verkürzung Verlängerung

Einbauort SA

Max. Längenänderung ∆LÜ

224



Höhenversatz infolge Durchbiegung aus vertikalen Ver-kehrseinwirkungen (Φ · LM71) führen. Dabei ergibt sich – die resultierende Längsverschiebung am verschiebli-

chen Lager (Bild 8a) zu der Differenz δH LM71 zwischenLängsverschiebung ΔsLM71 infolge der Verschiebung desSchwerpunktes des Überbaus aus Verkehrseinwirkungund der Verschiebung der Überbauoberkante aus derVerdrehung des Überbaus

– eine Vertikalverschiebung aus der Verdrehung desÜberbaus durch Verkehreinwirkung infolge des Über-stands ü des Überbaus hinter der Lagerachse (Bild 8b).

Dies gilt insbesondere für große Überbauhöhen, z. B. beiHohlkästen. In diesen Fällen sollte der Lagerüberstandmöglichst klein gewählt werden.

Zur Begrenzung der Schotterauflockerungen im Über-gangsbereich darf daher entsprechend DIN EN 1991-2,Anhang K, unter Verkehrslasten (Φ-faches Lastmodell 71und SW/0, falls erforderlich, auf bis zu zwei Gleisen, Last-gruppe 23!) die Längsverschiebung der oberen Kante ei-nes Überbauendes in Brückenlängsrichtung nicht größersein als 10 mm. Bei diesem Nachweis braucht das Zusam-menwirken zwischen Brückentragwerk und Oberbaunicht berücksichtigt zu werden.

2.8 Verschiebungswiderstandsgesetz für den SchO und FF

Das Verhalten des Gleises in Längsrichtung unterteilt sichin den Längsverschiebewiderstand des Gleisrostes (imSchotter) und den Durchschubwiderstand der Schiene inder Schienenbefestigung (maßgebend für SchO im Winter(gefrorenes Gleisbett) und FF). Das Verschiebeverhaltenist nichtlinear und wurde für die Nachweisverfahren aufein bilineares Verhalten vereinfacht (s. Bild 9). Die Größeder Widerstände hängt davon ab, ob das Gleis belastetoder nicht belastet ist.

2.9 Zulässige zusätzliche Schienenspannungen

Die zulässigen zusätzlichen Schienenspannungen sind beinicht einfachen Verhältnissen nachzuweisen (s. Abschnitt3.1). Die Grenzwerte auf der Zug- beziehungsweise Druck-seite haben einen unterschiedlichen physikalischen Hin-tergrund und werden anschließend kurz beschrieben.

2.9.1 Freier Spannungsanteil (Zugspannungen) für die Interaktion Gleis/Brücke

Für die zusätzlichen Schienenspannungen (Zug) auf derBrücke für die Verschiebungen aus – Φ · LM71 (aus Verdrehung und Verschiebung aus Hö-

hendifferenz zwischen Brückenlager und Schwerachsedes Überbaus)

– Temperaturdehnung des Überbaus und– Längsverschiebung infolge Anfahren und Bremsenleiten sich entsprechend Bild 10 folgende Werte ab:

Bild 8. Längsverschiebung und Höhenversatz am Überbauende Fig. 8. Effect of deck bending on the end sections

δ

hü

δ

ϕ

ϕ

∆s

am festen Lager

b)

∆sLM71

∆sLM71δH LM71

am festen Lager am verschieblichen Lager

ϕ

a)δ

Bild 9. Widerstandsgesetz für das Gleis [2] Fig. 9. Rack behaviour of track against displacements [2]

225



Erläuterung:zul σ 470 N/mm2, zulässige Schienenspannung

(Streckgrenze bei 90 % stat. Sicherheit)2 σA = σbD 205 N/mm2, Gestaltfestigkeit für korrodierte

Schienen nach Versuchsergebnissen der TUMünchen

zul σbD 160 N/mm2, zulässige DauerbiegezugfestigkeitσQ ermittelte Biegezugspannung am Schienen-

fuß aus Radkraft Q bei Achsfahrmassen(Schiene UIC 60 und Bettungszahl c = 100N/cm3, σ = 0,2 ϕ) z. B. 158 N/mm2 bei 21 tmit v = 200 km/h

σT Spannung aus Temperaturänderung derSchiene, T = 50 K

σE Eigenspannung der Schiene (infolge Walzen)σU Unterspannung der Dauerschwingversuche

Demnach ergibt sich also ein freier Spannungsanteil von112 N/mm2 für die zusätzlichen Schienenspannungen.Die Brückendurchbiegung aus Verkehrslast ergibt eine zu-sätzliche Normalspannung in den Schienen (s. Abschnitt2.7). Dieser Effekt wird durch einen Abschlag des freienSpannungsanteils um pauschal 20 N/mm2 berücksichtigt.Das bedeutet für die zusätzlich zulässige Spannung unterBerücksichtigung des Einflusses der Brückendurchbie-gung σ = 92 N/mm2.

