15. Kolloquium Bauen in Boden und Fels - Februar 2026 221 Untersuchung der Bauwerk-Baugrund-Interaktion einer integralen Brücke - Vergleichsberechnungen verschiedener Gründungsvarianten mittels 3D-FEM Tim Spotka, M. Eng. Hochschule für Technik, Stuttgart Dr. Spang Ingenieurgesellschaft für Bauwesen, Geologie und Umwelttechnik mbH, Esslingen Prof. Dr.-Ing. Thomas Benz Hochschule für Technik, Stuttgart Dr.-Ing. Thomas Barciaga Dr. Spang Ingenieurgesellschaft für Bauwesen, Geologie und Umwelttechnik mbH, Witten Zusammenfassung Der Einfluss der Gründungsvariante auf ein integrales Brückentragwerk wird exemplarisch mittels 3D-FEM betrachtet. Es werden eine Flachgründung sowie eine Brunnengründung und eine Bohrpfahlgründung vergleichend untersucht. Anhand der numerischen Modellantworten Erddruck und Verformung wird die Rotationsfähigkeit der Widerlager bewertet und die auftretenden Setzungen am Übergang des Bauwerks zur freien Strecke abhängig von der Gründungsvariante analysiert. Zusätzlich werden der Einfluss der Kontaktflächenmodellierung zwischen Bauwerk und Baugrund, sowie der Einfluss zusätzlicher Lasten aus Verkehr auf die numerischen Modellantworten untersucht. Die Unterschiede der Gründungsvarianten werden diskutiert und mit den analytischen bzw. empirischen Lösungsverfahren nach den geltenden Richtlinien verglichen. Im untersuchten Beispiel ist die Rotationsfähigkeit der Widerlager für die unterschiedlichen Gründungsvarianten vergleichbar - dies spiegelt sich in den numerischen Modellantworten wider. 1. Einführung Integrale Brücken besitzen keine Dilatationsfugen. Brückenüber- und Unterbau sind monolithisch miteinander verbunden. Längenänderungen der Brücke, beispielsweise durch Temperatureinfluss, führen bei dieser Brückenbauweise zu lateralen Verschiebungen und Verdrehung der Widerlager und somit zu einer zyklischen Beanspruchung der Hinterfüllung und Gründungselemente. Weiterhin nimmt Steifigkeit der Gründung Einfluss auf entstehende Zwangskräfte im Überbau. Daraus folgt, dass integrale Brücken nicht unabhängig von der Baugrundsituation sowie der Gründungsvariante bemessen werden können [1]. Analytische Berechnungsverfahren stoßen aufgrund der zu berücksichtigenden Boden-Bauwerk-Interaktion und des räumlichen Trag- und Verformungsverhaltens im Fall von integralen Brücken an ihre Grenzen. Numerische Berechnungen mit der Methode der Finiten Elemente hingegen sind in der Lage, die Bauwerk-Baugrund-Interaktion integraler Brücken realitätsnah abzubilden. In diesem Beitrag wird der Einfluss der Gründungsvariante der Widerlager integraler Brücken auf die Bauwerk-Baugrund-Interaktion untersucht und mit analytischen Lösungen bzw. empirischen Ansätzen verglichen. Dafür werden zunächst die Berechnungsgrundlagen für analytische Verfahren gemäß den geltenden Regelwerken beschrieben. Bisherige Erkenntnisse bei der numerischen Modellierung des Anwendungsfalls integraler Brücken werden in der Untersuchung überprüft. Auf dieser Grundlage wird ein Praxisbeispiel mit der Finite Elemente Methode und unter Ansatz des „Hardening Soil Small“-Materialmodell räumlich modelliert und verschiedene Gründungsvarianten auf ihren Einfluss auf die Erddrücke auf die Widerlager, die Verformungen und die Rotationsfähigkeit der Widerlager, die Setzungen der Hinterfüllung, sowie die Zwangskräfte des Überbaus untersucht. 2. Verformungen integraler Bauwerke Jede Brücke, egal welcher Bauart, unterliegt auftretenden Verformungen. Bei konventionellen Brücken werden diese über Lager zwischen Über- und Unterbau ausgeglichen. Dadurch werden Zwangskräfte im Bauteil weitestgehend vermieden. Besagte Ausdehnungen und Verkürzungen müssen bei integralen Brücken von der Gründung und der Hinterfüllung der Widerlager aufgenommen werden können. Der Großteil der Verformungen bei Brücken resultiert aus der Verformungseigenschaft der Baustoffe Stahl und Beton infolge von Temperatur. Einwirkungen aus Temperatur werden als äußere veränderliche Einwirkung verstanden. Temperaturdifferenzen entstehen sowohl aus täglichen (Tag/ Nacht), als auch aus jahreszeitlichen Schwankungen (Sommer/ Winter). 222 15. Kolloquium Bauen in Boden und Fels - Februar 2026 Untersuchung der Bauwerk-Baugrund-Interaktion einer integralen Brücke Neben den Verformungen aus dem zyklischen Temperatureinfluss, treten auch Längenänderungen aus inneren Einwirkungen auf. Diese resultieren hauptsächlich aus Schwinden des Betons im Zuge der Hydratation sowie Kriechen des Betons unter Druckbeanspruchung, diese werden in der nachfolgenden numerischen Simulation nicht berücksichtigt. Die Folge der oben beschriebenen Verformungen sind veränderliche Erddruckmobilisierungen im Hinterfüllbereich der Widerlager. In analytischen Berechnungen sind diese als ständige Einwirkungen anzusetzen, die sich abhängig von Zeit, Verschiebungsrichtung und Verschiebungsgröße der integralen Brücke ändern [2]. Erddrücke auf die Gründungselemente werden nicht als Einwirkung, sondern als Teil der