Methoden zur Durchstanzverstärkung bei Flachdecken
Analyse und Vergleich
Christina Stibernitz, BSc
Innsbruck, August 2018
Masterarbeit
eingereicht an der Leopold-Franzens-Universität Innsbruck, Fakultät für Technische Wissenschaften,
zur Erlangung des akademischen Grades
Diplomingenieur
Beurteiler: Univ.-Prof. Dr.-Ing. Jürgen Feix
Institut für Konstruktion und Materialwissenschaften
Arbeitsbereich für Massivbau und Brückenbau
V
Danksagung
Ich bedanke mich an erster Stelle und aus ganzem Herzen bei meinen Eltern, die mir ein sorgenfreies
Studium ermöglicht haben und mich und meine Familie in so vielen Bereichen unterstützen.
Ich bedanke mich bei denen, die mir ihre Zeit geschenkt haben und sich um meine Kinder gekümmert
haben. Ohne Euch wäre dieses Studium nicht möglich gewesen. Vielen Dank an meine Mama, an
meine Schwestern Barbara, Andrea und Julia und an meine Schwiegermama Sabine. Danke, für eure
verlässliche und spontane Hilfe. Danke für die vielen Stunden in denen ich mich aufs Studieren
konzentrieren konnte, weil ich wusste, dass meine Kinder in besten Händen sind.
Ein großer Dank auch an meine beiden Studienbegleiterinnen und Freundinnen Nadia und Carina.
Gemeinsam war vieles leichter. Danke für eure Rücksicht. Danke für die unendlich vielen Stunden, die
wir gemeinsam gelernt haben.
Abschließend möchte ich mich bei meinem Betreuer Dr. Rupert Walkner bedanken. Vielen Dank für
die Beantwortung vieler Fragen und Danke für die sorgfältige Korrektur. Ich habe viel gelernt.
VI
Kurzfassung
Um die Wirkungsweise verschiedener Verstärkungsmethoden darstellen zu können, ist es notwendig,
die Arbeit mit einer theoretischen Beschreibung der Durchstanzproblematik zu beginnen. Die
wichtigsten Parameter, die den Durchstanzwiderstand beeinflussen, werden erklärt. Dadurch wird
ersichtlich, welche nachträglichen Veränderungen den Durchstanzwiderstand einer Flachdecke
erhöhen können. Außerdem wird mit Hilfe der Theorie des kritischen Schubrisses gezeigt, wie die
Veränderung verschiedener Parameter nicht nur den Durchstanzwiderstand, sondern auch das
Verformungsvermögen einer Platte beeinflusst. Anhand zweier Einstürze wird die Dramatik eines
Durchstanzversagens gezeigt und die Planung- und Ausführungsfehler der beiden Beispiele werden
erläutert. Da im Rahmen von Instandsetzungs- und Sanierungsmaßnahmen faserverstärkte Kunststoffe
häufig zum Einsatz kommen, werden in einem kurzen Exkurs die Eigenschaften, sowie Vor- und
Nachteile dieses Werkstoffes angeführt.
Im Hauptteil der Arbeit werden siebzehn verschiedene Verstärkungskonzepte, die an
Plattenausschnitten geprüft wurden, vorgestellt und analysiert. Die gewählten Versuche lassen sich in
folgende fünf Kategorien einteilen:
Erhöhung des Biegewiderstandes
Installation einer Schubbewehrung
Erhöhung des Schub- und Biegewiderstandes
Aufbringen einer Vorspannung
Vergrößerung der lastabtragenden Fläche.
Es wird jeweils die Montage der Verstärkungselemente gezeigt und der Versuchsaufbau sowie Ablauf
beschrieben. Die wesentlichen Eigenschaften der Probekörper und Versuchsergebnisse werden im
Hauptteil der Arbeit tabellarisch aufgelistet. Eine detaillierte Auflistung der Versuchsparameter findet
sich im Anhang der Arbeit. Bei der Beschreibung der Versuchsergebnisse liegt das besondere
Augenmerk auf der Steigerung der Tragfähigkeit und der Veränderung der Duktilität. Zusätzlich
werden weitere, teils ähnliche Verstärkungskonzepte angeführt und kurz beschrieben. Abschließend
werden die wichtigsten Kriterien der verschiedenen Verstärkungsmaßnahmen miteinander verglichen.
VII
Abstract
In order to illustrate the effects of different strengthening methods, a theoretical explanation of the
punching shear problem is required. The most important parameters that influence the punching shear
resistance are explained. This also shows which subsequent changes can increase the punching shear
resistance of flat slabs. Furthermore, the critical shear crack theory illustrates that the change of
different parameters influences not only the punching shear resistance but also the deformability. Two
structural collapses are described to show the drastic effects of a punching shear failure. In addition,
mistakes in planning and construction are analysed for both buildings. As fibre reinforced polymers
are often used to strengthen buildings, its characteristics as well as its advantages and disadvantages
are briefly explained.
In the main part, seventeen different strengthening methods, tested on models of a flat slab part, are
presented and analysed. The chosen experiments can be grouped in five categories:
Increasing the flexural resistance
post-installed shear reinforcement
increasing the shear and flexural resistance
post-installed prestressing
enlarging of the supporting area.
In each experiment, the installation of the strengthening system, as well as the testing setup and the
procedure are described. Furthermore, the most important characteristics of the specimens and the test
results are listed in tables. More details are listed in the appendix. The discussion of the test results
focuses mainly on the increase of the load carrying capacity and the change of the ductility. In
addition, further similar strengthening methods are briefly summarized. In a final step, a comparison
between the most important criteria of the different methods is drawn.
Inhaltsverzeichnis
VIII
Inhalt
Inhalt ................................................................................................................................................... VIII
Tabellenverzeichnis ............................................................................................................................... XI
Abbildungsverzeichnis ....................................................................................................................... XIII
1 Motivation .................................................................................................................................. 1
2 Grundlegende Aspekte des Durchstanzens ................................................................................. 3
2.1 Einflüsse auf den Durchstanzwiderstand einer Flachdecke..................................................... 4
2.1.1 Durchstanzwiderstand einer Platte ohne Durchstanzbewehrung ..................................... 4
2.1.2 Durchstanzwiderstand einer Platte mit Durchstanzbewehrung ....................................... 5
3 Schadensfälle: Zwei Beispiele und ihre Ursachen ...................................................................... 8
3.1 Kaufhaus in Seoul, Südkorea, 1995 ........................................................................................ 8
3.2 Parkhaus in Wolverhampton, Großbritannien, 1997 ............................................................... 9
4 Einordnungsmöglichkeiten von Verstärkungsmethoden .......................................................... 10
5 Wirkungsweise verschiedener Verstärkungsmethoden – erklärt anhand der Theorie des
kritischen Schubrisses ........................................................................................................................... 13
5.1.1 Vergrößerung der lastabtragenden Fläche ..................................................................... 15
5.1.2 Erhöhung des Biegewiderstandes .................................................................................. 16
5.1.3 Aufbringen einer zusätzlichen Betonschicht ................................................................. 17
5.1.4 Installation einer Schubbewehrung ............................................................................... 17
5.1.5 Aufbringen einer Vorspannung ..................................................................................... 18
6 Exkurs: Faserverstärkte Kunststoffe – ein häufig eingesetzter Werkstoff bei
Verstärkungsmaßnahmen ...................................................................................................................... 19
7 Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden der letzten zwanzig Jahre (1998-2018) ..... 21
7.1 Notation ................................................................................................................................. 21
7.2 Erhöhung des Biegewiderstandes .......................................................................................... 22
7.2.1 Kreuzweise verklebte CFK-Lamellen mit Ankerschrauben – URBAN/TARKA (2010,
Polen) ....................................................................................................................................... 22
7.2.2 Geklebte, lange CFK-Streifen bei Platten mit Durchbrüchen – DURUCAN/ANIL (2015,
Türkei) ...................................................................................................................................... 24
Inhaltsverzeichnis
IX
7.2.3 Schichten aus textilbewehrtem Mörtel (CFK- und GFK-Gewebe) – KOUTAS/BOURNAS
(2017, Großbritannien) ............................................................................................................. 28
7.2.4 Literaturverweise ........................................................................................................... 32
7.3 Installation einer Schubbewehrung ....................................................................................... 33
7.3.1 Vertikal installierte Scherbolzen aus Stahl – POLAK (2005, Kanada) ........................... 33
7.3.2 Vertikal installierte Stahlbolzen mit verschiedenen Verankerungssystemen – INÁCIO et
al. (2012, Portugal) ................................................................................................................... 38
7.3.3 Schräg installierte Verstärkungsanker aus Stahl mit Verbund - MUTTONI et al. (2008,
2010, Schweiz/Lichtenstein) .................................................................................................... 44
7.3.4 Vertikal installierte, gerippte CFK-Stäbe – MEISAMI et al. (2013, Iran)....................... 49
7.3.5 Vertikal installierte Betonschrauben aus Stahl – FEIX et al. (2012, Österreich), WÖRLE
(2014, Österreich) und LECHNER (2017, Österreich) ............................................................... 53
7.3.6 Vertikal installierte CFK-Gitter - MEISAMI et al. (2014, Iran) ...................................... 59
7.3.7 Vertikal installierte CFK-Bündel mit Fächern - MEISAMI et al. (2015, Iran) ............... 63
7.3.8 Reparatur nach Durchstanzen mit vorgespannten, vertikalen Stahl-Gewinde-Stangen -
ASKAR (2015, Ägypten) ........................................................................................................... 66
7.3.9 Literaturverweise ........................................................................................................... 70
7.4 Erhöhung des Schub- und Biegewiderstandes....................................................................... 70
7.4.1 Kombination von Stahlplatten mit Verbund und Stahlbolzen – EBEAD / MARZOUK
(2002, Katar) ............................................................................................................................. 70
7.4.2 Aufbeton mit Schub- und Biegebewehrung – AMSLER et al. (2014, Schweiz) ............. 73
7.4.3 Literaturverweise ........................................................................................................... 76
7.5 Aufbringen einer Vorspannung ............................................................................................. 77
7.5.1 Vorgespannte Stahllitzen mit Verankerung durch Verbund – FARIA et al. (2011,
Portugal) ................................................................................................................................... 77
7.5.2 Vorgespannte CFK-Schlaufen mit mechanischer Verankerunng – KOPPITZ et al (2014,
Schweiz) ................................................................................................................................... 81
7.5.3 Vorgespannte und nicht vorgespannte CFK-Platten mit Verbund und mechanischer
Verankerung – ABDULLAH et al (2013; Ägypten) .................................................................... 85
7.6 Vergrößerung der lastabtragenden Fläche ............................................................................. 89
7.6.1 Reparatur und Verstärkung durch Installation eines Stahlkragens – WIDIANTO (2006,
USA) ....................................................................................................................................... 90
Inhaltsverzeichnis
X
8 Vergleich und Fazit .................................................................................................................. 95
Quellen .................................................................................................................................................. 99
Appendix .............................................................................................................................................. A1
Inhaltsverzeichnis
XI
Tabellenverzeichnis
Tabelle 7-1: Notation ............................................................................................................................. 21
Tabelle 7-2: Kreuzweise verklebte CFK-Lamellen – Probekörper – URBAN/TARKA (2010) ............... 23
Tabelle 7-3: Kreuzweise verklebte CFK-Lamellen – Verstärkungselemente und Ergebnisse –
URBAN/TARKA (2010) .................................................................................................... 24
Tabelle 7-4: Geklebte, lange CFK-Streifen – Probekörper – nach DURUCAN/ANIL (2015) ................. 26
Tabelle 7-5: Geklebte, lange CFK-Streifen – Ergebnisse – nach DURUCAN/ANIL (2015) ................... 28
Tabelle 7-6: Textilbewehrter Mörtel – Probekörper – nach KOUTAS/BOURNAS (2017) ...................... 30
Tabelle 7-7: Textilbewehrter Mörtel – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach KOUTAS /
BOURNAS (2017) ............................................................................................................ 31
Tabelle 7-8: Vertikal installierte Scherbolzen – Probekörper – nach POLAK (2005) ............................ 35
Tabelle 7-9: Vertikal installierte Scherbolzen – Verstärkungselemente – nach POLAK (2005) ............ 36
Tabelle 7-10: Vertikal installierte Scherbolzen – Ergebnisse – nach POLAK (2005) ............................ 37
Tabelle 7-11: Vertikal installierte Stahlbolzen mit verschiedenen Verankerungssystemen –
Probekörper – nach INÁCIO et al. (2012)........................................................................ 40
Tabelle 7-12: Vertikal installierte Stahlbolzen mit verschiedenen Verankerungssystemen –
Verstärkungselemente – nach INÁCIO et al. (2012) ........................................................ 41
Tabelle 7-13: Vertikal installierte Stahlbolzen mit verschiedenen Verankerungssystemen – Ergebnisse
- nach INÁCIO et al. (2012) ............................................................................................. 42
Tabelle 7-14: Schräg installierte Verstärkungsanker – Probekörper – nach MUTTONI et al. (2008) und
FERNÁNDEZ RUIZ et al. (2010) ....................................................................................... 46
Tabelle 7-15 Schräg installierte Verstärkungsanker – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach
MUTTONI et al. (2008) und FERNÁNDEZ RUIZ et al. (2010) ........................................... 47
Tabelle 7-16: Vertikal installierte, gerippte CFK-Stäbe – Probekörper – nach MEISAMI et al. (2013) 50
Tabelle 7-17: Vertikal installierte, gerippte CFK-Stäbe – Verstärkungselemente – nach MEISAMI et al.
(2013) ............................................................................................................................. 50
Tabelle 7-18: Vertikal installierte, gerippte CFK-Stäbe – Ergebnisse – nach MEISAMI et al. (2013)... 51
Tabelle 7-19: Vertikal installierte Betonschrauben – Probekörper – nach WÖRLE (2014) und
WALKNER et al. (2017) ................................................................................................... 55
Tabelle 7-20: Vertikal installierte Betonschrauben – Verstärkungselemente – nach WÖRLE (2014) und
WALKNER et al. (2017) ................................................................................................... 56
Tabelle 7-21: Vertikal installierte Betonschrauben – Ergebnisse – nach WÖRLE (2014) und WALKNER
et al. (2017) .................................................................................................................... 57
Tabelle 7-22: Vertikal installierte CFK-Gitter – Probekörper – nach MEISAMI et al. (2014) ............... 60
Tabelle 7-23: Vertikal installierte CFK-Gitter – Verstärkungselemente – nach MEISAMI et al. (2014) 61
Tabelle 7-24: Vertikal installierte CFK-Gitter – Ergebnisse – nach MEISAMI et al. (2014) ................. 61
Inhaltsverzeichnis
XII
Tabelle 7-25: Vertikal installierte CFK-Bündel mit Fächern – Probekörper – nach MEISAMI et al.
(2015) ............................................................................................................................. 64
Tabelle 7-26: Vertikal installierte CFK-Bündel mit Fächern – Verstärkungselemente und Ergebnisse –
nach MEISAMI et al. (2015) ............................................................................................ 65
Tabelle 7-27: Vertikale, vorgespannte Stahlgewindestangen – Probekörper – nach ASKAR (2015b) .. 68
Tabelle 7-28: Vertikale, vorgespannte Stahlgewindestangen – Verstärkungselemente und Ergebnisse –
nach ASKAR (2015b) ...................................................................................................... 69
Tabelle 7-29: Kombination Stahlplatten mit Verbund und Stahlbolzen – Probekörper – nach
EBEAD/MARZOUK (2002) ............................................................................................... 72
Tabelle 7-30: Kombination Stahlplatten mit Verbund und Stahlbolzen – Verstärkungselemente und
Ergebnisse – nach EBEAD/MARZOUK (2002) ................................................................. 73
Tabelle 7-31: Aufbeton – Probekörper – nach AMSLER et al. (2014) ................................................... 75
Tabelle 7-32: Aufbeton – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach AMSLER et al. (2014) .......... 76
Tabelle 7-33: Gespannte Stahllitzen mit Verbund – Probekörper – nach FARIA et al. (2011) .............. 79
Tabelle 7-34: Gespannte Stahllitzen mit Verbund – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach
FARIA et al. (2011) ......................................................................................................... 80
Tabelle 7-35: Vorgespannte CFK-Streifen – Probekörper – nach KOPPITZ et al. (2014) ..................... 82
Tabelle 7-36: Vorgespannte CFK-Schlaufen – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach KOPPITZ
et al. (2014) .................................................................................................................... 84
Tabelle 7-37: Vorgespannte und nicht vorgespannte CFK-Streifen – Probekörper – nach ABDULLAH et
al. (2013) ........................................................................................................................ 88
Tabelle 7-38: Vorgespannte und nicht vorgespannte CFK-Platten – Verstärkungselemente und
Ergebnisse – nach ABDULLAH et al. (2013) ................................................................... 88
Tabelle 7-39: Stahlkragen – Probekörper – nach WIDIANTO (2006) ................................................. 93
Tabelle 7-40: Stahlkragen – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach WIDIANTO (2006) ........ 94
Tabelle 8-1: Vergleich der Verstärkungssysteme .................................................................................. 96
Inhaltsverzeichnis
XIII
Abbildungsverzeichnis
Abbildung 2-1: Durchstanzkegel; entnommen aus WALKNER (2014) .................................................... 3
Abbildung 2-2: Last-Verformungsdiagramm für Durchstanzen und Biegeversagen; entnommen aus
BEUTEL (2002) ............................................................................................................... 3
Abbildung 2-3: Versagen innerhalb des durchstanzbewehrten Bereichs nach LIPS et al. (2012);
entnommen aus WALKNER (2014) ................................................................................ 6
Abbildung 2-4: Versagen außerhalb des durchstanzbewehrten Bereichs nach LIPS et al. (2012);
entnommen aus WALKNER (2014) .............................................................................. 6
Abbildung 2-5: Versagen am Stützenanschnitt nach LIPS et al. (2012); entnommen aus WALKNER
(2014) ............................................................................................................................. 7
Abbildung 2-6: Delamination der Betondeckung nach LIPS et al. (2012); entnommen aus WALKNER
(2014) ............................................................................................................................. 7
Abbildung 2-7: Versagen zwischen den Durchstanzelementen nach LIPS et al. (2012); entnommen aus
WALKNER (2014) ........................................................................................................... 7
Abbildung 2-8: Biegeversagen nach LIPS et al. (2012); entnommen aus WALKNER (2014) .................. 7
Abbildung 3-1: Einsturz Kaufhaus in Seoul; entnommen aus REDDIT (2016) ....................................... 8
Abbildung 3-2: Teileinsturz Parkhaus in Wolverhampton; entnommen aus WOOD (s.a.) ...................... 9
Abbildung 4-1: Einteilung von Verstärkungsmethoden nach KOPPITZ et al. (2013) ............................ 10
Abbildung 4-2: Einteilung von Verstärkungsmethoden nach SANTOS et al. (2014) ............................. 11
Abbildung 5-1: Kritischer Schubriss; entnommen aus MUTTONI et al (2008) ...................................... 13
Abbildung 5-2: Bruchkriterium/Last-Verformungsbeziehung nach MUTTONI et al (2008) ................. 15
Abbildung 5-3: Bruchkriterium/Last-Verformungsbeziehung bei Vergrößerung der lastabtragenden
Fläche nach LAPI et al. (2016) ..................................................................................... 16
Abbildung 5-4: Bruchkriterium/Last-Verformungsbeziehung bei Erhöhung des Biegewiderstandes
nach LAPI et l. (2016) .................................................................................................. 16
Abbildung 5-5: Bruchkriterium/Last-Verformungsbeziehung bei Aufbringen einer zusätzlichen
Betonschicht nach LAPI et al. (2016) ........................................................................... 17
Abbildung 5-6: Bruchkriterium/Last-Verformungsbeziehung bei nachträglicher Schubbewehrung nach
LAPI et al. (2016) ......................................................................................................... 18
Abbildung 5-7: Bruchkriterium/Last-Verformungsbeziehung bei Vorspannen nach KOPPITZet al.
(2013) und FARIA et al. (2014) .................................................................................... 18
Abbildung 6-1: Spannungsdehnungsdiagramm für faserverstärkte Kunststoffe nach WIDIANTO (2006)
..................................................................................................................................... 19
Abbildung 7-1: Kreuzweise verklebte CFK-Lamellen mit Ankerschrauben; entnommen aus
URBAN/TARKA (2010) ................................................................................................. 23
Abbildung 7-2: Geklebte CFK-Streifen an der Zugseite und an den Durchbrüchen nach
DURUCAN/ANIL (2015) ................................................................................................ 25
Inhaltsverzeichnis
XIV
Abbildung 7-3: Anordnung der Durchbrüche und CFK-Streifen nach DURUCAN/ANIL (2015)........... 26
Abbildung 7-4: Last-Verformungsdiagramm der Probekörper "Specimen 1" - "Specimen 5" nach
DURUCAN/ANIL (2015) ............................................................................................... 27
Abbildung 7-5: CFK-Gewebe und GFK-Gewebe, Abmessungen in mm; entnommen aus
KOUTAS/BOURNAS (2017) ........................................................................................... 29
Abbildung 7-6: Versuchstand; entnommen aus KOUTAS/BOURNAS (2017) ......................................... 29
Abbildung 7-7: Anordnung der CFK- bzw. GFK-Gewebe, nach KOUTAS / BOURNAS (2017) ............ 30
Abbildung 7-8: Last-Verformungsdiagramm der Probekörper „CON“ – „C3_cr“, entnommen aus
KOUTAS / BOURNAS (2017) ......................................................................................... 32
Abbildung 7-9: Scherbolzen; entnommen aus POLAK (2005) ............................................................... 33
Abbildung 7-10: Installation der Scherbolzen nach POLAK (2005) ...................................................... 33
Abbildung 7-11: Anordnung der Scherbolzen nach POLAK (2005) ...................................................... 34
Abbildung 7-12: Last-Verformungsdiagramme; entnommen aus POLAK (2005) ................................. 38
Abbildung 7-13: Verankerungssysteme; entnommen aus INÁCIO et al. (2012) .................................... 39
Abbildung 7-14: Abspannung Probekörper (Abmessungen in mm); entnommen aus INÁCIO et al.