2.9.2 Freier Spannungsanteil (Druckspannungen) für die Interaktion Gleis/Brücke

Der Nachweis über die zulässigen zusätzlichen Schienen-spannungen (Druck) wird aus dem Verwerfungskriteriumdes durchgehend geschweißten Gleises abgeleitet. Verläss-lich und wissenschaftlich abgesichert ist der im Rahmender Einführung der linearen Wirbelstrombremse für denICE 3 durchgeführte Nachweis der möglichen zusätzli-chen Schienenspannungen durch Leykauf/Eisenmann.Dieser wird hier zusammenfassend dargestellt.

1. Kritischer Temperaturanstieg nach Chatkeo/Meier [7], [8], [9]

Für den kritischen Temperaturanstieg haben sich überein-stimmend Annahmen von ca. 122 K als Bezugsgröße ver-festigt, wobei – ein Gleichrichtungsfehler von 4,5 mm im Hochge-

schwindigkeitsverkehr (entspricht dem halben Wert vonSR lim für den Fehler der Pfeilhöhe)

– wQ = 10 kN/m je Gleis für den dynamischen Querver-schiebewiderstand

– Gleis mit UIC 60, B 70 zugrunde gelegt werden kann.

2. Maximale SchienentemperaturDie maximale Schienentemperatur steigt nach über einenlängeren Zeitraum validierten Messungen auf maximal 18 bis 20 K höhere Werte als die Außentemperatur, wobeidie größte Außenlufttemperatur mit 38 °C angenommenwerden kann. Abweichend zu den bisher im Oberbau gebräuchlichen, und im Regelwerk auch verankerten,Höchsttemperaturen für die Schiene von 65 °C kann mit 58 °C in die Sicherheitsnachweise im Oberbau ge-gangen werden. Somit kann bezogen auf die niedrigsteVerspanntemperatur von 20 °C von einem äquivalentenTemperaturanstieg 38 K (= 58 K – 20 K) ausgegangenwerden.

3. SicherheitszuschlagZur Berücksichtigung der Abweichungen in situ von derVerspanntemperatur, von Einflüssen aus den Bremskräf-ten und dem Kräftestau sowie der Auswirkungen aus grö-ßeren Seitenkräften muss ein Sicherheitszuschlag in Abhängigkeit von der Geschwindigkeit entsprechend Ta-belle 4 ausgegangen werden.

4. Nachweis auf Brücken

ΔTvorh = 122 K – (38 K + 50 K + 3 K) = 31 K

mit38 K Schienentemperatur bezogen auf Verspanntempera-

tur50 K Sicherheitszuschlag für Hochgeschwindigkeitsver-

kehr (HGV)3 K Verlängerung der Schienen unter Eisenbahnbetrieb

Die Differenz von 31 K (entspricht etwa 30 K) kann in denWert der zulässigen zusätzlichen Schienenspannungenumgerechnet werden zu 72 N/mm2.

Aus diesen Betrachtungen werden im DIN-Fb 101 [2]also die folgenden zusätzlichen Schienenspannungen zu-gelassen:a) SchO:

+92 N/mm2 für Zugkräfte–72 N/mm2 für Druckkräfte

Tabelle 4. Sicherheitsabstand ΔT in Abhängigkeit von derFahrgeschwindigkeit [20]Table 4. Safety margin due to running speed [20]

V in km/h ≤ 80 100 120 140 160 > 230 > 230

ΔTSich 10 20 25 30 40 50 60

Bild 10. Spannungsanteile im Schienenfuß UIC 60, 900 N/mm2

Fig. 10. Stresses at rail flange (UIC 60, 900 N/mm2)

Ober- und Unterspannung σo , σu

N/mm²

σu=50

10 20 30 40 50 60 700 80 90

100

200

300

400

500

600

700

800

900 σB

zul.σB=470

zul.σbD=16

2 σA = σbD = 205

142 158

112

σE=80

σQ

σB

freier Spannungs- anteil

N/mm²

Mittelspannung

226



b) Feste Fahrbahn:+/– 92 N/mm2

(Die Erhöhung der Druckspannungen bei der FF auf92 N/mm2 ist möglich wegen des wesentlich gutmüti-geren Verhaltens der FF gegenüber Verwerfungen.)

2.10 Wahl geeigneter Brückensysteme

Bei der Planung einer Brücke ist bereits früh ein entspre-chendes Brückensystem zu wählen. Brückensysteme wer-den dabei in ein- und mehrteilige Überbausysteme mitEinzelüberbauten oder Durchlaufträgersystemen einge-teilt. Grundsätzlich sollte die Länge eines Überbausys-tems so gewählt werden, dass möglichst keine Schienen-auszüge notwendig werden. Hier zeigt es sich bereits, dasseine Abstimmung mit dem Fachgebiet Oberbau schon inder Anfangsphase anzuraten ist. Für die Anordnung vonSchienenauszügen ist die Ausgleichslänge LT einer Brückemaßgebend. Die Ausgleichslängen bei einteiligen Brückensind die Abschnittslängen des Brückenüberbaus, gemes-sen vom Festpunkt beziehungsweise Bewegungsnullpunktbis zu einem beweglichen Brückenabschluss. Mit demEinstieg über die Brückenlänge und der Entscheidung zu ein- oder mehrteiligen Brücken können nunmehrStandardlösungen abgeleitet werden, die keine zusätz-lichen rechnerischen Nachweise aus InteraktionGleis/Brücke erfordern. Entsprechende Ablaufdiagrammeenthält [10].

