Neuartige Sandwichfahrbahnplatte für Eisenbahnbrücken · 2017. 5. 8. · P. Takcs/J. Fink Neuartige Sandwichfahrbahnplatte für Eisenbahnbrücken 444 Stahlbau 86 (2017), Heft 5

Stahlbau

– Die neue ÖAMTC-Zentrale an der Wiener Südosttangente – Photovoltaikkraftwerk am Pitztaler Gletscher– Die CLC-Multifunktionsdecke– Abbruch und Neubau der ÖBB-Ennsbrücke Ardning – Biegedrillknicken von Trägern mit nachgiebigen Zwischenabstützungen

an einem Gurt – Lastkollektive für Eisenbahnbrücken aus Messdaten– Neuartige Sandwichfahrbahnplatte für Eisenbahnbrücken – Stählerne Kurvenstütze einer Dreiseilbahn – Penkenbahn im Zillertal

86. JahrgangMai 2017ISSN 0038-9145A 6449

5

Inhalt

Stahlbau5

Editorial

379 Gerhard Lener Die österreichischen Stahlbauer sind im internationalen Wettbewerb erfolgreich!

Zum 31. Österreichischen Stahlbautag

Fachthemen

380 Bernd Mühl, Dieter Ebner An amazing ring – Die neue ÖAMTC-Zentrale

391 Johannes Klaus, Reinhold Weißhaupt Photovoltaikkraftwerk am Pitztaler Gletscher

399 Michael Olipitz Die CLC-Multifunktionsdecke

408 Barbara Stelzer, Günther Dorrer Abbruch und Neubau der ÖBB-Ennsbrücke Ardning

416 Harald Unterweger, Markus Kettler, Sarah Loschan Biegedrillknick-Tragverhalten von Trägern mit nachgiebigen Zwischenabstützungen

an nur einem Gurt

425 Johannes Schmid, Gerhard Lener Lastkollektive für Eisenbahnbrücken aus Messdaten, Teil 1

434 Johannes Schmid, Gerhard Lener, Robert Eberle Lastkollektive für Eisenbahnbrücken aus Messdaten, Teil 2

441 Patrik Takács, Josef Fink Neuartige Sandwichfahrbahnplatte für Eisenbahnbrücken

Bericht

452 Markus Bischofberger, Walter Köss Stahlbautechnische Problemlösung bei einer Kurvenstütze einer Dreiseilbahn –

Penkenbahn im Zillertal

Rubriken

390 Aktuell (s. a. S. 398, 451, 456)455 Persönliches455 Dissertationen458 Termine Stellenmarkt

Produkte & Objekte

A4 31. Österreichischer StahlbautagA10 Modulbau und IndustriebauA19 Aktuell

86. JahrgangMai 2017, Heft 5ISSN 0038-9145 (print)ISSN 1437-1049 (online)

www.ernst-und-sohn.de/stahlbau

http://wileyonlinelibrary.com/journal/stab

Peer-reviewed journalStahlbau ist ab Jahrgang 2007 bei Thomson Reuters Web of Knowledge (ISI Web of Science) akkreditiert

Impact-Faktor 2015: 0,225

Die neue ÖAMTC-Zentrale in Wien ist in Form einer Hand mit fünf „Bürospeichen“ angelegt. Die 230 m lange und beinahe 17 m hohe Ringfassade ist das architektonische Highlight der neuen ÖAMTC-Zentrale und bildet gleichzeitig das verbindende Element, das sich von Spei-che zu Speiche erstreckt. Es dient somit als Schutzwand zur Wiener Südosttangente, zu-gleich aber konnten so die Fluchtwege aus den Büroräumlichkeiten konstruktiv in die Stahl-struktur integriert werden. Für die Ringfassade, die Hochgarage, den Hangar, den Heliport sowie die sieben Atriumstiegen zeichnet die international tätige Unger Steel Group aus Oberwart/Österreich verantwortlich (s. S. 380–390).

(Foto: Toni Rappersberger, Unger Steel Group)

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Linien

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Rechteck

441© Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG, Berlin · Stahlbau 86 (2017), Heft 5

Fachthemen

DOI: 10.1002/stab.201710491

An der Technischen Universität Wien wird am Institut für Trag-konstruktionen im Forschungsbereich für Stahlbau eine neue, ex-trem schlanke Steel-Concrete-Steel-Composite (SCSC)-Platte untersucht, mit der wesentliche Randbedingungen (niedrige Bau-höhe, Reduktion Lärmemission durch Schotteroberbau) bei Ersatzneubauten von Eisenbahnbrücken älterer Bauart befriedigt werden. Der mehrschichtige Aufbau der Platte besteht aus zwei außenliegenden Stahlblechen mit unbewehrtem Betonkern, da-her der Name Sandwichplatte. Lochdübelleisten, wechselweise nur am oberen und nur am unteren Blech angeschweißt, dienen der Schubübertragung zwischen den äußeren Blechen durch die Aktivierung von diagonal liegenden, horizontalen Betondruckstre-ben zwischen benachbarten Dübelleisten. Zusätzlich zur Weiter-leitung der Vertikallasten in Querrichtung zu den Hauptträgern wirkt die SCSC-Platte als Untergurt der Brückenhauptträger. Untersuchungen zur Tragfähigkeit ohne Ermüdung sowie die Er-läuterung des Tragmechanismus der SCSC-Platte erfolgten in ([1], [2] und [3]). Die rechnerische Beurteilung des Tragverhaltens bei Ermüdungsbeanspruchungen wird in dieser Arbeit vorgestellt, wobei der Fokus auf das Ermüdungsverhalten der Lochdübel-leiste der SCSC-Platte gerichtet ist.Die Ermüdungsanalysen wurden anhand eines nichtlinearen, dreidimensionalen Finite-Elemente-Modells als Grundlage für die Lebensdauerberechnung mithilfe der Kerbdehnungsmethode durchgeführt [4]. Ziel ist es, die Beziehung zwischen dem Niveau der Verkehrslast (Lastmodell LM71) und der ertragbaren Anzahl der Schwingspiele bis Rissbildung in den Dübelleisten entsteht, zu bestimmen. Dieser Beitrag gibt einen Überblick über die An-sätze und Ergebnisse zur Berechnung der Lebensdauer der Loch-dübelleiste als Konstruktionselement mit Schlüsselfunktion (Schubübertragung durch Betondruckstreben) für die Tragwir-kung der SCSC-Platte und eine kurze Zusammenfassung der sig-nifikanten Ergebnisse.

