5. Brückenkolloquium - September 2022 393 Neue Erkenntnisse aus Ermüdungsversuchen mit sehr hohen Lastwechselzahlen an Spannbetonbauteilen mit Spanngliedern im nachträglichen Verbund Dipl.-Ing. Jens Heinrich Technische Universität Dortmund, Dortmund, Deutschland König und Heunisch Planungsgesellschaft mbH Dortmund, Dortmund, Deutschland Univ.-Prof. Dr.-Ing. Reinhard Maurer Technische Universität Dortmund, Dortmund, Deutschland Zusammenfassung Im Zuge verschiedener Versuchsreihen an der TU Dortmund wurde das Ermüdungsverhalten von Spannbetonbauteilen mit Spanngliedern im nachträglichen Verbund im Bereich sehr großer Lastwechselzahlen experimentell untersucht. Die Versuchsergebnisse zeigten, dass in gekrümmten Spanngliedern die Größe der Umlenkkraft die Ermüdungsfestigkeit sehr stark beeinflussen kann. Die Kombination aus lokalen Querpressungen und kleinen Reibbewegungen an den Kontaktstellen zwischen den Litzen und dem Hüllrohr bewirkt eine Reibdauerbeanspruchung, welche die Ermüdungsfestigkeit deutlich reduzieren kann. Die Reibdauerbeanspruchung stellt neben der ermüdungsmechanischen Beanspruchung einen zweiten Schädigungsmechanismus dar, der im Oberflächenbereich der Spannstähle zu Verschleiß und einer Rissinitiierung führt. Es handelt sich bei Spannbetonbauteilen mit gekrümmten Spanngliedern um die Ermüdungsfestigkeit von reibdauerbeanspruchten Systemen. Daher wurden neben den Versuchen auch numerische Untersuchungen zur Bestimmung der Querpressungen im Kontaktbereich des Spanngliedes durchgeführt. Die Untersuchungsergebnisse wurden abschließend mit den aktuell gültigen Regelungen der Norm vergleichen und kritisch diskutiert. 1. Einleitung 1.1 Motivation Das Phänomen der Materialermüdung unter dynamischen Beanspruchungen ist bei den entsprechenden Bauwerken von Ingenieuren besonders kritisch zu beachten. Denn ein Ermüdungsversagen tragender Elemente kann besonders bei fehlendem Ankündigungsverhalten unerwartet erfolgen und zu großen Schäden am Bauwerk bis hin zum Gesamtversagen führen. Die ersten Schäden, die auf Werkstoffermüdung zurückgeführt werden können, wurden bereits Mitte des 19. Jahrhunderts beschrieben. Jedoch ist die sehr komplexe Problematik der Materialermüdung für Konstruktionen und Bauwerke, die zeitlich oder örtlich häufig veränderlichen Lasten ausgesetzt werden, heute noch aktuell und nicht abschließend erforscht. Eine Abschätzung der Lebensdauer von ermüdungsbeanspruchten Tragwerken und Konstruktionen ist unmittelbar von der ermüdungswirksamen Beanspruchung abhängig. Die Schwierigkeit liegt hierbei in der möglichst genauen Prognose der Entwicklung der Betriebsbeanspruchungen über die Lebensdauer. Nachweislich ist in den letzten Jahrzehnten der LKW-Verkehr deutlich angestiegen und wird nach allen Prognosen auch weiterhin ansteigen. Eine verlässliche Abschätzung der Beanspruchungen für geplante Brückenneubauten über eine Lebensdauer von bis zu 100 Jahren ist somit nicht zuverlässig möglich. Als noch kritischer stellt sich die Beurteilung von bereits bestehenden Bauwerken oder Konstruktionen heraus, die seit einigen Jahrzehnten unter Betrieb sind. Bei älteren Bauwerken ist davon auszugehen, dass die seinerzeit zugrunde gelegten Beanspruchungen aufgrund der kleineren Achslasten und Fahrzeuggesamtgewichte teilweise deutlich unter den tatsächlichen heutigen Beanspruchungen lagen. Infolge dessen stellt sich die Frage nach den Auswirkungen hinsichtlich einer Vorschädigung auf die verbleibende Lebensdauer dieser Bauwerke. 1.2 Normative Grundlage Die Ermüdungsnachweis für Spannbetonbrücken ist in der DIN EN 1992-2 [1] mit der DIN EN 1992-2/ NA [2] geregelt. Der Nachweis der Ermüdung für Spannbetonbauwerke erfolgt gemäß [1] und [2] i .d. R. über schädigungsäquivalente Spannungsschwingbreiten auf Grundlage vorgegebener Wöhlerkurven. Diese wurden seinerzeit experimentell bestimmt. Für Spannglieder im nachträglichen Verbund konnte allerdings der Verlauf der Wöhlerkurve im Bereich der Dauerfestigkeit bisher noch nicht ausreichend durch Versuche abgedeckt werden. Der Verlauf in diesem Bereich wurde hypothetisch angesetzt. 1.3 Zielsetzung der Ermüdungsversuche An der TU Dortmund wurden in den letzten Jahren verschiedene Versuchsreihen zur Ermüdungsfestigkeit von Spannbetonbauteilen unter sehr kleinen Spannungsschwingbreiten und entsprechend großen Lastwechselzahlen bis 10 8 durchgeführt. [3], [4]. Ein wesentliches Ziel dabei war es, den tatsächlichen Verlauf der Wöhlerkur- Neue Erkenntnisse aus Ermüdungsversuchen mit sehr hohen Lastwechselzahlen an Spannbetonbauteilen mit Spanngliedern im nachträglichen Verbund 394 5. Brückenkolloquium - September 2022 ve im Bereich der Dauerschwingfestigkeit experimentell zu untersuchen. Im Zuge unterschiedlicher Versuchsreihen wurden auch bestimmte Einflüsse auf die Ermüdungsfestigkeit (Litzenanzahl im Spannglied, Größe der Vorspannbzw. Umlenkkraft sowie Höhe des Bewehrungsgrads bei gemischter Bewehrung aus Beton- und Spannstahl) näher untersucht. Mit den eigenen Versuchen sollte die Anzahl der bisher bekannten Versuchsergebnisse im Bereich sehr großer Lastwechselzahlen bis 10 8 ergänzt werden. Die Versuchsergebnisse aller dokumentierten Ermüdungsversuche wurden schlussendlich beim Vergleich mit der in den Normen verankerten Ermüdungsfestigkeitskurven als Wöhlerlinien für Einstufenversuche herangezogen. Die Versuchsergebnisse beeinflussen den Verlauf der so gewonnenen experimentell bestimmten Ermüdungsfestigkeitskurve. Die Ergebnisse der eigenen Versuchsergebnisse können daher direkt den Vorgaben und Regelungen für die Bemessungswöhlerlinien in den aktuell gültigen Normen gegenübergestellt werden, wobei zu beachten ist, dass der Verlauf der Bemessungswöhlerlinien im Bereich der Dauerfestigkeit fiktiv ist. 2. Beschreibung der Ermüdungsversuche 2.1 Versuchsprogramm Es wurden insgesamt 15 Ermüdungsversuche an Spannbetonträgern als Einstufenversuche durchgeführt, die in fünf Versuchsreihen unterteilt wurden. Innerhalb einer Versuchsreihe wurde lediglich die Höhe der Spannungsschwingbreite Ds p verändert. Zwischen den einzelnen Versuchsreihen wurden jedoch weitere Versuchsparameter variiert, um deren Einfluss auf die Ermüdungsfestigkeit zu untersuchen. Dies war die Vorspannkraft, der Umlenkradius des Spanngliedes, der Litzendurchmesser sowie der Bewehrungsgrad einer zusätzlich vorgesehenen schlaffen Bewehrung. 