Lagerungsbedingungen verstanden [3]. In numerischen Modellierungen ergeben sich Erddrücke infolge der Bauwerk-Baugrund-Interaktion. Sommerposition Im Sommer kommt es aufgrund von Erwärmung zu einer positiven Wandverschiebung der Widerlagerwände, vgl. Abb. 1. Hierbei werden hauptsächlich im oberen Bereich der Widerlagerwand Teile des passiven Erddrucks mobilisiert. Winterposition Im Winter findet aufgrund von Abkühlung des Bauwerks eine negative Wandbewegung der Widerlagerwand vom Hinterfüllbereich weg statt, vgl. Abb. 1. Dabei werden Teile des aktiven Erddrucks mobilisiert. Abb. 1: Brücke in Winter-Sommerposition nach [2] 3. Auswirkung zyklischer Einwirkung aus Temperatur auf integrale Brückenbauwerke Die jahreszeitlich bedingten veränderlichen Verformungen der Brücke aus zyklischer Temperaturbeanspruchung treten über die gesamte Lebensdauer des Bauwerks in annähernd gleicher Größe auf [4]. Die resultierende zyklische Beanspruchung der Widerlagerhinterfüllung erhöht deren Lagerungsdichte und Steifigkeit mit Anzahl der Lastzyklen [5]. Die abnehmende Porenzahl des Hinterfüllmaterials führt zu sich akkumulierenden Setzungen an der Oberfläche. Dies stellt ein Problem am Übergang von Bauwerk zu freier Strecke dar, welchen mit baulichen Lösungen begegnet werden kann [3]. Eine Möglichkeit ist die Anordnung von Schleppplatten im Bereich hinter den Widerlagerwänden. Die Erhöhung der Lagerungsdichte und Steifigkeit des Hinterfüllmaterials resultiert in einem stetigen Anstieg der horizontalen Spannungen mit jedem Jahreszyklus. Der Großteil dieser Spannungserhöhungen findet innerhalb der ersten drei Jahre statt. Im Laufe der Jahre steigt somit die Belastung auf die Widerlagerwände an [3]. 4. Analytischer Berechnungsansatz Zur Untersuchung der Bauwerk-Baugrund-Interaktion werden seitens der RE-ING [2] und der DIN EN 1991-1- 5 [6] analytische Berechnungsansätze zur Bestimmung der Ausdehnung infolge Temperatur sowie den anzusetzenden Erddruck hinter den Widerlagerwänden gegeben. 4.1 Verformung des Brückenüberbaus infolge Temperatur Die infolge der Temperaturunterschiede entstehenden Längenänderungen können mithilfe der DIN EN 1991- 1-5 [6] folgendermaßen ermittelt werden: Hierbei geht die Länge der Brücke l Brücke , die Differenz der minimalen und maximal erreichbaren Querschnittstemperaturen DT sowie der Temperaturausdehnungskoeffizient a T der jeweiligen Brückenbauweise ein. 4.2 Erddruck auf die Widerlagerwände Die RE-ING [2] gibt Berechnungsgrundlagen für den Ansatz der Einwirkungen aus Erddruck an. Dieser ist als ständige Einwirkung anzusehen und je nach Jahreszeit mit den folgenden Ansätzen zu berücksichtigen [2]. Sommerposition In der Sommerposition ist die Erddruckbelastung mit einem teilweise passiven Erddruck bei einer Fußpunktverdrehung zu ermitteln. In der RE-ING [2] wird zur Abbildung dieser Situation der Ansatz des mobilisierten Erddrucks nach Vogt [7] vorgeschlagen. Dieser setzt sich aus dem Erdruhedruckbeiwert K 0 sowie dem passivem Erddruckbeiwert K ph zusammen. Zudem geht die Horizontalverschiebung v(z) in der Tiefe z, die Tiefe unter Wandoberkante z, sowie ein Baugrundmodellfaktor a ein. Für den passiven Erddruckteil wird ein Wandreibungswinkel von δ = -2/ 3ϕ angesetzt. Wird die Hinterfüllung nach der vorgegebenen Richtzeichnung Was 7 [8] ausgeführt, kann der Modellfaktor a mit 0,02 angenommen werden [2]. Die Horizontalverschiebung v(z) in der Tiefe z, darf gemäß der Gleichung mit: s h = Betrag der horizontalen Kopfpunktverschiebung, H = Wandhöhe und z = Tiefe 15. Kolloquium Bauen in Boden und Fels - Februar 2026 223 Untersuchung der Bauwerk-Baugrund-Interaktion einer integralen Brücke ermittelt werden. Die mobilisierte passive Erddruckordinate e ph,mob wird dann in Abhängigkeit der Wichte g des Hinterfüllmaterials ermittelt: Der maximal mobilisierte Erddruck ist abhängig von der Bewegungsart der Wand. Gemäß der RE-ING darf bei flachgegründeten sowie auch näherungsweise bei tiefgegründeten Widerlagern eine Fußpunktverdrehung angenommen werden. Dies wird im beschriebenen Erddruckansatz nach Vogt berücksichtigt [2]. In Abb. 2 sind normierte Erddruckverteilungen bei einer Fußpunktverdrehung in Abhängigkeit der Wandkopfverschiebung sh zur Wandhöhe h abgebildet. Abb. 2: Normierter Erddruck auf Widerlagerwand exemplarisch für sh/ h = 0,001 bzw. 0,003 nach [2] Winterposition In der Winterposition ist die Erddruckbelastung mit dem Erdruhedruck e0 zu ermitteln. Sollte ein Ansatz mit 50-% des aktiven Erddrucks e ah ungünstiger wirken, so ist der Erddruck mit 0,5 e ah anzusetzen. Der Erdruhedruck sowie der aktive Erddruck können gemäß DIN 4085 „Berechnung des Erddrucks“ ermittelt werden [9]. 5. Numerische Modellierung Eine numerische Abbildung der Bauwerk-Baugrund- Interaktion integraler Brücken ist aufgrund der starken gegenseitigen Abhängigkeiten sinnvoll. Besondere Aufmerksamkeit erfordert im vorliegenden Fall die Wahl des Materialmodells für das zyklisch belastete Hinterfüllmaterial und den Baugrund unterhalb des Widerlagers sowie die Kontaktflächenmodellierung zwischen Bauwerk und Boden. 