Innovative composite deck slab for railway bridges – Analysis of the fatigue behaviour of the shear connectors using the strain-life method. At the Technischen Universität Wien (Vienna Univer-sity of Technology), Institut für Tragkonstruktionen (Institute of Structural Engineering), Research Centre of Steel Structures, a new, extremely slender steel-concrete-steel composite (SCSC) plate is under investigation to meet the requirements of today’s standards related to the geometric conditions and noise emission in the substitution of old railway bridges. The multi-layer structure of the plate consists of two steel cover plates with an unrein-forced concrete core, hence the name of sandwich plate. Per-forated shear connectors, welded alternately to only one of the outer steel plates, work together to ensure the transmission of the shear flow between the outer plates, by the activation of

diagonal, horizontal concrete compression struts between neigh-boring dowel bars. In addition to the distribution of the vertical loads in cross direction to the main girders, the SCSC deck slab also acts as main girder bottom flanges. Investigations on the static load-bearing capacity as well as an explanation of the load-carrying mechanism of the SCSC plate were made in ([1] [2] and [3]). Evaluation of the fatigue behaviour is presented in this work, focusing on the fatigue behavior of shear connectors of the SCSC plate.In the course of research a nonlinear, three-dimensional finite el-ement model served as the basis for a lifetime calculation using the local strain-life method [4]. The aim was to investigate the re-lation between the range of traffic load (Load Model 71) and the bearable number of load cycles of the SCSC plate till crack initia-tion in the shear connectors. This paper provides an overview of the approaches used to calculate fatigue life of the shear con-nectors and gives a brief summary of the results.

1 Einleitung

Am Institut für Tragkonstruktionen/Stahlbau der TU Wien wurde eine eingleisige Trogbrücke mit einem Fahrbahn-deck als 120 mm dicke Grobblechplatte entwickelt (s. Bild 1 links). Dieser Querschnitt führt zu einer extrem mi-nimierten Bauhöhe zwischen Tragwerksunter- und Schwel-lenoberkante und repräsentiert somit eine aktuelle Bauart bei den Ersatzneubauten (mit Schotteroberbau) von alten Bestandstragwerken mit offener Fahrbahn, die von den Österreichischen Bundesbahnen (ÖBB) angewendet wird. Obwohl dieser Querschnittstyp die Anforderung nach ex-trem niedriger Bauhöhe erfüllt, birgt er dennoch auch Nachteile, wie die begrenzte Verfügbarkeit der dicken Grobbleche bei niedriger Bestelltonnage und die technolo-gisch anspruchsvolle Herstellung der Schweißstöße der Fahrbahnplatte. Um diese Probleme zu vermeiden, wurde eine neue Variante zur Grobblechplatte mit einer so ge-nannten SCSC-Platte als Fahrbahnkonstruktion entwi-ckelt (s. Bild 1 rechts).

2 Numerische Untersuchungen

Im folgenden Abschnitt werden die Finite-Elemente-Mo-dellierung einschließlich der Modellgeometrie, die verwen-deten Materialmodelle sowie ein kurzer Überblick zur Identifizierung der kritischen finiten Elemente der Loch-

Neuartige Sandwichfahrbahnplatte für EisenbahnbrückenAnalyse des Ermüdungsverhaltens der Lochdübelleiste anhand des Kerbdehnungskonzeptes

Patrik TakácsJosef Fink

P. Takács/J. Fink · Neuartige Sandwichfahrbahnplatte für Eisenbahnbrücken

442 Stahlbau 86 (2017), Heft 5

in Bild 2) außerhalb des Störbereiches der im FE-Modell definierten Randbedingungen. Die Betonfüllung ist für die FE-Modellbildung auf fünf Teile aufgeteilt, nämlich auf zwei Betonkerne und drei Betondübel. Letztere wurden mit einem viel feineren Netz (minimale Elementkanten-länge 3 mm) als der restliche Betonkern (minimale Ele-mentkantenlänge 9 mm) diskretisiert. Als Elementtyp wur-den acht Knoten Hexaederelemente mit linearen Verschie-bungsansätzen und einem Integrationspunkt pro Element (C3D8R, Algorithmus „reduced integration“) verwendet. Der Reibungskoeffizient μ in der Fuge zwischen Stahl und Beton bei allen Stirnflächen der Lochdübelfreischnitte (Be-tondübel) wurde mit μ = 0,3 definiert. Alle restlichen Kon-taktflächen von Stahl und Beton sind reibungsfrei model-

dübelleiste als Grundlage der Anwendung des Kerbdeh-nungskonzeptes gegeben.