2.11 Sonderkonstruktionen

Zur Vermeidung von Schienenauszügen ersann man inden 70er/80er-Jahren, als eine Vielzahl längerer Brückenim Rahmen der Erweiterung von Schifffahrtskanälenerstellt wurden, die im Grenzbereich der Dehnlängen(60 m bzw. 90 m) lagen, Sonderkonstruktionen, die grö-ßere Dehnlängen erlaubten. Die gebräuchlichste darunterist der sogenannte Meyer-Wunstorf-Steuerstab (Bild 11),der eine einfache, weil mechanische, Lösung darstellt.Über Schwingenzapfen, Schwinge und Zentrierstäbe wirdder Zentrierträger an der Unterseite mit dem Überbau und dem Widerlager gekoppelt. Durch das einfacheHebelprinzip wird der Überbau in der Mitte zentriert, sodass Stahlbrücken mit einer Dehnlänge bis zu 120 m an-statt 60 m ausgeführt werden dürfen (s. hierzu auch [11],[12]).

3 Berechnungsverfahren 3.1 Vereinfachtes Nachweisverfahren

Bei einteiligen Überbauten unter der Voraussetzung, dass – Schienen UIC 60 mit Zugfestigkeiten von mindestens

900 N/mm2

– gerades Gleis oder Gleisradien r ≥ 1500 m

– bei Schotterfahrbahn Betonschwellen B 70 W im Ab-stand von höchstens 65 cm oder ähnliche Schwellen-typen mit mindestens gleichem Gewicht

– bei Schotterfahrbahn mit mindestens 30 cm verdichte-tem Schotter unter den Schwellen

– Dehnlängen entsprechend Abschnitt 2.1 oder Anwen-dung von Schienenauszügen

können die Nachweise nach dem vereinfachten Verfahrennach DIN-Fb 101, Anhang K, Kapitel 2, ohne den Nach-weis der zusätzlichen Schienenspannungen geführt werden. Dies betrifft über 90 % der Anwendungsfälle imEisenbahnbrückenbau. Die Lagerkräfte werden ent-sprechend DIN-Fb 101, Anhang K, berechnet, die Ver-schiebungen am verschieblichen Brückenabschluss infol-ge Verkehrslast und Anfahren/Bremsen müssen gemäßDIN Fb 101, Anhang K, Kap. 2.1 1(P) nachgewiesen wer-den.

3.2 Allgemein gültige Nachweise bei Interaktion Gleis/Brücke

In den anderen Fällen müssen genaue Untersuchungen aneinem idealisierten System (s. Bild 12) vollzogen werden.

3.2.1 Systemdaten

– Die Berechnung ist auf dem Dammbereich bis maxi-mal 90 m hinter dem jeweiligen Überbauende durchzu-führen.

– Für den Durchschubwiderstand und den Gleislängsver-schiebewiderstand ist die Beziehung entsprechend Bild9 mit einer bilinearen Feder anzusetzen. Bei belastetenGleisen ist q jeweils für das belastete und bei unbelaste-ten Gleisen q für das unbelastete Gleis anzunehmen.Die Anzahl der Federn sollte zehn pro Feldlänge auf derBrücke und doppelt so viele im Dammbereich betragen[12].Alternativ können die Federn auch durch dehnstar-re Stäbe zwischen der Schiene und dem Überbau simu-liert werden, deren Biegesteifigkeit mittels Iterationsbe-rechnungen so gewählt wird, dass ab einer Verschiebunggrößer als 0,5 mm bzw. 2 mm auch die Biegesteifigkeitzu Null gesetzt wird.

Bild 11. Wirkprinzip und Montage des Steuerstabs Fig. 11. Stearing bar system – mode of action

Bild 12. Idealisiertes System für genaue Untersuchungen zur Interaktion Gleis/Brücke [2]Fig. 12. Simplified structural model for interaction analyses [2]

Erläuterung:(1) Gleis(2) Überbau (das Bild zeigt einen einzelnen Überbau mit zwei Feldern und

einen Einfeldträger) (3) Erdbauwerk(4) Schienenauszug (wenn vorhanden)(5) nicht-lineare Längsfedern stellen die Längenbelastung/das Verschiebe-

verhalten des Gleises dar(6) Längsfedern stellen die Steifigkeit K in Längsrichtung eines Festlagers

dar, unter Berücksichtigung der Steifigkeit von Gründung, Stützen undLagern usw.

227



– Die Unterbausteifigkeiten sind entsprechend Bild 3 zuberechnen und als Feder in Lagerhöhe vereinfachend zuberücksichtigen.

Die Schienen- und Lagerlängskräfte aus den einzelnenEinwirkungen dürfen linear überlagert werden, die An-nahme ist jedoch konservativ.