5.1 Materialmodell Baugrund und Hinterfüllung Das in der numerischen Simulation verwendete Materialmodell für das Hinterfüllmaterial und den Baugrund unterhalb der Widerlager sollte idealerweise die zyklische Akkumulation irreversibler Dehnungen abbilden können. In kommerziell verfügbaren Softwareprogrammen sind solche Materialmodelle derzeit nicht, oder nur eingeschränkt (benutzerdefinierte Modelle mit höherer Anforderung an die Parameterbestimmung und Kalibrierung) verfügbar. Sollen nur der erste Belastungszyklus (oder die ersten Zyklen) des Bauwerks berechnet werden, können auch Materialmodelle die ausschließlich zwischen Erstbelastung und Wiederbelastung unterscheiden zum Einsatz kommen. In der hier vorliegenden Studie wird das „Hardening Soil Small“ (HSS) Modell [10] verwendet. Das HSS-Modell ermöglicht es, neben der spannungspfadabhängigen Steifigkeit für die Erst- und Widerbelastung auch die erhöhte Steifigkeit bei kleinen Dehnungen zu berücksichtigen. 5.2 Kontaktflächenmodellierung An Kontaktflächen zwischen Bauwerk und Hinterfüllung müssen in FE-Berechnungen Kontaktelemente vorgesehen werden [11]. In den nachfolgenden Berechnungen kommen hierfür zero thickness interfaces zum Einsatz. Diese Interface- oder Kontaktflächenelemente bestehen aus Knotenpaaren, wobei ein Knoten auf der Bauwerksstruktur, einer auf der Seite des Baugrunds gesetzt wird. Die gedoppelten Knoten sind durch die Elementsteifigkeitsmatrix gekoppelt. Je nach Belastung- und Steifigkeitsdefinition, kann es bei diesen Elementen zu Gappingeffekten oder auch zu unphysikalischen Interpenetrationseffekten kommen. Tschuchnigg & Stastny untersuchten in [12] Interpenetrations- und Gappingeffekte an Interfaceelementen im Zuge ihrer Untersuchungen an integralen Eisenbahnbrücken. Als Gappingeffekt wird ein Ablösen des Interfaces von der bewegenden Bauwerksstruktur bei Erreichen der maximal zulässigen Zugspannung (tension cut off criterion) bezeichnet. Interpenetrationseffekte beschreiben hingegen ein Überlappen der Bauwerksstruktur und den Volumenelementen des Baugrunds bei hohen Normalspannungen bei gleichzeitig zu geringer Normalsteifigkeit des Interfaces. Beide Effekte können zu einer Unterschätzung der Erddruckkraft hinter den Widerlagern führen. Abb. 3: Bauwerksskizze der Straßenüberführung nach [14]; links: Widerlager Ost, rechts: Widerlager West 224 15. Kolloquium Bauen in Boden und Fels - Februar 2026 Untersuchung der Bauwerk-Baugrund-Interaktion einer integralen Brücke Tschuchnigg & Stastny [12] empfehlen deshalb zur Vermeidung potenzieller Gapping- und Interpenetrationseffekte, die Interface Steifigkeit in Normalrichtung der Kontaktfläche im Vergleich zu den allgemein verwendeten empirischen Ansätzen für Interfacesteifigkeiten, signifikant zu erhöhen. Eine Alternative zur Verwendung von Interfaceelementen stellt die Verwendung von Kontaktflächenalgorithmen dar. Hier sollte dann als Äquivalent zum beschriebenen Vorgehen bei den Interfaceelementen ein harter Kontakt gewählt werden. 6. Praxisbeispiel einer integralen Brücke Um den Einfluss der Gründungsvariante auf die oben beschriebenen Effekte darzustellen, wird im Folgenden eine 3D FE-Berechnung einer geplanten Straßenüberführung innerhalb des Neubaustreckenprojekts „Karlsruhe - Basel“ der Deutschen Bahn AG herangezogen. Hierbei handelt es sich um eine 2-feldrige, asymmetrische, circa 70 m lange integrale Brücke über die Bahnstrecke sowie die danebenliegende BAB 5, vgl. Abb. 3. 6.1 Baugrund- und Grundwasserverhältnisse Der für die Gründung relevante anstehende Baugrund kann mit folgender nahezu horizontal verlaufender Schichtenfolge beschrieben werden: • Quartäre bindige Deckschichten (Ton) mit geringer Scherfestigkeit/ Steifigkeit • Neuenburg-Formation (Kies/ Sand) Der Grundwasserstand wird bei circa 2,0 m unterhalb der Geländeoberkante festgelegt. 7. Numerische Modellierung Für die numerische Modellierung der Bauwerk-Baugrund-Interaktion zwischen integralem Brückenbauwerk, anstehendem Baugrund und der Hinterfüllung der Widerlager wird das Finite Elemente Programm Plaxis 3D [13] verwendet. Es werden drei Gründungsvarianten untersucht, eine Flachgründung, eine Brunnengründung, sowie eine Tiefgründung mittels Bohrpfählen. Diese Varianten werden in Bezug auf ihren Einfluss auf folgende numerische Modellantworten ausgewertet: • Vertikale Verformungen, • Erddrücke, • Auftretende Kräfte im Überbau. Das Bauwerk wird als vollständiges 3D Modell in der Berechnung erfasst, vgl. Abb. 4. Es befindet sich mittig im, nach EANG [11] gewählten Berechnungsausschnitt. Mithilfe der Modellierung des vollständigen Tragwerks inklusive Überbaus und ohne Verwendung vereinfachter Festhaltungen, ist es möglich ein realistisches Verformungsverhalten der Widerlager zu erhalten. 