2.1 Modellbeschreibung, Geometrie, Kontaktdefinitionen, Materialmodelle

Die numerische Simulation der SCSC-Platte wurde mit Hilfe des FE-Programms ABAQUS [5] mit dem Berech-nungsalgorithmus „dynamic, explicit“ durchgeführt. Aus Gründen der Symmetrie wurde nur eine Hälfte der Platte (halbe Spannweite) modelliert, wie in den Bildern 2 und 3 dargestellt.

Die Länge des Plattenmodells (in Brückenlängsrich-tung) beträgt 1 m, somit liegt die mittlere Dübelleiste (grün

Bild 1. Vergleich der beiden Trogbrückenquerschnitte mit Schotterbett; links: Fahrbahndeck als 120 mm dickes Grobblech; rechts: Fahrbahndeck als 200 mm dicke SCSC-Platte [1], Abmessungen in mmFig. 1. Comparison of two trough bridge sections with ballast bed; left: 120 mm thick solid steel deck slab; right: 200 mm thick SCSC plate [1], dimensions in mm

Bild 2. Teile der SCSC-Platte, Modellbildung in ABAQUS (Geometriedaten: Dicke Deck- und Bodenblech 15 mm; Dicke Lochdübelleisten 20 mm; Durchmesser Lochdübel 100 mm; Abstand der Lochdübel 165 mm)Fig. 2. Parts of the SCSC plate model in ABAQUS (geometry data: thickness of cover and bottom plate: 15 mm; thickness of shear connectors: 20 mm; diameter of cut-outs: 100 mm; distance between cut-outs: 165 mm)


443Stahlbau 86 (2017), Heft 5

Bild 5 links zeigt die Modellierung der Trogbrücke samt Verkehrslast infolge Lastmodell LM71 als Lastgebirge und Bild 5 rechts einen Plattenstreifen mit äquivalenter Verkehrslast von 54 kN/m2. Diese dem Lastgebirge äquiva-lente und somit vereinfachte Modellbildung der Belastung als Grundlage für die weiterführenden FE-Analysen wurde mit dem Kriterium einer guten Übereinstimmung der Bie-gemomente und Querkräfte für die Quertragwirkung der beiden Platten ermittelt. Tabelle 1 fasst die berücksichtigten Lastbeiwerte zusammen. Tabelle 2 enthält die resultieren-den vier Verkehrslaststufen (hier für Vergleichszwecke als Streckenlast dargestellt) mit bzw. ohne Berücksichtigung der Längswirkung sowie mit bzw. ohne Berücksichtigung der Lastbeiwerte. Gemäß Tabelle 2 kann für den gezeigten Fall der Trogbrücke der Einfluss der Längsverteilung der Achslast infolge Plattenwirkung (149,58 kN/m) gegenüber der Verteilung auf eine Länge von 6,4 m (156,25 kN/m) als eher gering eingestuft werden. Die wesentliche Kernaus-sage ist daher, dass eine vereinfachte und somit praxisrele-

liert. Als Arbeitslinie für Stahl (S355 [6], Materialmodell „Classic Metal Plasticity“ in ABAQUS) wurde das zykli-sche Spannungs-Dehnungsgesetz nach Abschnitt 3.2 ver-wendet und für Beton (C30/37 [7]) wurde ebenso das nichtlineare Verhalten über das Materialmodell „Concrete Damage Plasticity“ berücksichtigt.

2.2 Belastungen

Als Verkehrslastmodell zur Erfassung der Ermüdungsbean-spruchung der SCSC-Platte wurde Lastmodell LM71 [8] gewählt. Unter Berücksichtigung der Lastverteilung der Achslasten in Längsrichtung (Lastgebirge, Bild 4) und in Querrichtung durch den Schotteroberbau wurde anhand einer Trogbrücke (Stützweite 20 m) der Einfluss der Längs-verteilung der vier Achslasten des Lastmodells LM71 in-folge Plattenwirkung gegenüber der Längsverteilung der Achslasten auf eine Länge von 6,4 m (s. Hinweis zu Ta-belle 2) untersucht.

Bild 3. Finite-Elemente-Modell der SCSC-Platte in ABAQUS (Materialkennwerte: Stahlsorte S355; Beton C30/37)Fig. 3. Finite element model of the SCSC plate in ABAQUS (steel grade: S355; concrete strength class: C30/37)

Bild 4. Achslasten des Lastmodells LM71 (oben) und Verteilung der Achslasten in Längsrichtung durch Schiene, Schwelle und Schotterbett (Lastgebirge, unten)Fig. 4. Axle loads of the Load Model LM71 (top) and distribution of the axle loads in longitudinal direction through the rail, sleepers and ballast bed (bottom)



Abkürzung in Tabelle 2). Im Zuge der Identifikation des maßgebenden kritischen finiten Elementes je Laststufe wurde erkannt, dass nur fünf finite Elemente (s. Bild 7) innerhalb der als kritisch identifizierten Lochdübel zu be-trachten sind, um den Spannungs-Dehnungsverlauf bezüg-lich Hauptspannungen (s1-ε1) und Vergleichsspannungen (sV-εV) mit ausreichender Genauigkeit als Grundlage für das Kerbdehnungskonzept zu bestimmen. Für diese fünf maßgebenden finiten Elemente wurde jeweils der Span-nungs-Dehnungsverlauf (s1-ε1, sV-εV) in Abhängigkeit vom Lastniveau ermittelt und die Einhüllenden (s1-ε1, sV-εV) gebildet. In dieser Weise wurde das Spannungs-Dehnungs-verhalten quasi für alle kritischen Stellen (aufgrund der Bildung der Einhüllenden) der Stahldübelleiste erfasst.