Bei der Systemdiskretisierung stellt sich die Frage, obes ausreichend ist, Exzentrizitäten zwischen Schiene/Schwelle, der Schwerachse des Überbaus und der Lager-achse oder gar auch genauere Federmodelle unter Berück-sichtigung der Exzentrizitäten zwischen Schiene, Schwel-lenunterkante und Oberkante Brückenfahrbahn sowie derVerdrehungsmöglichkeit der Schwelle auf dem Schotterund Änderung der Eigenschaften des Schotters selbst zuberücksichtigen. Die Einflüsse wurden untersucht [14]und ergaben, dass die Exzentrizitäten zwischen Schieneund Schwerachse sowie Lagerachse des Überbaus beiHohlkästen gemäß Rahmenplanung zu marginalen Ab-weichungen führen und somit vernachlässigbar sind. DieBerücksichtigung von Exzentrizitäten im SchO, zum Bei-spiel derAbstand des Kraftangriffpunktes des Schotters ander Schwelle und der Abstand der Schwerachse der Schie-ne zum Kraftangriffpunkt des Schotters an der Schwelleselbst, liegen lediglich im Bereich der Rechengenauigkeitund können somit ebenfalls vernachlässigt werden.

3.2.2 Einwirkungen

1. TemperaturFür die Betrachtungen sind in erster Linie die Tempera-turschwankungen (Bild 13a) maßgebend. NennenswerteBeiträge (bis zu 6 % bei Hohlkästen, [13]) liefert auchder Temperaturgradient in vertikaler Richtung für denÜberbau (Bild 13c) sowie der Temperaturgradient inhorizontaler Richtung (Bild 13b) sowie auch der Tem-peraturgradient im Pfeiler in Längsrichtung infolge ein-seitiger Sonneneinstrahlung.

2. Anfahren und Bremsena) Lastannahmen siehe Abschnitt 2.2 bzw. DIN Fb 101b) bei mehrgleisigen Tragwerken gleichzeitig wirkend

auf einem Gleis Bremsen und auf dem anderenGleis Anfahren (bei zwei- und mehrgleisigen Brü-cken kann bei Längen > 100 m auch der LastfallBremsen/Bremsen maßgebend werden)

3. Belastung infolge Φ · LM71 (bei mehrgleisigen Brückenauf beiden Gleisen)

4. Kriechen und Schwinden entsprechend DIN Fb 1025. Lastgruppe: Lgr 11 bzw. Lgr 23 einschließlich Tempera-

tur entsprechend DIN Fb 101, Tabelle 6.6

3.2.3 Nachweisverfahren (zul. Schienenspannungen, Verformungen, Lager, FF)

Es müssen folgende Nachweise geführt werden:1. maximale zusätzliche Schienenlängsspannungen im

Bereich der Brücke und Widerlager2. Verformungsnachweise

a) zulässige Verschiebung am verschieblichen Lagerinfolge Anfahren und Bremsen< 4 mm bei durchgehend geschweißtem Gleis bzw.SA auf einer Seite< 30 mm bei SA auf beiden Seiten

b) die Verschiebung in Längs- und Höhenrichtungmuss entsprechend Bild 14 begrenzt werden (Lgr 11nur auf einem Gleis)

3. In Abhängigkeit von den oben beschriebenen Einwir-kungen (Temperatur, Verkehr, Anfahren und Bremsen)sind die Lagerlängskräfte zu berechnen. Entsprechen-de Nachweise (DIN Fb 101, Anhang O) sind zu führen.Die Lager sind entsprechend DIN Fb 101, Anhang O inVerbindung mit den geltenden Normen nachzuweisen.

4. Bei FF sind noch Nachweise entsprechend Abschnitt 4zu führen.

4 Feste Fahrbahn auf Brücken

Die Konstruktion und Dimensionierung der FF auf Brü-cken wird im Wesentlichen von der Bauart der FF beein-

Bild 14. Begrenzung der Verschiebungen am Überbauende [5]Fig. 14. Limitation of deflections at the end of bridge deck [5]

Bild 13. Temperatureinwirkungen [2] Fig. 13. Actions due to temperature [2]

Tabelle 2:

Grenzwerte für die Verformungswege an Überbauenden infolgeVerkehrseinwirkungen

Stützweite L Entwurfsgeschwindigkeit ve Grenzwert δdes Endfeldes

ve ≤ 160 km/h δ3 = 5 mm

≤ 3 m 160 km/h < ve ≤ 230 km/h δ3 = 4 mm

ve > 230 km/h δ3 = 3 mm

≥ 25 m für alle ve δ25 = 9 mm

3 m < L < 25 m Zwischenwerte sind geradlinig zu interpolierenδL = δ3 + (L–3)* (δ25–δ3)/22, L [m]

Widerlager

Überbau

x

z

–ϕ

+ϕ

δ

ü

h

Δx

Δz

228



flusst. Aus bautechnologischen und auch aus Gründender Instandhaltung ist es daher sinnvoll, die Bauart der FFvon der freien Strecke über die Brücke ohne Bauartwech-sel durchzubinden. Neben der Längskraftabtragung ist je-doch der Übergang zwischen Brücke und freier Streckesowie zwischen den Brückenfeldern maßgebend für denEinsatz von FF auf Brücken. Infolgedessen wird für dieAnwendung auf Brücken in der Regel die Länge der Brü-cken ausschlaggebend. Man unterscheidet daher zwischenFF auf kurzen Brücken und FF auf langen Brücken.