7.1 Bodenparameter Das Spannungs-Dehnungsverhalten des anstehenden Baugrunds und der Hinterfüllung wird mit dem Hardening Soil Small Modell [10] beschrieben. Die im Modell verwendeten Parameter der Baugrundschichten sind in Tabelle 1 zusammengestellt. Grundlage für die Kennwerte ist der für das Projekt erstellte geotechnische Bericht [14]. Die für das HSS-Modell zusätzlich benötigten Kennwerte werden gemäß [10] mithilfe [15] [16] [17] und [18] ermittelt. Tab. 1: Kennwerte der Baugrundschichten Quartäre Deckschicht (Ton) Neuenburg- Formation (Kies/ Sand) Hinterfüllmaterial Modell HSS HSS HSS Drainage Type drained drained drained g sat [kN/ m³] 21 22 22 g unsat [kN/ m³] 19 20 20 ϕ' [°] 25 32,5 40 ψ‘ [°] 0 2,5 10 c ref [kN/ m²] 10 0 1 E 50 ref [kN/ m²] 8.000 70.000 45.000 E oed ref [kN/ m²] 8.000 70.000 45.000 E ur ref [kN/ m²] 24.000 210.000 135.000 m [-] 0,90 0,55 0,55 ν ur [-] 0,2 0,2 0,2 K 0 NC [-] 0,577 0,463 0,357 g 0,7 [-] 0,0003 0,0001 0,0001 G 0 ref [kN/ m²] 62.500 192.500 200.000 p ref = 100 kN/ m² Die verwendeten Parameter des Hinterfüllmaterials orientieren sich an gewählten HSS-Parametern aus [19] an integralen Eisenbahnbrücken. Diese entsprechen einem Hinterfüllmaterial welches gemäß [20] als Widerlagerhinterfüllung im Eisenbahnverkehr verwendet werden kann. Diese Parameter erfüllen ebenso die Anforderungen an Hinterfüllmaterial im Straßenbau und können somit beim vorliegenden Projekt verwendet werden. 7.2 Unterbau Die Widerlager, Pfeiler sowie die Gründungselemente des Bauwerks sind aus Stahlbeton geplant. Die Bauteile des Unterbaus sind im Modell als Volumenelemente model- 15. Kolloquium Bauen in Boden und Fels - Februar 2026 225 Untersuchung der Bauwerk-Baugrund-Interaktion einer integralen Brücke liert. Der Beton wird als linearelastisch angenommen. Die Steifigkeit entspricht einem Beton der Festigkeitsklasse C30/ 37. Flachgründung (FG) Bei dieser Gründungsvariante wird der nicht tragfähige Boden der Quartären Deckschicht unter der Gründungssohle der Widerlager, durch tragfähigen Boden der Neuenburg-Formation (Kies) bis in eine Tiefe von 4 m ausgetauscht. Brunnengründung (BG) Bei dieser Art der Gründung werden die anstehenden gering tragfähigen und setzungsempfindlichen Schichten mittels Schachtringen durchstoßen und beispielsweise mit Mineralbeton gefüllt. Somit werden Lasten in tiefere tragfähigere Baugrundschichten, abgeleitet. Die modellierten Schachtringe sind 3-reihig à vier Brunnen angeordnet, besitzen einen Durchmesser von 2,0 m und eine Tiefe von 5,0 m. Alle Schächte binden ausreichend tief in die tragfähige Schicht (Neuenburg-Formation) ein. Tiefgründung (TG) Die Tiefgründung wird als Bohrpfahlgründung geplant. Die Bohrpfähle (C30/ 37) besitzen einen Durchmesser von 1,5 m und eine Länge von 24 m unter den Widerlagern. Die Pfähle unter den Widerlagern sind 3-reihig à vier Pfähle angeordnet. 7.3 Überbau Haupttragelement des Überbaus sind parabelförmige Stahlträgerhohlkästen. Diese werden als geometrisch vereinfachte Volumenelemente modelliert, so dass in der verwendeten FE-Software die Temperaturbelastung, in Form einer Volumenzunahme der Elemente, aufgebracht werden kann. Die komplexe Geometrie der Träger des Überbaus wurde durch zwei Trägerelemente konstanter Höhe vereinfacht. Diese besitzen die gleichen Abmessungen wie die Träger des tatsächlichen Überbaus an dem jeweils höchsten, sowie niedrigsten Punkt der Parabelform. Somit wird der Angriffspunkt der späteren Ausdehnung exakt berücksichtigt. Das mechanische Verhalten von Stahlbauteilen kann mit einem linear-elastischen Materialmodell ausreichend abgebildet werden. Um das Eigengewicht der Hohlkastenträger zu modellieren, werden über das Stahlvolumenverhältnis der Hohlkastenbleche und der Vollvolumen eine angepasste Ersatzwichte bestimmt. Die Dehn- und Biegesteifigkeit der Hohlträgerkästen wird mithilfe der geplanten Blechdicken errechnet. Aufgrund der gewählten vereinfachten Diskretisierung der Träger ist eine jeweils exakte Simulation der Dehn- und Biegesteifigkeit (EI, EA) der realen Träger nicht möglich. Aufgrund der später aufgebrachten Dehnung wird eine möglichst exakte Abbildung der Dehnsteifigkeit mit den Ersatzquerschnitten mit einem Fehler von maximal 1 % angestrebt. Die Biegesteifigkeit wird bei der gewählten geometrischen Vereinfachung mit einer Genauigkeit von ca. 50 % bis 65 % gegenüber der realen Geometrie ausreichend genau bestimmt. Gemäß Planunterlagen wird eine Ortbetonergänzung oberhalb der Träger hergestellt, auf welcher später der Fahrbahnbelag aufgebracht wird. Die Betonplatte besitzt eine Dicke d = 0,35 m. Mittig dieser Platte wird zusätzlich ein Schalenelement zur späteren Auswertung von Zwangskräften im Überbau modelliert. Abb. 4: 3D-FE-Modell der Straßenüberführung 7.4 Kontaktflächen Die Kontakteigenschaften (Scherfestigkeit zusammengesetzt aus Reibungswinkel und Kohäsion) der Interfaceelemente wurden jeweils vom anliegenden Material über einen Reduktionsfaktor (R inter ) von 0,7 übernommen. Zusätzlich wird im Interface in Anlehnung an [12] eine signifikant erhöhte Steifigkeit angesetzt. Die Steifigkeitserhöhung wird mit dem Faktor 20 bis 200 angesetzt. 