2.2 Versuchskörper Die Versuchskörper wurden als Balkenträger mit den Abmessungen h/ b/ l = 1,00/ 0,30/ 4,50m hergestellt. Die Stirnflächen waren abgeschrägt, damit das Spannglied senkrecht an diesen abgesetzt werden konnte. An den Enden des Versuchsträgers wurde das Spannglied gerade ohne Umlenkung geführt. In Trägermitte wurde das Spannglied über eine Länge von 2,00 m gekrümmt (im Kreisbogen) angeordnet. Im Rissquerschnitt in Trägermitte lag die Spanngliedachse 10 cm von der Unterkante des Trägers entfernt. Da die Versuche als Einstufenversuche durchgeführt wurden, war die am Spannglied auftretende Spannungsschwingbreite Ds p der wichtigste Versuchsparameter. Diese wurde aus der äußeren Belastung über den definierten und genau bekannten Hebelarm der inneren Kräfte berechnet. Abb. 1: Schematisch Darstellung des Versuchsstands für die Ermüdungsversuche, aus [3] Tab. 1 Versuchsparameter der durchgeführten Ermüdungsversuche sowie der rechnerischen Umlenkkraft Versuch SB05 SB06 GS01 GS02 GR01 GR02 GL01 GL02 Spannglied 5Ø3/ 8 “ 5Ø3/ 8 “ 5Ø3/ 8 “ 9Ø3/ 8 “ 9Ø3/ 8 “ 9Ø3/ 8 “ 3Ø0,62 “ 3Ø0,62 “ R [m] 5 5 5 5 10 10 5 5 A p [mm²] 260 260 468 468 468 468 450 450 Spannstahlspannung s p,max [N/ mm²] 968,1 938,5 1.020 990 1.020 990 1.020 990 s p,min [N/ mm²] 889 889 900 900 900 900 900 900 Ds p [N/ mm²] 79 49,4 120 90 120 90 120 90 Umlenkkraft u p [kN/ m] 50,3 48,8 95,5 92,7 47,7 46,3 91,8 89,1 u p,max [kN/ m] 20,8 20,2 39,5 38,3 19,7 19,2 72,2 70,1 Neue Erkenntnisse aus Ermüdungsversuchen mit sehr hohen Lastwechselzahlen an Spannbetonbauteilen mit Spanngliedern im nachträglichen Verbund 5. Brückenkolloquium - September 2022 395 In [4] wurde bereits der Vorteil der Trägergeometrie in Hinblick auf die Genauigkeit bei der Spannungsbestimmung im Spannstahl im Zustand II untersucht. Durch die Anordnung der Aussparung ist die Größe der Schwingbreite unter jeder Lastintensität eindeutig bestimmbar. Grundvoraussetzung hierfür war jedoch, dass die Versuche oberhalb des Dekompressionsniveaus durchgeführt wurden. 2.3 Versuchsdurchführung Die Versuche wurden als Einstufenversuche mit konstanten Spannungsschwingbreiten Ds p durchgeführt. Während der Versuchsdurchführung wurden verschiedene Messdaten aufgezeichnet. Dies waren u.a. die Versuchslast, die Rissbreite im Zuggurt und die Durchbiegung des Bauteils. Des Weiteren wurde eine akustische sowie eine Impulsmessung durchgeführt, anhand derer einzelne ermüdungsinduzierte Spanndrahtbrüche aufgezeichnet werden konnte. Dadurch war es möglich, ziemlich exakt die Schwingspielzahl N zu ermitteln, bei der die einzelnen Spanndrahtbrüche auftraten. Die Versuche haben gezeigt, dass ein einzelner Spanndrahtbruch nicht unmittelbar zum Gesamtversagen des Bauteils führte. Zwischen dem ersten Spanndrahtbruch und dem tatsächlichen Versagen konnte vielmehr eine sehr lange Versuchslaufzeit mit Ankündigungsverhalten durch zunehmende Rissbildung im Beton liegen. Mit zunehmender Anzahl an Drahtbrüchen nahm jedoch die verbleibende Spannstahlfläche im Spannglied ab. Sobald die Spannstahlfläche des Spanngliedes nicht mehr ausreichte, um die planmäßige Beanspruchung aufzunehmen, kam es zu ersten vereinzelten Gewaltbrüchen und schlussendlich zum Gesamtversagen des Bauteils. 3. Versuchsergebnisse 3.1 3Darstellung der Bruchzeitpunkte In Abbildung 2 sind die Ermüdungsfestigkeitskurven gemäß [1] und [2] für die Spannstahlklassen 1 und 2 dargestellt. In der Darstellung wurden ebenfalls die einzelnen Spanndrahtbrüche der Versuchsträger mit einem Spannglied aus 5Ø3/ 8″ eingetragen. Aus diesen Ergebnissen geht hervor, dass die Versuche mit einer Spannungsschwingbreite im Spannglied von Ds p ≥ 100 N/ mm² i.d.R. oberhalb der Ermüdungsfestigkeitskurve (Klasse 1) liegen. Bei den Versuchen mit einer kleinen Spannungsschwingbreite wird diese dagegen häufig unterschritten. Selbst bei einer Spannungsschwingbreite von lediglich Ds p = 50 N/ mm² konnte für den Versuch SB06 ein erster Spanndrahtbruch nach ca. 28,6 Mio. Lastwechseln festgestellt werden. Nach insgesamt 108 Mio. Lastwechselzahlen wurde der Versuch zwar ohne weitere Spanndrahtbrüche vorzeitig beendet, allerdings wurde dieser Versuch anschließend als Versuch SB06a mit einer höheren Spannungsschwingbreite Ds p- =-120-N/ mm² erneut als Durchläufer getestet. Diese Versuchsergebnisse sind in Gelb angegeben. Abb. 2: Gegenüberstellung der Spanndrahtbrüche der Versuchsreihen TR [4] und SB mit den heute gültigen Wöhlerkurven, aus [5] Neue Erkenntnisse aus Ermüdungsversuchen mit sehr hohen Lastwechselzahlen an Spannbetonbauteilen mit Spanngliedern im nachträglichen Verbund 396 5. Brückenkolloquium - September 2022 Abb. 3: Gegenüberstellung der Spanndrahtbrüche der weiteren Versuchsreihen mit den heute gültigen Wöhlerkurven, aus [5] Hier zeigt sich, dass die ersten Spanndrahtbrüche während dieser zweiten