4.1 FF auf kurzen Brücken

Der Einsatz von FF-Bauarten hängt weniger von der Ab-tragung der Längskräfte als von der Begrenzung der Zugs-pannungen in den Asphalt- und Betontragschichten be-ziehungsweise in der Bewegung von Betonplatten amÜbergang zwischen Brücke und Erdkörper infolge Durch-biegung durch Verkehrslasten ab. Hieraus ergeben sichdie Anwendungsgrenzen gemäß Tabelle 5.

4.2 FF auf langen Brücken

Aus diesem Grund wurde für lange Brücken eine Sonder-konstruktion „Rheda auf Brücken“ entwickelt, bei der einekraftschlüssige Verbindung zwischen Oberbauplatte undBrücke durch eine Höckerkonstruktion oder andere kon-struktive Ausbildungen hergestellt wird. Die Länge derOberbauplatte sollte zwischen 4,00 und 5,50 m liegen.Das Gewicht kann dann von Standardkränen bewegt wer-den und die Entwässerung in den Fugen ist gewährleistet.Bei den Bauarten der FF auf Brücken wurden die Anfor-derungen des Brückenbaus, kurzfristige Austauschmög-lichkeiten, Entwässerung und Durchbiegungsbeschrän-kungen, besonders berücksichtigt. Detailanforderungensind in den Modulen der RiL 804 und dem Anforderungs-katalog Feste Fahrbahn (AKFF, Stand 08/2002) der DBAG [14] enthalten.

4.3 Nachweise an den Brückenübergängen

Die Nachweise an den Übergängen zwischen zwei Über-bauten sowie zwischen Überbau und Widerlager sind in der

Regel maßgebend für die Anwendung der FF und wurdenerst im Hinblick auf die Realisierung der Neubaustrecke(NBS) Köln-Rhein/Main und Hannover-Berlin eingehen-der erforscht und fanden Eingang in das Regelwerk.

4.3.1 Nachweissituation

Auf dem Bild 15 sind die bestimmenden Faktoren des Verti-kalversatzes und der Verdrehung herleitbar. Vertikalversatzund Verdrehung verursachen vertikale Druckkräfte auf denbenachbarten Schienenstützpunkten der Brücke und Zug-kräfte an den Schienenstützpunkten auf dem Widerlager.

Dabei lässt sich leicht erkennen, dass der Vertikalver-satz den weitaus größeren Einfluss auf die Stützpunktkräf-te hat. Dies lässt sich unmittelbar ableiten, weil der Verti-kalversatz im wesentlichen von den beiden benachbartenStützpunkten als Kräftepaar auf einem maximalen Ab-stand von 650 mm abgetragen werden muss, während beider Verdrehung die zusätzlichen Kräfte über die elastischeBettung der Schiene in der FF-Konstruktion auf einer größe-ren Länge verteilt und die weiter entfernt liegenden Schie-nenstützpunkte viel stärker zur Abtragung herangezogenwerden. Die Schienenstützpunktkräfte bestimmen sich ausder Federsteifigkeit der Befestigung, somit maßgeblich ab-hängig von der Steifigkeit der Zwischenlage. Für nor-male Schienenstützpunkte (Ioarv 300 mit Skl 15B undZwp 104) beträgt die zulässige Zugkraft 12 kN.

4.3.2 Konstruktive Möglichkeiten zur Begrenzung der Schienenstützpunktkräfte

1. Einbau von SonderschienenstützpunktenDurch den Einbau von Sonderschienenstützpunkten mithoher Nachgiebigkeit (Zulassung des EBA erforderlich)

Tabelle 5. Anwendungsgrenzen der FF (Bauart der freienStrecke) auf Brücken [10] Table 5. Slab track – area of application

θF F 2 F 3

Bild 15. Stützpunktkräfte an der FF infolge Verkehrs-einwirkungen Fig. 15. Forces of rail base for the slab track due to trafficactions

δ V

F 2 F 3

F 1

a) infolge eines Verdrehwinkels θ

b) infolge eines Vertikalversatzes δV

229



lassen sich größere Zugkräfte bis zu 27 kN aufnehmen.Nachteile sind die höheren Beschaffungskosten und eineaufwendigere Instandhaltung.

2. Einbau von SchleppbrückenEinen maßgeblichen Beitrag für die Nachweissituation lie-fert der Vertikalversatz. Dieser lässt sich zum Beispiel be-grenzen durch inÜberbaulagerachse aufgeständerteSchlepp-brücken zwischen Überbau und Widerlager beziehungs-weise zwischen zwei Überbauten. Die Schleppbrücken sindlängsverschiebliche, jedoch in Querrichtung gehaltene,Kleinbrücken in Beton-, Stahl- oder Stahlverbundbauweisemit Längen um die 6 m. Das Prinzip lässt sich eindrucksvollin Bild 16 erkennen. Der Vertikalversatz wird nahezu elimi-niert und in eine Neigung über die Länge der Ausgleichs-platte umgesetzt. Es verbleibt nur noch die Verdrehung,deren Einfluss jedoch gut beherrschbar ist. Nachteil dieserLösung ist, dass Schleppbrückenkonstruktionen zurzeit nurim Rahmen einer Zustimmung im Einzelfall durch das Ei-senbahn-Bundesamt (EBA) zulässig sind und des Weiterenmit den bis heute vorliegenden Lösungen meist erheblichhöhere Instandhaltungsaufwendungen verbunden sind.