3 Lebensdauerberechnung3.1 Beschreibung des Kerbdehnungskonzeptes

In [10] wurde gezeigt, dass das versuchstechnisch ermit-telte Ermüdungsverhalten der Kronendübelleiste sehr gut anhand des Kerbdehnungskonzeptes prognostiziert wer-den kann, sodass eine Anwendung zur Analyse des Er-müdungsverhaltens der Lochdübelleiste naheliegend war.

Die so genannte Dehnungs-Wöhlerlinie Gl. (1) auf Ba-sis des örtlichen Kerbdehnungskonzeptes (ε-N) unter An-wendung der zyklischen Arbeitslinie von Baustahl nach Gl. (2) (Ramberg-Osgood-Beziehung [11]) stellt den Zu-sammenhang der Anzahl N der ertragbaren Dehnungs-spiele (Schwingspiele) bis zum Anriss zur Dehnungsamp-litude εa her. Das Grundprinzip des Konzeptes liegt darin, dass Materialermüdung infolge häufiger Dehnungsspiele mit der Dehnungsamplitude εa stattfindet. Dieses wird be-sonders für nicht geschweißte Bauteile bzw. Kerbdetails verwendet, bei denen lokale Plastizierungen auftreten. In dieser Arbeit wird die Formulierung der Dehnungs-Wöh-lerlinie nach Gl. (1) auf Basis der zyklischen Werkstoff-parameter anhand des Uniform Material Law nach Bäu-mel und Seeger ([12], [13]) für Ermüdungsanalysen ohne Mittelspannungseinfluss verwendet (s. Tabelle 3). Die Be-sonderheit dieses zyklischen Materialgesetzes liegt darin, dass für niedrig legierte Stähle die zyklischen Werkstoff-parameter nur vom E-Modul und der (statischen) Zugfes-tigkeit abhängen.

vante Ermittlung des Verkehrslastniveaus auf Basis einer Verteilung der Achslasten auf eine Länge von 6,4 m gering-fügig auf der konservativen Seite liegt.

2.3 Kritische Bereiche der Lochdübelleiste für die Lebensdauerberechnung

Aufgrund einer Auswertung extremaler Spannungs- und Dehnungsgrößen (Hauptspannungen, Vergleichsspannun-gen etc.) wurde die am oberen Blech angeschweißte Loch-dübelleiste (s. Bild 2 bzw. Bild 6 mittlere Leiste) als die maßgebende kritische Lochdübelleiste gegenüber der am unteren Blech angeschweißten identifiziert. Die Lage des maßgebenden kritischen Lochdübels ändert sich jedoch während der Laststeigerung. Bild 7 zeigt die kritischen Lochdübel für den untersuchten Bereich des Lastniveaus (Lastfallsteigerung von ständiger Belastung bis zusätzlich zum 5fachen Lastniveau des Lastmodelles LM71 , s.

Bild 5. Links: Trogbrücke mit Lastgebirge infolge LM71; rechts: Plattenstreifen mit äquivalenter Gleichlast von 54 kN/m2 (Modell erstellt mit RFEM [9])Fig. 5. Left: Trough bridge with distributed LM71; right: plate strip with equivalent distributed load of 54 kN/m2 (model created with RFEM [9])

Tabelle 2. Belastungsniveaus der VerkehrslastTable 2. Traffic load levels

LM71 Abkürzung [kN/m]

Längswirkung , α ∙ λ ∙ j ∙ γF,f LM71 231,82

Längswirkung , α ∙ λ ∙ j ∙ γF,f LM71 221,92

Längswirkung , α ∙ λ ∙ j ∙ γF,f LM71 156,251)

Längswirkung , α ∙ λ ∙ j ∙ γF,f LM71 149,582)

1) qik = 4 ∙ 250 kN/6,40 m = 156,25 kN/m, 2) qik = 54 kN/m2 ∙ 2,77 m = 149,58 kN/m

Tabelle 1. LastbeiwerteTable 1. Load factors

Lastklassenbeiwert α 1,00

Schadensäquivalenzfaktor λ 1,16

dynamischer Beiwert j 1,28

Teilsicherheitsbeiwert für die Ermüdungslasten γF,f 1,00

α ∙ λ ∙ j ∙ γF,f ∏ 1,48



Die Berücksichtigung der Mittelspannung erfolgt über den Schädigungsparameter PSWT gemäß Gl. (3) nach Smith, Watson und Topper [14]. In dieser Arbeit werden die Schwingspiele N bis zum Anriss mit Einfluss der Mittel-spannung sm und der Oberflächenrauigkeit κ anhand Gl. (4) (Schädigungsparameter-Wöhlerlinie) berechnet.