höheren Stufe deutlich früher auftraten, als bei Versuchen, die zuvor keine derartige Vorbelastung erfahren haben. Daraus lässt sich schlussfolgern, dass sich im Spannglied während der ersten Stufe (SB06 mit Ds p = 50 N/ mm²) bereits eine entsprechende Vorschädigung einstellte. Eine echte Dauerschwingfestigkeit konnte damit selbst bei dieser geringen Spannungsschwingbreite nicht nachgewiesen werden. In Abbildung 3 sind die Versuchsergebnisse der weiteren Versuchsreihen GS, GR und GL getrennt aufgeführt. Die einzelnen Spanndrahtbrüche der Versuche wurden dabei immer denen aus den Versuchsreihen mit dem 5Ø3/ 8″- Litzenspannglied (grau) gegenübergestellt, damit ein qualitativer Vergleich möglich ist. Mit der Versuchsreihe GS (9Ø3/ 8″-Spannglied) ist ein negativer Einfluss aus der Erhöhung der Vorspannkraft sowie der Umlenkpressung bei gleichbleibender Spanngliedkrümmung auf die Ermüdungsfestigkeit festzustellen. Die ersten Spanndrahtbrüche liegen deutlich unterhalb der Ermüdungsfestigkeitskurve (Klasse 1). Durch die Modifizierung des Umlenkradius von R-=-5-m auf R = 10-m im Zuge der Versuchsreihe GR wurde bei gleicher Vorspannkraft die zugehörige Umlenkkraft reduziert. Im Vergleich zur Versuchsreihe GS kann daraus ein günstiger Einfluss auf die Ermüdungsfestigkeit des Spanngliedes festgestellt werden. Die Vorspannkraft der Versuchsreihe GL mit den 3Ø0,62″-Litzenbündeln wies eine ähnlich große Vorspannkraft wie die Versuchsreihe GS mit 9Ø3/ 8″- Litzenbündeln auf. Auch die Umlenkkraft war entsprechend vergleichbar, da der Krümmungsradius ebenfalls R = 5 m betrug. Die Zusammenstellung des Litzenbündels aus weniger größeren Einzellitzen scheint sich günstig auf die Ermüdungsfestigkeit auszuwirken. Die Versuchsergebnisse liegen im unmittelbaren Bereich der Ermüdungsfestigkeitskurve (Klasse 1) und damit vor allem für die Spannungsschwingbreite von Ds p -=-90-N/ mm² deutlich weiter rechts als bei den Versuchsreihen GS und GR. 3.2 Umlenkkraft und Stapelfaktor Die Umlenkkraft im Spannglied ergibt sich aus der Vorspannkraft im Spannglied (P) und dem zugehörigen Krümmungsradius (R) im betrachteten Bereich. Bei den Versuchsträgern wurde ein konstanter Krümmungsradius im umgelenkten Bereich angesetzt: Besteht das Spannglied aus mehreren Spannstählen (Litzen oder Drähte), dann kann die Umlenkkraft auf diese aufgeteilt werden. Die mittlere Umlenkkraft einer Litze oder eines Drahtes beträgt dann: Ab einer gewissen Anzahl an Spannstahllitzen liegen jedoch nicht alle unmittelbar am Hüllrohr an. Einige Litzen oder Drähte liegen in der Mitte des Spanngliedes ohne direkten Kontakt. Die Umlenkkraft aus diesen Litzen bzw. Drähten muss über die benachbarten Litzen und Drähte übertragen werden. Somit steigt die Umlenkpressung an den Spannstahllitzen, die unmittelbar am Hüllrohr anliegen, entsprechend an. Diese Erhöhung kann durch den Stapelfaktor beschrieben werden. Die zugehörige maximale Umlenkbeanspruchung ergibt sich zu: In [6] wird der Stapelfaktor über die Gleichung (Gl. 4) bestimmt: Mit dem Stapelfaktor k max können die Umlenkbeanspruchungen unter Berücksichtigung mehrerer Spannstahllitzen oder -drähte im Hüllrohr bestimmt werden. Die rechnerischen Umlenkbeanspruchungen in den Versuchen wurden bereits in Tabelle 1 aufgeführt. Abb. 4: Gegenüberstellung der Spanndrahtbrüche der weiteren Versuchsreihen mit den heute gültigen Wöhlerkurven, aus [5] Neue Erkenntnisse aus Ermüdungsversuchen mit sehr hohen Lastwechselzahlen an Spannbetonbauteilen mit Spanngliedern im nachträglichen Verbund 5. Brückenkolloquium - September 2022 397 Abb. 5: Gegenüberstellung der Spanndrahtbrüche der weiteren Versuchsreihen mit den heute gültigen Wöhlerkurven, aus [5] Remitz und Empelmann haben bereits in [7] Versuche mit Spanngliedern aus 0,6″- und 0,62″-Litzenbündeln hinsichtlich des Einflusses der Umlenkbeanspruchung auf die Ermüdungsfestigkeit untersucht. Im Folgenden wurden diese Untersuchungen unter Berücksichtigung der eigenen Versuchsergebnisse erweitert (Abb. 4 und 5). In den Abbildungen sind die Versuchsergebnisse getrennt für verschiedene Litzenbündel in Abhängigkeit der maximalen Umlenkbeanspruchungen farblich dargestellt. In blau sind die Versuchsergebnisse an freischwingengenden Litzensträngen ohne Umlenkbeanspruchung aufgetragen. Hier zeigt sich, dass deutlich größere Lastwechselzahlen erreicht werden konnten. Mit zunehmender Umlenkbeanspruchung bzw. Reibdauerbeanspruchung ist erwartungsgemäß eine Reduzierung der ertragbaren Lastwechselzahlen zu verzeichnen. Diese liegen teilweise deutlich unterhalb der Ermüdungsfestigkeitskurve nach [1] bzw. [2]. Neben den eigenen Versuchen und denen von Remitz/ Empelmann [7] wurden auch die Versuchsergebnisse anderer Autoren (Müller [8], Oertle et al. [9], Wollmann et al. [10], Bökamp [11], Voss/ Falkner [12], Abel [13], Eskola [14] und Hegger/ Neuser [15]) entsprechend ausgewertet und berücksichtigt. Der Vergleich der größeren Litzendurchmesser (0,5″, 0,6″ und 0,62″) mit den kleineren Litzen (3/ 8″) zeigt, dass die kleineren Litzen deutlich empfindlicher auf den Einfluss der Umlenkbeanspruchung zu reagieren scheinen. Möglicherweise hängt das mit der größeren Spannstahloberfläche und der damit einhergehenden größeren Wahrscheinlichkeit von Kerben und Kontaktstellen als Ausgangspunkt für Anrisse zusammen. 