3. Reduzierung des ÜberstandsDer Überstand des Überbaus lässt sich zum Beispiel auchreduzieren, wenn das Widerlager bis nahezu an die Lager-achse heranreicht.

5 Ausblick und Zusammenfassung

1. Einfluss der bilinearen Spannungs-Dehnungsbeziehungund der nichtlinearen Berechnung auf die Ergebnisse

Die Lastfälle Temperatur, Bremsen usw. müssen natürlichnichtlinear überlagert werden. Die lineare Addition derLastfälle führt im allgemeinen zu konservativen Ergebnis-sen.

2. Wechsel des Zustands unbelastetes Schotterbett in belastetes Schotterbett

Im Lastfall Temperatur, der in der Regel große Verschie-bungen (größer als 0,5 mm bzw. 2 mm) zur Folge hat,rutscht das Schotterbett auf der Brücke in vielen Berei-chen durch. Dabei werden gemäß DIN-Fb die LastfälleTemperatur, Bremsen und Durchbiegung jeweils für sichmit belastetem bzw. unbelastetem Schotterbett berechnetund überlagert. In Wirklichkeit wechselt jedoch bei denLastfällen Bremsen (und Durchbiegung) unter Verkehrs-last der unbelastete Zustand in den belasteten Zustand.Ruge et al. [15], [16] haben diese Effekte in verschiede-nen Arbeiten untersucht. Dabei hat sich unter anderemherausgestellt, dass hierdurch die Schienenspannungen

mitunter überschätzt, jedoch die Lagerkräfte nicht immerwirklichkeitsgetreu erfasst werden. Der Oberbau entziehtsich somit der Abtragwirkung, die Lager werden höher be-lastet.

3. Stahl-/Massivbrücken ohne Schienenauszüge auch beigrößeren Dehnlängen möglich

Die Angaben für die maximale Dehnlänge (60 m für Stahl-brücken, 90 m für Beton- und Verbundbrücken) sind auchaus der Praxis bewährte Werte, die die Einflüsse aus Tem-peratur, Anfahren und Bremsen und natürlich auch dieÜberbaukonstruktion (Bauhöhe, Bauwerksüberstand) so-wie verschiedene Gleisparameter auf der sicheren Seiteliegend abdecken müssen. Wer genauere Nachweise führt,könnte natürlich auch bei längeren Tragwerkslängen aufSchienenauszüge verzichten.

4. Längsverschiebewiderstandsgesetze auf der BrückeAn einigen Eisenbahnbrücken der NBS Hannover-Würz-burg wurden in den 90er Jahren Messungen zu den Tem-peraturen, den Verschiebungen sowie den zusätzlichenSchienenspannungen durchgeführt, um die in den 70erund 80er erarbeiteten Berechnungsverfahren zu verifizie-ren [13]. Hieraus ergab sich, dass die Schienen wenigerzur Lastabtragung infolge Temperatur herangezogen wer-den als die theoretischen Berechnungsmodelle mit demLängsverschiebegesetz nach DIN-Fb 101 erwarten ließen.Vergleichsberechnungen mit unterschiedlichen Längsver-schiebewiderstandsgesetzen (LVG) ergaben, dass bei qmax = 10 kN/m (anstatt 20 kN/m) und umax = 3 mm (an-statt 2 mm) für den Übergang vom elastischen auf denplastischen Pfad eine ziemlich gute Übereinstimmungzwischen den gemessenen und berechneten Werten vor-liegt. Dies ließe sich dadurch erklären, dass infolge der zy-klischen Bewegungen aus Temperatur (Tag/Nacht, Som-mer/Winter), Verkehr (jede Zugüberfahrt) sowie Anfahrenund Bremsen Schotterauflockerungen zumindest an denÜberbauenden zu erwarten sind, die geringere Längsver-schiebewiderstände bewirken, die bei gleichzeitig längererVerschiebung erst aktiviert werden. Somit wird das Ge-samtsystem in Längsrichtung weicher – positiv für das Kri-terium der zusätzlichen Schienenspannungen. Die hierbeimöglicherweise auftretenden Effekte sollten noch durch ge-nauere und systematischere Untersuchungen verifiziertwerden, die auch die Belastungsgeschichte beginnend mitder Herstellung des Überbaus, des Verlegens und Ver-schweißen des Gleises sowie Beobachtung über die Be-triebszeit einschließlich Berücksichtigung von Gleisdurch-arbeitungen einschließt. Hierbei ist auch die Entwicklungder Gleisanlage zu beachten.