(2012) ........................................................................................................................... 40
Abbildung 7-15: Last-Verformungsdiagramme; entnommen aus INÁCIO et al. (2012) ........................ 43
Abbildung 7-16: Verstärkungsanker Hilti HZA-P; entnommen aus MUTTONI et al. (2008) ................ 45
Abbildung 7-17: Anordnung Verstärkungsanker; entnommen aus MUTTONI et al. (2008) .................. 45
Abbildung 7-18: Anordnung der Verstärkungsanker; entnommen aus MUTTONI et al. (2008) ............ 46
Abbildung 7-19: Last-Rotationsdiagramme; entnommen aus MUTTONI et al. (2008) und FERNÁNDEZ
RUIZ et al. (2010) ......................................................................................................... 48
Abbildung 7-20: Gerippter CFK-Stab; entnommen aus MEISAMI et al. (2013) .................................... 49
Abbildung 7-21: Anordnung CFK-Rundstäbe (Abmessungen in mm) nach Meisami (2013) .............. 50
Abbildung 7-22: Last-Verformungsdiagramme; entnommen aus MEISAMI et al. (2013) ..................... 52
Abbildung 7-23: Versagensbilder; entnommen aus MEISAMI et al. (2013) .......................................... 53
Abbildung 7-24: Betonschraube TSM B 22 (Abmessungen in mm); entnommen aus Wörle (2014) ... 54
Abbildung 7-25: Skizze Versuchsaufbau (Abmessungen in cm); entnommen aus WÖRLE (2014) ...... 54
Abbildung 7-26: Anordnung Betonschrauben "P02"-"P03" (Abmessungen in mm) nach WÖRLE (2014)
..................................................................................................................................... 56
Abbildung 7-27: Last-Verformungsdiagramme; entnommen aus WÖRLE (2014 ................................. 57
Abbildung 7-28: Last-Verformungsdiagramme; entnommen aus WALKNER et al. (2017) ................... 58
Abbildung 7-29: CFK-Gitter Skizze und Foto; entnommen aus MEISAMI et al. (2014) ....................... 60
Abbildung 7-30: Abmessungen CFK-Gitter nach MEISAMI et al. (2014) ............................................. 61
Abbildung 7-31: Last-Verformungsdiagramme; entnommen aus MEISAMI et al. (2014) ..................... 62
Abbildung 7-32: Versagensbilder; entnommen aus MEISAMI et al. (2014) .......................................... 63
Abbildung 7-33: CFK-Bündel mit Fächer; entnommen aus MEISAMI et al. (2015) ............................. 64
Inhaltsverzeichnis
XV
Abbildung 7-34: Einbau der CFK-Bündel mit Fächer; entnommen aus MEISAMI et al. (2015) ........... 64
Abbildung 7-35: Last-Verformungsdiagramme; entnommen aus MEISAMI et al. (2015) ..................... 65
Abbildung 7-36: Versagensbild „FF3-24 Zugseite“; entnommen aus MEISAMI et al. (2015) .............. 66
Abbildung 7-37: Vorspannen der Stahlgewindestangen; entnommen aus ASKAR (2011b) .................. 67
Abbildung 7-38: Bewehrungsmatte als Durchstanzverstärkung; nach IBRAHIM et al. (2016) .............. 67
Abbildung 7-39: Anordnung der Stahlgewindestangen (Abmessungen in mm); nach ASKAR (2015b) 68
Abbildung 7-40: Vergleich der Steifigkeiten in den Versuchen mit vertikal installierten Scherbolzen
und vorgespannten Stahlgewindestangen; entnommen aus POLAK (2005) und ASKAR
(2015b) ......................................................................................................................... 70
Abbildung 7-41: Verstärkungssystem: Schnitt und Draufsicht und Foto der Stahlbolzen; entnommen
aus EBEAD / MARZOUK (2002) .................................................................................... 71
Abbildung 7-42: Anordnung Stahlplatten und Bolzen; entnommen aus EBEAD / MARZOUK (2002) ... 72
Abbildung 7-43: Komponenten bei der Verstärkung mit Aufbeton; entnommen aus AMSLER et al.
(2014) ........................................................................................................................... 74
Abbildung 7-44: Schubverbinder Hilti HCC-B; entnommen aus HILTI (2018) .................................... 75
Abbildung 7-45: Skizze und Foto vorgespannte Stahllitzen; nach bzw. entnommen aus FARIA et al.
(2011) ........................................................................................................................... 77
Abbildung 7-46: Vorspannen der Stahllitzen; nach FARIA et al. (2011) ............................................... 78
Abbildung 7-47: Versuchsaufbau vorgespannte Stahllitzen; entnommen aus FARIA et al. (2011) ....... 78
Abbildung 7-48: Messpunkte Verschiebung; entnommen aus FARIA et al. (2011) .............................. 80
Abbildung 7-49: Vorgespannte CFK-Schlaufen Skizze Schnitt und Foto; entnommen aus KOPPITZ et
al. (2014) ...................................................................................................................... 81
Abbildung 7-50: Versuchsstand Skizze Draufsicht (Abmessungen in mm) und Foto; entnommen aus
KOPPITZ et al. (2014) ................................................................................................... 82
Abbildung 7-51: Stahlplatte mit verschiedenen Abmessungen für die Probekörper „Sr1“, „Sr2“ und
„Sr3“; entnommen aus KOPPITZ et al. (2014) .............................................................. 83
Abbildung 7-52: Positionen der Verschiebungsmesser (Angaben in mm); entnommen aus KOPPITZ et
al. (2014) ...................................................................................................................... 84
Abbildung 7-53: Normierte Last-Verformungskurven inklusive Belastungspfad; entnommen aus
KOPPITZ et al. (2014) ................................................................................................... 85
Abbildung 7-54: Vorgespannte CFK-Platten; entnommen aus ABDULLAH et al. (2013) ..................... 86
Abbildung 7-55: Skizze Draufsicht Kerbe und Verstärkungselemente; nach ABDULLAH et al. (2013) 87
Abbildung 7-56: Last-Verformungsbeziehungen; entnommen aus ABDULLAH et al. (2013) ............... 89
Abbildung 7-57: Beispiele zur Vergrößerung der lastabtragenden Fläche; entnommen aus LUO /
DURRANI (1994) und HASSANZADEH / SUNDQVIST (1998) ........................................ 90
Abbildung 7-58: Beschädigte Stützen-Decken-Verbindung; entnommen aus WIDIANTO (2006) ........ 90
Abbildung 7-59: Stahlkragen; entnommen aus WIDIANTO (2006) ....................................................... 91
Inhaltsverzeichnis
XVI
Abbildung 7-60: Versuchsstand, Abmessungen in cm; entnommen aus bzw. nach WIDIANTO (2006) 92
Abbildung 7-61: Anordnung Biegebewehrung: links Druckzone, rechts Zugzone; nach WIDIANTO
(2006) ........................................................................................................................... 93
Abbildung 7-62: Versagensbild; entnommen aus WIDIANTO (2006) ................................................... 94
Motivation
1
1 Motivation
Die von Stützen getragene Stahlbetonflachdecke ist auf Grund ihrer zahlreichen Vorteile eine weit
verbreitete Konstruktion. Eine einfache, schnelle und ökonomische Bauweise zeichnet die
Flachdecke aus [INÁCIO et al. (2012)]. Diese resultiert beispielsweise aus einfacher Schalungsform,
einfacher Bewehrungsverlegung und Reduktion der Material- und Arbeitskosten im Vergleich zu
anderen Deckenformen [SANTOS et al. (2014)]. Vor allem aber die architektonische Freiheit und
die große Flexibilität, die durch den Wegfall von tragenden Wänden für die Nutzung eines
Gebäudes gegeben sind, führen zu einer häufigen Verwendung [KOPPITZ et al. (2013) und SANTOS
et al. (2014)]. Auch die mögliche Reduzierung der Geschoßhöhe durch die geringe
Konstruktionshöhe und die ebene Untersicht zählen zu den Vorteilen der Flachdecke [POLAK
(2005)]. Der große Nachteil jedoch besteht darin, dass im Bereich der Stützen große negative
Biegemomente und große Querkräfte aufeinandertreffen. Dies führt zur Gefahr eines
Durchstanzversagens. Durchstanzen ist ein spröder Versagensmechanismus und kann zu einem
progressiven Kollaps der gesamten Tragstruktur führen [KOPPITZ et al. (2013)].
Eine große Anzahl bestehender Flachdecken muss nachträglich gegen Durchstanzen verstärkt
werden. Die Gründe dafür sind vielfältig. Untersuchungen in Folge von Einstürzen zeigen, dass
bereits in der Planung und Ausführung Fehler gemacht wurden. Zu den Planungsfehlern zählt
beispielsweise das Unterschätzen der auftretenden Querkräfte. Während des Ausführens wurden
teilweise Durchstanzbewehrungen falsch verlegt oder vergessen und die obere Bewehrungslage zu
tief verlegt, was zu einer Reduzierung der statischen Nutzhöhe führt. Andererseits kann auch bei
korrekter Planung und Ausführung eine nachträgliche Verstärkung notwendig sein, beispielsweise
wenn durch eine Umnutzung des Gebäudes höhere Lasten zu erwarten sind, oder wenn durch neue
Normen höhere Anforderungen entstehen [MUTTONI et al. (2008)]. Teilweise ist auch auf Grund
von Korrosion des Bewehrungsstahles und einer Verschlechterung des Zustandes des Betons eine
Instandsetzung erforderlich [INÁCIO et al. (2012)]. Ertüchtigung gegen Durchstanzen kann auch bei
Öffnungen in der Nähe von Stützen notwendig sein. Einerseits fehlt es bei Durchbrüchen teilweise
an einer korrekten Detailplanung und Ausführung, andererseits führen im Nachhinein installierte
Öffnungen zu Problemen [KOPPITZ et al. (2013)]. Des Weiteren wird bei Reparaturmaßnahmen
von Schäden im Stützenbereich, die beispielsweise durch Erdbeben verursacht werden, oft auch
eine Erhöhung des Durchstanzwiderstandes gefordert [RAMOS et al. (2000)].
Auf Grund der großen Notwendigkeit, Flachdecken zu ertüchtigen, wurden in den letzten Jahren
viele Methoden zur Durchstanzverstärkung in der Wissenschaft und Wirtschaft entwickelt. So
finden sich in der Literatur zahlreiche Varianten zur Durchstanzertüchtigung sowie viele
verschiedene Bemessungsansätze. Ziel dieser Arbeit ist es, einen Überblick über diese Methoden
Motivation
2
zu geben, sowie die Vor- und Nachteile der einzelnen Methoden herauszuarbeiten und zu
vergleichen.
Grundlegende Aspekte des Durchstanzens
3
2 Grundlegende Aspekte des Durchstanzens
Unter Durchstanzen wird ein spröder Versagensmechanismus verstanden, der bei Platten durch
eine konzentrierte Lasteinleitung großer Kräfte hervorgerufen wird. Dabei entsteht um die
Lasteinleitungsfläche herum ein schräger Schubriss. Es bildet sich ein Kegelstumpf, der sogenannte
Durchstanzkegel, der aus der Platte heraus stanzt [FEIX/WALKNER (2012)]. Die Bildung des
Durchstanzkegels führt zu einem rapiden Verlust der Tragfähigkeit und die Platte bricht außerhalb
des Durchstanzkegels ein. Dies führt zu einem Systemwechsel und zu einer Vergrößerung der
Einzugsfläche der angrenzenden Stützen, welche diese zusätzliche Last meist nicht aufnehmen
können. In weiterer Folge bricht die Platte auch dort und dies kann zu einem progressiven Einsturz
der Tragstruktur führen [MUTTONI et al. (2008)].
Abbildung 2-1: Durchstanzkegel; entnommen aus WALKNER (2014)
Der Unterschied zwischen einem Durchstanz- und einem Biegeversagen lässt sich mit Hilfe eines
schematischen Last-Verformungs-Diagrammes verdeutlichen, schematisch dargestellt in
Abbildung 2-2.
Abbildung 2-2: Last-Verformungsdiagramm für Durchstanzen und Biegeversagen; entnommen aus BEUTEL
(2002)
Grundlegende Aspekte des Durchstanzens
4
2.1 Einflüsse auf den Durchstanzwiderstand einer Flachdecke
Um eine Verstärkungsmaßnahme verstehen und beurteilen zu können, ist es notwendig, die
Parameter, die diese ausgesprochen komplexe Versagensart beeinflussen, zu kennen. Dafür ist eine
Unterteilung in Flachdecken ohne und mit Durchstanzbewehrung notwendig.
2.1.1 Durchstanzwiderstand einer Platte ohne Durchstanzbewehrung
Folgende Kriterien sind für den Durchstanzwiderstand einer Platte ohne Durchstanzbewehrung
ausschlaggebend (siehe z.B. [FEIX/WALKNER (2012)]:
• Plattendicke und statische Nutzhöhe
Mit steigender Nutzhöhe der Platte nimmt der Durchstanzwiderstand zu. Diese Zunahme findet
jedoch nur unterproportional statt. Man spricht in diesem Zusammenhang vom Maßstabseffekt.
Dieser Effekt ist darauf zurückzuführen, dass die Rissprozesszone des Betons, in der noch eine
teilweise Kraftübertragung möglich ist, von der Gesamtlänge des Risses und dadurch auch von der
Bauteilhöhe unabhängig ist [OZBOLT (1995) und ZINK (2000)].
• Verhältnis der Lasteinleitungsfläche zur Nutzhöhe
Da Durchstanzen eine Folge konzentrierter Lasten ist, ist das Verhältnis der Lasteinleitungsfläche
(=Stützenkopfquerschnitt) zur Nutzhöhe der Platte. ein maßgebendes Kriterium.
• Form der Lasteinleitungsfläche
Auch die Form des Stützenquerschnittes beeinflusst den Durchstanzwiderstand. Vergleicht man
eine kreisförmige mit einer quadratischen Krafteinleitungsfläche desselben Umfanges, reduziert der
quadratische Querschnitt den Durchstanzwiderstand der Konstruktion. Dies ist durch die
Spannungskonzentrationen in den Ecken erklärbar. Bei kleinen Verhältnissen des Stützenumfanges
zur statischen Nutzhöhe nehmen die Unterschiede zwischen den beiden genannten Stützenformen
wieder ab [VANDERBILT (1972)]. Auch bei großen Verhältnissen spielt die Form des
Stützenquerschnittes keine entscheidende Rolle mehr, da dann statt eines Durchstanzversagens ein
Querkraftversagen auftritt [CRISWELL (1974)].
• Exzentrizität der Durchstanzlast
Da die Stütze und die Platte im Regelfall nicht gelenkig miteinander verbunden sind, werden
Momente im Lasteinleitungsbereich übertragen. Dies führt zu einer Exzentrizität der
Durchstanzkraft und vermindert den Widerstand.
Grundlegende Aspekte des Durchstanzens
5
• Biegebewehrungsgrad der Platte im Durchstanzbereich
Mit steigendem Bewehrungsgrad nimmt die Druckzonenhöhe zu. Dadurch wächst der Widerstand
der Druckzone bezüglich Biegung und Querkraft. Außerdem trägt die Dübelwirkung der
Biegebewehrung zum Durchstandwiderstand bei. Jedoch führt eine Erhöhung des
Biegebewehrungsgrades nur zu einer unterproportionalen Steigerung des Durchstanzwiderstandes
[KORDINA/NÖLTING (1986)]. Außerdem vermindert ein hoher Biegebewehrungsgrad die
Rotationsfähigkeit der Platte. Dadurch verliert die Platte an Duktilität [MUTTONI (2008)].
• Betonfestigkeit
Die Betondruckfestigkeit spielt für den Durchstanzwiderstand eine entscheidende Rolle, da sich am
Rand der Lasteinleitungsfläche eine schräge Betondruckstrebe bildet. Die mit der
Betondruckfestigkeit im Zusammenhang stehende Betonzugfestigkeit ist für die Rissbildung und
Rissverzahnung bedeutend. Außerdem wirkt sich die Betonfestigkeit auf die Verbundwirkung
zwischen dem Beton und der Biegezugbewehrung aus. Eine höhere Betonfestigkeit steigert den
Durchstanzwiderstand, jedoch ist die Zunahme der Durchstanztragfähigkeit mit steigender
Betonfestigkeit unterproportional.
• Längsdruckspannungen
Längsdruckspannungen, die beispielsweise durch eine Vorspannung entstehen, wirken sich positiv
auf den Durchstanzwiderstand aus. Dies kann mit den günstigen Auswirkungen der
Längsdruckspannungen auf den Querkraftwiderstand verglichen werden. Die
Längsdruckspannungen verringern die Rissbildung und erhöhen die Rissverzahnung. Sollten die
Längsdruckspannungen jedoch die Hauptzugspannungen übersteigen, ist der Effekt negativ.
• Größtkorndurchmesser
Da bei Schubrissen durch die Verzahnung der Rissufer noch Schubkräfte übertragen werden
können, spielt die Rauigkeit der Rissufer eine Rolle für den Durchstanzwiderstand. Diese wird
durch die Größe des Zuschlages beeinflusst [PAULAY/LOEBER (1974)]. Bei hochfestem Beton
verlaufen die Risse auf Grund der hohen Zementfestigkeiten nicht durch die Zementmatrix sondern
durch den Zuschlag. Dadurch nimmt die Rissverzahnung ab und der Einfluss des
Größtkorndurchmessers wird reduziert [HALLGREN (1996)]. Insgesamt ist der Einfluss des
Größtkorndurchmessers aber auch bei normalfestem Beton gering.
2.1.2 Durchstanzwiderstand einer Platte mit Durchstanzbewehrung
Die Durchstanzbewehrung übernimmt die Aufgabe, die durch Schubrisse getrennten Rissufer
zugfest zu verbinden. Dies ermöglicht nach Entstehung der Schubrisse eine weitere Laststeigerung.
Grundlegende Aspekte des Durchstanzens
6
Da die Schubrisse beim Durchstanzen kegelförmig um die Lasteinleitungsfläche herum entstehen,
muss die Bewehrung konzentrisch verlegt werden. Eine Durchstanzbewehrung steigert nicht nur
die Tragfähigkeit, sondern erhöht auch die Verformungskapazität der Stützen-Decken-Verbindung
[ETTER et al. (2009)].
2.1.2.1 Versagensmechanismen
Nach LIPS et al. (2012), FIB (2001a), und FERNÁNDEZ RUIZ/MUTTONI (2009) lässt sich das
Tragverhalten einer durchstanzbewehrten Platte über die folgenden Versagensmechanismen
erklären:
• Versagen innerhalb des durchstanzbewehrten Bereichs
Dieses Versagen tritt ein, wenn Elemente der Durchstanzbewehrung ihre Tragfähigkeit erreichen
oder die Verankerungen der Elemente ausreißen. Die Stütze stanzt durch die Platte durch.
Abbildung 2-3: Versagen innerhalb des durchstanzbewehrten Bereichs nach LIPS et al. (2012); entnommen aus
WALKNER (2014)
• Versagen außerhalb des durchstanzbewehrten Bereichs
Wird eine an sich wirkungsvolle Durchstanzbewehrung nicht weit genug vom Stützenrand radial
bis in die Platte hinein verlegt, kann es zum Durchstanzversagen außerhalb des
durchstanzbewehrten Bereichs kommen. Das System versagt wie eine Platte ohne
Durchstanzbewehrung nur mit einer größeren Lasteinleitungsfläche.
Abbildung 2-4: Versagen außerhalb des durchstanzbewehrten Bereichs nach LIPS et al. (2012); entnommen aus
WALKNER (2014)
• Versagen am Stützenanschnitt
Bei ausreichender Durchstanzbewehrung versagt die Platte in Stützennähe in der Betondruckzone.
Die Tragfähigkeit lässt sich durch zusätzliche Durchstanzbewehrung nicht mehr erhöhen. Die
Grundlegende Aspekte des Durchstanzens
7
Tragfähigkeit hängt in diesem Fall von der Betondruckfestigkeit, dem Stützenumfang und der
Nutzhöhe der Platte ab.
Abbildung 2-5: Versagen am Stützenanschnitt nach LIPS et al. (2012); entnommen aus WALKNER (2014)
• Delamination der Betondeckung entlang der Biegebewehrung
Bei Systemen, bei denen die Durchstanzbewehrung die Biegebewehrungslage nicht umfasst,
können entlang der Biegebewehrungslage Delaminationsrisse entstehen.