3.3 Lage der Spanndrahtbrüche Nach Versuchsende konnten die Spanndrahtbrüche sowie mögliche zweifache Drahtbrüche durch das Freilegen des Spanngliedes identifiziert werden. Allerdings ließ sich die Reihenfolge, in welcher die einzelne Drahtbrüche auftraten, nicht feststellen. Bei der Untersuchung der Spannglieder konnte jedoch beobachtet werden, dass sich die Drahtbrüche bevorzugt an der Kontaktfläche zwischen Hüllrohr und Spannstahllitze einstellten. Die Abbildung 6 zeigt die Innenfläche eines Hüllrohrs. Es sind deutliche Korrosionsspuren an den Innenrippen des Hüllrohrs festzustellen. Diese resultierten als Reibkorrosion aus der Kombination aus Querpressung und Relativverschiebung an der Kontaktfläche. Auch die Spannstahllitzen wiesen in diesen Bereichen Korrosionsspuren auf. Abb. 6: Drahtbruch an einer Reibstelle zwischen Spannstahllitze und Hüllrohr, aus [3] Abb. 7: Simulationsmodell zur Bestimmung der Kontaktpressungen im Spannglied Es zeigt sich zudem, dass häufig die Drähte einer einzelnen Litze nicht immer an der gleichen Stelle brachen, sondern in einigen Zentimetern Abstand, da der nächste Draht aufgrund der Litzengeometrie (Verdrehung) erst dort wieder am Hüllrohr anliegt. Es konnten auch Drahtbrüche von Spanndrähten an der Kontaktstelle zwischen zwei verschiedenen Litzen oder von Kerndrähten festgestellt werden. Dennoch lag der Großteil der Drahtbrüche an der Kontaktfläche zu Hüllrohr. Dies zeigte sich vor allem deutlich bei den Versuchen mit einer geringen Anzahl von Spanndrahtbrüchen. Dort waren ausschließlich Drahtbrüche unmittelbar an der Kontaktfläche zum Hüllrohr aufgetreten. Aus diesen Beobachtungen ergibt sich die Erkenntnis, dass offensichtlich die ersten Spanndrahtbrüche im direkten Kontaktbereich zwischen Spannglied und Hüllrohr auftreten. Im späteren Verlauf versagen dann auch vermehrt die übrigen Spanndrähte infolge zunehmender Reduzierung der Spannstahlfläche und gleichzeitigem Anstieg der Beanspruchung. Neue Erkenntnisse aus Ermüdungsversuchen mit sehr hohen Lastwechselzahlen an Spannbetonbauteilen mit Spanngliedern im nachträglichen Verbund 398 5. Brückenkolloquium - September 2022 4. Simulation der Kontaktpressungen im Spannglied 4.1 4.1 Beschreibung des Problems Im Zuge der Untersuchungen wurde festgestellt, dass die überwiegende Mehrzahl der Drahtbrüche an den Kontaktstellen zwischen Litze und Hüllrohr auftraten. Diese Drahtbrüche konnten in erster Linie auf den Einfluss der Reibermüdung zurückgeführt werden. Für das Auftreten des Phänomens der Reibermüdung ist neben einer Querpressung gleichzeitig eine Relativbewegung zwischen den Reibpartnern erforderlich. Befindet sich ein Spannbetonbauteil im Zustand II, so entstehen bei zyklischer Belastung Rissbewegungen im Beton, Hüllrohr und Einpressmörtel. Die Bewegungen im kontinuierlich durchgehenden Spannstahl sind dagegen sehr gering und resultieren lediglich aus der elastischen Stahldehnung. Es kommt zu Relativverschiebungen zwischen dem Hüllrohr und dem Spannstahl. Die Größe der Relativverschiebung ist hauptsächlich von Rissbreitenänderungen abhängig. Durch die gekrümmte Spanngliedführung treten an den Reibstellen gleichzeitig Querpressungen auf, mit denen eine Reibermüdung an der Kontaktstelle einhergeht. Je größer diese sind, desto größer ist die zu erwartende Reduzierung der Ermüdungsfestigkeit gegenüber einem Bauteil oder einer Versuchsprobe ohne gleichzeitige Querpressung. Die Versuche zeigten bereits, dass mit Anstieg der Umlenkkräfte im Spannglied (u p ) eine entsprechende Reduzierung der ertragbaren Lastwechselzahlen festzustellen war. Um die Größe der tatsächlichen Querpressungen in den durchgeführten Versuchen besser abschätzen und die Verteilung der Umlenkbeanspruchung im Spannglied nachvollziehen zu können, wird der Kontaktbereich zwischen Hüllrohr uns Spannglied mit einem Rechenprogramm modelliert und die Krafteinleitung aus der Spanngliedumlenkung für verschiedene Randbedingungen simuliert. 4.2 Beschreibung des Rechenmodells 4.2.1 Verwendete Software Für die Simulationsrechnungen wurde die aktuellste Version ANSYS 2020 R2 mit der zur Verfügung stehenden Forschungslizenz der Technischen Universität Dortmund genutzt. Eine wesentliche Besonderheit der verwendeten Software ist die Kollisionsabfrage verschiedener Volumenkörper mittels Kontaktflächen. Die in den Simulationen angesetzten Belastungen der Litze liegen deutlich unterhalb des plastischen Niveaus der Litze. Es wird daher ein elastisches Werkstoffverhalten angesetzt. Dies betrifft sowohl die Eigenschaften des Spannstahls als auch die des Stahlhüllrohrs. Der Einpressmörtel und der das Hüllrohr umgebende Beton werden nicht modelliert. 4.2.2 Vernetzung Die Thematik der Vernetzung ist insbesondere in Hinblick auf die Kollisionsabfrage der unterschiedlichen Körper (Drähte und Hüllrohr) sehr wichtig. Zu diesem Thema haben auch Witt [16] und Weis [17] in ihren Arbeiten wichtige Hinweise aufgeführt. Grundsätzlich gilt, dass das Knotennetz im Bereich möglicher Kontaktstellen feiner ausgebildet werden sollte, als in Bereichen, in denen keine Berührungen stattfinden. Die Oberflächen der Hüllrohrrippen wurden daher feiner vernetzt, als die Bereiche, an denen das Spannglied nicht anliegen kann (Abb. 8). An den Litzen selbst wurde ein möglichst gleichmäßiges Netz gewählt. Das Hüllrohr wurde als monolithischer Volumenkörper aus Stahl modelliert. Hierbei wurde lediglich die Hälfte eines Spanngliedes als Trogquerschnitt abgebildet. Eine Trennung zwischen Beton und Hüllrohr wurde nicht vorgenommen. Das Hüllrohr, das eigentlich nur eine Blechdicke von ca. 0,5 mm aufweist, wurde hierdurch nahezu starr aufgelagert und die Steifigkeit des umhüllenden Betons entsprechend vernachlässigt. Bei der Modellierung wurden jedoch einige Vereinfachungen vorgenommen. So wurde beispielsweise die spiralförmige Anordnung der Rippen vernachlässigt und die Rippen senkrecht angeordnet. Höhenunterschiede aus den Verbindungsteilen (Muffen) oder den Faltzungen wurden ebenfalls nicht berücksichtigt. Der gekrümmte Verlauf des Spannglieds mit dem entsprechenden Krümmungsradius R wurde derweil im Rechenmodell berücksichtigt. 