Da Dehnungs-Wöhlerlinien experimentell für glatte Probestücke hergeleitet wurden, erfolgt die Berücksichti-gung der Oberflächenkerbe (brenngeschnittene Loch-

(1)ε =

′σ+ ′ε

E(2N) (2N)a

f bf

c

(2)ε =

σ+

σ′

′

E Kaa a

1/n

= σ + σ εP ( ) ESWT a m a (3)

= κ ′σ + ′σ ′ε +P (2N) (2N) ESWT f2 2b

f fb c (4)

Bild 6. Maximale Hauptzugspannungen in den Stahlelementen der Platte unter 1 ∙ LM71 (s. Abkürzung in Tabelle 2)Fig. 6. Maximal principal stresses in the steel parts of the plate under 1 ∙ LM71 (see abbreviation in Table 2)

Bild 7. Maximale Hauptzugspannungen in der oben angeschweißten Stahldübelleiste für die kritischen vier Dübel (Dübel 2, 3, 4, 12) und die kritischen fünf finiten Elemente (Teilbild links unter Lastniveau 1 ∙ LM71 , Teilbild rechts unter Last-niveau 2 ∙ LM71 )Fig. 7. Maximal principal stresses in the shear connector welded to the top steel plate with the four critical holes (hole 2, 3, 4, 12) and five critical elements (Fig. 7 left under 1 ∙ LM71 , Fig. 7 right under 2 ∙ LM71 )

Tabelle 3. Uniform Material Law [12] bis [13]Table 3. Uniform Material Law [12] to [13]

s′f = 1,50 ∙ Rm1) zyklischer Spannungs-Koeffizient des Werkstoffs

b = –0,087 zyklischer Spannungs-Exponent des Werkstoffs

ε′f = 0,59 ∙ Ψ zyklischer Dehnungs-Koeffizient des Werkstoffs

c = –0,58 zyklischer Dehnungs-Exponent des Werkstoffs

K′ = 1,65 ∙ Rm zyklischer Festigkeits-Koeffizient

n′ = b/c zyklischer Verfestigungs-Exponent

Ψ = 1,01,375–125 Rm/E2)

wenn Rm/E ≤ 3 ∙ 10–3

wenn Rm/E > 3 ∙ 10–3 Parameter

1) Rm ( =fu ) = 490 N/mm2 2) E = 210 000 N/mm2

Zugfestigkeit Baustahl S355 statischer E-modul



Zusammenhang P-ε dargestellt, analoges gilt für den Ver-lauf s-ε).

Anhand der Bauteilfließkurve (zyklischer Anteil des P-ε-Pfades, nach Bild 9 oben) wird für einen Belastungs-zyklus (LM71) die Hystereseschleife mit den beiden Ein-gangsdaten sa und εa für die Lebensdauerberechnung N nach Gl. (1) bestimmt (s. Bild 9 unten, Teilbild links). Die Mittelspannung sm wird nach Transformation der Hyste-reseschleife in den Last-Dehnungs-Verlauf (P-ε), resultie-rend aus ständiger Belastung und zyklischer Verkehrslast (LM71), ermittelt (s. Bild 9 unten, Teilbild rechts). Die in Bild 9 dargestellten Funktionsverläufe entsprechen den in Abschnitt 2.3 erläuterten Einhüllenden (P-ε, s-ε), die somit alle kritischen Kerbstellen der Lochdübelleiste umfassen.

3.3 Ansätze zur Lebensdauerberechnung

Die rechnerische Lebensdauer eines Bauteils wird von ei-nigen Parametern beeinflusst. Die wesentlichen Einfluss-größen nach Gl. (3) bis (4) sind zunächst die Spannungs-amplitude sa, die Dehnungsamplitude εa und die Mittel-spannung sm sowie die Oberflächenrauigkeit κ. In dieser Arbeit werden die Einflüsse mehrachsiger Spannungs- und Dehnungszustände zur Beschreibung der Anstrengung des Materials über zwei Anstrengungshypothesen [11] berück-sichtigt: Die zuvor definierten Einflussgrößen werden nicht nur auf Basis des Versagenskriteriums nach Rankine gemäß der maximalen Hauptspannung s1, sondern auch basierend auf dem Versagenskriterium nach von Mises ge-mäß der Vergleichsspannung sV, das für Ermüdungsunter-suchungen begründbar angewendet werden kann [11], er-mittelt.

Tabelle 4 zeigt fünf unterschiedliche Betrachtungs-niveaus jeweils für die beiden Anstrengungshypothesen für die Berechnung der Schwingspielzahl bis zum Anriss. Die Bauteil-Wöhlerlinien für die Lochdübelleiste in Bild 10 werden auf Basis des Versagenskriteriums nach Rankine (Index s1) ermittelt. Ein Vergleich der Wöhlerlinien auf Basis der Versagenshypothese nach von Mises erfolgt in Tabelle 6.

Zuerst werden die Verkehrslastzyklen als reine Wech-selbeanspruchung (R = –1) ohne Berücksichtigung des Ein-flusses der Mittelspannung sm betrachtet. Diese Methode führt zu der in Bild 11, oben rechts liegenden Wöhlerlinie DP-Ns1. Die Schar der beiden darunterliegenden Wöhler-

dübelgeometrie) über den Rauigkeitsfaktor κ (hier κ = 0,8 [3]). Die rechnerisch (FE-Berechnungen unter Anwendung der zyklischen Arbeitslinie von Baustahl) zu ermittelnden Eingangsgrößen zur Beurteilung der Lebensdauer (N) sind die Spannungsamplitude sa, die Dehnungsamplitude εa und die Mittelspannung sm.