Abbildung 2-6: Delamination der Betondeckung nach LIPS et al. (2012); entnommen aus WALKNER (2014)
• Versagen zwischen den Durchstanzelementen
Bei zu großen radialen Abständen zwischen den Durchstanzbewehrungsreihen kann sich ein
Schubriss zwischen den Reihen ausbilden, der keine Bewehrungselemente schneidet.
Abbildung 2-7: Versagen zwischen den Durchstanzelementen nach LIPS et al. (2012); entnommen aus WALKNER
(2014)
• Biegeversagen
Bei geringem Biegebewehrungsgrad kann es zum Biegeversagen der Platte kommen, noch bevor
sich ein Durchstanzkegel ausbildet Kommt es zu einem Biegeversagen, tritt das Versagen im
Gegensatz zum Durchstanzen mit großen Verformungen auf.
Abbildung 2-8: Biegeversagen nach LIPS et al. (2012); entnommen aus WALKNER (2014)
Schadensfälle: Zwei Beispiele und ihre Ursachen
8
3 Schadensfälle: Zwei Beispiele und ihre Ursachen
Einige folgenschwere Einstürze der letzten Jahre sind auf Durchstanzversagen zurückzuführen. Die
Einstürze geschahen während der Bauphase (z.B. Parkhaus des Tropicana Casinos in Atlantic City,
USA, 2003, 4 Tote), kurz nach der Fertigstellung (z.B. Kaufhaus Sampoong in Seoul, Südkorea,
1995, 501 Tote), bei Brandeinwirkung (z.B. Tiefgarage in Gretzenbach, Schweiz, 2004, 7 Tote),
aber auch bei älteren Gebäuden ohne außergewöhnlichen Einwirkungen (z.B. Parkhaus in
Wolverhampton, Großbritannien, 1997). Im Folgenden werden die Ursachen zweier dieser
Einstürze genauer erklärt.
3.1 Kaufhaus in Seoul, Südkorea, 1995
Das mehrstöckige Gebäude wurde als Wohnhaus geplant. Schon während der Bauarbeiten wurde
beschlossen, es stattdessen als Kaufhaus zu verwenden. Infolge wurde das ursprüngliche
Planungsteam ausgetauscht. Um den benötigten Freiraum für ein Kaufhaus zu schaffen, wurden
weniger Stützen, als anfänglich geplant, gebaut. Auch um Platz für Rolltreppen zu schaffen,
wurden Stützen weggelassen. Am Dach wurde eine 87 Tonnen schwere Heizungs-, Lüftungs- und
Klimaanlage installiert. Nach der Inbetriebnahme gab es zahlreiche Beschwerden über die
Lautstärke. Nach 22 Monaten wurde die Anlage auf die andere Seite des Daches gezogen ohne sie
mit einem Kran in die Höhe zu heben. Während dieser Bewegung, begann das Dach einzusinken
und die Flachdecken darunter versagten schlagartig unter dem zusätzlichen Gewicht. Es gab 501
Tote und ca. 1400 Verletzte. [BROOKS et al. (2014)]
Abbildung 3-1: Einsturz Kaufhaus in Seoul; entnommen aus REDDIT (2016)
Schadensfälle: Zwei Beispiele und ihre Ursachen
9
3.2 Parkhaus in Wolverhampton, Großbritannien, 1997
Das Parkhaus „Pipers Row Car Park“ wurde 1964 bis 1965 errichtet. Die Norm „CP 114: The
Structural Use of Reinforced Concrete in Buildings (1965 edition)” wurde zur Berechnung
herangezogen. Diese Norm liefert nach heutigen Gesichtspunkten ein optimistisches Ergebnis für
den Durchstanzwiderstand. Zusätzlich wurden während des Baus nicht alle Ausführungshinweise
eingehalten. Durch schlechtes Vermischen und Verdichten und teilweise zu niedrigem
Zementanteil war die Betonfestigkeit sehr unterschiedlich und lag deutlich unter dem in der
Berechnung angenommenen Wert. Die Betondeckung an der Unterseite war zu niedrig, wodurch es
zu Korrosion an der Bewehrung kam. Hingegen war die Betondeckung an der Oberseite zu hoch,
was zu einer Reduzierung der statischen Nutzhöhe führte. Im Laufe der Jahre wurden stellenweise
kleine Reparaturarbeiten getätigt. 1996 wurden auf Grund von Leckagen Reparaturen ausgeführt.
In der Nähe von zwei Stützen war der Beton bis zur oberen Bewehrungslage hin bröckelig. Dort
korrodierte die Bewehrung. Diese Gefährdung wurde nicht erkannt und nur der Beton teilweise
ausgetauscht. Dabei wurde jedoch nicht der gesamte beschädigte Beton entfernt und zusätzlich
wurde der Beton rund um die bestehende Bewehrung schlecht verdichtet. 1997 gab es wieder
Leckagen und an der im Jahr zuvor reparierten Stelle, wurde ein Riss entdeckt, der als Gefährdung
eingestuft wurde. Eine Inspektion des gesamten Parkhauses wurde angeordnet, aber noch bevor
diese stattfand, stürzte ein Teil des Gebäudes ein. Da der Einsturz in den Nachtstunden passierte,
wurden keine Personen verletzt. [WOOD (s.a.)]
Abbildung 3-2: Teileinsturz Parkhaus in Wolverhampton; entnommen aus WOOD (s.a.)
Einordnungsmöglichkeiten
10
4 Einordnungsmöglichkeiten von Verstärkungsmethoden
Auf Grund der zahlreichen Parameter, die den Durchstanzwiderstand beeinflussen, ergeben sich
viele unterschiedliche Möglichkeiten, die Tragfähigkeit und auch das Verformungsvermögen der
Decken-Stützen-Verbindungen zu erhöhen. KOPPITZ et al. (2013) teilt die möglichen
Verstärkungskonzepte in vier Kategorien ein:
a. Vergrößerung der lastabtragenden Fläche beispielswiese durch Stahl- oder Betonpilze oder
durch eine Vergrößerung des Stützenquerschnittes über die gesamte Stützenhöhe;
b. Erhöhung des Biegebewehrungsgrades durch das Aufbringen einer zusätzlichen, bewehrten
Betonschicht an der Oberseite der Flachdecke oder durch das Aufkleben einer externen
Biegebewehrung beispielsweise aus Stahlfaser oder Karbonfaser verstärkten Kunststoffen;
c. Nachträglich installierte verankerte oder geklebte Schubbewehrung;
d. Verstärkung durch Vorspannen.
(siehe Abbildung 4-1)
a.
b.
c.
d.
Abbildung 4-1: Einteilung von Verstärkungsmethoden nach KOPPITZ et al. (2013)
INÁCIO et al. (2012) fasst die verschiedenen Techniken zur Verstärkung in fünf Punkten
zusammen:
a. Aufbringen einer zusätzlichen, bewehrten Betonschicht;
b. Verstärken durch geklebte Stahlbleche oder geklebte faserverstärkte Kunststoffe;
c. Austausch von Beton durch höherfesten oder faserverstärkten Beton;
Einordnungsmöglichkeiten
11
d. Einsatz von Beton- oder Stahlpilzen;
e. Verstärken durch Vorspannen mit externen, dauerhaften Ankern oder durch Verankerung
durch Verbund.
SANTOS et al. (2014) führt sechs typische Lösungen zur nachträglichen Verstärkung an:
a. Betonieren eines Betonpilzes;
b. Vergrößern des Stützenquerschnittes über die gesamte Stützenhöhe;
c. Aufbringen einer zusätzlichen, bewehrten Betonschicht;
d. Nachträglich installierte Schubbewehrung mit mechanischen Ankern;
e. Nachträglich installierte Schubbewehrung mit Verbund;
f. Stahlpilze.
(siehe Abbildung 4-2)
a. b.
c. d.
e. f.
Abbildung 4-2: Einteilung von Verstärkungsmethoden nach SANTOS et al. (2014)
Einordnungsmöglichkeiten
12
LAPI et al. (2016) fasst die zahlreichen Techniken nach ihren Wirkungsweisen in vier Gruppen
zusammen:
a. Vergrößerung der lastabtragenden Fläche beispielsweise durch Beton- oder Stahlpilze;
b. Vergrößerung des Biegewiderstandes etwa durch externe, geklebte faserverstärkte
Kunststoffe;
c. Verstärkung durch Stahlbolzen oder andere Schubbewehrung;
d. Vergrößerung des Biege- und Schubwiderstandes beispielsweise durch eine zusätzliche
Betonschicht.
Nach einem anderen Gesichtspunkt treffen beispielsweise RAMOS et al. (2000) und WIDIANTO
(2006) eine Einteilung:
a. Reparaturmaßnahmen bei Stützen-Decken-Verbindungen bei bereits aufgetretenen
Schäden;
b. Verstärkungsmaßnahmen zur Erhöhung des Durchstanzwiderstandes;
c. Kombination beider Maßnahmen, das heißt eine Reparaturmaßnahme, infolge derer der
Durchstanzwiderstand im Vergleich zur unbeschädigten Ausgangslage erhöht werden soll.
Wirkungsweisen
13
5 Wirkungsweise verschiedener Verstärkungsmethoden – erklärt
anhand der Theorie des kritischen Schubrisses
Mit Hilfe der kritischen Schubrisstheorie (CSCT – Critical Shear Crack Theory) nach MUTTONI
lässt sich der Schubwiderstand von Stahlbetonbauteilen berechnen. Die Theorie basiert auf der
Annahme, dass der Schubwiderstand eines Bauteils von der Öffnung und der Rauigkeit des
kritischen Schubrisses abhängt [MUTTONI (2003), MUTTONI/FERNÁNDEZ RUIZ (2008) und
MUTTONI (2008)].
Dieser Zusammenhang lässt sich laut MUTTONI et al. (2008) mit folgenden Beziehung beschreiben:
( , )
Rc g
Vf f d
u d (0.1)
Die Variablen sind wie folgt definiert:
VR Querkraftwiderstand
u kritischer Umfang
d statische Höhe des Bauteils
fc Zylinderdruckfestigkeit
ω Öffnung des kritischen Schubrisses
dg Größtkorndurchmesser
Bei Platten gilt:
d (0.2)
Dies bedeutet, dass die Öffnung des kritischen Schubrisses ω proportional zum Produkt der
Plattenverdrehung ψ und der statischen Nutzhöhe d angenommen wird.
Abbildung 5-1: Kritischer Schubriss; entnommen aus MUTTONI et al (2008)
Wirkungsweisen
14
Durch die Auswertung von Durchstanzversuchen ohne Durchstanzbewehrung ermittelte MUTTONI
(2008) folgende Beziehung, welche auch als Bruchkriterium bezeichnet wird:
0
3
41 15
c
R
g g
u d fV
d
d d
(0.3)
Die zusätzliche Referenzkorngröße dg0 wird mit 16 mm angenommen.
Gemäß der kritischen Schubrisstheorie wird der Durchstanzwiderstand durch den Schnittpunkt des
Bruchkriteriums mit der Last-Verformungsbeziehung der Platte bestimmt. Als vereinfachte Last-
Verformungsbeziehung wird von MUTTONI (2008) bei Innenstützen die Beziehung 4.4
vorgeschlagen:
3
2
0, 228
dy
s R
fL V
d E m
(0.4)
Die Variablen sind wie folgt definiert:
ψ Plattenverdrehung
L Spannweite [m]
d statische Höhe der Platte [m]
fy Fließgrenze der Biegebewehrung [N/mm²]
Es Elastizitätsmodul der Biegebewehrung [N/mm²]
V Einwirkende Querkraft [kN]
mR Biegewiderstand der Platte [kNm/m]
In Gleichung (4.4) ist die Plattenschlankheit zu finden. Erwartungsgemäß wird die Verdrehung ψ
bei gleichbleibender einwirkender Last V mit zunehmender Schlankheit größer. Für verschiedene
Betonstahlsorten kann das Elastizitätsmodul der Biegebewehrung Es als gleichbleibend mit 200 000
N/mm² angesetzt werden. Die Streckgrenze der Bewehrung fy im Verhältnis zum Elastizitätsmodul
der Biegebewehrung Es beschreibt die Dehnung des Bewehrungsstahles bei Fließeintritt. Bei
höherfesten Betonstählen nimmt die Fließdehnung und somit die Plattenrotation ψ zu.
Wirkungsweisen
15
Löst man die Gleichung (4.4) nach V auf, erhält man die Beziehung (4.5), welche den Einfluss des
Biegewiderstandes der Platte auf den Last-Rotationsverlauf verdeutlicht.
3
2
16,75 S
R
y
d EV m
L f
(0.5)
Abbildung 5-2 zeigt vereinfacht die Bruchkurve nach Gleichung (4.3) sowie die Last-
Verformungskurve nach Gleichung (4.4) als Funktionen der einwirkenden Durchstanzkraft V in
Abhängigkeit der Plattenrotation ψ. Hier bezeichnet Vu die Bruchlast.
Abbildung 5-2: Bruchkriterium/Last-Verformungsbeziehung nach MUTTONI et al (2008)
Dieses Diagramm eignet sich sehr gut, um die Wirkungsweise verschiedener
Durchstanzverstärkungen zu erklären und ermöglicht es, die Vorverformung, die beim Installieren
der Verstärkung bereits vorhanden ist, zu berücksichtigen [LAPI et al. (2016)].
5.1.1 Vergrößerung der lastabtragenden Fläche
Bei einer Vergrößerung der lastabtragenden Fläche werden das Bruchkriterium und die Last-
Verformungsbeziehung der Platte beeinflusst. Wie in Abbildung 5-3 ersichtlich, wird der
Durchstanzwiderstand gesteigert und gleichzeitig das Verformungsvermögen der Platte erhöht
[LAPI et al. (2016)].
Wirkungsweisen
16
Abbildung 5-3: Bruchkriterium/Last-Verformungsbeziehung bei Vergrößerung der lastabtragenden Fläche nach
LAPI et al. (2016)
5.1.2 Erhöhung des Biegewiderstandes
Das Bruchkriterium wird durch eine zusätzliche Biegebewehrung (z.B. aufgeklebte faserverstärkte
Kunststoffe) nicht beeinflusst. Jedoch steigt die Last-Verformungskurve, da durch zusätzliche
Biegebewehrung die Plattensteifigkeit erhöht wird, steiler an und schneidet die Kurve des
Bruchkriteriums bei einer höheren Last (vergleiche Abbildung 5-4). Daraus folgt, dass der
Durchstanzwiderstand erhöht werden kann, die Verformungsfähigkeit der Platte nimmt aber ab und
das Versagen wird spröder. [LAPI et al. (2016)]
Abbildung 5-4: Bruchkriterium/Last-Verformungsbeziehung bei Erhöhung des Biegewiderstandes nach LAPI et l.
(2016)
Wirkungsweisen
17
5.1.3 Aufbringen einer zusätzlichen Betonschicht
Bei einer zusätzlich aufgebrachten Betonschicht nimmt die Biegesteifigkeit zu und dadurch steigt
die Last-Verformungskurve steiler an. Zusätzlich kommt es durch die Erhöhung der statischen
Nutzhöhe zu einer positiven Beeinflussung des Bruchkriteriums (Abbildung 5-5). Während der
Anstieg der Last-Verformungskurve zu einer Verminderung des Verformungsvermögens führt,
bewirkt die Beeinflussung des Bruchkriteriums eine Zunahme. [LAPI et al. (2016)].
Abbildung 5-5: Bruchkriterium/Last-Verformungsbeziehung bei Aufbringen einer zusätzlichen Betonschicht nach
LAPI et al. (2016)
5.1.4 Installation einer Schubbewehrung
Da sich eine Schubbewehrung nicht merklich auf die Biegesteifigkeit einer Platte auswirkt, zeigt
sich ihre positive Wirkung auf den Durchstanzwiderstand nur durch Anheben der Bruchkurve
(siehe Abbildung 5-6). Es gibt aber keinen Sprung wie beim Aufbringen einer zusätzlichen
Betonschicht, sondern einen langsamen Anstieg, da die nachträglich installierte
Durchstanzbewehrung erst bei zusätzlicher Verformung aktiviert wird [LAPI et al. (2016)].
Wirkungsweisen
18
Abbildung 5-6: Bruchkriterium/Last-Verformungsbeziehung bei nachträglicher Schubbewehrung nach LAPI et al.
(2016)
5.1.5 Aufbringen einer Vorspannung
Bei Verstärkung mit Hilfe von Vorspannung können das Bruchkriterium und die Last-
Verformungskurve beeinflusst werden. Die Rissbildung setzt erst unter einer höheren Last ein,
wodurch sich die Platte im Vergleich zur unverstärkten Platte unter hohen Lasten steifer verhält.
Außerdem wird die Bruchkurve angehoben. Der Schnittpunkt, der die maximal aufnehmbare Last
beschreibt, wird erhöht [KOPPITZ et al. (2013)].
Abbildung 5-7: Bruchkriterium/Last-Verformungsbeziehung bei Vorspannen nach KOPPITZet al. (2013) und
FARIA et al. (2014)
Exkurs: Faserverstärkte Kunststoffe
19
6 Exkurs: Faserverstärkte Kunststoffe – ein häufig eingesetzter
Werkstoff bei Verstärkungsmaßnahmen
Neben den gängigen Werkstoffen Stahl, Beton und Stahlbeton kommen im Zuge der
Instandsetzungs- und Verstärkungsmaßnahmen vermehrt faserverstärkte Kunststoffe zum Einsatz
[BAKIS et al. (2002) und NANNI (2003)]. Die Fasern übernehmen in einem Kompositmaterial eine
ein- oder mehraxiale Bewehrungsfunktion. Stränge und Stäbe aus faserverstärkten Kunststoffen
werden als Bewehrungselemente eingesetzt (siehe Kapitel 7.3.4, 7.3.6 und 7.3.7). In Form von
Lamellen wird dieser Werkstoff auch als Biegebewehrung verwendet. Am häufigsten werden
Carbon-, Glas- oder Aramidfasern eingesetzt [TENG et al. (2002)]. Benannt werden die
faserverstärkten Kunststoffe nach den verwendeten Fasern [WIDIANTO (2006)]:
Carbonfaserverstärkte Kunststoffe (CFK) bzw. Carbon-Fiber-Reinforced Polymer (CFRP)
Glasfaserverstärkte Kunststoffe (GFK) bzw. Glass-Fiber-Reinforced Polymer (GFRP)
Aramidfaserverstärkte Kunststoffen (AFK) bzw. Aramid-Fiber-Reinforced Polymer
(AFRP)
Abbildung 6-1 zeigt charakteristische Spannungs-Dehnungsbeziehungen der drei genannten
Kunststoffe verglichen mit denen von Betonstahl und vorgespanntem Stahl. Es ist ersichtlich, dass
CFK (CFRP) die höchste Zugfestigkeit, aber die geringste Bruchdehnung aufweist [WIDIANTO
(2006)].
Abbildung 6-1: Spannungsdehnungsdiagramm für faserverstärkte Kunststoffe nach WIDIANTO (2006)
Exkurs: Faserverstärkte Kunststoffe
20
WIDIANTO (2006) fasst Vor- und Nachteile faserverstärkter Kunststoffe zusammen:
Vorteile:
Korrosionsbeständig [FIB. (2001b)]
hohe Zugfestigkeit im Verhältnis zum Gewicht [FIB. (2001b)]
gute Ermüdungsfestigkeit [LIAO et al. (1998) und [TRIANTAFILLOU (1998)]
ausgezeichnetes Kriech- und Relaxationsverhalten [TRIANTAFILLOU (1998)]
geringe thermische Ausdehnung [LIAO et al. (1998)]
wetterbeständig in Bezug auf Zugfestigkeit und Verbund zwischen Kunststoff und Beton;
und ziemlich beständig auch bei Frieren und Auftauen [YAGI et al. (1997)]
Nachteile:
sprödes Versagen [WIDIANTO (2006) und NEALE (2000)]
relativ teuer [TRIANTAFILLOU (1998)]
Verschlechterung der Eigenschaften bei hohen Temperaturen und entflammbar [FIB.
(2001b)]
thermische Ausdehnungskoeffizienten von faserverstärkten Kunststoffen und Beton sind
nicht kompatibel [FIB. (2001b)]
bei direkter Sonneneinstrahlung leicht zerstörbar durch die Ultraviolett-Strahlung [DE
ROSE (1997)]
Glasfasern mit Silizium können in einer alkalischen Umgebung, wie beispielsweise im
Beton, zerstört werden [CONCRETE SOCIETY (2000)]
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
21
7 Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden der letzten
zwanzig Jahre (1998-2018)
Zahlreiche Entwicklungen zur nachträglichen Verstärkung gegen Durchstanzen von Flachdecken
wurden im Laufe der letzten Jahre an Universitäten und in der Privatwirtschaft gemacht. Geprüft
werden die Verstärkungsmaßnahmen im Allgemeinen an Plattenausschnitten, die den
Stützenbereich einer punktgestützten Platte nachempfunden sind. Die Abmessungen der
Ausschnitte ergeben sich im Regelfall daraus, dass die Randabspannungen der Probekörper
bestmöglich entlang der Nulllinie der radialen Biegemomente, die sich bei Betrachtung des
gesamten Deckensystems über mehrere Felder ergeben würden, angebracht werden. Die Versuche
an Deckenausschnitten liefern im Regelfall kleinere Durchstanzwiderstände als Versuche an
gesamten Flachdeckensystemen, da die Möglichkeit der Schnittgrößenumlagerung und die
Randeinspannungen fehlen [WALKNER (2014)].