4.2.3 Kontaktflächen Das Programm ANSYS bietet die Möglichkeit an, die Oberflächen von Volumenkörpern (SOLID-Elemente) mit Kontaktelementen zu überziehen. Hierbei handelt es sich um Flächenelemente, die der Geometrie des Volumenkörpers folgen und diese mantelartig überspannen. Die Definition dieser Kontaktelemente erfolgt über die Vorgabe eines Contact- und eines Target-Elements. Bei der Vielzahl an Volumenkörpern im Rechenmodell müssen daher auch entsprechend viele Kontaktbeziehungen definiert werden. So kann jeder Außendraht einer Litze mit dem Kerndraht, den beiden benachbarten Außendrähten der gleichen Litze, den sechs Außendrähten einer benachbarten Litze und dem Hüllrohr kollidieren. Die Kontaktfindung erfolgt in ANSYS durch die kontinuierliche Überprüfung des Abstandes zwischen den Contact- und Target-Flächen. Sobald eine Durchdringung festgestellt wird, bilden sich Kontaktfedern zwischen den beiden Kontaktflächen (Abb. 9). Die Durchdringung sollte dabei möglichst klein gehalten werden, um keine zu unrealistischen Ergebnisse zu erhalten. Neue Erkenntnisse aus Ermüdungsversuchen mit sehr hohen Lastwechselzahlen an Spannbetonbauteilen mit Spanngliedern im nachträglichen Verbund 5. Brückenkolloquium - September 2022 399 Abb. 8: Vernetzung der Litzen und Hüllrohrrippen im Rechenmodell, aus [3] Abb. 9: Prinzipieller Vorgang bei Durchdringung zweier Kontaktflächen und Generierung entsprechender Kontaktfedern in ANSYS, aus [3] Abb. 10: Gegenüberstellung der in den Simulationsrechnungen angesetzten und der tatsächlich in den Versuchen festgestellten Litzenanordnungen 4.2.4 Litzenanordnung In den Simulationsrechnungen wurden verschiedene Spanngliederkonfigurationen untersucht. Die einfachste Spanngliedform ergab sich beim Ansatz einer Einzellitze. Die Litze wird hierbei mittig im Tiefpunkt des Hüllrohrs angeordnet. Bei Litzenbündeln aus mehreren Litzen ist die Anordnung der Litzen jedoch entscheidend für die Verteilung der Umlenkkraft. Die Anordnung der Einzellitzen bei der Untersuchung eines Litzenbündels erfolgte dabei auf Grundlage der in den Versuchen festgestellten Litzenkonfigurationen. In Abbildung 10 ist eine Auswahl der an den Versuchsträgers festgestellten sowie der in den Simulationsrechnungen angesetzten Litzenkonfigurationen dargestellt. 4.3 Ergebnisse der Simulationsberechnungen 4.3.1 Lage der Kontaktstellen zwischen Litzen und Hüllrohr Durch die Modellierung der Kontaktflächen war es in den Berechnungen möglich, tatsächliche die Lage der Berührungspunkte zwischen Litze und Hüllrohr zu bestimmen. Aufgrund der komplexen Geometrie der „aufgewickelten“ Litzen und der Wellhüllrohre war bereits davon auszugehen, dass sich eine kontinuierliche Kontaktlinie nicht einstellen kann. Die Ergebnisse der Simulationsrechnungen bestätigen dies ebenfalls. In Abbildung 11 sind beispielhaft die Kontaktstellen für ein Spannglied aus 5Ø3/ 8″-Litzen dargestellt. Der Kontakt erfolgt lediglich in den Bereichen, in denen sich eine Hüllrohrrippe und ein äußerer Draht der Litze berühren. Die Kontaktstellen und Kontaktpressungen werden somit direkt von der Litzen- und Hüllrohrgeometrie beeinflusst. Weiterhin ist festzuhalten, dass die ingenieurmäßige Annahme, dass die Umlenkkraft eines Spannglieds über die Neue Erkenntnisse aus Ermüdungsversuchen mit sehr hohen Lastwechselzahlen an Spannbetonbauteilen mit Spanngliedern im nachträglichen Verbund 400 5. Brückenkolloquium - September 2022 Länge kontinuierlich in ein Bauteil eingeleitet wird (vgl. Gl. 1 bis Gl. 4) nicht realistisch. Oertle et al. haben bereits in [9] beschrieben, dass die Umlenkung von Spanngliedern in den Kontaktbereichen als Einzelkraft angesehen werden sollte. 4.3.2 Bestimmung der Kontaktpressung Im Rechenprogramm wurden auch die rechnerischen Pressungen an den Kontaktstellen bestimmt. Die Höhe der lokalen Kontaktpressungen konnte dabei unter Ansatz unbegrenzt linear elastischen Materialverhaltens rechnerisch die Streckgrenze des Hüllrohrmaterials deutlich überschreiten. Daraus resultieren plastische Verformungen im Kontaktbereich, die sich i. d. R. als Einschneidungen des Litzendrahtes in das Hüllrohrmaterial einstellen. Bei den Spannglieduntersuchungen, die nach dem Ende der Ermüdungsversuche erfolgte, konnte ein solches Einschneiden der Litzen in die Hüllrohrinnenfläche tatsächlich festgestellt werden (s. Abb.-6). Diese Kontaktstellen stellten Ausgangspunkte für potenzielle Ermüdungsbrüche der einzelnen Spanndrähte dar. Eine Vielzahl der festgestellten Spanndrahtbrüche konnte an diesen Kontaktstellen nachgewiesen werden. Abb. 11: Kontaktstellen zwischen den Einzellitzen und dem Hüllrohr für ein Litzenbündel 5Ø3/ 8″ Abb. 12: Gegenüberstellung der aus den Simulationsrechnungen bestimmten Erhöhungsfaktoren k geo und den Stapelfaktoren k max nach Weiher [6] und Remitz/ Empelmann [7], aus [3] 4.3.3 Definition verschiedener geometrischer Erhöhungsbzw. Stapelfaktoren Im Rechenmodell konnten die Umlenkkräfte an den Hüllrohrrippen mittels Integration der Kontaktspannungen über die zugehörige Rippenfläche errechnet werden. So ergab sich für jede Rippe und Litze eine entsprechende Einzelkraft. Bei unbelasteten Rippen betrug der Wert demnach 0. Aus diesen Rippenkräften konnten anschließend verschiedene geometrische Erhöhungsfaktoren bestimmt werden, die nachfolgend kurz erläutert werden. Für den