3.2 Anwendung des Kerbdehnungskonzeptes für die Lochdübelleiste der SCSC-Platte

Die Ermittlung der Lebensdauer für ein bestimmtes Belas-tungsniveau P beruht auf der Ermittlung des Belastungs-Dehnungsverlaufes (P-ε) und des Spannungs-Dehnungs-verlaufes (s-ε) sowie der jeweiligen Hystereseschleifen aufgrund der Belastungs- und Entlastungszyklen. Die For-men der Schleifen werden für ermüdungswirksame (zykli-sche) Lasten unter Anwendung der zyklischen Arbeitslinie von Stahl bestimmt. Die Einwirkungen auf die SCSC-Platte einer Eisenbahnbrücke setzen sich jedoch aus der zyklischen Verkehrslast und aus der ständigen Belastung infolge Eigengewicht der Konstruktion sowie des Schot-teroberbaus zusammen. Die Modellbildung des Span-nungs-Dehnungsverhaltens aufgrund dieser beiden Last-wirkungen unterscheidet sich zunächst grundsätzlich hin-sichtlich der jeweils anzuwendenden Arbeitslinien, da für die ständige Belastung die statische und für die Verkehrs-last (LM71) die zyklische Arbeitslinie zugrunde gelegt wird. Eine Auswertung des Spannungs-Dehnungsverlaufes für die maximal beanspruchte Stelle – maximale Hauptzug- und Vergleichsspannung, s1 bzw. sV – der Lochdübelleiste infolge ständiger Belastung hat ergeben, dass die jeweiligen Spannungen im linear-elastischen Bereich der beiden Ar-beitslinien liegen (s. Bild 8). Dies bedeutet, dass sowohl für die zyklische als auch für die ständige Belastung eine ein-heitliche Arbeitslinie, nämlich die zyklische, verwendet werden kann. Ein weiteres Unterscheidungsmerkmal zur Modellierung des Tragverhaltens aufgrund ständiger und zyklischer Belastung ergibt sich aus der Lastverteilung: Während die ständige Belastung quasi auf der gesamten Plattenoberseite angreift, wirkt die zyklische Verkehrslast nur auf eine Verteilbreite, die sich aus der Lastverteilung durch den Schotteroberbau ergibt (laut Bild 5 rechts: 2,77 m). Aus diesem Grund erfolgt die Ermittlung des ge-samten Pfades der Bauteilarbeitslinien (P-ε, s-ε) getrennt für die jeweiligen Belastungen (s. Bild 9 oben; hier nur der

Bild 8. Vergleich der zyklischen und der statischen Arbeitslinie von Baustahl S355, Spannungsniveau unter ständiger BelastungFig. 8. Comparison of the static and cyclic stress-strain curves of structural steel S355, stress level under permanent load



Mit den beiden nachfolgenden Kurvenscharen wird zusätzlich die Überlebenswahrscheinlichkeit Pü = 97,5 % (Verlauf DP-NPSWT, κ, Pü97.5, s1) sowie der Teilsicherheitsbei-wert γMf = 1,35 (Verlauf DP-NPSWT, κ, Pü97.5, γMf, s1) berück-sichtigt. Da die zyklischen Materialkennwerte des Uniform

linien berücksichtigen zusätzlich der Reihe nach folgende Effekte: Einfluss der Mittelspannung sm auf Basis des Schädigungsparameters PSWT nach Gl. (3) bis (4) (Verlauf DP-NPSWT, s1), Einfluss der Oberflächenrauigkeit κ (Verlauf DP-NPSWT, κ, s1).

Bild 9. Schematische Darstellung der Vorgehensweise zur Ermittlung der Hystereseschleife und der Eingangsdaten sa (Pa), εa, und sm (Pm) für die LebensdauerberechnungFig. 9. Schematic representation of the procedure for the calculation of the hysteresis loops and the input data sa (Pa), εa, and sm (Pm) of fatigue life calculation

Bild 10. Methodik zur Berücksichtigung von γMfFig. 10. Methodology to take γMf into account



lerlinie zu ermitteln. Tabelle 5 enthält die angewendeten Faktoren und Beiwerte.

3.4 Wöhlerlinien für das Konstruktionselement Lochdübelleiste der SCSC-Platte

Das in [15] definierte Nennspannungskonzept beruht auf der Anwendung eines Kerbfallkataloges. In Analogie zu dieser Vorgangsweise des Ermüdungsnachweises wurde in Ermangelung eines Kerbdetails für die Lochdübelleiste als Konstruktionselement innerhalb der SCSC-Platte der Er-

müdungswiderstand DP infolge Lastmodell LM71 rechne-risch mit Anwendung des Kerbdehnungskonzeptes ermit-telt und in Form von Bauteil-Wöhlerlinien nach Bild 11 dargestellt. Der Grundgedanke des Ermüdungsnachweises für die Lochdübelleiste mit dem Anspruch einer einfach anwendbaren Ingenieurmethode besteht darin, nicht auf Spannungsebene den Nachweis zu führen, sondern – we-gen der komplexen strukturellen Zusammenhänge, die

Material Law nach Abschnitt 3.1 auf der Grundlage von Mittelwerten definiert wurden, entsteht der Bedarf nach Umrechnung dieser Daten nach [15] für eine Überlebens-wahrscheinlichkeit von Pü = 97,5 % über den Faktor Tp97,5 %. Der widerstandsseitige Teilsicherheitsbeiwert γMf wurde dem Spannungswiderstand Dsi für die Lastspielzahl Ni zugeordnet und nach der in Bild 10 dargestellten Me-thodik berücksichtigt, um den Punkt (DPγMf,i, Ni) der Wöh-

Tabelle 5. Widerstandsseitige Faktoren und BeiwerteTable 5. Included resistance factors

LM71 Abkürzung in kN/m

Oberflächenfaktor κ 0,801)

Faktor für Pü = 97,5 % Tp97,5 % 0,71

widerstandsseitiger Teilsicherheitsbeiwert

γM,f 1,352)

1) für Baustahl S355 2) Konzept der sicheren Lebensdauer mit hoher Schadensfolge

Tabelle 4. Ansätze der LebensdauerberechnungTable 4. Approaches of the fatigue life calculation