7.1 Notation
In der folgenden Tabelle 7-1 werden die, in den Versuchsbeschreibungen häufig vorkommenden,
Variablen erklärt.
Tabelle 7-1: Notation
Notation
fc Zylinderdruckfestigkeit Beton
fc,cube Würfeldruckfestigkeit Beton
fy Streckgrenze Stahl
ft Zugfestigkeit des Materials (Stahl/CFK)
f0,2 0,2%-Dehngrenze Stahl
E Elastizitätsmodul
L Länge Versuchsplatte
B Breite Versuchsplatte
H Höhe Versuchsplatte
c1 Länge Krafteinleitungsfläche
c2 Breite Krafteinleitungsfläche
D Durchmesser Krafteinleitungsfläche bzw. Stützendurchmesser
d statische Nutzhöhe gemessen an den Probekörpern
d* Nennwert der statischen Nutzhöhe
R/E/M Randstütze/Eckstütze/Mittelstütze
ρLm,Z mittlerer Biegebewehrungsgrad Zugzone
ρLm,D mittlerer Biegebewehrungsgrad Druckzone
Ø Stabdurchmesser Biegebewehrung
Ø/Sx,Z bzw. Ø/Sy,Z Stabdurchmesser und Abstand der Biegebewehrung in der Zugzone in einer Richtung
Ø/Sx,D bzw. Ø/Sy,D Stabdurchmesser und Abstand der Biegebewehrung in der Druckzone in einer Richtung
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
22
Notation
ds Schaftdurchmesser Verstärkungselement
V experimentell aufgebrachte Querkraft
M experimentell aufgebrachtes Moment
Vu bzw. Vt2 experimentelle Bruchlast
ψ Plattenverdrehung bei Versagen
P Durchstanzversagen
F Biegeversagen
7.2 Erhöhung des Biegewiderstandes
Zahlreiche Ideen, die Tragfähigkeit einer durchstanzgefährdeten Platte zu erhöhen, basieren auf
einer zusätzlich installierten Biegebewehrung. Häufig kommen dabei faserverstärkte Kunststoffe
zum Einsatz. Ausgewählte Versuche dazu werden im folgenden Kapitel vorgestellt und Hinweise
zu weiterführender Literatur gegeben.
7.2.1 Kreuzweise verklebte CFK-Lamellen mit Ankerschrauben – URBAN/TARKA (2010,
Polen)
URBAN und TARKA untersuchen die Auswirkungen von externer Biegebewehrung in Form von
CFK-Lamellen auf den Durchstanzwiderstand bei gering bewehrten Platten. Um frühzeitiges
Verbundversagen zwischen den aufgeklebten CFK-Streifen und dem Beton zu vermeiden, wird
eine zusätzliche mechanische Befestigung vorgeschlagen. [URBAN/TARKA (2010)]
7.2.1.1 Systembeschreibung
An der Zugseite der Platte werden kreuzweise CFK-Streifen aufgeklebt und mit Schrauben
zusätzlich befestigt. Abbildung 7-1 zeigt eine mögliche Anordnung der CFK-Lamellen und der
Schrauben und ein Foto der Verstärkungsmaßnahme. Das Foto ist allerdings erst nach dem Versuch
entstanden, daher ist das Verstärkungssystem nicht mehr intakt. Es veranschaulicht aber trotzdem
die Verstärkungstechnik. Außerdem ist eine Skizze der Verstärkungsmaßnahme im Schnitt
abgebildet.
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
23
Abbildung 7-1: Kreuzweise verklebte CFK-Lamellen mit Ankerschrauben; entnommen aus URBAN/TARKA (2010)
Die Ankerschrauben besitzen ein langes Gewinde, das in die Betonplatte hineinreicht und ein
kurzes Gewinde außerhalb der Platte zum Anziehen der Mutter. Die Ankerschrauben enden in der
Platte und es wird kein zusätzlicher Verbund hergestellt. Zwischen den Muttern und den CFK-
Lamellen liegen Ankerplatten aus Stahl.
7.2.1.2 Versuche und Ergebnisse
Vier Probekörper mit den Abmessungen 2,3m x 2,3m x 0,18m werden untersucht. Die
Plattenausschnitte beinhalten einen mitbetonierten Stützenstummel mit einer Querschnittsfläche
von 250 mm x 250 mm. Der Versuchstand ist so aufgebaut, dass der Stützenstummel auf den die
Kraft aufgebracht wird, nach unten weist. Die Probekörper werden mit Ankerstangen befestigt. Die
Anordnung der Befestigungselemente ist in Abbildung 7-1 ersichtlich. Alle Probekörper werden
aus einer Charge betoniert und gleich bewehrt. Die Biegebewehrung wird gleichmäßig angeordnet.
Für die an Würfeln geprüften Betonfestigkeiten, die jeweils am Tag des Versuches ermittelt
werden, wird in der Veröffentlichung nur ein Mittelwert angegeben. Der erste und der letzte
Versuch liegen 100 Tage auseinander. Tabelle 7-2 gibt einen Überblick über die Probekörper.
Tabelle 7-2: Kreuzweise verklebte CFK-Lamellen – Probekörper – URBAN/TARKA (2010)
Nutzhöhe Beton Biegebewehrung Krafteinleitung/Stütze
d fc,cube
1 fy
2 Ø12 ρLm,Z Ø/Sx,Z=Ø/Sy,Z Form c1xc2 R/E/M
[mm] [N/mm²] [N/mm²] [%] [mm]/[mm] [-] [mm] [-]
Pro
bek
örp
er
S-2 145 48,3 573,2 0,51 Ø12/150 Quadrat 250x250 M
WT-CF-8 150 48,3 573,2 0,49 Ø12/150 Quadrat 250x250 M
WT-CF-K-8 148 48,3 573,2 0,50 Ø12/150 Quadrat 250x250 M
WT-CF-K-16 149 48,3 573,2 0,50 Ø12/150 Quadrat 250x250 M 1 Mittelwert aller Probekörper
2 Mittelwert der geprüften Stäbe (niedrigster Wert fy=565,6 N/mm² höchster Wert fy=580,8 N/mm²)
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
24
Der Probekörper „S-2“ dient als unverstärkte Vergleichsplatte. Die anderen drei Probekörper
werden wie in Abbildung 7-1 ersichtlich mit 90 mm breiten und 1,4 mm starken CFK-Lamellen
extern bewehrt, wobei bei „WT-CF-K-16“ zweilagig verstärkt wird. Der Kunststoff weist ein
Elastizitätsmodul ECFK von 174 000 N/mm² auf. Zur Anzahl der Schrauben, die zur Befestigung der
CFK-Lamellen dienen, gibt es für die Platte „WT-CF-K-8“ in der Veröffentlichung keine Angabe
und aus der Skizze ist es nicht exakt bestimmbar. Die Schrauben reichen 100 mm in die Platte
hinein. Die berechnete Verstärkungswirkung vergleicht die ermittelten Bruchlasten mit der
Bruchlast Vu der Platte „S-2“. Die Verschiebung w gibt die vertikale Verschiebung in Plattenmitte
zum Versagenszeitpunkt an.
Tabelle 7-3: Kreuzweise verklebte CFK-Lamellen – Verstärkungselemente und Ergebnisse – URBAN/TARKA (2010)
Verstärkungselemente Ergebnisse
Lamellen Verbund Schrauben Vu
Verstärkungs-
wirkung1
w Versagens-
art
[-] [-] [-] [kN] [%] [mm] [-]
Pro
bek
örp
er S-2 keine - keine 495 100 ~22 P
WT-CF-8 1 Lage
gesamt 8 Streifen Epoxidharz keine 550 111 ~11 P
WT-CF-K-8 1 Lage
gesamt 8 Streifen Epoxidharz ca. 40 M10 625 126 ~8 P
WT-CF-K-16 2 Lagen
gesamt 16 Streifen Epoxidharz 80 M10 675 136 ~9 P
1 bezogen auf Vu von S-2
7.2.1.3 Diskussion der Ergebnisse
Beim Probekörper „WT-CF-8“ wird das Versagen durch Lösen der CFK-Lamellen an der Öffnung
des kritischen Schubrisses verursacht. Die Verstärkungswirkung ist gering. Eine signifikante
Steigerung der Tragfähigkeit kann mit chemisch und mechanisch befestigter, externer Bewehrung
erzielt werden. Jedoch bildet sich auch bei diesen beiden Platten ein Durchstanzkegel und das
Versagen ist spröde, auch wenn es bei den Platten mit chemisch und mechanisch befestigten
Lamellen als weniger explosiv beschrieben wird. Das Versagen geht mit Brechen der
Schraubengewinde einher. [URBAN/TARKA (2010)]
7.2.2 Geklebte, lange CFK-Streifen bei Platten mit Durchbrüchen – DURUCAN/ANIL
(2015, Türkei)
DURUCAN und ANIL beschreiben einige Vorteile von Verstärken mit externen CFK-Streifen wie
beispielsweise den geringen benötigten Platzbedarf und die Risikovermeidung, vorhandene
Bewehrung zu zerstören. Es wird aber gleichzeitig die Gefahr eines sehr spröden Versagens bei
Verbundversagen zwischen den CFK-Streifen und dem Beton angesprochen. In den Versuchen
wird geprüft, ob dieses Versagen durch lange CFK-Streifen, die weit über den
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
25
durchstanzgefährdeten Bereich hinaus verklebt werden, verhindert werden kann. Außerdem werden
stützennahe Öffnungen zusätzlich mit CFK-Streifen verstärkt. [DURUCAN/ANIL (2014)]
7.2.2.1 Systembeschreibung
Einlagige CFK-Streifen werden orthogonal um die Öffnung und die Stütze an der Zugseite der
Platte angebracht. Zusätzlich werden die Eckkanten der Öffnungen verstärkt (vergleiche Abbildung
7-2).
Abbildung 7-2: Geklebte CFK-Streifen an der Zugseite und an den Durchbrüchen nach DURUCAN/ANIL (2015)
Um den bestmöglichen Verbund zwischen den CFK-Streifen und der Betonoberfläche herstellen zu
können, sollten alle Bereiche der Platte, die mit dem Kleber in Kontakt kommen, entsprechend
vorbereitet werden. Vorgeschlagen wird, die Oberflächen mit einer Schleifmaschine aufzurauen,
anschließend mit Schaum zu reinigen und mit Luftdruck zu trocknen. Der Kleber wird auf die
vorbereitete Oberfläche gesprüht und die CFK-Streifen werden mit Hand aufgelegt und glatt
gestreift, damit etwaige Luftblasen entweichen.
7.2.2.2 Versuche und Ergebnisse
Die Versuchsreihe umfasst neun Probekörper. Diese werden mit neun unverstärkten Probekörpern,
welche bereits im Jahr 2014 getestet wurden und meist Deckendurchbrüche aufweisen, verglichen
[ANIL et al. (2014)]. Die Anordnung der Durchbrüche und der gesamte Versuchsaufbau gleichen
den Experimenten aus 2014. Die Plattenausschnitte mit 2,0 m x 2,0 m x 0,12 m werden am
äußersten Rand auf einem Stahlrahmen gelagert. Die Probekörper beinhalten ein mitbetoniertes,
200 mm hohes Stück einer Stütze mit 200 mm x 200 mm Querschnittsfläche, welches von oben
durch eine hydraulische Presse belastet wird. Die Biegebewehrung wird bei den neun
Plattenausschnitten ident verlegt. Es werden in der Zug- und Druckzone Stäbe mit einem
Durchmesser von 10 mm regelmäßig angeordnet. Die Größe und Position der Durchbrüche werden
variiert (siehe Abbildung 7-3).
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
26
1) 2) 3)
4) 5) 6)
7) 8) 9)
Abbildung 7-3: Anordnung der Durchbrüche und CFK-Streifen nach DURUCAN/ANIL (2015)
Die Beschreibung der Probekörper befindet sich in Tabelle 7-4 und eine detailliertere Auflistung
der Daten in Anhang 3.
Tabelle 7-4: Geklebte, lange CFK-Streifen – Probekörper – nach DURUCAN/ANIL (2015)
Nutzhöhe Beton Biegebewehrung Krafteinleitung/Stütze Öffnungen
d* fc ρLm,Z ρLm,D fy Form c1xc2 R/E/M Beschreibung1
[mm] [N/mm²] [%] [%] [N/mm²] [-] [mm] [-] [mmxmm]
Pro
bek
örp
er
Specimen 1 105 20,83 0,39 0,33 480 Quadrat 200x200 M keine
Specimen 2 105 20,56 0,39 0,33 480 Quadrat 200x200 M 300x300
Specimen 3 105 19,96 0,39 0,33 480 Quadrat 200x200 M 300x300
Specimen 4 105 21,23 0,39 0,33 480 Quadrat 200x200 M 500x500
Specimen 5 105 19,78 0,39 0,33 480 Quadrat 200x200 M 500x500
Specimen 6 105 20,12 0,39 0,33 480 Quadrat 200x200 M 300x300
Specimen 7 105 21,45 0,39 0,33 480 Quadrat 200x200 M 300x300
Specimen 8 105 20,03 0,39 0,33 480 Quadrat 200x200 M 500x500
Specimen 9 105 21,09 0,39 0,33 480 Quadrat 200x200 M 500x500²
1 Anordnung siehe Abbildung 7-3
Es werden einaxial faserverstärkte, einlagige, 12 mm starke CFK-Streifen eingesetzt, die laut
Herstellerangaben eine Zugfestigkeit ft von 4100 N/mm² und ein Elastizitätsmodul ECFK von
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
27
231 000 N/mm² besitzen. Die an der Plattenunterseite (Zugseite) aufgeklebten Streifen sind 150
mm breit, ausgenommen der Randstreifen bei „Specimen 8“ welcher eine Breite von nur 100 mm
aufweist (vergleiche Abbildung 7-3). Auch die U-förmigen Eckverstärkungen der Öffnungen
(Abbildung 7-2) bestehen aus 150 mm breiten Streifen. Die Verbundlängen dieser Eckstreifen an
der Plattenober- bzw. Unterseite betragen ebenfalls 150 mm. Über die Platte verteilt befinden sich
sieben Verschiebungsmesser, damit die Verformungen in der Nähe der Öffnungen und in den
ungestörten Bereichen verglichen werden können. Außerdem wird an den vier Rändern der
Krafteinleitungsfläche (am oberen Rand des Stützenstummels) je ein Messpunkt installiert. Aus
diesen vier Messpunkten berechnen sich die Versuchsgrößen w und wmax, welche die
Verschiebungen bei maximaler Last bzw., wenn keine weitere Last mehr aufgebracht werden kann,
beschreiben (vergleiche Abbildung 7-4).
Abbildung 7-4: Last-Verformungsdiagramm der Probekörper "Specimen 1" - "Specimen 5" nach DURUCAN/ANIL
(2015)
Die gewonnenen Ergebnisse werden in Tabelle 7-5 mit den Ergebnissen von ANIL et al. (2015)
verglichen. Detaillierte Daten sind in Anhang 4 gelistet.
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
28
Tabelle 7-5: Geklebte, lange CFK-Streifen – Ergebnisse – nach DURUCAN/ANIL (2015)
Ergebnisse
Vu
Vu
o.V.
Verstärkungs-
wirkung1
wmax/w w/w o.V. wmax/wmax
o.V.
Versagens-
art
[kN] [kN] [%] [mm]/[mm] [mm]/[mm] [mm]/[mm] [-]
Pro
bek
örp
er
Specimen 1 193,03 193 100 1,01 1,01 1,00 P
Specimen 2 161,18 99 163 1,29 1,97 1,17 P
Specimen 3 186,08 126 148 1,24 1,49 1,51 P
Specimen 4 157,71 77 205 1,24 1,40 0,91 P
Specimen 5 173,31 95 183 1,23 0,87 1,00 P
Specimen 6 197,42 135 146 1,26 1,20 1,23 P
Specimen 7 219,36 172 127 1,27 1,15 1,16 P
Specimen 8 190,86 116 165 1,23 1,11 1,18 P
Specimen 9 201,84 139 145 1,07 1,17 0,99 P
o.V. ohne Verstärkung ANIL et al. (2014)
1 bezogen auf die Bruchlast der dazugehörige Versuchsplatte von ANIL et al. (2014)
7.2.2.3 Diskussion der Ergebnisse
Eine signifikante Steigerung der Traglast tritt bei allen Plattenaufschnitten auf. Bei den
unverstärkten Platten nimmt die Traglast besonders bei direkt an die Stütze angrenzenden
Öffnungen stark ab. Bei den verstärkten Platten nimmt der Einfluss der Durchbrüche auf das
Tragverhalten ab. Bei dem Probekörper „Specimen 7“, der eine kleine, weit entfernte Öffnung
besitzt, nimmt die aufnehmbare Last im unverstärkten Fall im Vergleich zur Platte ohne Öffnungen
nur leicht ab und im verstärkten Fall, kann bei diesem Plattenausschnitt mit 127% die geringste
Steigerung erzielt werden. Dies spricht dafür, dass die erzielten Laststeigerungen hauptsächlich auf
die Verstärkung der Durchbrüche zurückzuführen sind. Die Last-Verformungskurven aller
Probekörper zeigen das typische Bild eines Durchstanzversagens. Das Verformungsvermögen der
Platten kann nicht entscheidend beeinflusst werden. [DURUCAN/ANIL (2014)]
7.2.3 Schichten aus textilbewehrtem Mörtel (CFK- und GFK-Gewebe) –
KOUTAS/BOURNAS (2017, Großbritannien)
Da Untersuchungen zur Verstärkung mit textilbewehrtem Mörtel bei verschiedenen Bauteilen
Erfolg zeigen, prüfen KOUTAS und BOURNAS die Verstärkungswirkung bei zweiachsig gespannten
Platten. Grundsätzliche Vorteile von textilbewehrtem Mörtel sind die Hitzebeständigkeit, die
Kompatibilität mit dem bestehenden Beton und die Luftdurchlässigkeit. [KOUTAS/BOURNAS
(2017)]
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
29
7.2.3.1 Systembeschreibung
Zur Erhöhung des Biegewiderstandes wird an der Zugseite der Platte ein Gewebe aus CFK- oder
GFK-Fasern (Abbildung 7-5) eingesetzt. Dafür wird zuerst die Betonoberfläche aufgeraut und
anschließend mit Wasser besprüht. Mit einer Kelle wird eine erste, dünne Mörtelschicht auf die
feuchte Oberfläche aufgebracht. Darauf wird das Gewebe gelegt und mit der Hand hineingedrückt.
Abschließend wird noch eine Mörtelschicht aufgebracht, so dass das gesamte Gewebe mit Mörtel
bedeckt ist.
Abbildung 7-5: CFK-Gewebe und GFK-Gewebe, Abmessungen in mm; entnommen aus KOUTAS/BOURNAS (2017)
7.2.3.2 Versuche und Ergebnisse
Die Versuchsreihe umfasst 6 Plattenausschnitte mit 1,8 m x 1,8 m x 0,1 m. Diese werden am Rand
auf einem Metallrahmen gelagert, so dass nur eine effektive Spannweite von 1,5 x 1,5 m verbleibt.
Der Metallrahmen wird nur an den Ecken gelagert. Die Krafteinleitung erfolgt an vier Stellen und
simuliert eine Stütze mit 0,65 m x 0,65 m Querschnittsfläche. Abbildung 7-6 zeigt ein Foto des
Versuchstandes.
Abbildung 7-6: Versuchstand; entnommen aus KOUTAS/BOURNAS (2017)
Die Probekörper werden alle gleich bewehrt. Es gibt keine Angaben zur Nutzhöhe oder zur
Betondeckung. Die Betonfestigkeit wird an Würfeln jeweils am Tag des Versuches geprüft. Es
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
30
werden jeweils drei Probekörper am selben Tag getestet. Der Plattenausschnitt „C3_cr“ wird, vor
der Verstärkungsmaßnahme bis Risse auftreten, belastet. Genauere Angaben befinden sich in
Anhang 5.
Tabelle 7-6: Textilbewehrter Mörtel – Probekörper – nach KOUTAS/BOURNAS (2017)
Höhe Beton Biegebewehrung2 Krafteinleitung/Stütze
H fc,cube1 ρLm,Z fy Form c1xc2 R/E/M
[m] [N/mm²] [%] [N/mm²] [-] [mm] [-]
Pro
bek
örp
er CON 0,1 19,80 0,17 470 Quadrat 650x650 M
C1 0,1 19,80 0,17 470 Quadrat 650x650 M
C2 0,1 19,80 0,17 470 Quadrat 650x650 M
C1_part 0,1 22,20 0,17 470 Quadrat 650x650 M
G3 0,1 22,20 0,17 470 Quadrat 650x650 M
C3_cr 0,1 22,20 0,17 470 Quadrat 650x650 M
keine Angaben zur Nutzhöhe oder zur Betondeckung
1 Mittelwert der jeweils drei Probekörper, die am gleichen Tag getestet werden
2 im Feld regelmäßig angeordnet, am Rand zu Schlaufen gebogen, in den Ecken zusätzliche Bewehrung
Die Anordnung der CFK- bzw. GFK-Gewebe wird in Abbildung 7-7gezeigt.