Faktor k geo,m * wurde die Summe aller Rippenkräfte einer einzelnen Litze über die Anzahl aller vorhandenen Hüllrohrrippen - auch der unbelasteten - gemittelt. Die Umlenkkräfte wurden somit über die betrachtete Hüllrohrlänge verschmiert, wodurch der Einfluss aus der Länge verloren geht und ein zweidimensionaler Erhöhungsfaktor entsteht. Dieser Faktor entspricht somit dem Stapelfaktor k max aus Gleichung (Gl. 4). Der Vergleich des im den Simulationsrechnungen abgeleiteten 2D-Erhöhungsfaktors k geo,m * mit den Stapelfaktoren k max anderer Autoren in Abbildung 12 zeigt eine sehr gute Übereinstimmung (grüne Markierungen). Eine grafische Übersicht der Erhöhungsfaktoren für am Hüllrohr anliegende Litzen bestimmter Spanngliedkonfigurationen ist in Abbildung 13 dargestellt. Mit k geo,m wurde ein Erhöhungsfaktor definiert, der nur die belasteten Hüllrohrrippen entlang eines Litzenstranges berücksichtigt. Unbelastete Rippen werden nicht angesetzt. Dadurch ergeben sich im Vergleich zum verschmierten Erhöhungsfaktor k geo,m * . Bei diesem geometrischen Erhöhungsfaktor handelt es sich demnach um einen dreidimensionalen Faktor, der von der Geometrie der Spannstahllitze und des Hüllrohrs abhängig ist. Der Faktor k geo,max definiert den maximalen Erhöhungsfaktor einer Litze des Spanngliedbündels dar, der im Zuge der Simulationsrechnung an der maximal beanspruchten Rippe bestimmt wurde. Neue Erkenntnisse aus Ermüdungsversuchen mit sehr hohen Lastwechselzahlen an Spannbetonbauteilen mit Spanngliedern im nachträglichen Verbund 5. Brückenkolloquium - September 2022 401 Die Ergebnisse der Simulationsrechnungen zeigen eine klare Tendenz, dass sich gerade bei den großen Spannstahllitzen (Ø0,62″), die in den heute üblichen Spannverfahren bevorzugt Anwendung finden, größere geometrische Erhöhungsfaktoren k geo einstellen können, als bei den kleineren Ø3/ 8″-Litzen. Die maximalen lokalen Umlenkkräfte der Litzenstränge können sich bei Berücksichtigung der Litzen- und Hüllrohrgeometrie um mehr als das doppelte im Vergleich zur verschmierten Umlenkkraft erhöhen. Die Ausweitung der Untersuchungen auf noch größere Spannglieder und Hüllrohrquerschnitte wäre daher durchaus von wissenschaftlichem Interesse. Abb. 13: Übersicht einiger in den Simulationen bestimmter Erhöhungsfaktoren k geo,m * , aus [3] 5. Diskussion der Ergebnisse 5.1 Modifikation der Ermüdungsfestigkeitskurve Mit dem Versuch SB06 wurde erstmals ein Ermüdungsversuch an einem Spannbetonträger mit mehr als 10 8 Lastwechseln durchgeführt. Allerdings zeigte der Durchläufertest, dass selbst bei einer Spannungsschwingbreite von lediglich 50 N/ mm² keine echte Dauerschwingfestigkeit im strengen Sinne festgestellt werden konnte (Abb.-2). Bei Spannungsschwingbreiten von 100 N/ mm² oder weniger lagen die Versuchsergebnisse einiger Versuche teilweise deutlich unterhalb der Wöhlerliner nach DIN EN 1992-2/ NA [2]. Vor allem der Effekt der Reibdauerbeanspruchung wirkt sich maßgeblich auf die Ermüdungsfestigkeit aus. Die Anzahl der durchgeführten Ermüdungsversuche mit Schwingbreiten kleiner 100 N/ mm² ist trotz der eigenen Versuche weiterhin sehr begrenzt. Die bereits ausgeführten Ermüdungsversuche deuten jedoch darauf hin, dass der Verlauf des zweiten Astes der Ermüdungsfestigkeitskurve nach DIN EN 1992-2/ NA mit den Einstufenversuchen nicht abgebildet werden kann. Daher wurde in [3] ein Vorschlag zur Modifikation der Ermüdungsfestigkeitskurve unter Berücksichtigung der Versuchsergebnisse vorgestellt. Der eigene Vorschlag lautet wie folgt: • Verlängerung des ersten Astes der Ermüdungsfestigkeitskurve nach [2] mit k 1 = 3 bis zum Knickpunkt N * = 5∙10 6 • Verlauf des zweiten Astes parallel zur Ermüdungsfestigkeitskurve nach [2] mit k 2 = 7 Auch Remitz/ Empelmann haben in [7] bereit einen Neuvorschlag zur Anpassung der Ermüdungsfestigkeitskurve für Spannglieder im nachträglichen Verbund vorgestellt. Beide Vorschläge sind in den Abbildungen-14 und 15 dargestellt. 5.2 Definition eines Versagenszeitpunktes für mehrdrahtige Litzenspannglieder Aus den Versuchen geht ebenfalls hervor, dass das Totalversagen nicht direkt beim Auftreten des ersten Drahtbruches erfolgt. Daher sollte neben der Modifikation der Wöhlerkurve ebenfalls auch ein Versagenskriterium für das ganze Spannglied mit mehreren Litzen unter ermüdungswirksamen Beanspruchungen sinnvoll definiert werden. In [3] wurden hierzu verschiedene Ansätze vorgestellt. Grundsätzlich empfiehlt sich die Vorgabe eines Grenzwertes für die Ausfallrate der Spannstahlfläche eines Spanngliedes A p , wie dies beispielsweise in der DIN EN 1993-1-11 [18] oder der ETAG 013 [19] der Fall ist. Dabei sollte die kritische Ausfallrate wiederum auf 13% begrenzt werden, da dies mit einer Reduzierung des Teilsicherheitsbeiwerts g p,fat -=-1,0 gleichzusetzen ist. Der Vergleich der Abbildungen 14 und 15 zeigt, dass bereits für eine Ausfallrate von 10% zufriedenstellende Ergebnisse erreicht werden. Abb. 14: Darstellung der Ermüdungsfestigkeitskurven nach [2], den eigenen Versuchsergebnissen mit dem 1. Drahtbruch als Versagenszeitpunkt, aus [3] Neue Erkenntnisse aus Ermüdungsversuchen mit sehr hohen Lastwechselzahlen an Spannbetonbauteilen mit Spanngliedern im nachträglichen Verbund 402 5. Brückenkolloquium - September 2022 Abb. 15: Darstellung der Ermüdungsfestigkeitskurven nach [2], den eigenen Versuchsergebnissen mit 10%iger Ausfallrate als Versagenszeitpunkt, aus [3] 5.3 Berücksichtigung des geometrischen Erhöhungsfaktors In den Simulationsrechnungen (s. Kap. 4) konnte festgestellt werden, dass sich bei Spanngliedern aus Litzenbündeln aufgrund der komplexen Litzen- und Hüllrohrgeometrie keine kontinuierliche und linienförmige Krafteinleitung der Umlenkkraft in den Beton einstellt. Die Angabe der Umlenkkraft als Linienlast u p , wie dies u.