8. Berechnung Unter Verwendung der numerischen Berechnungsergebnisse werden die Einflüsse verschiedener Faktoren (Lastansatz auf Tragwerk, Modellierung der Interfaces) auf die numerischen Modellantworten (Erddruck auf die Widerlager, Setzungen des Hinterfüllmaterials, Verformungen des Widerlagers, Zwangskräfte im Überbau) in Abhängigkeit der drei Gründungsvarianten untersucht. 9. Berechnungsergebnisse 9.1 Widerlagerverformungen infolge Temperatureinfluss Im Rahmen der hier vorliegenden Studie liegt das Hauptaugenmerk auf den Verformungen der Widerlager resultierend aus der Relaxation und Kontraktion des Überbaus aus Temperatureinfluss. Hierbei wird ein Temperaturzyklus (Sommer 1, Winter 1, Sommer 2) betrachtet. Um die Rotationsbewegung der Widerlager darzustellen, werden in Abb. 6 die vertikalen Verformungen der Widerlagersohle in Abhängigkeit der Gründungsvariante abgebildet. Die bereits in vorherigen Berechnungsphasen auftretenden Setzungen aus der zuvor ausgeführten Hinterfüllung der Widerlager zur Straßendammherstellung werden zu Beginn der ersten Sommerperiode in den numerischen Berechnungen zurückgesetzt und somit von der weiteren Auswertung der Verformungen aus Temperatureinfluss entkoppelt. Bei Vergleich der vertikalen Verformungen der Gründungsvarianten gemäß Abb. 6 treten in allen Berech- 226 15. Kolloquium Bauen in Boden und Fels - Februar 2026 Untersuchung der Bauwerk-Baugrund-Interaktion einer integralen Brücke nungsphasen mit Temperatureinwirkung die größten Werte bei der Flachgründung auf. Grund für die vertikalen Verformungsdifferenzen zwischen den beiden Widerlagern West und Ost, ist die höhere Zwangsauslenkung des Kopf bereichs des Widerlagers West in x-Richtung aus Temperatureinfluss, gegenüber dem Widerlager Ost. Die unterschiedliche Auslenkung des Kopf bereichs resultiert dabei aus dem außermittigen Verformungsruhepunkt infolge der Asymmetrie des Bauwerks. Die Baugrundverhältnisse unter den beiden Widerlagern sind nahezu identisch. Die Unterschiede in den horizontalen Bewegungen des Widerlagers, bei Vergleich der Gründungsvarianten, belaufen sich auf unter 3 mm. Widerlagerverformungen infolge zusätzlicher Last Zusätzliche Verkehrslasten auf dem Brückenüberbau führen in der Sommerperiode zu einer Umkehr der Verformungsrichtung des Überbaus (von Überhöhung zu Durchbiegung) und somit zu einer verringerten Verformung am Widerlagerkopf und einer verstärkten translatorischen Bewegung an beiden Widerlagern, vgl. Abb. 5. Während der Winterperioden wird die bereits bestehende Verformungsfigur (Durchbiegung) des Überbaus in derselben Verformungsrichtung verstärkt, so dass auch die Verformung am Widerlagerkopf erhöht wird. Abb. 5: Verformungsfigur Brücke infolge Last (LM1) Abb. 6: Akkumulierte vertikale Verformungen der Widerlagersohlen infolge Temperatureinfluss 9.2 Erddruck auf Widerlagerwände infolge Temperatureinfluss Für die nachfolgende Auswertung des Erddrucks auf die Widerlagerwände wird der maßgebende Bereich des Widerlagers West herangezogen, da bei größeren Wandverformungen höhere Erddruckmobilisierungen zu erwarten sind. Die Abweichung der Ergebnisse zum Widerlager Ost werden jeweils prozentual angegeben. Zur Beurteilung der numerischen Ergebnisse des Erddrucks werden diese mit den analytischen Berechnungsverfahren gemäß RE-ING [2] verglichen, siehe Abb.-7a) bzw. vergleiche Abschnitt 4.2. Die Auswertung des Erddrucks hinter den Widerlagerwänden bei der numerischen Berechnung erfolgt über die ausgegebenen effektiven Normalspannungen σ’ N der verwendeten Interfaceelemente mittig der Widerlagerwand. 15. Kolloquium Bauen in Boden und Fels - Februar 2026 227 Untersuchung der Bauwerk-Baugrund-Interaktion einer integralen Brücke Abb. 7: Erddruck auf Widerlagerwand West a) infolge Temperatureinfluss b) infolge Temperatureinfluss und zusätzlicher Last c) infolge Temperatureinfluss unter Ansatz modifizierter Interfaces nach [12] Am Verlauf des numerisch ermittelten Erddrucks während der ersten Sommerperiode (S1 in hellrot) lässt sich ein starker Anstieg im Bereich der Wandoberkante erkennen. Der Verlauf flacht anschließend ab und bewegt sich nahezu parallel zum Erdruhedruck. Kurz vor der maximalen Tiefe kommt es zum maximalen Erddruck und anschließend zu einem Abfallen des Erddrucks bei allen Gründungsvarianten. In der ersten Winterkontraktion (W1 in blau) kommt es zu einem Abfall des Erddrucks im Vergleich zur ersten Sommerperiode und es stellt sich ein annähernd linearer Verlauf des Erddrucks ein. Während der zweiten Sommerperiode (S2 in dunkelrot) kommt es zu einem starken Anstieg des Erddrucks mit einem nahezu konstanten Verlauf über die komplette Tiefe des Widerlagers. Vergleicht man die Gründungsvarianten untereinander, ist qualitativ ein sehr ähnlicher Verlauf bei allen Varianten zu erkennen. Der mobilisierte passive Erddruck der Flachgründung übersteigt dabei die restlichen Varianten in fast allen Tiefen marginal (max. 8 %). Die geringsten Erddrücke werden bei Ansatz der Tiefgründung errechnet. Die Ergebnisse der Brunnengründung liegen in den Sommerperioden dabei konstant zwischen denen der Flach- und Tiefgründung. In den Winterperioden ist kein nennenswerter Unterschied zwischen den Gründungsvarianten feststellbar. Unabhängig von der Gründungsvariante kommt es aufgrund der geringeren Auslenkung im Kopf bereich beim Vergleich der Widerlager zu 6 % bis 10 % geringeren Erddruckwerten im Bereich des Widerlagers Ost in den Sommerpositionen. In der Winterposition entstehen keine Differenzen des Erddrucks beim Vergleich der Widerlager. Erddruckverlauf infolge zusätzlicher Last Um den Temperatureinfluss auch unter zusätzlichen Verkehrslasten auf der Brücke zu ermitteln, wurde auf das Tragwerk in allen Berechnungsphasen die maximale Verkehrslast (Lastmodell 1 gemäß DIN EN 1991-2 [21]) von 52,0-kN/ m² angesetzt. Bei allen Gründungsvarianten führt die zusätzliche Verkehrslast auf das Brückenbauwerk in den Sommerperioden zu einer Verringerung des Erddrucks bis ca. 2,5 m unter Wandoberkante. Mit zunehmender Tiefe kommt es zu einem erhöhten Erddruck gegenüber der Berechnung ohne zusätzliche Last. Die zusätzliche Last hat aufgrund der generell sehr kleinen Wandverformungen keinen signifikanten Einfluss auf die Erddruckbelastung während der Winterperiode. Die ermittelten Erddruckverläufe können der Abb. 7b) entnommen werden. Einfluss Interfaces mit erhöhter Steifigkeit Entsprechend den Empfehlungen [12] wird an der Kontaktfläche Widerlagerwand - Hinterfüllung ein möglicher Interpenetrationseffekt des Interfaces untersucht. Um einen potenziellen Interpenetrationseffekt zu erkennen, werden beispielhaft an der Tiefgründung die Verschiebungen der Knoten des Interfaces und der Widerlagerwand in x-Richtung gegenübergestellt. Die Auswertung der Verschiebungen erfolgt in Wandmitte. Es ist erkennbar, dass es beim Ansatz der zunächst verwendeten zero thickness interfaces (R inter = 0,7) zu Interpenetrationseffekten bereits im zweiten Sommer kommt, vgl. Abb. 8. Die Steifigkeit der modifizierten Interfaces besitzen eine 200, 100, und 20-fache höhere Steifigkeit als die des zuvor verwendeten Interfaces. Um Iterationsprobleme an 228 15. Kolloquium Bauen in Boden und Fels - Februar 2026 Untersuchung der Bauwerk-Baugrund-Interaktion einer integralen Brücke der Oberfläche aufgrund zu hoher Steifigkeitsdifferenzen zu vermeiden, werden jeweils die obersten 50 cm der Widerlagerwand mit einer 50 % Reduzierung der Interface Steifigkeit versehen. Der Interpenetrationseffekt kann beim Verwenden von Interfaces mit 200-facher Steifigkeit vermieden werden. Beim Ansatz von Interfaces mit 20-fach erhöhter Steifigkeit kann der Effekt bereits stark reduziert werden. Mittels der modifizierten Interfaces werden somit in den Sommerperioden über die fast gesamte Wandhöhe höhere Erddrücke ermittelt, siehe Abb. 7c). In der Winterperiode kommt es zu keinen nennenswerten Unterschieden im Erddruckverlauf. Abb. 8: Untersuchung horizontale Auslenkung Bauwerk/ Interfaceelement (Widerlager West) In Tabelle 2 werden die Abweichungen der Erddruckresultierenden der verschiedenen Erddruckfiguren am Beispiel der Tiefgründung gegenübergestellt. Tab. 2: Vergleich numerische Erddruckfiguren mit analytischer Erddruckfigur anhand Tiefgründung Erddruckfigur E gh [kN/ m] K mob [-] Abweichung Vogt [%] Vogt 719,10 0,980 - R inter 0,7 500,32 0,684 - 30,4 Modifiziertes IF Faktor 200 630,67 0,862 - 12,3 Modifiziertes IF Faktor 100 648,59 0,888 - 9,8 Modifiziertes IF Faktor 20 633,34 0,866 - 11,9 9.3 Setzungen des Hinterfüllmaterials infolge Temperatureinfluss Für die nachfolgende Auswertung der Setzungen des Hinterfüllmaterials wird der maßgebende Hinterfüllbereich des Widerlagers West herangezogen, da bei größerer Wandverformung weg vom Hinterfüllmaterial größere Setzungen des Hinterfüllmaterials zu erwarten sind. Die Abweichung der Ergebnisse zum Widerlager Ost werden jeweils prozentual angegeben. Die maximalen Setzungen von ca. 16 mm bei der Flachgründung, ca. 14 mm bei der Brunnengründung und ca. 8 mm bei der Tiefgründungvariante werden in der Winterperiode sowie in der zweiten Sommerperiode ermittelt, vgl. Abb. 9. In allen Berechnungsphasen kommt es bei der Tiefgründung zu den geringsten, bei der Flachgründung zu den höchsten Setzungen. Dies lässt Rückschlüsse auf die Steifigkeitsunterschiede der beiden Varianten zu. Es ist zu beachten, dass keine Schleppplatte für die Berechnungen angesetzt wurde. Beim Vergleich der Setzungen an der Oberfläche hinter den Widerlagern Ost und West, werden im Sommer knapp 20 % geringere Werte am Widerlager Ost errechnet. In Winterposition kommt es zu knapp 10 % geringeren Werten. 