Abbildung 7-7: Anordnung der CFK- bzw. GFK-Gewebe, nach KOUTAS / BOURNAS (2017)
Wie schon in Abbildung 6-1 ersichtlich, unterscheiden sich Carbon- und Glasfaserverstärkte
Kunststoffe in ihrer Festigkeit. Dies spiegelt sich im Elastizitätsmodul der eingesetzten
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
31
Verstärkungsgitter wider. Das CFK-Gewebe besitzt ein E-Modul von 225 000 N/mm² hingegen
weist das GFK-Gewebe ein E-Modul von nur 74 000 N/mm² auf. Die verwendeten CFK-Gewebe
sind mit 0,095 mm je Lage stärker als die GFK-Gewebe mit 0,044 mm. Bei jedem Probekörper
werden die Gewebe unterschiedlich verlegt. Die Nenndicke der ersten Mörtelschicht beträgt bei
allen Platten zwei Millimeter. Die zweite Mörtelschicht wird so variiert, dass das Gewebe im
Mörtel verschwindet. Die in Tabelle 7-7 angegebene Verstärkungswirkung bezieht sich immer auf
die maximal aufnehmbare Last Vu der Platte „CON“.
Tabelle 7-7: Textilbewehrter Mörtel – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach KOUTAS / BOURNAS (2017)
Verstärkungselemente Ergebnisse
Beschreibung fmc
1 Vu
Verstärkungs-
wirkung w
2
Versagens-
art
[-] [N/mm²] [kN] [%] [mm] [-]
Pro
bek
örp
er
CON keine - 95 100 52 F
C1 1 Lage CFK-Gewebe
über die ganze Zugseite 33,1 207 218 37 F
C2 2 Lagen CFK-Gewebe
über die ganze Zugseite 33,1 291 306 35 P
C1_part 2 Lagen CFK-Gewebe kreuzweise
(1 Lage pro Richtung),
50% der Zugseite
36,6 178 187 25 F
G3 3 Lagen GFK-Gewebe
über die ganze Zugseite 36,6 142 149 20 F
C3_cr 3 Lagen CFK-Gewebe
über die ganze Zugseite 36,6 302 318 35 F
1 Mittelwert der Mörteldruckfestigkeit für die Probekörper, die am gleichen Tag getestet werden
2 beschreibt die vertikale Verschiebung im Plattenmittelpunkt bei Vu
7.2.3.3 Diskussion der Ergebnisse
Noch bevor ein Durchstanzversagen auftritt, versagt die unverstärkte Referenzplatte „CON“ auf
Grund des niedrigen Bewehrungsgrades mit Fließen der Bewehrung und sehr großen
Verformungen. Bei Erhöhung des Biegebewehrungsgrades durch den textilbewehrten Mörtel, kann
die Traglast signifikant gesteigert werden. Jedoch wird die Verformungskapazität unter Höchstlast
deutlich reduziert. Wird hingegen das Nachbruchverhalten mitberücksichtigt, zeigt sich, dass die
verstärkten Platten das Verformungsvermögen der Referenzplatte CON erreichen. Bei allen
verstärkten Probekörpern werden die Gewebe aus dem Mörtel herausgedrückt und reißen teilweise.
Bei Probekörper „C2“ stanzt die Stütze anschließen durch, bei den anderen tritt Biegeversagen auf.
Die Verstärkungsmaßnahme zeigt auch bei der im Vorhinein bis zur Rissbildung belasteten Platte
„C3-cr“ einen sehr hohen Wirkungsgrad. [KOUTAS/BOURNAS (2017)]
Das in den Versuchen ermittelte Last-Verformungsverhalten der Probekörper (Abbildung 7-8)
zeigt, dass wie in Kapitel 5.1.2 vorhergesagt, die Last-Verformungsbeziehung bei zusätzlicher
Biegebewehrung steiler ansteigt und spröderes Versagen provoziert wird.
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
32
Abbildung 7-8: Last-Verformungsdiagramm der Probekörper „CON“ – „C3_cr“, entnommen aus KOUTAS /
BOURNAS (2017)
7.2.4 Literaturverweise
Weitere Versuchsbeschreibungen zur Ertüchtigung durch eine Erhöhung des Biegewiderstandes
finden sich in:
EBEAD et al (2002): “Strengthening of Two-Way Slabs Using FRP Materials: A Simplified
Analysis Based on Response Surface Methodology.”
In einer Versuchsreihe mit sechs Probekörpern wird die Verstärkung mit CFK- und GFK-
Folien und Streifen untersucht.
SUTER / MOREILLON (2008): “Strengthening of concrete slabs by bonded reinforcement to
increase punching resistance.“
An neun Plattenausschnitten wird die Verstärkung durch externe Biegebewehrung in Form
von geklebten, nicht vorgespannten und vorgespannten CFK-Folien mit und ohne
mechanischer Verankerung und geklebten CFK-, GFK- und AFK-Lamellen geprüft.
MORENO et al. (2015): “Punching Shear Strengthening of Flat Slabs: CFRP and Shear
Reinforcement.”
Kreuzweise an der Zugseite der Platte aufgeklebte CFK-Streifen und die sogenannte „near-
surface mounted reinforcment technique“ werden getestet. Unter der NSM Technik wird
verstanden, dass Rillen in die Betonoberfläche geschnitten werden, welche mit Mörtel
verfüllt werden. Anschließend werden CFK-Streifen hineingepresst [THE CONCRETE
SOCIETY (2018)].
ABBAS et al. (2015): „Effect of CFRP and TRM Strengthening of RC Slabs on Punching
Shear Strength.”
In einer Versuchsreihe mit zwölf Probekörpern in einem reduzierten Maßstab wird die
Verstärkungswirkung von textilbewehrtem Mörtel und von CFK-Platten als externe
Biegebewehrung getestet.
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
33
7.3 Installation einer Schubbewehrung
Zahlreiche Verstärkungsmethoden basieren auf einem nachträglichen Einbringen von
Schubbewehrung. Die Beschaffenheit der einzelnen im folgenden Kapitel vorgestellten
Bewehrungselemente variiert aber stark bezüglich der Form, des Materials, der Verankerung, des
Verbundes und der Installation.
7.3.1 Vertikal installierte Scherbolzen aus Stahl – POLAK (2005, Kanada)
In vier Versuchsreihen zwischen 1998 bis 2005 werden an der Universität von Waterloo
Scherbolzen zur nachträglichen Durchstanzverstärkung untersucht. Neben Mittelstützen werden
auch Randstützen und Stützen neben Öffnungen geprüft. POLAK (2005) veröffentlicht eine
Zusammenfassung der Versuchsergebnisse.
7.3.1.1 Systembeschreibung
Die Scherbolzen bestehen aus einem glatten Bewehrungsstab mit einem kurzen Gewinde an der
einen Seite und einem tellerförmigen Anker an der anderen Seite (Abbildung 7-9).
Abbildung 7-9: Scherbolzen; entnommen aus POLAK (2005)
Für die Montage wird ein vertikales Loch mit dem Durchmesser des Bewehrungsstabes durch die
gesamte Deckenhöhe gebohrt. Dann wird der Scherbolzen eingeführt und von der Plattenunterseite
die Mutter angezogen (Abbildung 7-10). Es wird kein Verbund hergestellt und keine Vorspannung
erzeugt.
Abbildung 7-10: Installation der Scherbolzen nach POLAK (2005)
Die Scherbolzen werden kreuzweise um den Stützenquerschnitt angeordnet (Abbildung 7-10).
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
34
Abbildung 7-11: Anordnung der Scherbolzen nach POLAK (2005)
7.3.1.2 Versuche und Ergebnisse
Die Versuche umfassen sechzehn Probekörper. Die Plattenausschnitte mit 1,5 m x 1,5 m x 0,12 m
für Mittelstützen und 1,54 m x 1,02 m x 0,12 m für Randstützen repräsentieren typische
Flachdeckensysteme mit Feldern von 3,75 m x 3,75 m. Die Biegebewehrung wird so gewählt, dass
ohne Verstärkung Durchstanzen auftritt. Bei Vorhandensein von Öffnungen sind diese direkt an
den Stützenquerschnitt angrenzend. Bei den Randstützen wirkt zusätzlich zur vertikalen Kraft eine
momentenerzeugende Horizontalkraft. Details zu den Probekörpern sind in der Tabelle 7-8
aufgelistet.
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
35
Tabelle 7-8: Vertikal installierte Scherbolzen – Probekörper – nach POLAK (2005)
Nutzhöhe Beton Biegebewehrung Krafteinleitung/Stütze Öffnungen
d fc ρLm,Z ρLm,D Form c1xc2 M/V R/E/M Beschreibung
[mm] [N/mm²] [%] [%] [-] [mm] [-] [-] [-]
Pro
bek
örp
er
SB1 k.A. 44,0 1,2 0,55 Quadrat k.A. - M keine
SB2 k.A. 41,0 1,2 0,55 Quadrat k.A. - M keine
SB3 k.A. 41,0 1,2 0,55 Quadrat k.A. - M keine
SB4 k.A. 41,0 1,2 0,55 Quadrat k.A. - M keine
SB5 k.A. 44,0 1,2 0,55 Quadrat k.A. - M 4 je 70x70mm
SB6 k.A. 44,0 1,2 0,55 Quadrat k.A. - M 2 je 70x70mm
XXX k.A. 33,0 0,75 0,45 Quadrat k.A. 0,30 R keine
SF0 k.A. 31,5 0,75 0,45 Quadrat k.A. 0,30 R 150x150mm
HXXX k.A. 36,5 0,75 0,45 Quadrat k.A. 0,62 R keine
XXX-R k.A. 33,0 0,75 0,45 Quadrat k.A. 0,30 R keine
SF0-R k.A. 32,0 0,75 0,45 Quadrat k.A. 0,30 R 150x150mm
HXXX-R k.A. 33,5 0,75 0,45 Quadrat k.A. 0,62 R keine
SX-1SR k.A. 40,2 0,75 0,45 Quadrat k.A. 0,30 R keine
SX-2SR k.A. 40,2 0,75 0,45 Quadrat k.A. 0,30 R keine
SX-2SB k.A. 40,0 0,75 0,45 Quadrat k.A. 0,30 R keine
SH-2SR k.A. 40,2 0,75 0,45 Quadrat k.A. 0,30 R 150x150mm
k.A. keine Angabe
Die Versuche beinhalten vier Vergleichsplatten ohne Verstärkungselemente, 3 Vergleichsplatten
mit 6 Reihen einbetonierter Kopfbolzendübel und neun Platten mit den zu testenden Scherbolzen
(vergleiche Tabelle 7-9). Es können nicht für alle Verstärkungselemente vollständige Angaben
gemacht werden.
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
36
Tabelle 7-9: Vertikal installierte Scherbolzen – Verstärkungselemente – nach POLAK (2005)
Verstärkungselemente
Beschreibung Reihen Stück/Reihe dS
[-] [-] [-] [mm]
Pro
bek
örp
er
SB1 keine - - -
SB2 Scherbolzen 2 8 k.A.
SB3 Scherbolzen 3 8 k.A.
SB4 Scherbolzen 4 8 k.A.
SB5 Scherbolzen 4 8 k.A.
SB6 Scherbolzen 4 8 k.A.
XXX keine - - -
SF0 keine - - -
HXXX keine - - -
XXX-R einbetonierte Kopfbolzendübel 6 k.A. 9,5
SF0-R einbetonierte Kopfbolzendübel 6 k.A. 9,5
HXXX-R einbetonierte Kopfbolzendübel 6 k.A. 9,5
SX-1SR Scherbolzen 1 k.A. 12,7
SX-2SR Scherbolzen 2 k.A. 12,7
SX-2SB Scherbolzen 2 k.A. 12,7
SH-2SR Scherbolzen 2 k.A. 12,7
k.A. keine Angabe
Die Ergebnisse der einzelnen Versuche sind in Tabelle 7-10 zusammengefasst. Der Zeitpunkt t1
beschreibt das erste Fließen der Biegebewehrung und der Zeitpunkt t2 das endgültige Versagen. Die
Verschiebung wird durch eine induktive Verschiebungsmessung am Kraftregler bestimmt. Das
Verhältnis der Verschiebung t1 zur Verschiebung t2 wird als Duktilität der Platten interpretiert.
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
37
Tabelle 7-10: Vertikal installierte Scherbolzen – Ergebnisse – nach POLAK (2005)
Ergebnisse
Vt1 Vt2 Mt2n Verstärkungswirkung Duktilität Versagensart
[kN] [kN] [kN] [%] [mm/mm] [-]
Pro
bek
örp
er
SB1 240 253 - 1001 1,0 P
SB2 224 364 - 1441 2,2 P/F
SB3 260 372 - 1471 2,1 F
SB4 240 360 - 1421 3,4 F
SB5 250 353 - 1401 5,0 F
SB6 250 336 - 1331 4,1 F
XXX 75 125 38 1002 4,0 P
SF0 75 110 33 1003 3,0 P
HXXX 50 69 46 1004 2,7 P
XXX-R 75 154 46 1232 7,9 F
SF0-R 75 146 44 1333 7,4 F
HXXX-R 50 85 56 1234 4,4 P/F
SX-1SR 65 151 45 k.V. 5,9 P/F
SX-2SR 65 155 47 k.V. 12,4 F
SX-2SB 65 162 49 k.V. 8,7 F
SH-2SR 65 141 42 k.V. 6,1 F 1 bezogen auf Vt2 SB1 2 bezogen auf Vt2 XXX 3 bezogen auf Vt2 SF0 4 bezogen auf Vt2 HXXX
k.V. keine Vergleichsplatte
Für vierzehn der sechszehn Probekörper werden die Last-Verschiebungsdiagramme veröffentlicht.
Während das erste Diagramm inAbbildung 7-12 die Verschiebungen für die mit Scherbolzen
verstärkten Platten mit Mittelstützen bzw. der dazugehörigen Referenzlplatte zeigt, sind im zweiten
und dritten Diagramm die Ergebnisse für die Verstärkung bei Randstützen mit einbetonierten
Kopfbolzendübel und Scherbolzen gemischt.
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
38
Abbildung 7-12: Last-Verformungsdiagramme; entnommen aus POLAK (2005)
Detaillierte Angaben zu den Versuchen befinden sich in Anhang 8 und Anhang 9.
Diskussion der Ergebnisse
Das vorhergesagte Durchstanzen bei den Probekörpern ohne Verstärkungselemente tritt auf. Der
Probekörper „SB2“ erreicht seine Biegekapazität, versagt aber sofort danach im nicht verstärkten
Bereich mit Durchstanzen. Die Plattenausschnitte „SB3“ und „SB4“ erreichen ihre Biegekapazität
und ertragen danach bei konstanter Last noch große Verformungen, bis sie schließlich außerhalb
der verstärkten Zone durchstanzen. „SB5“ und „SB6“ verhalten sich zunächst wie „SB3“ und
„SB4“, aber versagen schließlich im verstärkten Bereich. Bei den Randstützen kann bei allen vier
Platten, die nachträglich mit Scherbolzen verstärkt werden, die Verformbarkeit erhöht werden. Es
ist nicht nur erkenntlich, dass eine Vergrößerung der Duktilität und der Tragfähigkeit mit
nachträglich installierten Scherbolzen in Bezug auf nicht verstärkte Platten erreichten werden kann,
sondern dass diese Methode auch mit der geprüften einbetonierten Durchstanzbewehrung mithalten
kann. [POLAK (2005)]
7.3.2 Vertikal installierte Stahlbolzen mit verschiedenen Verankerungssystemen –
INÁCIO et al. (2012, Portugal)
Der Einsatz von vertikal installierten Gewindestangen, wobei drei verschiedene
Verankerungssysteme zum Einsatz kommen, wird geprüft. Die Versuche zeichnen sich dadurch
aus, dass die Probekörper vor der Befestigung der Verstärkungselemente belastet und entlastet
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
39
werden, um eine realitätsnahe Situation einer Instandsetzungsmaßnahme zu erzeugen [INÁCIO et al.
(2012)].
7.3.2.1 Systembeschreibung
Für die Verstärkungselemente werden genügend lange Stücke von Stahlgewindestangen
abgeschnitten. Es werden vertikale Löcher durch die gesamte Plattenhöhe gebohrt. Anschließend
werden die Gewindestangen eingeführt und mit Stahlmuttern gegen die Plattenober- und Unterseite
festgezogen. Der verbleibende Spalt zwischen den Bolzen und dem Bohrloch wird nicht verfüllt.
Die Anordnung der Verstärkungselemente erfolgt strahlenförmig um den Stützenquerschnitt. Die
unterschiedlichen Verankerungssysteme sind in Abbildung 7-13 dargestellt. Beim ersten System
werden große Stahlankerplatten an der Ober- und Unterseite zwischen Muttern und Platte
verwendet. Die zweite Variante sieht kleine Ankerplatten unter jeder Mutter vor. Das dritte System
unterscheidet sich vom zweiten nur darin, dass die Ankerplatten und Muttern in die
Plattenoberflächen eingebettet werden.
Abbildung 7-13: Verankerungssysteme; entnommen aus INÁCIO et al. (2012)
7.3.2.2 Versuche und Ergebnisse
Die Versuche umfassen neun Probekörper in einem verkleinerten Maßstab. Die Abmessungen
betragen 1,8 m x 1,8 m bei einer Dicke von 0,12 m und repräsentieren einen Deckenausschnitt von
einer Mittelstütze bis zu den Momentennulllinien. Die Abspannung der Platten erfolgt nicht am
Rand der Platten, sondern über vier im Boden rückverankerte Stahlbalken, die zu den
Plattenrändern in einen Winkel von 45 Grad stehen (siehe Abbildung 7-14).
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
40
Abbildung 7-14: Abspannung Probekörper (Abmessungen in mm); entnommen aus INÁCIO et al. (2012)
Die Belastung der Probekörper erfolgt in mehreren Schritten durch eine hydraulische Presse, wobei
eine Stahlplatte mit 0,2 m x 0,2 m den Stützenkopf simuliert. Zuerst wird die Last gesteigert, bis ca.
60 % der Bruchlast der unverstärkten Vergleichsplatte erreicht werden, dann wird der Probekörper
wieder entlastet und die Verstärkungselemente werden installiert. Anschließend wird die Platte bis
zum Versagen belastet. Die Eigenschaften der einzelnen Probekörper sind in Tabelle 7-11
aufgelistet.
Tabelle 7-11: Vertikal installierte Stahlbolzen mit verschiedenen Verankerungssystemen – Probekörper – nach
INÁCIO et al. (2012)
Nutzhöhe Beton Biegebewehrung Krafteinleitung/Stütze
d fc,cube ρLm,Z Form c1xc2 R/E/M
[mm] [N/mm²] [%] [-] [mm] [-]
Pro
bek
örp
er
R 87,1 39,3 1,20 Quadrat 200x200 M
M10 83,5 41,9 1,25 Quadrat 200x200 M
M8a 93,5 47,9 1,12 Quadrat 200x200 M
M8 90,3 47,7 1,16 Quadrat 200x200 M
M8S 94,1 38,7 1,11 Quadrat 200x200 M
M8SE 90,9 26,8 1,04 Quadrat 200x200 M
M6 89,5 47,7 1,17 Quadrat 200x200 M
M6S 91,1 36,3 1,15 Quadrat 200x200 M
M6SE 91,2 26,8 1,04 Quadrat 200x200 M
Alle Platten außer der Vergleichsplatte „R“ werden mit 16 Gewindestangen verstärkt.
Beschreibungen und Angaben zu den Verstärkungselementen und Verankerungssystemen befinden
sich in Tabelle 7-12. fs,0 beschreibt die Durchschnittliche Kraft in den Gewindestangen, die zu
Beginn durch das Festziehen entsteht. Beim Probekörpern „M8a“wird diese Kraft bewusst sehr
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
41
geringgehalten, um den Einfluss der Vorspannung testen zu können. Zum Vergleich dient der
ansonsten ähnliche Probekörper „M8“.
Tabelle 7-12: Vertikal installierte Stahlbolzen mit verschiedenen Verankerungssystemen – Verstärkungselemente
– nach INÁCIO et al. (2012)
Verstärkungselemente
Verankerung Reihen
Stück/Reih
e dS
fs,0
[kN] Anordnung
[-] [-] [-] [mm]
Pro
bek
örp
er
R keine - - - -
[mm]
M10 große Ankerplatten 2 8 10 11,3
M8a große Ankerplatten 2 8 8 1,3
M8 große Ankerplatten 2 8 8 5,9
M8S kleine Ankerplatten 2 8 8 5,5
M8S
E
kleine, versenkte
Ankerplatten 2 8 8 6,0
M6 große Ankerplatten 2 8 6 3,5
M6S kleine Ankerplatten 2 8 6 2,7
M6S
E
kleine, versenkte
Ankerplatten 2 8 6 2,7
Da sich die Nutzhöhen, die Betonfestigkeiten und die Biegebewehrungsgrade der Versuche etwas
unterscheiden, bezieht sich die in Tabelle 7-13 angegebene Verstärkungswirkung nicht direkt auf
die Versagenslast des unverstärkten Versuches R, sondern auf berechnete Durchstanzwiderstände
von äquivalenten unverstärkten Vergleichsplatten. Dazu wird der Bemessungsansatz nach EC2
herangezogen und auf den durchgeführten Referenzversuch R kalibriert. Auskunft über die
Duktilität gibt der Wert w0,75. Dies ist der Mittelwert zweier vertikaler Verschiebungen, die in
einem Abstand von 0,75 m vom Mittelpunkt des Stützenquerschnittes entfernt liegen, relativ zur
Verschiebung des Mittelpunktes des Stützenquerschnittes. Bei allen Platten trat ein
Durchstanzversagen auf. Es wird angegeben, ob dies innerhalb oder außerhalb des verstärkten
Bereiches geschieht.