- A. in den Zulassungsdokumenten angegeben wird, stellt eine Idealisierung dar. Vielmehr stellen sich punktuelle Kontaktstellen zwischen Litzenbündel und Hüllrohr ein, an denen sehr große lokale Kräfte bzw. Spannungen übertragen werden. Die rechnerischen Pressungen an diesen lokalen Stellen können dabei in ihrer Größe vergleichsweise deutlich die Zugfestigkeit des stählernen Hüllrohrs überschreiten. Diese rechnerischen Querpressungen haben zur Folge, dass sich lokale Schädigungen an den Kontaktstellen einstellen. Im Zuge der Spanngliedentnahme konnten entsprechende Einschneidungen der Spanndrähte in das Hüllrohrblech festgestellt werde. Diese Kontaktstellen bildeten die Ausgangspunkte für eine Vielzahl der aufgetretenen Spanndrahtbrüche. An einigen Spanngliedern der Versuchskörper konnten nach Versuchsende sogar mehrere Brüche des gleichen Spanndrahtes festgestellt werden. Diese statistische Auswertung der Zweitdrahtbrüche zeigt, dass die Wahrscheinlichkeit eines Drahtbruches von Litzenspanngliedern nicht über die gesamte Spanngliedlänge gleich groß ist. Die Wahrscheinlichkeit ist dort am größten, wo Kontakt zwischen gleichem Spanndraht und Hüllrohr besteht. Von daher scheint es sinnvoll zu sein, diesen Einfluss beispielsweise durch den geometrischen Erhöhungsfaktor k geo zu berücksichtigen. In [3] wurden hierfür einige Vorschläge vorgestellt. Voraussetzung ist immer, dass sich der Spannbetonquerschnitt im Zustand II befindet. 5.4 Weitere Aspekte zur Beurteilung des Ermüdungsnachweises nach aktuellen Stand der Normung Der Ermüdungsnachweis gemäß DIN EN 1992-2 [1] ist generell durch eine Vielzahl an Unschärfen geprägt. Bereits der Ansatz einer einzelnen Wöhlerkurve zur Beschreibung der Ermüdungsfestigkeit von Spanngliedern unterschiedlicher Litzenanzahl und Krümmungsradien enthält großen Ungenauigkeiten, zudem die Ermüdungsfestigkeit bei den Einstufenversuchen teilweise sehr stark streut. Insbesondere im Bereich großer Lastwechselzahlen ergeben sich aufgrund der doppellogarithmischen Darstellung bei visuell geringen Abweichungen bereits sehr große Unterschiede bei den ertragbaren Lastwechselzahlen. Somit nehmen auch die Abweichungen zwischen einer charakteristischen Wöhlerkurve zum Erwartungswert (Mittelwert) bei großen Lastwechselzahlen entsprechend zu. Liegen diese im Bereich der Kurzzeitfestigkeit beispielsweise bei wenigen 10.000 bis 100.000 Schwingspielen, so können diese am zweiten Ast der Wöhlerkurve (k 2 ) bereits mehrere Millionen betragen. Ein weiterer Aspekt, der nicht Bestandteil dieser Arbeit war und kritisch betrachtet werden sollte, ist neben der Widerstandsseite auch die Seite der dynamischen Lasteinwirkungen. Die wesentliche Kenngröße, welche die Ermüdungsfestigkeit beeinflusst, ist die häufig wechselnde Beanspruchung im Bauteil. Diese entsteht bei Brücken aus der äußeren Verkehrsbelastung. Damit der Ermüdungswiderstand möglichst genau nachgewiesen werden kann, müssen auch die tatsächlichen Beanspruchungskollektive der ermüdungswirksamen dynamischen Belastungen bekannt sein. Es ist offensichtlich, dass dies nicht durch die in der Norm angegebenen Lastmodelle zuverlässig gelingen kann. Diese Verkehrslastmodelle wurden vielmehr dazu entwickelt, dass diese unabhängig von den verschiedenen Brückensystemen (Balken-, Bogen-, Plattenbrücke, ...) und der Querschnittsform (Hohlkasten, Plattenbalken, Platte, ...) universell anzuwenden sind und die Schnittgrößen aus dem realen Verkehrs als Umhüllende abdecken. Dabei wird in Kauf genommen, dass bei einigen Brückensystemen auch zu große Beanspruchungen entstehen können, solange ein unterer Grenzwert eingehalten wird. Damit an einem Bauwerk ermüdungswirksame Spannungsschwingbreiten auftreten können, ist es erforderlich, dass sich der Querschnitt im gerissenen Zustand II befindet. Die Rissbildung ist dabei u.a. auch stark von der Jahreszeit bzw. den zugehörigen Temperatureinwirkungen ΔT M abhängt. So ist zu den Sommermonaten (April bis September) eine ausgeprägtere Rissbildung festzustellen als in den Wintermonaten. Eine solche jahreszeitliche Berücksichtigung der Temperatur ΔT M auf das Grundmoment M 0 ist im Nachweiskonzept der DIN EN 1992-2 nicht verankert. Hier wird grundsätzlich der häufige Wert für DT M angesetzt. Für den Ermüdungsnachweis wird konservativ ständig wirksam der ungünstige Einfluss aus der häufigen Temperatur (y 1 ∙ΔT M ) über die gesamte Nutzungszeit des Bauwerks angesetzt. Neue Erkenntnisse aus Ermüdungsversuchen mit sehr hohen Lastwechselzahlen an Spannbetonbauteilen mit Spanngliedern im nachträglichen Verbund 5. Brückenkolloquium - September 2022 403 Wöhlerlinien gelten grundsätzlich für Einstufenkollektive. In der Realität handelt es sich bei den ermüdungswirksamen Beanspruchungen aus den Verkehrslasten um Mehrstufenkollektive. Die Form des Kollektivs kann einen sehr großen Einfluss auf die Ermüdungsfestigkeit haben. Aus diesen aufgeführten Beispielen wird ersichtlich, dass das Nachweiskonzept zur Berechnung der Ermüdungsfestigkeit von Spannbetonbauteilen doch noch eine Vielzahl von Unschärfen und Unsicherheiten aufweist. Gleichzeitig soll eine möglichst einfache praktische Anwendbarkeit gewährleistet sein. So ist es zielführend, wenn der Ermüdungsnachweis für mehrere Anwendungsfälle gilt und beispielsweise unterschiedliche Querschnittformen, Längssysteme, Spanngliedformen, usw. abdeckt. Hierfür werden entsprechende