5. Einsatz von SchwellenankernDurch den Einsatz von Sicherungskappen oder Schwel-lenankern (s. Bild 17), z. B. an kritischen Brückenüber-gängen, kann der Querverschiebewiderstand erhöht wer-den. So können beim Einbau eines Schwellenankers beijeder dritten Schwelle die Knicklast und somit auch diemöglichen zulässigen Schienenspannungen um ca. 10 %gesteigert werden. Diese Hilfsmittel sollten nur in beson-deren Fällen angewendet werden, weil diese die Mechani-sierung der Instandhaltung von Gleisen zu sehr beein-trächtigen.

Bild 16. Wirkprinzip von Schleppbrücken Fig. 16. Equalizising plates – mode of action

δV

ÜberbauWiderlager

230



6. Einsatzgrenzen des vereinfachten NachweisverfahrensDie vereinfachten Nachweisverfahren gelten nur unter ge-wissen Einschränkungen (s. Abschnitt 3.1), die als Ergeb-nis von Forschungen im Vorfeld der Planung und desBaus der NBS in Deutschland in den späten 70er und 80erJahren des letzten Jahrhunderts Eingang in das Regelwerkfanden. Qualitativ liegen somit Anhaltspunkte dahinge-hend vor, dass Bestandsbrücken oder auch neue Brückenmit Schienen der Profile S 49 und S 54 beziehungsweisemit einem engeren Bogen als 1500 m von den Überlegun-gen nicht abgedeckt sein könnten. Diese müssen jedochnoch quantitativ belegt werden. Hierzu sind noch einigeKlarstellungen im bestehenden Regelwerk erforderlich.

7. Betrachtung der zusätzlichen SchienenspannungenDie zulässigen zusätzlichen Schienenspannungen leitensich her, wie zuvor gezeigt, für die Druckspannungen ausdem Verwerfungskriterium und für die Zugspannungenaus den Materialkennwerten der Schiene am Schienenfuß.Bei den zulässigen Zug- und Druckspannungen besteht inder Abstimmung zwischen den Fachdiensten des Ober-baus und Brückenbaus möglicherweise noch Potenzial fürhöhere zulässige Werte. So wurden zur Herleitung der fürBrücken verbleibenden zusätzlichen Schienenspannun-gen von 112 N/mm2 (Zug) (s. Bild 10) für die Berücksich-tigung der Durchbiegung infolge Verkehrseinwirkung pau-schal 20 N/mm2 abgezogen. Der Brückenbau fordert denrechnerischen Nachweis der zusätzlichen Schienenspan-nungen einschließlich der Einwirkungen aus Verkehr ge-gen die reduzierten zulässigen Schienenspannungen. Einemögliche Anpassung in dieser Frage sollte jedoch allenfallsnach ergänzenden Untersuchungen erfolgen, insbesonderebeim Oberbau, zumal die sicherheitstheoretischen Untersu-chungen und Schlussfolgerungen für den Oberbau auch dierelativ großen Standardabweichungen für die Kennwertedes Oberbaus berücksichtigen müssen. Im Übrigen bringtein zusätzlicher Spielraum bei den Zugspannungen nurdann etwas, wenn die in der Regel maßgebenden Schienen-druckspannungen auch erhöht werden könnten. Aber auchhier liegt möglicherweise noch Potenzial, wenn die vorhan-denen Erkenntnisse zum Verwerfungskriterium durch wei-tere Untersuchungen, auf jeden Fall begleitet durch (nichtganz preiswerte) Verwerfungsversuche, statistisch belastbarweiter entwickelt würden.

8. Dynamisches Verhalten des Tragwerks beim BremsenAus Messungen an tatsächlichen Bremsungen mit Erzzü-gen auf drei Brücken der NBS der ersten Generation (Tal-brücke Bauerbach, Breitenbachtalbrücke und Sinntalbrü-

cke Schaippach) haben sich Abweichungen zwischen derPraxis und den theoretisch ermittelten Werten für die zu-sätzlichen Schienenspannungen ergeben. Die Abweichun-gen betrugen bis zu 50 %. Untersuchungen in [17] erga-ben, dass bei den statischen Analysen die dynamische Ant-wort des Tragwerks einschließlich der InteraktionGleis/Brücke nicht hinreichend berücksichtigt wordenseien und teilweise Abweichungen, zwar im Wesentlichenauf der sicheren Seite liegend, entstünden. Variationsmög-lichkeiten ergaben sich a) aus der unzureichenden Modellierung der Pfeilerkopf-

steifigkeitenSo handelt es sich in der Regel um mit einer gewissenNeigung betonierte Pfeiler, die zwischen 1:50 und 1:80beträgt. Bei einer Neigung von 1:70 weichen die Träg-heitsmomente zwischen Auflagerbank und Fußpunktbei mehr als 40 m Pfeilerhöhe um den Faktor 2 undmehr von einander ab.

b) aus den E-Moduln von Pfeiler und GründungGerade beim Lastfall Bremsen zeigten In situ-Versu-che, dass die zusätzlichen Schienenspannungen häufigin der Größe überschätzt werden. Dies liegt daran, dassdie mit üblichen Bodenuntersuchungen ermitteltenBodenkennwerte für die eher impulsartige Lastwirkungdes Bremsrucks (< 0,5 s) tatsächlich höher sind und diehierfür notwendigen Verschiebungen und Verdrehun-gen in der Wirklichkeit nicht aktiviert werden können.