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
42
Tabelle 7-13: Vertikal installierte Stahlbolzen mit verschiedenen Verankerungssystemen – Ergebnisse - nach
INÁCIO et al. (2012)
Ergebnisse
Vu Verstärkungswirkung wo,75 Versagensart
[kN] [-] [mm] [-]
Pro
bek
örp
er
R 269 1,00 ~8,8 P
M10 405,9 1,54 ~24,0 P (außerhalb)
M8a 366,3 1,19 ~21,0 P (innerhalb)
M8 381 1,28 ~18,5 P (außerhalb)
M8S 352,3 1,22 ~16,5 P (inner- und außerhalb)
M8SE 273 1,15 ~12,0 P (innerhalb)
M6 331 1,12 ~10,5 P (innerhalb)
M6S 328,6 1,20 ~14,5 P (innerhalb)
M6SE 273,8 1,14 ~11,0 P (innerhalb)
Detaillierte Angaben zu den Versuchen befinden sich in Anhang 10 und Anhang 11.Die folgenden
Diagramme zeigen die Last-Verschiebungsbeziehungen der einzelnen Probekörper im Detail. Der
hellgraue Graph zeigt den Mittelwert der Verschiebungsmessungen in einer Entfernung von 300
mm vom Plattenmittelpunkt und der dunkelgraue Graph in einer Distanz von 750 mm.
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
43
Abbildung 7-15: Last-Verformungsdiagramme; entnommen aus INÁCIO et al. (2012)
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
44
7.3.2.3 Diskussion der Ergebnisse
Eine Steigerung der Tragfähigkeit kann durch die nachträglich installierten Stahlbolzen erzielt
werden und die verstärkten Platten weisen größere vertikale Verschiebungen als der nicht
verstärkte Vergleichskörper auf. Nur bei den Plattenausschnitten „M8“ und „M10“ kann ein
Fließen der Längsbewehrung erreicht werden, schließlich kommt es zum Durchstanzversagen
außerhalb des verstärkten Bereiches. Bei Vergleich der vertikalen Verschiebungen bei gleicher
Laststufe der Platten mit versenkten Ankerplatten und den anderen Systemen, zeigen diese größere
Verformungen, was auf die Verringerung des Betonquerschnittes zurückgeführt werden kann.
Insgesamt kann kein zu präferierendes Verankerungssystem ausgemacht werden. An einigen
Gewindestangen der inneren und der äußeren Reihe werden mit Hilfe von Dehnmessstreifen die
aufgenommenen Kräfte ermittelt. Es ist ersichtlich, dass bereits vor starten der Belastung, durch
das Anziehen der Muttern unterschiedliche Kräfte in den Gewindestangen herrschen. Die am
Anfang aufgebrachten Kräfte ändern sich bei Steigerung der Last kaum. Erst ab einem Lastniveau
über 70 % bis 95 % der Bruchlast, das entspricht dem Zeitpunkt, wenn der Schubriss beginnt, sich
zu öffnen, steigen die Kräfte in den Verstärkungselementen rasant an. Dies bedeutet, dass die
Verstärkung erst bei einer Last nahe der Versagenslast aktiviert wird. [INÁCIO et al. (2012)]
7.3.3 Schräg installierte Verstärkungsanker aus Stahl mit Verbund - MUTTONI et al.
(2008, 2010, Schweiz/Lichtenstein)
Das beschriebene System basiert auf einer Idee von HASSANZADEH, der bereits 1996 in einer
Publikation die Wirksamkeit nachträglich eingemörtelter, schräger Durchstanzbewehrung
veröffentlichte. Zwei Versuchsreihen mit Verstärkungsankern (2008 und 2010) wurden in
Zusammenarbeit der EPFL Lausanne mit der Firma Hilti durchgeführt [MUTTONI et al. (2008) und
FERNÁNDEZ RUIZ et al. (2010)].
7.3.3.1 Systembeschreibung
Der Verstärkungsanker (Abbildung 7-16) besteht aus einem Bewehrungsstab, einem glatten Schaft
und einem Gewinde, wobei der Schaft und das Gewinde aus einem höherfesten Stahl bestehen als
der Bewehrungsstab. Der Ankerkopf setzt sich aus einer Injektionsscheibe, einer Kalottenscheibe
und einer Mutter zusammen. Die Durchstanzbewehrung wird von der Plattenunterseite unter einem
Winkel von 45 Grad installiert und strahlenförmig um die Stütze angeordnet. Die
Verankerungsstäbe sollten mindestens bis zur untersten Lage der oberen Zugbewehrung reichen.
Die Verankerung wird in eine Vertiefung gesetzt, damit die Durchstanzbewehrung mit
Brandschutzmörtel geschützt werden kann und die glatte Untersicht der Platte vorhanden bleibt.
Für eine schlupffreie Verankerung wird ein Verbundmörtel in den Ringspalt zwischen Anker und
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
45
Scheibe und in das Bohrlochende injiziert. Abbildung 7-17 zeigt schematisch die fertig installierte
Schubbewehrung im Schnitt.
Abbildung 7-16: Verstärkungsanker Hilti HZA-P; entnommen aus MUTTONI et al. (2008)
Abbildung 7-17: Anordnung Verstärkungsanker; entnommen aus MUTTONI et al. (2008)
7.3.3.2 Versuche und Ergebnisse
Die Versuchsreihe von 2008 beinhaltet sechs Plattenausschnitte mit 3 m x 3 m x 0,25 m mit
verschiedenen Bewehrungsgraden und einer unterschiedlichen Anzahl von Ankerstäben sowie eine
unverstärkte Referenzplatte. Die am Rand verankerten Versuchskörper werden von unten mit einer
hydraulischen Presse belastet. Die Krafteinleitungsfläche mit 260 mm x 260 mm simuliert die
Stütze. Die Abspannung der Platte erfolgt ähnlich der gezeigten in Abbildung 7-14, aber die
Stahlbalken sind weiter in Richtung der Ecken gerückt und bilden kein vollständiges Quadrat mehr.
Die Versuchsreihe von 2010 umfasst sechs weitere Plattenausschnitte mit denselben Abmessungen,
auch die Vorgehensweise ist ident.
Die Parameter der einzelnen Platten sind in Tabelle 7-8 aufgelistet. Die Benennung derselben
Probekörper variiert zwischen den deutsch- und englischsprachigen Texten.
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
46
Tabelle 7-14: Schräg installierte Verstärkungsanker – Probekörper – nach MUTTONI et al. (2008) und FERNÁNDEZ
RUIZ et al. (2010)
Nutzhöhe Beton Biegebewehrung Krafteinleitung/Stütze
d* fc fy ρLm,Z Form c1xc2 R/E/M
[mm] [N/mm²] [N/mm²] [%] [-] [mm] [-]
Pro
bek
örp
er
V1 (PV1) 210 34,0 709 1,50 Quadrat 260x260 M
V2 (PV2) 210 35,4 709 1,50 Quadrat 260x260 M
V3 (PV3) 210 35,6 709 1,50 Quadrat 260x260 M
V6 (PV6) 210 33,3 505 0,57 Quadrat 260x260 M
V7 (PV7) 210 33,8 505 0,57 Quadrat 260x260 M
V8 (PV8) 210 34,1 505 0,57 Quadrat 260x260 M
PV14 210 36,6 527 1,50 Quadrat 260x260 M
PV15 210 36,8 527 1,50 Quadrat 260x260 M
PV16 210 37,2 527 1,50 Quadrat 260x260 M
PV17 210 29,9 518 1,50 Quadrat 260x260 M
PV18 210 28,2 518 1,00 Quadrat 260x260 M
PV19 210 29,2 518 1,00 Quadrat 260x260 M
Die Verstärkungsanker besitzen alle einen Schaftdurchmesser von 16 mm. Bei allen Probekörpern
wird Verbund durch Injektion von Mörtel hergestellt. Die Anzahl der Bewehrungselemente variiert
(siehe Tabelle 7-15 und Abbildung 7-17).
Abbildung 7-18: Anordnung der Verstärkungsanker; entnommen aus MUTTONI et al. (2008)
Um in den Ergebnissen die schwankende Betonfestigkeit zu berücksichtigen, wird eine normierte
Tragfähigkeit Vu,n angegeben. Dafür wird eine Division der Bruchlast Vu durch die Quadratwurzel
aus der Betonfestigkeit fc vorgeschlagen. Die Verstärkungswirkung wird über Vergleich von Vu,n
mit Vu,n des Referenzversuches „V1“ berechnet. Abweichungen hinsichtlich der Streckgrenze fy der
Biegebewehrung werden beim Vergleich nicht berücksichtigt. Da der Biegebewehrungsgrad der
Platten „V6“, „V7“ und „V8“ deutlich niedriger ist als beim Referenzversuch „V1“, wird für diese
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
47
Platten die Verstärkungswirkung nicht angegeben. Als zusätzlicher Parameter wird die
Plattenverdrehung ψ gemessen.
Tabelle 7-15 Schräg installierte Verstärkungsanker – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach MUTTONI et
al. (2008) und FERNÁNDEZ RUIZ et al. (2010)
Verstärkungselemente Ergebnisse
Reihen Stück/
Reihe s0
1 sv
2 Vu Vu,n
Verstärkungs-
wirkung ψ
Versagens-
art
[-] [-] [mm] [mm] [kN] [-] [-] [%] [-]
Pro
bek
örp
er
V1 (PV1) - - - - 974 167,04 1003 0,76 P
V2 (PV2) 3 8 200 200 1383 232,45 139 3 1,4 P
V3 (PV3) 3 12 150 150 1577 264,31 158 3 2,52 P
V6 (PV6) 4 8 150 150 850 147,3 k.V. 4,05 P/F
V7 (PV7) 4 8 150 150 854 146,89 k.V. 3,72 P/F
V8 (PV8) 4 4 150 150 833 142,65 k.V. 2,16 P/F
PV14 6 12 200 125 1517 250,75 150 3 2,44 P
PV15 6 12 150 150 1519 250,4 150 3 3,11 P
PV16 4 6 200 200 1195 195,93 1173 1,18 P
PV17 4 4 200 200 1040 190,19 114 3 0,88 P
PV18 4 6 200 200 1013 190,76 114 3 1,55 P
PV19 4 4 200 200 919 170,07 102 3 1,31 P
1Abstand Stützenrand zur ersten Reihe (vergleiche Abbildung 7-18)
2Abstand der anderen Reihen (vergleiche Abbildung 7-18)
3 bezogen auf Vu,n von V1(PV1) ohne Berücksichtigung des unterschiedlichen fy
k.V. keine Vergleichsplatte
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
48
Abbildung 7-19 zeigt das Verformungsverhalten der Probekörper.
Abbildung 7-19: Last-Rotationsdiagramme; entnommen aus MUTTONI et al. (2008) und FERNÁNDEZ RUIZ et al.
(2010)
7.3.3.3 Diskussion der Ergebnisse
Betrachtet man die ersten drei Probekörper, ist ersichtlich, dass bei hohem Biegebewehrungsgrad
die Tragfähigkeit durch zusätzliche Schubbewehrungselemente deutlich erhöht werden kann. Auch
die Rotationsfähigkeit steigt deutlich mit der zunehmenden Anzahl an Verstärkungselementen. Bei
den schwach bewehrten Platten „V6“, „V7“ und „V8“ verändert sich die Bruchlast bei veränderter
Anzahl an Bewehrungselementen kaum, die Rotationsfähigkeit jedoch schon. Diese Probekörper
versagen schlussendlich infolge von Durchstanzen, jedoch entstehen davor weite Risse, was für ein
Fließen der Biegebewehrung spricht. Die Versuchsplatten „PV14“ und „PV15“ besitzen eine große
Anzahl an nachträglich eingebauten Bewehrungselementen, die mit sechs Reihen weit um den
Stützenkopf verteilt eingebaut sind. Die Tragfähigkeit kann um ca. 50 % erhöht werden und auch
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
49
das Verformungsvermögen steigt. Das Durchstanzversagen entsteht schließlich nahe an der Stütze,
ausgelöst durch Versagen der Betondruckzone am Stützenanschnitt. „PV16“ und „PV17“ mit
wenigen Verstärkungsankern versagen ohne große Verformungen und weisen nur eine geringe
Steigerung der Tragfähigkeit auf. [MUTTONI et al. (2008) und FERNÁNDEZ RUIZ et al. (2010)]
7.3.4 Vertikal installierte, gerippte CFK-Stäbe – MEISAMI et al. (2013, Iran)
Den folgenden Versuchen liegt der Gedanke zugrunde, dass auf Grund der höheren Zugfestigkeit
von CFK im Vergleich zur Zugfestigkeit von Stahl, die Anzahl der benötigten
Verstärkungselemente reduziert werden kann und somit Arbeitszeit und Kosten gesenkt werden
können [MEISAMI et al. (2013)].
7.3.4.1 Systembeschreibung
Die Verstärkungselemente aus CFK gleichen einem gerippten Betonstahlbewehrungsstab
(vergleiche Abbildung 7-20). Sie werden rund um den Stützenquerschnitt in einer oder mehreren
Reihen angeordnet. Zuerst werden vertikale Löcher vorbereitet und anschließend die CFK-Stäbe
eingebracht. Der Verbund zwischen den CFK-Stäben und dem Beton wird durch Epoxidharz
hergestellt.
Abbildung 7-20: Gerippter CFK-Stab; entnommen aus MEISAMI et al. (2013)
7.3.4.2 Versuche und Ergebnisse
Die Versuchsreihe umfasst sechs Probekörper. Die Abmessungen der Plattenausschnitte betragen
1,2 m x 1,2 m. Die Probekörper werden an allen 4 Rändern gelagert und von oben mit einer
hydraulischen Presse belastet. Die linienförmigen Auflager sind um 10 cm vom Plattenrand nach
innen gerückt. Die Plattenstärke, der Bewehrungsgrad sowie die Streckgrenze des Betonstahls
variieren. Die Versuchsplatten repräsentieren Flachdeckensysteme mit 4 m x 4 m Spannweite und
einer Belastung von 5 kN/m² sowie zusätzlich zum Betongewicht einer Ausbaulast von 4 kN/m².
Die Daten zu den Probekörpern sind in Tabelle 7-16 angeführt.
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
50
Tabelle 7-16: Vertikal installierte, gerippte CFK-Stäbe – Probekörper – nach MEISAMI et al. (2013)
Nutzhöhe Beton Biegebewehrung Krafteinleitung/Stütze
d fc fy ρLm,Z
1 ρLm,D
2 Form c1xc2 R/E/M
[mm] [N/mm²] [N/mm²] [%] [%] [-] [mm] [-]
Pro
bek
örp
er
CS40-2 80,5 41,1 345 1,1 0,38 Quadrat 150 x 150 M
FR2-8 80,5 36,6 345 1,1 0,38 Quadrat 150 x 150 M
SN2-8 80,5 37,7 345 1,1 0,38 Quadrat 150 x 150 M
CS40-3 74,1 42,4 420 2,2 0,35 Quadrat 150 x 150 M
FR3-8 74,1 43,5 420 2,2 0,35 Quadrat 150 x 150 M
FR3-24 74,1 43,5 420 2,2 0,35 Quadrat 150 x 150 M
1Verringerung der Stababstände unterhalb der Lasteinleitungsfläche
2regelmäßige Anordnung der Bewehrungsstäbe
Drei Plattenausschnitte werden mit den CFK-Stäben verstärkt. Zum Vergleich dienen zwei
Probekörper ohne Verstärkung und einer mit Stahlschrauben als Verstärkungsmaßnahme. Auch bei
den Stahlschrauben wird Epoxidharz zur Herstellung des Verbundes eingesetzt. Zusätzlich werden
diese aber mit kleinen Stahlplatten und Muttern verankert. Im Text der Veröffentlichung werden
die Stahlschrauben mit M20 betitelt. Bei der Auflistung der Eigenschaften der Versuchsplatten in
Tabellenform hingegen steht, dass es sich um M16 handelt. Die Anordnung der
Verstärkungselemente für acht beziehungsweise 24 Stück kann Abbildung 7-21 entnommen
werden. Die Eckdaten der Verstärkungselemente sind in Tabelle 7-17 aufgelistet.
Abbildung 7-21: Anordnung CFK-Rundstäbe (Abmessungen in mm) nach Meisami (2013)
Tabelle 7-17: Vertikal installierte, gerippte CFK-Stäbe – Verstärkungselemente – nach MEISAMI et al. (2013)
Verstärkungselemente
Beschreibung Anzahl fy bzw. ft dS Verbund
[-] [-] [N/mm²] [mm] [-]
Pro
bek
örp
er
CS40-2 - - - - -
FR2-8 CFK-Stäbe 8 ft=1400 12 Epoxidharz
SN2-8 Stahlschrauben 8 fy=320; ft=400 16/20? Epoxidharz
CS40-3 - - - - -
FR3-8 CFK-Stäbe 8 ft=1400 12 Epoxidharz
FR3-24 CFK-Stäbe 24 ft=1400 12 Epoxidharz
ECFK=120000N/mm²
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
51
Da sich bei der Überprüfung der Zylinderdruckfestigkeiten bei den einzelnen Probekörpern starke
Abweichungen zeigen, wird in der folgenden Tabelle 7-18 bei der Auflistung der Ergebnisse bei
den Lasten, der von den Autoren vorgeschlagene, normierter Wert angegeben, der die Schwankung
zwischen den Druckfestigkeiten der Referenzplatten und den dazugehörigen verstärkten Platten
berücksichtigt.
, , ,
/test n test c control c test
V V f f (0.6)
Vtest,n normierte Last unter Berücksichtigung der verschiedenen Betonfestigkeiten
Vtest gemessene Last des jeweiligen Probekörpers
fc,control Zylinderbetondruckfestigkeit der Vergleichsplatte (CS40-2 bzw. CS40-3)
fc,test Zylinderbetondruckfestigkeit des jeweiligen Probekörpers
Der Zeitpunkt t1 beschreibt das Beginnen des Fließens in der Längsbewehrung und t2 beschreibt
den Versagenszeitpunkt. Die Verschiebungen werden über die Differenz der Verschiebung in
Plattenmitte und der mittleren Verschiebung der Platteneckpunkte bestimmt. Die Duktilität
beschreibt das Verhältnis der Verschiebungen zum Zeitpunkt t1 zu t2.
Tabelle 7-18: Vertikal installierte, gerippte CFK-Stäbe – Ergebnisse – nach MEISAMI et al. (2013)
Ergebnisse
Vt1n Vt2n Verstärkungswirkung Duktilität Versagensart
[kN] [kN] [%] [mm]/[mm] [-]
Pro
bek
örp
er
CS40-2 146,1 224,1 1003 1,89 P
FR2-8 167,5 262,91 117
3 2,8 P
SN2-8 213,6 269,1 120
3 2,75 P/F
CS40-3 252,9 241,7 1004 1 P
FR3-8 244,7 282,62 117
4 1,31 P
FR3-24 297,1 4042 167
4 4,13 P/F
1bezogen auf fc von CS40-2 2bezogen auf fc von CS40-3 3bezogen auf Vt2n von CS40-2 4bezogen auf Vt2n von CS40-3
Das erste Diagramm in Abbildung 7-22 zeigt das Last-Verformungsverhalten der drei
vergleichbaren Plattenausschnitte „CS40-3“, „FR3-8“ und „FR3-24“. Das Diagramm rechts zeigt
jeweils die mit acht CFK-Stäben verstärkten Platten und die dazugehörigen Referenzplatten. Das
untere Diagramm vergleicht das Verhalten bei acht CFK-Stäben mit dem bei acht Stahlschrauben.
Der dritte Graph zeigt die dazugehörige Referenzplatte.
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
52
Abbildung 7-22: Last-Verformungsdiagramme; entnommen aus MEISAMI et al. (2013)
7.3.4.3 Diskussion der Ergebnisse
Die beiden Referenzplatten ohne Verstärkung versagen spröde, wobei ersichtlich ist, dass bei einer
Verdoppelung des Längsbewehrungsgrades, Erhöhung der Plattendicke sowie Steigerung der
Stahlfestigkeit der Biegebewehrung die Tragfähigkeit nur um 9 % steigt. Mit acht
Verstärkungselementen aus CFK kann die Tragfähigkeit für beide Plattentypen gegenüber der
unverstärkten Platten um 17 % gesteigert werden. Die Verstärkung mit acht Stahlschrauben führt
nur zu einer leicht höheren Steigerung der Tragfähigkeit als mit acht CFK Stäben aber zu einer
deutlichen Zunahme der Duktilität. Die Autoren nennen als mögliche Ursachen für den
Unterschied, dass die CFK-Stäbe nur über Verbund Kräfte weiterleiten können, während die
Schrauben zusätzlich mit Stahlplatten und Muttern verankert sind und dass sich CFK bei Versagen
spröde verhält, während Stahl fließt. Die Auslastung der Verstärkungselemente wird aber nicht
gemessen und es gibt auch keinen Hinweis darauf, dass ein Verstärkungselement selbst versagt.