Unschärfen in Kauf genommen, sofern sich diese auf der sicheren Seite befinden. Nun stellt sich beim Vergleich der Versuchsergebnisse mit der genormten Bemessungswöhlerlinie im Dauerfestigkeitsbereich die Frage, ob mit der in DIN EN 1992- 2/ NA angegebenen Ermüdungsfestigkeitskurve die Berechnungsgrundlage auf der unsicheren Seite liegt. Eine Verschärfung des Ermüdungsnachweises scheint unter Berücksichtigung der jahrzehntelangen Erfahrungen mit den Spannbetonbrücken im Bestand ohne vermehrt auftretende Ermüdungsschäden jedoch nicht angezeigt. Die Gründe dafür sind sowohl auf der Einwirkungsseite als auch auf der Widerstandsseite zu suchen, die über die Form des Beanspruchungskollektivs miteinander gekoppelt sind. 6. Ausblick und Forschungsbedarf Hinsichtlich des Ermüdungsverhaltens von nachträglich verpressten Spanngliedern in gekrümmten Stahlhüllrohren besteht weiterhin Forschungsbedarf. Eine „echte“ Dauerschwingfestigkeit konnte immer noch nicht empirisch nachgewiesen werden. Weitere Ermüdungsversuche im Bereich sehr kleiner Spannungsschwingbreiten sind erforderlich, um den tatsächlichen Verlauf der Ermüdungsfestigkeitskurve statistisch abzusichern. Auch eine feinere Differenzierung der Ermüdungsfestigkeitskurven in Abhängigkeit von den Umlenkkräften wäre dabei zu erwägen. Ebenso wäre es von großem Interesse, den Einfluss von Mehrstufenkollektiven zu untersuchen. Bedingt durch die Versuchseinrichtung konnten die Untersuchungen nur für verhältnismäßig geringe Spanngliedgrößen (9Ø3/ 8″ bzw. 3Ø0,62″) durchgeführt werden. Für die Baupraxis sind diese Spanngliedbündel nur von geringer Bedeutung. Daher sollten zukünftig nach Möglichkeit auch Ermüdungsuntersuchungen an größeren Spanngliedern verfolgt werden. Allerdings erhöhen sich damit auch die Anforderungen an die Prüfeinrichtung und den Versuchsstand, da die Versuchslasten mit zunehmender Spanngliedgröße ansteigen. Außerdem ist damit zu rechnen, dass die Prüfgeschwindigkeit mit zunehmender Versuchsträgergröße abnehmen und die Versuchslaufzeit entsprechend zunimmt. Aus den Simulationsrechnungen ging hervor, dass die Verteilung der Querpressungen in umgelenkten Spanngliedern durch die Geometrie des Litzenspanngliedes und des Hüllrohrs bestimmt wird. Die lokalen Kontaktpressungen bilden i. d. R. den Ausgangspunkt für potenzielle Ermüdungsbrüche am Spannglied. Im Stahlbau werden bereits bei der Entwicklung und Forschung großer Spannseile entsprechende Simulationsrechnungen eingesetzt, um eine ideale Anordnung der Spanndrähte in großen Spannseilen zu finden, bei der die Kontaktpressungen der einzelnen Spanndrähte untereinander möglichst gering ausfallen. Diese Untersuchungen sollten auch bei Spanngliedern im nachträglichen Verbund intensiviert werden, da bei diesen die Kontaktpressungen zwischen Spannglied und Hüllrohr noch kritischer anzusehen sind. Bezüglich der Litzen- und Hüllrohrgeometrie besteht ohne Zweifel noch Optimierungspotenzial hinsichtlich der Ermüdungsfestigkeit des Spannglieds. Literatur [1] DIN EN 1992-2: 2010: Eurocode 2 - Teil 2. [2] DIN EN 1992-2: 2013/ NA: Nationaler Anhang - Eurocode 2 - Teil 2. [3] Heinrich, J.: Ermüdungs- und Verbundverhalten von Litzenspanngliedern unter dynamischer Belastung im Zeit- und Dauerfestigkeitsbereich. Dissertation. TU Dortmund. 2022 (eingereicht). [4] Heeke, G.: Untersuchungen zur Ermüdungsfestigkeit von Betonstahl und Spannstahl im Zeit- und Dauerfestigkeitsbereich mit sehr hohen Lastwechselzahlen. Dissertation. TU Dortmund. 2016. [5] Maurer, R., Heinrich, J.: Versuchsbericht zu den Ermüdungsversuchen - DFB-Sonderforschungsbereich 823. 2022. [6] Weiher, H.: Verhalten von PE-HD Schutzhüllen bei der Umlenkung von verbundlosen Spanngliedern. Dissertation. TU München. 2007. [7] Remitz, J., Empelmann, M.: Einfluss von Umlenkbelastung auf die Ermüdung von Spanngliedern im nachträglichen Verbund. In: Beton- und Stahlbetonbau 113 (8). 2018. [8] Müller, H. H.: Prüfverfahren für die Dauerfestigkeit von Spannstählen. Abschlussbericht Nr. 111, TU-München. 1985. [9] Oertle, J., Esslinger, V., Thürlimann, B.: Versuche zur Reibermüdung einbetonierter Spannkabel. Bericht Nr. 8101-2. ETH Zürich. 1987. [10] Wollmann, G. P., Yates, D. L., Breen, J. E., Kreger, M. E.: Fretting fatigue in post-tensioned concrete. No. 465-2F. University of Texas at Austin. 1988. [11] Bökamp, H.: Ein Beitrag zur Spannstahlermüdung unter Reibdauerbeanspruchung bei teilweiser Vorspannung. Dissertation. RWTH Aachen. 1990. [12] Trost, K.-U., Falkner, H.: Versuche zum Zusammenwirken von Beton- und Spannstahl in Spannbetonbiegebalken unter Betriebsbedingungen. Bericht Nr. Fa 200/ 2-1. TU Braunschweig. 1993. [13] Abel, M.: Zur Dauerhaftigkeit von Spanngliedern in teilweise vorgespannten Bauteilen unter Betriebsbedingungen. Dissertation. RWTH Aachen. 1996. [14] Eskola, L.: Zur Ermüdung teilweise vorgespannter Betontragwerke. Dissertation. ETH Zürich. 1996. [15] Hegger, J., Neuser J. U.: Untersuchungen zur Reibermüdung von großen Spanngliedern bei teilweise vorgespannten Bauteilen unter Betriebsbedingungen. Schlußbericht Nr. 49. RWTH Aachen. 1998. [16] Witt, R.: Modellierung und Simulation der Beanspruchung von Zugsträngen aus Stahllitzen für Zahnriemen. Dissertation. Technische Universität Dresden. 2007. [17] Weis, J. C.: Parameterstudie der Kontaktspannungen in zugbelasteten Drahtseilen basierend auf der Finite-Element-Methode. Dissertation. Universität Stuttgart. 2015. [18] DIN EN 1993-1-11: 2010: Eurocode 3: Teil 1-11. [19] ETAG 013: Post-Tensioning Kits for Prestressing of Structures: Guideline for European Technical Approval. EOTA. 2002.