c) aus der bei statischen Modellen nicht berücksichtigtenReibung an den BrückenlagernDie Auswertung von Bremsversuchen auf Brücken er-gab einerseits einen Fehlbetrag der horizontalen Kräftein den Lagern zwischen den Pfeilern und den Überbau-ten, andererseits im Ausschwingbereich eine rascheVerringerung der Amplituden der Tragwerksverschie-bungen. Dies lässt auf den dissipativen Einfluss der La-gerreibung schließen. Ähnliche Erkenntnisse liefertenauch die Untersuchungen im Rahmen der Ertüchtigungder Eisenbahnbrücke über den Nordostseekanal beiRendsburg [18].

Literatur

[1] Gerlich, K., Pahnke, U.: Abtragung der Längskräfte imEisenbahnbrückenbau. Archiv für Eisenbahntechnik (37)1982, S. 19–30.

[2] DIN-Fachbericht 101: Einwirkungen auf Brücken. 3. Auf-lage, Berlin: Beuth-Verlag 2009.

[3] Weber, W.: Bericht zu den Bremsversuchen mit einem 690m langen, 136achsigen Güterzug auf der Strecke Osnabrück,Rheine. 14.1412 Ibvm 682, BZA München vom 30. Mai 1979.

[4] TSI Infrastruktur HGV, EG-Amtsblatt L 77 19.03.2008 S. 1ff. [6] Richtlinie 804: Eisenbahnbrücken (und sonstige Ingenieur-

bauwerke) planen, bauen und instand halten. Ausgabe 2008,DB Kommunikationstechnik GmbH.

[7] Richtlinie 820.2040: Gestalten des Oberbaus – Oberbau aufBrücken. 01.04.2008, DB Kommunikationstechnik GmbH

[8] Meier, H.: Die Verwerfungsgefahr beim lückenlosen Voll-bahngleis und ihre Beseitigung. Dissertation, TU München,1934.

[9] Chatkeo, Y.: Die Stabilität des Eisenbahngleises im Bogenmit engen Halbmessern bei hohen Axialdruckkräften. Disser-tation, TU München, 1985.

Bild 17. Schwellenanker und Sicherungskappen Fig. 17. Sleeper anchor and protective caps

231



[10] Eisenmann, J., Mattner, L.: Gleisverwerfung, Großver-suche im Gleis und theoretische Analyse. Mitteilungen desPrüfamtes für Bau von Landverkehrswegen der TU Mün-chen, Heft 52, 1988.

[11] Freystein H., Muncke, M., Schollmeier, P.: Handbuch Ent-werfen von Bahnanlagen. 2. Auflage, DVV Media GroupGmbH/Eurailpress 2008.

[12] Meyer, H., Schubart, R.: Das Steuerstabsystem Meyer-Wunstorf – Wirkungsweise und Erfahrungen. Stahlbau 67(1998), H. 8, S. 686–692.

[13] Freystein, W., Weber, W.: Steuerstab-Konstruktionen beieinteiligen stählernen Eisenbahnbrücken. Der Stahlbau 3(1981), H. 3, S. 86–88.

[14] Klaus, M.: Längskraftabtragung bei Eisenbahnbrückenunter Temperatureinwirkung. Band 1, Hrsg.: Nabil A. Fouad,Jürgen Grünberg, Univ. Hannover, Institut für Massivbau,Fraunhofer IRB Verlag 2003.

[15] Anforderungskatalog zum Bau der Festen Fahrbahn,August 2002.

[16] Ruge, P., Birk, C., Schmelzlin, G., Muncke, M.: Schienen-längskräfte auf Brücken bei nichtlinearer Überlagerung der

Lastfälle Temperatur, Tragwerksbiegung, Bremsen. Bautech-nik 82 (2005), H. 11, S. 818–825.

[17] Ruge, P., Widarda, D. R., Birk, C.: Schienenlängskräfte aufBrücken bei Zugüberfahrt. Bautechnik 86 (2009), H. 11,S. 677–694.

[18] Toth, J.: Längskraftabtragung auf Eisenbahnbrücken mitdurchgehendem Gleis für den Lastfall Bremsen. Dissertation,TU Dresden, 1999.

[19] Geißler, K., Graße, W., Schmachtenberg, R., Stein, R.: Zurmeßwertgestützten Ermittlung der Verteilung der Brems- undAnfahrkräfte an der Eisenbahnhochbrücke Rendsburg. Stahl-bau 71 (2002), H. 10, S. 735–747.

[20] Gutachten von Prof. Dr.-Ing. Leykauf, Prüfamt für Bauvon Landverkehrswegen der TU München vom 06.06.2003,unveröffentlicht.

Autor dieses Beitrages:Hartmut Freystein, Leiter der Außenstelle, Eisenbahn-Bundesamt,Steglitzer Damm 117, 12169 Berlin, [email protected]

Documents

Interaktion Gleis/Brücke – Stand der Technik und Beispiele