Bei 24 CFK-Stäben nehmen die Traglast sowie die Verformbarkeit signifikant zu. Die Autoren
beschreiben das Versagen dieser Platte als duktil und mit Merkmalen eines Biegeversagens. Das
Last-Verformungsdiagramm zeigt keinen abrupten Lastabfall. Im Versagensbild ist aber die
Ausbildung eines Durchstanzkegels zu erkennen. Abbildung 7-23 zeigt den Unterschied im
Versagen anhand der beiden Zugseiten der vergleichbaren Platten „FR3-8“ und „FR3-24“.
Außerdem gibt es vom Probekörper „FR3-24“ ein Versagensbild von der Druckseite (Abbildung
7-23 unten). Dieses zeigt ein Durchstanzkegel, der außerhalb des verstärkten Bereichs liegt.
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
53
FR3-8 Zugseite
FR3-24 Zugseite
FR3-24 Druckseite
Abbildung 7-23: Versagensbilder; entnommen aus MEISAMI et al. (2013)
7.3.5 Vertikal installierte Betonschrauben aus Stahl – FEIX et al. (2012, Österreich),
WÖRLE (2014, Österreich) und LECHNER (2017, Österreich)
Die aus Stahl bestehenden Betonschrauben zeichnen sich durch ein selbstschneidendes Gewinde
und ihre Tragwirkung über Formschluss aus. Sie werden üblicherweise dazu verwendet, Lasten in
Betonbauteilen zu verankern. Neuere Untersuchungen zeigen aber, dass sie auch als
Schubverstärkungselemente zur nachträglichen Querkraft- bzw. Durchstanzverstärkung eingesetzt
werden können ([FEIX et al. (2012), WÖRLE (2014) und LECHNER (2017)].
7.3.5.1 Systembeschreibung
In Abbildung 7-24 ist eine Betonschraube abgebildet. Am vorderen Teil des Bewehrungsstabes ist
ein betonschneidendes Gewinde angebracht. Am Ende befindet sich ein Anschlussgewinde für die
Krafteinleitung. Die Verstärkungselemente werden strahlenförmig um den Stützenquerschnitt
angeordnet. Die Montage erfolgt von der Plattenunterseite aus. Es werden Löcher mit einem etwas
geringeren Durchmesser als der Durchmesser des selbstschneidenden Gewindes vorgebohrt. Nach
der Reinigung der Bohrlöcher werden die Betonschrauben mit einem hydraulischen
Schlagschrauber installiert. Falls zusätzlich Verbundmörtel eingesetzt wird, wird dieser nach der
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
54
Reinigung der Bohrlöcher injiziert. Anschließend werden die Betonschrauben mit einer
Unterlegscheibe und einer Sechskantmutter verankert.
Abbildung 7-24: Betonschraube TSM B 22 (Abmessungen in mm); entnommen aus Wörle (2014)
7.3.5.2 Versuche und Ergebnisse
Die Veröffentlichung von 2014 umfasst eine Versuchsreihe von vier Probekörpern („P01“- „P04“).
Die Plattenausschnitte repräsentieren eine Flachdecke mit fünf bis sechs Metern Spannweite bei
einer Plattenschlankheit von l/d = 35. Die Versuchskörper sind runde Plattenausschnitte mit einem
Durchmesser von 2,7 m und einer Dicke von 200 mm. Der Probekörper inkludiert ein Stück einer
kreisförmigen Stütze mit einem Durchmesser von 300 mm, das ohne Arbeitsfuge gleichzeitig mit
der Platte betoniert wird (Abbildung 7-25). Die Plattenausschnitte werden durch zwölf kreisförmig
angeordnete Ankerstangen gehalten.
Abbildung 7-25: Skizze Versuchsaufbau (Abmessungen in cm); entnommen aus WÖRLE (2014)
Der Biegebewehrungsgrad wird so gewählt, dass der Biegewiderstand der Platte deutlich höher als
der Durchstanzwiderstand ist, um ein frühzeitiges Biegeversagen der Versuchsplatten zu
vermeiden. Die Längsbewehrung in der Zugzone ist unregelmäßig angeordnet mit einem höheren
Bewehrungsgrad oberhalb der Stütze und abnehmenden Stabdurchmessern sowie zunehmende
Stababständen zu den Rändern hin. Die Druckzone ist schwach bewehrt. Die zweite Versuchsreihe
(„S01-P00“ - „S01-P01“) von 2016 wird mit demselben Versuchsaufbau durchgeführt. Die Serien
unterscheiden sich vor allem in der Anordnung der Biegezugbewehrung. Diese wird in der zweiten
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
55
Serie regelmäßig angeordnet. Außerdem ist der Durchmesser des Stützenstummels nur noch 250
mm. Die dritte Versuchsreihe aus 2017 umfasst weitere sechs Probekörper („S02-P01“ - „S02-
P06“), wobei jedoch drei davon zyklisch beansprucht werden und daher in Rahmen dieser Arbeit
nicht behandelt werden. Der Versuchsablauf und die Anordnung der Biegezugbewehrung sind
ident zu den Versuchen von 2016. Die geometrischen Parameter, Materialkennwerte und Angaben
zur Biegebewehrung sind in Tabelle 7-19 zusammengefasst. Detaillierte Angaben befinden sich im
Anhang 16.
Tabelle 7-19: Vertikal installierte Betonschrauben – Probekörper – nach WÖRLE (2014) und WALKNER et al.
(2017)
Nutzhöhe Beton Biegebewehrung Krafteinleitung/Stütze
d fc,cube
1 fy ρLm,Z Form D R/E/M
[mm] [N/mm²] [N/mm²] [%] [-] [mm] [-]
Pro
bek
örp
er
P01 155 47,15 5502 2,24 Kreis 300 M
P02 155 47,28 5502 2,24 Kreis 300 M
P03 155 48,98 5502 2,24 Kreis 300 M
P04 155 45,39 5502 2,24 Kreis 300 M
S01-P00 161 40,7 5133 1,39 Kreis 250 M
S01-P01 160 40,7 5133 1,4 Kreis 250 M
S01-P02 164 40,8 5133 1,37 Kreis 250 M
S01-P03 161 40,9 5133 1,39 Kreis 250 M
S01-P04 161 41,8 5133 1,39 Kreis 250 M
S02-P01 161 34,1 6103 1,39 Kreis 250 M
S02-P02 161 33,0 6103 1,39 Kreis 250 M
S02-P03 161 32,7 6103 1,39 Kreis 250 M
1am Tag des Durchstanzversuches 2Angabe des Herstellers 3geprüft im Zugversuch
Die Anzahl der nachträglich installierten Betonschrauben wechselt zwischen 32 und 48 Stück. Die
Verstärkungselemente bilden acht beziehungsweise zwölf Strahlen um den Stützenquerschnitt. In
Abbildung 7-26 ist die Anordnung für die erste Versuchsreihe ersichtlich. In der zweiten und
dritten Versuchsreihe werden die Betonschrauben ebenfalls strahlenförmig verteilt, der Abstand der
ersten Reihe zum Stützenrand beträgt jedoch 6 cm und die Abstände zwischen den weiteren Reihen
betragen je 10 cm.
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
56
Abbildung 7-26: Anordnung Betonschrauben "P02"-"P03" (Abmessungen in mm) nach WÖRLE (2014)
Die Details zur Durchstanzverstärkung sind in Tabelle 7-20 gelistet. Die Einbautiefe der
Betonschrauben wechselt zwischen Ober- und Unterkante der Biegezugbewehrung. Bei der
Versuchsplatte „P03“ wird kein Verbundmörtel injiziert. Die Bezeichnung „48 TSM-B22-M20-320“
beispielsweise bedeutet 48 Stück Betonschrauben, Bohrlochdurchmesser 22 mm, Durchmesser des
Anschlussgewindes 20 mm und einer Länge der gesamten Schraube von 320 mm.
Tabelle 7-20: Vertikal installierte Betonschrauben – Verstärkungselemente – nach WÖRLE (2014) und WALKNER
et al. (2017)
Verstärkungselemente
Beschreibung
Einbautiefe
im Bezug zur
Biegezugbe-
wehrung
Reihe
n
Stück
/Reihe fy Verbund
[-] [-] [-] [-] [N/mm²] [-]
Pro
bek
örp
er
P01 keine - - - - -
P02 32 TSM-B16-M16-220 OK 4 8 5581 Verbundkleber
P03 32 TSM-B16-M16-220 OK 4 8 5581 kein Verbund
P04 32 TSM-B22-M20-315 OK 4 8 5581 Verbundkleber
S01-P00 keine - - - - -
S01-P01 32 TSM-B22-M20-635 OK 4 8 598 Verbundkleber
S01-P02 32 TSM-B22-M20-335 UK 4 8 812 Verbundkleber
S01-P03 48 TSM-B22-M20-635 OK 4 12 598 Verbundkleber
S01-P04 keine - - - - -
S02-P01 48 TSM-B22-M20-320 UK 4 12 597 Verbundkleber
S02-P02 48 TSM-B22-M20-320 OK 4 12 597 Verbundkleber
S02-P03 48 TSM-B16-M16-380 UK 4 12 481 Verbundkleber 1Durchschnitt der Streckgrenze der Betonschrauben der Versuche P02-P04
Die Versuchsergebnisse sind in der folgender Tabelle 7-21 zusammengefasst. Die Verstärkungsrate
beschreibt die Steigerung der Bruchlast bezogen auf die Bruchlast des zugehörigen unverstärkten
Probekörpers ohne Berücksichtigung der Schwankungen der Materialeigenschaften. Für die zweite
Versuchsreihe wird der Mittelwert der beiden Bruchlasten der unverstärkten Versuche
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
57
herangezogen. Für das Verformungsvermögen wird die vertikale Verschiebung in Plattenmitte wm
bezogen zu den Randlagern angegeben sowie die Plattenrotation ψ zwischen Plattenrand und
Plattenmitte.
Tabelle 7-21: Vertikal installierte Betonschrauben – Ergebnisse – nach WÖRLE (2014) und WALKNER et al. (2017)
Ergebnisse
Vu Verstärkungswirkung wm ψ Versagensart
[kN] [%] [mm] [mrad] [-]
Pro
bek
örp
er
P01 612 1001 ~7 ~5,83 P
P02 906 1481 ~13 ~10,38 P
P03 793 1301 ~12 (~16) ~10,00 (13,33) P
P04 937 1531 ~16 ~13,33 P
S01-P00 720 1032 13 10,55 P
S01-P01 858 1232 17 14,41 P
S01-P02 843 1212 15 12,35 P
S01-P03 986 1412 24 19,80 P
S01-P04 677 972 11 8,94 P
S02-P01 899 keine Vergleichsplatte 20 19,70 P
S02-P02 984 keine Vergleichsplatte 24 20,05 P
S02-P03 860 keine Vergleichsplatte 18 14,92 P
1bezogen auf P01
2bezogen auf die gemittelte Bruchlast von S01-P00 und S01-P04
Abbildung 7-28 zeigt die Last-Verformungskurven der Versuche. Die Verschiebung beschreibt den
Weg des Zylinderkolbens, das entspricht der Verschiebung in Plattenmitte. Die Kurve des
Probekörpers „S01-P04“ ist in zwei Diagrammen abgebildet.
Abbildung 7-27: Last-Verformungsdiagramme; entnommen aus WÖRLE (2014
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
58
Abbildung 7-28: Last-Verformungsdiagramme; entnommen aus WALKNER et al. (2017)
7.3.5.3 Diskussion der Ergebnisse
Betrachtet man Serie 1 zeigt sich, dass der Vergleichskörper „P01“ spröde versagt, wie es für eine
Platte mit sehr hohem Biegebewehrungsgrad unter konzentrierter Lasteinleitung charakteristisch
ist. Bei den verstärkten Plattenausschnitten kündigt sich das Versagen durch Abplatzen des Betons
in der Druckzone am Stützenrand an. Die Betonschrauben in der ersten Reihe rund um die Stütze
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
59
wandern aufgrund des geringen Durchmessers der Unterlagscheiben bei Belastung in den Beton
hinein. Aus diesem Grund werden in den Serien aus dem Jahr 2016 und 2017 größere Scheiben
verwendet. Dass eine schlupffreie Verankerung die Tragfähigkeit steigert, spiegelt sich in der
höheren Bruchlast bei den Versuchskörpern „P02“ und „P04“ mit Verbundmörtel im Vergleich
zum Versuchskörper „P03“ ohne Verbundmörtel wider. Durch Messungen während den Versuchen
und Sägeschnitte durch die Probekörper nach dem Versagen lässt sich rekonstruieren, dass beim
Versagen der Druckzone vertikale Lasten in die Betonschrauben weitergeleitet werden. Die
Zunahme der Kräfte führt schlussendlich zu lokalen Verankerungsversagen [WÖRLE (2014)].
In Versuchsreihe 2 zeigt sich wieder ein schlagartiges Versagen der unverstärkten
Plattenausschnitte. Die Probekörper „S01-P01“ und „S01-P0“ versagen mit ähnlich kleinen
Verformungen wie die unverstärkten Vergleichsplatten, jedoch kann die aufnehmbare Last deutlich
um jeweils ca. 20 % gesteigert werden. Mit 48 Betonschrauben bei „S01-P03“ kann die Last noch
einmal weiter gesteigert werden und auch die Verformungen nehmen zu. Die Auswertungen der
Schraubendehnungen zeigen wieder, dass die inneren beiden Betonschraubenreihen wesentlich
stärker aktiviert werden als die Schrauben in den äußeren Reihen um die Stütze. Unmittelbar nach
Erreichen der Bruchlast treten die größten Dehnungen auf, was bedeutet, dass nach dem Ausbilden
des Durchstanzkegels noch Spannungen vom Beton auf die Schrauben übertragen werden, bis es
zum Verankerungsversagen kommt.
Versuchsreihe 3 beinhaltet keinen unverstärkten Vergleichskörper. Vergleicht man aber „S02-P02“
mit „S02-P01“ erkennt man eine Zunahme der aufnehmbaren Last um ca. 9 %, wenn man bei
gleicher Anzahl und gleichem Durchmesser der Betonschrauben statt bis zur Unterkante bis zur
Oberkante der Biegezugbewehrung führt. Außerdem lässt sich erkennen, dass bei gleichbleibender
Anzahl und gleicher Einbautiefe (S02-P01 und S02-P03) bei einer Reduzierung des Querschnittes
des Bewehrungselementes von M20 auf M16 die Bruchlast nur um 4 % sinkt. [WÖRLE (2014),
WALKNER et al. (2017) und LECHNER (2017)].
7.3.6 Vertikal installierte CFK-Gitter - MEISAMI et al. (2014, Iran)
2014 führen MEISAMI et al. ihre Ideen zur Verstärkung mit faserverstärkten Kunststoffen weiter
und ersetzen die gerippten CFK-Rundstäbe durch CFK-Gitter.
7.3.6.1 Systembeschreibung
Die Verstärkungselemente werden vom Stützenkopf ausgehend strahlenförmig verteilt. Dafür
werden vertikale Schlitze über die gesamte Plattendicke benötigt. Die CFK-Gitter werden, wie in
der folgenden Abbildung ersichtlich, in die Schlitze eingeführt und die Hohlräume mit Epoxidharz
aufgefüllt. Das Verstärkungselement selbst ist ein flaches Gewebe aus Carbonfasern [MEISAMI et
al. (2014)].
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
60
Abbildung 7-29: CFK-Gitter Skizze und Foto; entnommen aus MEISAMI et al. (2014)
7.3.6.2 Versuche und Ergebnisse
Die Versuchsserie umfasst fünf Probekörper. Die Abmessungen der Plattenausschnitte betragen 1,2
m x 1,2 m x 0,105 m. Die Prüfkörper werden, 10 cm von den Plattenrändern hineingerückt,
linienförmig gelagert und von oben durch einen hydraulischen Zylinder belastet. Die
Biegebewehrung wird so gewählt, dass Durchstanzversagen zu erwarten ist. Einen Überblick über
die Parameter der Probekörper gibt Tabelle 7-22. In Anhang 18 finden sich die detaillierteren
Angaben.
Tabelle 7-22: Vertikal installierte CFK-Gitter – Probekörper – nach MEISAMI et al. (2014)
Nutzhöhe Beton Biegebewehrung Krafteinleitungsfläche/Stütze
d* fc fy ρLm,Z
1 ρLm,D
2 Form c1xc2 R/E/M
[mm] [N/mm²] [N/mm²] [%] [%] [-] [mm] [-]
Pro
bek
örp
er CS40 84 42,4 420 2,2 0,35 Quadrat 150 x 150 M
FG-8A 84 43,5 420 2,2 0,35 Quadrat 150 x 150 M
FG-16B 84 43,5 420 2,2 0,35 Quadrat 150 x 150 M
FG-16A 84 44,1 420 2,2 0,35 Quadrat 150 x 150 M
FG-24A 84 41,7 420 2,2 0,35 Quadrat 150 x 150 M
1Verringerung der Stababstände unterhalb der Lasteinleitungsfläche
2regelmäßige Anordnung der Bewehrungsstäbe
Das nachträgliche Verstärken mit den CFK-Gittern wird anhand von drei Probekörpern geprüft.
Zum Vergleich dienen der unverstärkte Probekörper „CS40“ und der Probekörper „FG-16B“ bei
welchem die Verstärkungselemente bereits vor dem Betonieren eingebaut werden. Die Form und
Abmessungen der verwendeten CFK-Gitter sind in Abbildung 7-30 ersichtlich. Die Gitter besitzen
eine Stärke von 3,5 mm.
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
61
Abbildung 7-30: Abmessungen CFK-Gitter nach MEISAMI et al. (2014)
Die benötigten rechteckigen Schlitze werden mit einer Grundfläche von 22 mm x 4 mm hergestellt.
Um die Hohlräume mit dem Epoxidharz befüllen zu können, werden die Enden der Schlitze
verstopft, da der Kleber erst nach einigen Stunden erhärtet. Die strahlenförmige Anordnung der
CFK-Gitter bei acht beziehungsweise 24 Stück erfolgt ident zu jener in Abbildung 7-21. Bei 16
Stück fehlt die äußerste Reihe verglichen mit der Anordnung bei 24 Stück. Die Daten zur
Verstärkung sind in Tabelle 7-23 zusammengefasst.
Tabelle 7-23: Vertikal installierte CFK-Gitter – Verstärkungselemente – nach MEISAMI et al. (2014)
Verstärkungselemente
Beschreibung Anzahl ft Verbund
[-] [-] [N/mm²] [-]
Pro
bek
örp
er CS40 keine Verstärkung - - -
FG-8A nachträgliche Verstärkung 8 1400 Epoxidharz
FG-16B Verstärkung vor dem Betonieren 16 1400 -
FG-16A nachträgliche Verstärkung 16 1400 Epoxidharz
FG-24A nachträgliche Verstärkung 24 1400 Epoxidharz
ECFK=100000 N/mm²
Die Angabe der Zeitpunkte und Berechnung der normierten Lasten und der Verstärkungswirkung
und die Bestimmung der Verschiebungen und der Duktilität erfolgt analog zu 7.3.4.
Tabelle 7-24: Vertikal installierte CFK-Gitter – Ergebnisse – nach MEISAMI et al. (2014)
Ergebnisse
Vt1n Vt2n Verstärkungswirkung Duktilität Versagensart
[kN] [kN] [%] [mm]/[mm] [-]
Pro
bek
örp
er CS40 225,9 241,7 100
1 1,14 P
FG-8A 250,4 309,8 1281 1,87 P
FG-16B 239,2 298,5 1241 1,53 P
FG-16A 228,1 349,8 1451 1,93 P/F
FG-24A 246,6 378,1 1561 2,63 P/F
1bezogen auf Vt2n von CS40
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
62
Abbildung 7-31 zeigt die Last-Verformungsbeziehungen aller Probekörper.
Abbildung 7-31: Last-Verformungsdiagramme; entnommen aus MEISAMI et al. (2014)
7.3.6.3 Diskussion der Ergebnisse
Mit Hilfe der CFK-Gitter kann eine deutliche Steigerung der Tragfähigkeit erzielt werden. Jedoch
ist eine große Anzahl notwendig, um die Verformbarkeit maßgebend zu beeinflussen. Beim
Prüfkörper „FG-16A“ sprechen die Autoren von einem gemischten Schub- und Biegeversagen. Bei
Erreichen der Tragfähigkeit ist ein deutlicher Abfall in der Last-Verschiebungskurve ersichtlich. In
der Veröffentlichung wird eine Verstärkung dieses Probekörpers um 49 % angegeben, woraus sich
diese berechnet, ist nicht ersichtlich. Bei 24 Verstärkungselementen kann die Tragfähigkeit um
56% gesteigert werden. Die Autoren sprechen von einem Biegeversagen. Jedoch ist im
Versagensbild ein Durchstanzkegel sichtbar und auch die Last-Verformungskurve fällt nach
Erreichen der maximalen Last ab.