Versagenshypothese nach Rankine Versagenshypothese nach von Mises

reine Wechselbelastung (R = –1) Ns1 NsV

+ Mittelspannungseinfluss NPSWT, s1 NPSWT, sV

+ Oberflächenrauigkeit NPSWT, κ, s1 NPSWT, κ, sV

+ Überlebenswahrscheinlichkeit NPSWT, κ, Pü97.5, s1 NPSWT, κ, Pü97.5, sV

+ widerstandsseitiger Teilsicherheitsbeiwert NPSWT, κ, Pü97.5, γMf, s1 NPSWT, κ, Pü97.5, γMf, sV

Tabelle 6. Vergleich der Ergebnisse1)

Table 6. Comparison of results1)

NPSWT, κ, s1 NPSWT, κ, sV

DP Ds1 Ns1 DP DsV NsV

Ver

glei

chsb

asis

für

die

Ausw

ertu

ng

von

V

ersu

chse

rgeb

nis

sen

„N = 2,0E+6“ 487 210 2,0E+6 412 228 2,0E+6

LM71 232 102 2,9E+9 232 131 2,5E+8

LM71 222 97 4,5E+9 222 124 3,9E+8

LM71 156 65 2,0E+11 156 85 1,3E+10

LM71 150 62 3,0E+11 150 81 2,1E+10

NPSWT, κ, Pü97.5, γMf, s1, lin NPSWT, κ, Pü97.5, γMf, sV, lin

DP Ds1 Ns1 DP DsV NsVB

emes

sun

gsw

erte

, so

fern

durc

h V

ersu

chs-

ausw

ertu

ng

best

ätig

t

„N = 2,0E+6“ 257 114 2,0E+6 202 112 2,0E+6

LM71 232 102 5,4E+6 232 131 5,8E+5

LM71 222 97 8,1E+6 222 124 8,6E+5

LM71 156 65 2,1E+8 156 85 2,0E+7

LM71 150 62 3,2E+8 150 81 2,9E+7

Neigung m: 9,4 8,3 8,9 8,2

Ergebnisse basierend auf dem Versagenskriterium nach Rankine

Ergebnisse basierend auf dem Versagenskriterium nach von Mises

1) DP in kN/m], Ds in N/mm2



4 Ergebnisvergleiche und Zusammenfassung

In Tabelle 6 werden signifikante Ergebnisse der Lebensdau-erberechnung der Lochdübelleisten für ausgewählte praxis-relevante Lastniveaus für das Lastmodell LM71 zusammen-gefasst: Für die in Abschnitt 3.3 erläuterten unterschied-lichen Betrachtungsweisen sind für vier Lastniveaus die jeweiligen Punkte (DP, NPSWT, κ, s1) bzw. (DP, NPSWT, κ, sV) der Wöhlerlinie auf Basis der Anstrengungshypothese nach Rankine bzw. nach von Mises gegenübergestellt.

Der obere Teil der Tabelle bezieht sich auf Wöhler-linienpunkte mit Berücksichtigung der Einflüsse aus Mit-telspannung sm und Oberflächenrauigkeit κ. Diese Ergeb-nisse bilden eine Vergleichsbasis für Wöhlerlinien, die noch anhand von diesbezüglichen Ermüdungsversuchen zur Verifikation der Rechenmodelle zu erstellen sind. Im unteren Teil der Tabelle sind Wöhlerlinienpunkte (der Re-gressionsgeraden) definiert, welche zusätzlich zu den oben angeführten Einflüssen noch die Überlebenswahrschein-lichkeit Pü sowie den Teilsicherheitsbeiwert γMf enthalten. Somit entsprechen diese Punkte den eigentlich zur Anwen-

sich mit der Ermittlung der kritischen Spannungen und Kerbstellen ergeben – auf Lastebene in Form einer Gegen-überstellung gemäß Gl. (5) von einwirkendem und wider-stehendem Lastniveau auf Basis des Lastmodells LM71.

∆ ≤ ∆P PEd Rd (5)

Bild 11 zeigt die Bauteil-Wöhlerlinien DP-Ns1 als funktio-nalen Zusammenhang von Lastniveau (aus Lastmodell LM71, definiert als Streckenlast) und Schwingspielzahl für die in Abschnitt 3.3 erläuterten Betrachtungsweisen. Bei-spielhaft sind in Bild 11 verschiedene Belastungsniveaus sowie der relevante Anwendungsbereich dargestellt.

Eine Linearisierung des nichtlinearen Funktions-verlaufes (DP-NPSWT, κ, Pü97.5, γMf, s1) in Bild 11 mit einer Regressionsgeraden nach der Methode der kleinsten Feh-lerquadrate zeigt Bild 12 für den relevanten Anwendungs-bereich. In diesem Bild ist informativ auch die dies-bezügliche widerstandsseitige Spannungsschwingbreite (Ds1-NPSWT, κ, Pü97.5, γMf, s1) für Vergleichszwecke darge-stellt.

Bild 11. Wöhlerlinien: Belastungsschwingbreite DP (LM71) – Schwingspielzahl Ns1Fig. 11. Fatigue life diagram: traffic load range DP (LM71) – number of cycles Ns1



Danksagung

Ein besonderer Dank gilt der ÖBB-Infrastruktur AG, Praterstern 3, 1020 Wien – insbesondere Herrn DI Dr. Thomas Petraschek und Herrn DI Andreas Schön für die Unterstützung dieses Forschungsvorhabens.