0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 Abstand zur Widerlagerwand [m] -18 -12 -6 0 Oberflächensetzungen [mm] FG BG TG Abb. 9: Oberflächensetzungen hinter Widerlager West 15. Kolloquium Bauen in Boden und Fels - Februar 2026 229 Untersuchung der Bauwerk-Baugrund-Interaktion einer integralen Brücke 9.4 Zwangsschnittgrößen Als Folge der Erddruckeinwirkung entstehen Zwangsschnittkräfte im Überbau der Brücke, vgl. Tab. 3. Tab. 3: Resultierende Zwangsschnittkräfte im Brückenüberbau Normalkraft [kN/ m] FG BG TG S1 5.902 5.923 + 0,4 % 5.882 - 0,3 % S2 5.593 5.678 + 1,5 % 5.746 + 2,7 % W1 -5.547 - 5.473 - 1,3 % - 5.262 - 5,1 % Biegemoment [kNm/ m] S1 57,0 57,0 0 % 49,0 - 14,0 % S2 55,0 56,0 + 1,8 % 47,0 - 14,5 % W1 61,4 61,0 - 0,7 % 53,0 - 13,7 % Die maximalen Normalkräfte im Überbau während der Sommerperioden werden im Bereich des Widerlagers West erreicht. Die maximale Zwangsnormalkraft tritt im Bereich der westlichen Feldmitte auf. Das maximale Biegemoment wird hingegen in allen Berechnungsphasen im Bereich der Stütze erreicht. 10. Ergebnisinterpretation Verformungen Die beobachteten Kopfverformungen des Widerlagers im Sommer erreichen ca. 86 % bis 89 % der freien Ausdehnung. Dies stimmt mit den Untersuchungen in [22] überein. Aus den auftretenden Verformungen der Widerlagersohlen geht eine höhere Rotationsfähigkeit der flach gegründeten Widerlager gegenüber der tief gegründeten Variante hervor. Bei allen Gründungsvarianten kommt es, anders als beim analytischen Ansatz angenommen, nicht nur zu einer Fußpunktverdrehung, sondern auch zum Teil zu einer translatorischen Bewegung der Widerlager. Diese Bewegungsart konnte bereits in [23] festgestellt werden. Erddruck Als Folge der höheren Rotationsfähigkeit werden bei der Flachgründungsvariante tendenziell höhere Erddrücke über die Höhe der Widerlagerwand im Vergleich zur Tiefgründungsvariante mobilisiert. Bei der Brunnengründung werden Erddruckwerte zwischen denen der Flach- und Tiefgründung ermittelt. Als Folge der Verkehrslasten steigen die Erddrücke an und verschieben sich in tiefere Bereiche der Widerlagerwand. Wie bereits festgestellt, kommt es bei Ansatz mit Verkehrslast zu einem erhöhten Anteil der translatorischen Bewegung. Die veränderte Bewegungsart führt zu einem verminderten Erddruck im Kopf bereich, jedoch gleichzeitig zu einem Anstieg im unteren Bereich der Wand. Dieser beobachtete Effekt deckt sich mit den Erddruckansätzen nach [7]. Übereinstimmend mit den Ergebnissen der Untersuchungen in [12] zu zero thickness interfaces konnte mittels erhöhter Interfacesteifigkeit der Interpenetrationseffekt verhindert werden. Der Gappingeffekt tritt in der hier vorliegenden Studie nicht auf. Bei der reinen Untersuchung der Bauwerk-Baugrund- Interaktion (nicht zyklisch) ist ein Ansatz der Interfaces mit 20-fach erhöhten Steifigkeiten ausreichend, um den Interpenetrationseffekt zu verhindern. Somit kann eine geringere Rechendauer des Modells erreicht werden. Beim Ansatz der Interfaces mit erhöhten Steifigkeiten wurde ein deutlich höherer Erddruck ermittelt. Der Verlauf ist vergleichbar mit Ergebnissen aus bisherigen Untersuchungen [22]. Die mithilfe der modifizierten Interfaces ermittelte Erddruckkraft zeigt gegenüber den Standard-Interfaces (R inter 0,7) eine bessere Übereinstimmung mit dem analytischen Ansatz nach Vogt, siehe Abb. 7c), sowie mit den Ergebnissen eines Langzeitmonitorings einer integralen Brücke [23]. Setzungen Es wurden plausible Setzungen an der Oberfläche hinter den Widerlagern ermittelt. Die Unterschiede der Setzungen zwischen den Gründungsvarianten kann primär auf die vertikalen Verformungsunterschiede der Widerlagersohlen zurückgeführt werden, vgl. Abb. 6. Zusätzlich kommt es infolge der jahreszeitlich bedingten Schwankungen des Erddrucks zu zunehmenden plastischen Dehnungen (Sommer) bzw. Entlastungszuständen (Winter). Zwangskräfte Es lässt sich kein konsistenter Zusammenhang der Normalkräfte in Abhängigkeit von der Gründungsvariante feststellen. Erwartungsgemäß sollten die auftretenden Normalkräfte, aufgrund des höheren Verformungspotentials der Flachgründung bei dieser Variante geringer ausfallen als bei der potenziell steiferen Tiefgründung. Diese Abweichung kann auf die Position des Schalenelements, in welcher die Kräfte ausgegeben werden, zurückgeführt werden. Bestenfalls sollten die Kräfte auf Höhe der Systemlinie des Überbaus ausgewertet werden. In allen Berechnungsphasen werden bei den Flachgründungsvarianten höhere Biegemomente ermittelt als bei der Tiefgründung. Dies entspricht den Erwartungen, da bei der Tiefgründungsvariante geringe Verformungen errechnet werden. Die absoluten Werte der Biegemomente sind aufgrund der nicht exakten Abbildung der Biegesteifigkeit der Stahlträger ungenau. Mit der Berücksichtigung von Verkehrslasten steigen die Zwangskräfte innerhalb des Überbaus in der Sommer- 230 15. Kolloquium Bauen in Boden und Fels - Februar 2026 Untersuchung der Bauwerk-Baugrund-Interaktion einer integralen Brücke position stark an. Übereinstimmend mit der Ergebnisinterpretation des Erddrucks, kommt es zu einer Änderung der Verformungsfigur der Brücke, welche entgegen der aufgebrachten Längenänderung des Überbaus wirkt und somit weitere Zwangskräfte aktiviert. 