Literatur

[1] Herrmann, P.: Tragfunktionsanalyse und rechnerische Mo-dellbildung einer neuartigen Sandwich-Verbundplatte (SCSC-Platte) als Fahrbahndeck für Eisenbahnbrücken. Dissertation, Institut für Tragkonstruktionen der TU Wien, 2013.

[2] Steurer, M., Petraschek, T., Fink, J.: Development of an inno-vative sandwich plate for trough-type railway bridges. Steel Construction 9 (2016), No. 3, pp. 184–190. DOI: 10.1002/stco.201600002

[3] Fink, J., Steurer, M., Takács, P.: Die Beurteilung der Ermü-dungsbeanspruchbarkeit der SCSC-Sandwichplatte auf Basis des Kerbdehnungskonzeptes. Seminarunterlagen, Biberach, 39. Stahlbauseminar, 2017.

[4] Takács, P.: Analyse des Ermüdungsverhaltens der SCSC-Sandwichplatte. Dissertation in Bearbeitung, Institut für Trag-konstruktionen der TU Wien, 2018.

dung kommenden Bemessungswerten, sofern diese durch Versuchsergebnisse, wie bereits erwähnt, bestätigt werden. Der Ermüdungsnachweis nach Gl. (5) lautet am Beispiel der SCSC-Platte für eine Trogbrücke mit einer Stützweite von 20 m:

∆ = < ∆ =P 232 kN/m P 257 kN/mEd Rd (6)

Eine Analyse der Datengruppen lässt erkennen, dass die Anwendung der Anstrengungshypothese nach von Mises konservativere Ergebnisse liefert als jene nach Rankine. Die Untersuchungen von Song [16], Feldmann [17] und Schneider [18] zeigen, dass das Kerbdehnungskonzept un-ter Anwendung des Versagenskriteriums nach Rankine sehr gut zur rechnerischen Ermittlung der Anrisslebens-dauer geeignet ist. Auch nach Juen [10] geht hervor, dass mit Anwendung der Anstrengungshypothese nach Ran-kine eine sehr gute Übereinstimmung von der versuchs-technisch zur rechnerisch ermittelten Wöhlerlinie gegeben ist. Um diese Aussagen auch im Fall der SCSC-Platte be-stätigen zu können, werden noch experimentelle Unter-suchungen in naher Zukunft durchgeführt.

Bild 12. Linearisierte Wöhlerlinie: Belastungsschwingbreite DP – Spannungsschwingbreite Ds1 – Schwingspielzahl Ns1Fig. 12. Linearized fatigue life diagram: traffic load range DP – stress range Ds1 – number of cycles Ns1



[16] Song, J.: Untersuchung der Anrisslebensdauer von Beton-dübeln mit Hilfe des Örtlichen Konzepts. Dissertation am Institut für Stahlbau und Werkstoffmechanik, TU Darmstadt, 2002.

[17] Feldmann, M., Hechler, O., Hegger, J., Rauscher, S.: Neue Untersuchungen zum Ermüdungsverhalten von Verbund-trägern aus hochfesten Werkstoffen mit Kopfbolzendübeln und Puzzleleiste. Stahlbau 76 (2007), H. 11, S. 826–844. DOI: 10.1002/stab.200710089

[18] Schneider, R.: Örtliche Bewertung der Schwingfestigkeit von Gewindeverbindungen. Dissertation am Institut für Ma-schinenbau, TU Darmstadt, 2011.

Autoren dieses Beitrages:Dipl.-Ing. Patrik Takács,[email protected],Univ.-Prof. Dipl.-Ing. Dr. techn. Josef Fink,[email protected],

Technische Universität Wien,Institut für Tragkonstruktionen,Forschungsbereich für Stahlbau,Karlsplatz 13,A-1040 Wien

[5] ABAQUS/CAE 6.12: Dessault Systèmes, 2013.[6] EN 1993-1-1: Eurocode 3: Design of Steel structures – Part

1-1: General rules and rules for buildings. Brussels: CEN, 2014 10 15.

[7] EN 1992-1-1: Eurocode 2: Design of concrete structures – Part 1-1: General rules and rules for buildings. Brussels: CEN, 2015 02 15.

[8] EN 1991-2: Eurocode 1: Actions on structures – Part 2: Traf-fic loads on bridges. Brussels: CEN, 2012 03 11.

[9] RFEM 5.01: Dlubal, 2013.[10] Juen, L.: Analyse des Ermüdungsverhaltens von Kronen-

dübeln als alternative Schubverbinder. Dissertation, Institut für Tragkonstruktionen der TU Wien, 2013.

[11] Haibach, E.: Betriebsfestigkeit – Verfahren und Daten zur Bauteilberechnung. Berlin: Springer-Verlag 2002.

[12] Bäumel, A. jr., Seeger, T.: Materials data for cyclic loading. Supplement 1., Amsterdam: Elsevier 1990.

[13] Sinan, K.: Extension of the Uniform Material Law for High Strength Steels. Master’s Thesis, Weimar, 2008.

[14] Smith, K. N., Watson, P., Topper, T. H.: A stress-strain func-tion for the fatigue of metals. Journal of Materials 5 (1970), No. 4, pp. 767–778.

[15] EN 1993-1-9: Eurocode 3: Design of Steel structures – Part 1-9: Fatigue. Brussels: CEN, 2005.

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Neuartige Sandwichfahrbahnplatte für Eisenbahnbrücken · 2017. 5. 8. · P. Takcs/J. Fink Neuartige Sandwichfahrbahnplatte für Eisenbahnbrücken 444 Stahlbau 86 (2017), Heft 5