11. Schlussfolgerungen Die hier untersuchten Gründungsvarianten führen bei der vorliegenden Baugrundsituation zu vergleichbarer Rotationsfähigkeit der Widerlager. Die Zwangskräfte im Brückenüberbau sowie die Erddrücke auf die Widerlagerwände werden primär von der Verdrehung der Widerlager bestimmt. Im untersuchten Beispiel ist der Einfluss der Gründungsvarianten auf diese Parameter somit gering. Die hinter dem Bauwerk auftretenden Setzungen an der Oberfläche sind bei der Flachgründung am größten, bei der Tiefgründung am kleinsten. Dies erklärt sich aus der vertikalen Steifigkeitsunterschiede der Gründungsvarianten. Aus den vorliegenden Berechnungen wird ersichtlich, dass die Kontaktflächenmodellierung großen Einfluss auf die Ergebnisse nehmen kann. Die stimmt mit den Erkenntnissen aus [12] überein. Abschließend ist zu bemerken, dass integrale Brücken immer öfter auch bei längeren Spannweiten eingesetzt werden. Hierbei kommt es aufgrund der höheren Bewegungsamplituden der Widerlager zu einer noch stärken Ausprägung der Bauwerk-Baugrund-Interaktion. Um diese präzise abzubilden, sollten im Zweifelsfall Finite-Elemente Berechnungen angesetzt werden. Dabei muss geprüft werden, ob eine 2-dimensionale oder 3-dimensionale Modellierung nötig ist. Für die verwendeten Materialmodelle sollte bereits während der Erkundung des Baugrunds eine möglichst genaue und präzise Erfassung der Baugrundsituation und Baugrundparameter stattfinden. Literatur [1] Melsbach M., Vogt L., & Stastny A. (2023). Gründung von integralen und semi-integralen Brückenbauwerken. Der Eisenbahningenieur. [2] Bundesministerium für Digitales und Verkehr. (2024). Richtlinien für den Entwurf, die konstruktive Ausbildung und Ausstattung von Ingenieurbauten; RE-ING. [3] Geier, R., Angelmaier, V., Graubner, C.-A., & Kohoutek, J. (2017). Integrale Brücken: Entwurf, Berechnung, Ausführung, Monitoring. Wilhelm Ernst & Sohn. [4] Pilch, E., & Tue, N. V. (2016). Integrale Brücken: Interaktion Bauwerk Baugrund. Verlag der Technischen Universität Graz. [5] Stastny, A., Stein, R., & Tschuchnigg, F. (2025). Integral railway bridges with different transition zone designs. Transportation Geotechnics, 51. [6] Deutsches Institut für Normung. (2010a, Dezember). DIN EN 1991-1-5: 2010-Einwirkungen auf Tragwerke - Teil 1-5: Allgemeine Einwirkungen Temperatureinwirkungen. Beuth. [7] Vogt N. (1983). Erdwiderstandsermittlung bei monotonen und wiederholten Wandbewegungen in Sand. Stuttgart. [8] Bundesanstalt für Straßenwesen & Bundesministerium für Digitales und Verkehr. (2023). Richtzeichnungen für Ingenieurbauten (RiZ-ING). [9] Deutsches Institut für Normung. (2017). DIN 4085-Baugrund-Berechnung des Erddrucks. Beuth. [10] Benz, T. (2007). Small-strain stiffness of soils and its numerical consequences. Institut für Geotechnik, Stuttgart. [11] Deutsche Gesellschaft für Geotechnik. (2014). Empfehlungen des Arbeitskreises Numerik in der Geotechnik-EANG. Wilhelm Ernst & Sohn Verlag für Architektur und Technische Wissenschaften. [12] Tschuchnigg F. & Stastny A. (2022). Numerical studies on the use of zero thickness interfaces in cyclic soil structure interaction analysis. ISS-MGE. [13] Plaxis 3D (Version 2024.1.0.1060). (o. J.). [Software]. Bentley Systems. [14] Großprojekt NBS Karlsruhe - Basel Planungsabschnitt 7.2 NBS-SÜ Ichenheimer Straße Niederschopfheim, Baugrundgutachten und Umwelttechnisches Gutachten [15] Janbu N. (1963). Soil Compressibility as Determined by Oedometer and Triaxial tests. ECSMFE, volume 1. Wiesbaden. [16] Alpan, I. (1970). The geotechnical properties of soils. Earth-Science Reviews. [17] Seed, H.B. & Idriss, I.M. (1970). Soil Moduli and Damping Factors for Dynamic Response Analysis. EERC. [18] Vucetic, M., & Dobry, R. (1991). Effect of Soil Plasticity on Cyclic Response. Journal of Geotechnical Engineering. [19] Stastny, A., & Tschuchnigg, F. (2023). Numerical Studies on Soil Structure Interaction of Integral Railway Bridges with Different Backfills. In M. Barla, A. Di Donna, D. Sterpi, & A. Insana (Hrsg.), Challenges and Innovations in Geomechanics (Bd. 288, S. 338-345). Springer International Publishing. [20] DB InfraGo AG. (2022). Ril 836-Erdbauwerke und sonstige geotechnischen Bauwerke planen, bauen, und instand halten. [21] Deutsches Institut für Normung. (2010a). DIN EN 1991-2: 2010-Einwirkungen auf Tragwerke - Teil 2: Einwirkungen auf Brücken. Beuth. [22] J. M. LaFave, L. A. Fahnestock, Beth A. Wright, Joseph K. Riddle, Matthew W. Jarrett, Jeffrey S. Svatora, Huayu An, & Gabriela Brambila. (2016). Integral Abutment Bridges under thermal loading: Numerical Simulations and parametric Study. University of Illinois at Urbana-Champaign. [22] Stastny, A., Emera, A., Galavi, V., & Tschuchnigg, F. (2025). Cyclic soil-structure interaction of integral railway bridges. Frontiers in Built Environment, 11. [23] Stastny A. & Tschuchnigg F. (2022). Long-term monitoring of the transition zone of an integral railway bridge in Germany.