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
63
FG-24A Zugseite FG-24A Druckseite
Abbildung 7-32: Versagensbilder; entnommen aus MEISAMI et al. (2014)
Auf Grund der geringen Abmessungen der Probekörper kann keine endgültige Aussage über die
Effektivität der Verstärkungsmethode getroffen werden. Die Auswertung der an zwölf CFK-Gittern
installierten Dehnmessstreifen zeigt, dass die Gitter im Schnitt noch dreimal so weit gedehnt
werden könnten, bevor Versagen eintritt. Bei einer größeren Plattenstärke könnten möglicherweise
über die Zunahme der Verbundlänge mehr Kräfte in die CFK-Gitter übertragen werden. [MEISAMI
et al. (2014)]
7.3.7 Vertikal installierte CFK-Bündel mit Fächern - MEISAMI et al. (2015, Iran)
Eine weitere Idee zur Ertüchtigung ist der Einsatz von vertikal durch die Platte geführten Bündeln
aus mehreren Strängen von Fasern, die an der Plattenober- und -unterseite fächerartig gespreizt
werden und zur Verankerung mit Epoxidharz verklebt werden [MEISAMI et al. (2015)].
7.3.7.1 Systembeschreibung
Das Verstärkungselement ist ein Bündel aus mehreren Strängen, das im mittleren Teil entsprechend
der Plattendicke in Epoxidharz getränkt wird (Abbildung 7-33).
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
64
Abbildung 7-33: CFK-Bündel mit Fächer; entnommen aus MEISAMI et al. (2015)
Rund um den Stützenquerschnitt werden die Verstärkungselemente strahlenförmig installiert. Dafür
werden zuerst vertikale Löcher gebohrt und diese von Betonstaub gereinigt. Scharfe Kanten an den
Rändern der Bohrlöcher müssen abgerundet werden. Anschließend kann das Bündel eingeführt
werden. Der Raum zwischen dem Bündel und dem Bohrloch wird mit einem hochviskosen
Epoxidharz verfüllt. Die beiden Enden jedes Bündels werden fächerartig gespreizt und mit einem
dünnflüssigen Epoxidharz getränkt. Abbildung 7-34 zeigt die Anordnung der CFK-Bündel und die
fertige Installation.
Abbildung 7-34: Einbau der CFK-Bündel mit Fächer; entnommen aus MEISAMI et al. (2015)
7.3.7.2 Versuche und Ergebnisse
Die Versuchsreihe umfasst drei Plattenausschnitte, wobei der Versuchsaufbau jenen in 7.3.4 und
7.3.6 gleicht und als unverstärkte Vergleichsplatte wird der Probekörper „CS40-3“ aus 7.3.6
herangezogen. Die Angabe der Bewehrungsgrade schwankt bei gleicher Bewehrungsführung leicht
zwischen der Veröffentlichung von MEISAMI et al. (2015) und MEISAMI et al. (2014). Tabelle 7-25
listet die wichtigsten Parameter zu den Plattenausschnitten. Detaillierte Angaben befinden sich in
Anhang 20.
Tabelle 7-25: Vertikal installierte CFK-Bündel mit Fächern – Probekörper – nach MEISAMI et al. (2015)
Nutzhöhe Beton Biegebewehrung Krafteinleitungsfläche/Stütze
d
1 fc fy ρLm,Z
1 ρLm,D
2 Form c1xc2 R/E/M
[mm] [N/mm²] [N/mm²] [%] [%] [-] [mm] [-]
Pro
bek
örp
er
CS40-3 74,1 42,4 420 2,4 0,33 Quadrat 150 x 150 M
FF3-8 74,1 44,8 420 2,4 0,33 Quadrat 150 x 150 M
FF3-16 74,1 44,8 420 2,4 0,33 Quadrat 150 x 150 M
FF3-24 74,1 44,8 420 2,4 0,33 Quadrat 151 x 150 M 2Verringerung der Stababstände unterhalb der Lasteinleitungsfläche
3regelmäßige Anordnung der Bewehrungsstäbe
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
65
Die Querschnittsfläche eines Bündels beträgt 12,6 mm². Die Anordnung erfolgt gleich wie die der
gerippten CFK-Stäbe beziehungsweise der CFK-Gitter (siehe Abbildung 7-21). Die Bestimmung
der Verschiebungen, der Duktilität und der normierten Kräfte sowie die Definition der
verschiedenen Zeitpunkte erfolgen analog zu den Versuchen im Kapitel 7.3.4. Der
Verstärkungsgrad bezieht sich auf die normierten Bruchlasten im Vergleich zur normierten
Bruchlasten der Referenzplatte.
Tabelle 7-26: Vertikal installierte CFK-Bündel mit Fächern – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach
MEISAMI et al. (2015)
Verstärkungselemente Ergebnisse
Anzahl Verbund Vt1n Vt2n
Verstärkungs-
wirkung Duktilität Versagensart
[-] [-] [kN] [kN] [%] [mm]/[mm] [-]
Pro
bek
örp
er
CS40-3 keine - 225,9 241,7 1001 1,14 P
FF3-8 8 Epoxidharz 236,6 322,3 1331 1,65 P
FF3-16 16 Epoxidharz 232,6 416,9 1731 2,71 P/F
FF3-24 24 Epoxidharz 222,4 462,3 1911 4,23 P/F
1bezogen auf Vt2n von CS40-3
Abbildung 7-35 zeigt das Last-Verforungsverhalten der Platten. Die Verschíebung wird, wie in
7.3.4 erklärt, bestimmt.
Abbildung 7-35: Last-Verformungsdiagramme; entnommen aus MEISAMI et al. (2015)
7.3.7.3 Diskussion der Ergebnisse
Die Ergebnisse zeigen, dass die Tragfähigkeit der Platten durch den Einsatz dieser
Verstärkungselemente deutlich erhöht werden kann, und dass mit einer Erhöhung der Anzahl der
Bündel eine Steigerung der Tragfähigkeit einhergeht. Die Autoren bezeichnen beim Einsatz von 24
Verstärkungselementen das Versagen als Biegeversagen. Jedoch bildet sich auch wieder ein
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
66
Durchstanzkegel (vergleiche Abbildung 7-36Fehler! Verweisquelle konnte nicht gefunden
werden.). Durch Dehnmessstreifen an der Biegezugbewehrung in der Mitte der Platte ist
erkennbar, dass beim Einsatz von 24 Bündeln beinahe alle Längsbewehrungsstäbe ins Fließen
kommen [MEISAMI et al. (2015)].
Abbildung 7-36: Versagensbild „FF3-24 Zugseite“; entnommen aus MEISAMI et al. (2015)
Interessant ist der direkte Vergleich der Ergebnisse mit den Versuchen aus 7.3.4, der auf Grund der
ähnlichen Versuchsplatten möglich ist. Die gerippten CFK-Stäbe weisen einen Durchmesser von
12 mm auf, während der der Bündel ca. 4 mm beträgt. Die Steigerung der Tragfähigkeit bei 24
Verstärkungselementen beträgt bei den CFK-Stäben 67 % und bei den Bündeln 91 %, obwohl die
Gesamtquerschnittsfläche bei den Bündeln wesentlich geringer ist.
7.3.8 Reparatur nach Durchstanzen mit vorgespannten, vertikalen Stahl-Gewinde-
Stangen - ASKAR (2015, Ägypten)
Dieses Verstärkungskonzept für bereits beschädigte Stützen-Decken-Verbindungen umfasst das
Einbringen von neuem Beton und die Installation einer Schubbewehrung im durchstanzgefährdeten
Bereich. Die als Schubbewehrung fungierenden Stahlgewindestangen werden zusätzlich
vorgespannt [ASKAR (2015b)].
7.3.8.1 Systembeschreibung
Da das System für Verbindungen vorgesehen ist, bei dem es bereits zu Durchstanzversagen
gekommen ist, muss im ersten Schritt der beschädigte Beton entfernt werden und der Rest der
Stütze, der in die Platte hineingedrückt ist, muss mit einer hydraulischen Presse entfernt werden.
Anschließend wird die Platte sorgsam von Staub und losen Betonstücken gereinigt. Um Verbund
zwischen dem neu betonierten Beton und der alten Betonoberfläche herzustellen, wird ein
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
67
Epoxidkleber eingesetzt. Nach dem Aushärten des Betons kann die Schubbewehrung installiert
werden. Die Verstärkungselemente bestehen aus auf die passende Länge abgeschnittenen
Gewindestangen, sehr kleinen Stahlankerplatten, Unterlegscheiben und Muttern. Es werden
Bohrlöcher mit einem größeren Durchmesser als jener der Gewindestangen gebohrt. Diese werden
anschließend gereinigt und mit einem Epoxidkleber verfüllt. Anschließend werden die
Gewindestangen eingeführt und die Vorspannkraft wird mit einem Drehmomentenschlüssel
aufgebracht. In der rechten Ecke der Abbildung 7-37 sind der alte und rund um die Stütze der
erneuerte Beton erkennbar. Außerdem ist die strahlenförmige Anordnung der Schubbewehrung
rund um die Stütze ersichtlich.
Abbildung 7-37: Vorspannen der Stahlgewindestangen; entnommen aus ASKAR (2011b)
7.3.8.2 Versuche und Ergebnisse
Vier Probekörper werden bis zum Durchstanzversagen belastet, anschließend verstärkt und bis zum
erneuten Versagen belastet. Die quadratischen Plattenausschnitte unterscheiden sich in ihrer
Geometrie, in den Abmessungen des mitbetonierten Stützenschummels und in der Bewehrung
(vergleich Tabelle 7-27). Die Probekörper werden 10 cm von den Plattenrändern hineingerückt auf
einem steifen Stahlrahmen gelagert und befestigt. Zusätzlich zur Biegebewehrung, zu der es keine
Angaben zur Stahlsorte, den Stabdurchmessern oder Anordnung gibt, wird in der Mitte der
Plattendicke eine Bewehrungsmatte verlegt (vergleiche Abbildung 7-38), die als
Durchstanzbewehrung fungiert. Diese soll über den durchstanzgefährdeten Bereich hinausreichen
und außerhalb verankert werden (erklärt beispielsweise in IBRAHIM et al. (2016)).
Abbildung 7-38: Bewehrungsmatte als Durchstanzverstärkung; nach IBRAHIM et al. (2016)
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
68
Tabelle 7-27: Vertikale, vorgespannte Stahlgewindestangen – Probekörper – nach ASKAR (2015b)
Nutzhöhe Beton Bewehrung Krafteinleitung/Stütze2
d* fc,cube,alt fc,cube,neu ρLm,Z ρLm,mitte1 Form c1xc2
v.d.V. n.d.V. [mm] [N/mm²] [N/mm²] [%] [%] [-] [mm]
Pro
bek
örp
er
N4(40) NR(40)-4 160 41,7 42,2 0,47 0,327 Quadrat 160x160
N5(40) NR(40)-5 140 43,1 42,2 0,47 0,327 Quadrat 250x250
B1(40) NR(40)-6 140 39,8 42,2 0,24 0,327 Quadrat 160x160
B3(40) NR(40)-7 140 41,8 42,2 0,97 0,327 Quadrat 160x160 1Bewehrungsmatte in der Mitte der Plattendicke
2alle Stützen Mittelstützen
v.d.V. vor dem Verstärken / n.d.V. nach dem Verstärken
Nach dem Versagen der unverstärkten Platten werden diese verstärkt. Alle Gewindestangen
besitzen einen Schaftdurchmesser ds von 9,5 mm. Die Zugfestigkeit fy von 418 N/mm² wird im
Zugversuch festgestellt. Die Anordnung der Bewehrungselemente ist in Abbildung 7-39 ersichtlich.
Beim Probekörper NR(40)-6 fehlt die zweite Reihe. Eine Vorspannkraft von je 5 kN wird
aufgebracht.
Abbildung 7-39: Anordnung der Stahlgewindestangen (Abmessungen in mm); nach ASKAR (2015b)
Die vertikale Verschiebung w wird in Plattenmitte gemessen. Die Verstärkungswirkung bezieht
sich immer auf dieselbe Platte beim ersten Versagen vor dem Verstärken.
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
69
Tabelle 7-28: Vertikale, vorgespannte Stahlgewindestangen – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach
ASKAR (2015b)
Verstärkungselemente Ergebnisse
Anzahl fy Vu w Versagensart
Pro
bek
örp
er
v.d.V. [-] [N/mm²] [kN] [mm] [-]
N4(40) - - 477,09 3 P
N5(40) - - 430,9 6 P
B1(40) - - 246,24 7 P
B3(40) - - 384,75 4,5 P
Verstärkungselemente Ergebnisse
Anzahl fy Vu w Versagensart Verstärkungswirkung
n.d.V. [-] [N/mm²] [kN] [mm] [-] [-]
NR(40)-4 16 418 580 12 P/F 122
NR(40)-5 16 418 450 16 P/F 104
NR(40)-6 8 418 300 17 P 122
NR(40)-7 16 418 400 14 P/F 104
Detaillierte Angaben zu den Versuchen befinden sich in Anhang 29 und Anhang 22.
7.3.8.3 Diskussion der Ergebnisse
In den unterschiedlichen erzielten Verstärkungswirkungen spiegelt sich die Variation der Parameter
der Probekörper wider. Bei gleichem Bewehrungsgrad aber unterschiedlichen Verhältnissen der
Lasteinleitungsfläche zur Nutzhöhe („NR(40)-4“ und „NR(40)-5“) sieht man, dass bei der Platte
mit einem geringen c/d-Verhältnis, die Last deutlich gesteigert werden kann. Bei Probekörper
„NR(40)-6“, der einen sehr geringer Biegebewehrungsgrad aufweist, kann eine signifikante
Laststeigerung erreicht werden, während bei der am stärksten biegebewehrten Platte „NR(40)-7“
die aufnehmbare Last beinahe gleich bleibt. Das Verformungsvermögen der Platten nimmt bei
allen Probekörpern deutlich zu. [ASKAR (2015b)]
Interessant ist der große Einfluss der vorgespannten Schubbewehrung auf die Steifigkeit der
Platten. Während beispielsweise bei den vertikal installierten Scherbolzen (7.3.1) die Steifigkeit der
Platten durch die Schubbewehrung sich kaum ändert, nimmt bei diesen Versuchen die Steifigkeit
der Platten ab. Dies könnte darauf schließen lassen, dass der Austausch des Betons die Steifigkeit
maßgeblich beeinflusst.
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
70
Abbildung 7-40: Vergleich der Steifigkeiten in den Versuchen mit vertikal installierten Scherbolzen und
vorgespannten Stahlgewindestangen; entnommen aus POLAK (2005) und ASKAR (2015b)
7.3.9 Literaturverweise
Zahlreiche weitere Möglichkeiten zum nachträglichen Einbringen von Schubbewehrung bestehen.
Versuchsbeschreibung dazu finden sich beispielsweise in:
ASKAR (2015a): „Repair of R/C flat plates failing in punching by vertical studs.”
Die Versuchsreihe umfasst acht Platten, welche zuerst bis zum Versagen belastet werden
und anschließend repariert werden. Der beschädigte Beton wird ausgetauscht und
Stahlgewindestangen werden im durchstanzgefährdeten Bereich installiert.
EL-SAYED et al (2016): „Repair and Strengthening of R.C Flat Slab Connection with Edge
Columns against Punching Shear.”
An Hand von 13 Plattenausschnitten in einem verkleinerten Maßstab wird die Effektivität
von nachträglich installierten Bügeln aus CFK, GFK und Stahl bei Eckverbindungen
geprüft.
7.4 Erhöhung des Schub- und Biegewiderstandes
In der Literatur lassen sich auch Verstärkungskonzepte finden, die eine Erhöhung des
Durchstanzwiderstandes durch eine gleichzeitige Verbesserung des Schub- und Biegewiderstandes
zu erzielen versuchen.
7.4.1 Kombination von Stahlplatten mit Verbund und Stahlbolzen – EBEAD / MARZOUK
(2002, Katar)
Bei der Kombination von geklebten Stahlplatten an der Ober- und Unterseite der Betonplatten rund
um den Stützenquerschnitt und der Installation von Stahlbolzen soll die zusätzliche
Schubbewehrung gleichzeitig für eine vollständige Interaktion zwischen den Stahlplatten und dem
Beton sorgen [EBEAD/MARZOUK (2002)].
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
71
7.4.1.1 Systembeschreibung
Vom Stützenrand bis mindestens zu einem Abstand von zweimal der Nutzhöhe werden auf die
Ober- und Unterseite der Betonplatte Stahlplatten geklebt und diese mit Stahlbolzen verbunden.
Abbildung 7-41 zeigt eine Skizze der Verstärkungsmaßnahme im Schnitt, in der Draufsicht und ein
Foto der Stahlbolzen.
Abbildung 7-41: Verstärkungssystem: Schnitt und Draufsicht und Foto der Stahlbolzen; entnommen aus EBEAD /
MARZOUK (2002)
Für die Montage werden die Löcher für die Stahlbolzen vorgebohrt und die Betonoberflächen
aufgeraut. Beides wird anschließen mit einem Vakuumsauger von Staub und kleinen Partikeln
gereinigt. Das Epoxidharz wird auf die Stahlplatten aufgebracht, welche davor mit einem
Lösungsmittel von Öl und Staub gesäubert werden müssen. Nachdem die Stahlplatten auf die Ober-
und Unterseite geklebt werden, werden die Stahlbolzen installiert. Diese werden vor dem
Einbringen in Epoxidkleber getaucht. Zuletzt werden die Muttern mit einem
Drehmomentenschlüssel angezogen.
7.4.1.2 Versuche und Ergebnisse
Anhand von fünf Versuchsplatten wird die Effektivität der Verstärkungsmethode untersucht. Mit
1,9 m x 1,9 m x 0,15 m repräsentieren die Plattenausschnitte Flachdecken mit einer Spannweite
von 4,75 m. Eine Besonderheit beim Versuchsaufbau besteht in den mitbetonierten Stützen. Ober-
und unterhalb der Platte wird ein Stützenstück von 85 cm mitbetoniert. Die Platten werden entlang
der Ränder gelenkig gelagert. Die Parameter der Probekörper werden nicht variiert, lediglich die
unvermeidbaren Unterschiede in der Betonfestigkeit unterscheiden die Platten. Der Vollständigkeit
halber sind die Parameter in Tabelle 7-29 aufgelistet und detaillierte Angaben befinden sich in
Anhang 23.
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
72
Tabelle 7-29: Kombination Stahlplatten mit Verbund und Stahlbolzen – Probekörper – nach EBEAD/MARZOUK
(2002)
Nutzhöhe Beton Biegebewehrung Krafteinleitung/Stütze
d* fc fy
1 ρLm,Z Øx,Z=Øy,Z Form c1xc2 R/E/M
[mm] [N/mm²] [N/mm²] [%] [mm]/[mm] [-] [mm] [-]
Pro
bek
örp
er C 110 33 435-450 1,01 Ø15 Quadrat 250x250 M
A1 110 30 435-450 1,01 Ø15 Quadrat 250x250 M
A2 110 33 435-450 1,01 Ø15 Quadrat 250x250 M
A3 110 37 435-450 1,01 Ø15 Quadrat 250x250 M
A4 110 35 435-450 1,01 Ø15 Quadrat 250x250 M 1die Ergebnisse der Zugversuche liegen zwischen diesen Werten
Vier Plattenausschnitte werden verstärkt und eine Platte dient als Referenzplatte. Vor dem
Verstärken werden die Platten mit einer Last, die 50% der Bruchlast der unverstärkten
Referenzplatte entspricht, belastet, um eine Schädigung zu erzeugen. So entsteht eine reale
Instandsetzungssituation. Während des Verstärken wird die Last wieder entfernt. Dies simuliert ein
Verstärken ohne Verkehrslasten und mit Abstützungen der Decke. Die Stahlplatten und Bolzen
werden nach vier verschiedenen Mustern angeordnet (siehe Abbildung 7-42). Bei den L-förmigen
Stahlplatten werden die sich berührenden Kanten zusammengeschweißt.
A1 A2
A3 A4
Abbildung 7-42: Anordnung Stahlplatten und Bolzen; entnommen aus EBEAD / MARZOUK (2002)
In der Veröffentlichung werden die Lasten beim Auftreten der ersten Risse im Beton, dies passiert
bereits bei der ersten Belastung vor dem Verstärken, die Lasten beim ersten Fließen der
Biegebewehrung (t1) und die Lasten beim Versagen (t2) angegeben. Außerdem werden jeweils die
dazugehörigen Verformungen bekanntgegeben. Zusätzlich werden die Steifigkeiten der Platten
bestimmt. Die detaillierten Werte sind in Anhang 24 gelistet. Zusammengefasst sind die Ergebnisse
in Tabelle 7-30. Die Duktilität beschreibt das Verhältnis der Verformungen vom Zeitpunkt t2 zum
Zeitpunkt t1.
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
73
Tabelle 7-30: Kombination Stahlplatten mit Verbund und Stahlbolzen – Verstärkungselemente und Ergebnisse –
nach EBEAD/MARZOUK (2002)
Verstärkungselemente
1 Ergebnisse
Beschreibung
Anzahl
Bolzen Vt1 Vt2 wt2
Verstärkungs-
wirkung2
Duktilität Versagens-
art
[-] [-] [kN] [kN] [mm] [-]
[mm/
mm] [-]
Pro
bek
örp
er
C keine - 375 412 24,5 100 1,17 P/F
A1 2 L-Platten
um die Stütze 16 670 678 27,5 165 1,45 F
A2 3 L-Platten
um die Stütze 16 560 650 23 158 1,35 F
A3 4 L-Platten
um die Stütze 8 582 645 28 157 1,29 F
A4 4 rechteckige
Platten als Kreuz 8 440 560 27 136 1,72 k.A.
1 Platten: d=6mm, fy=248000 N/mm², ft=400000 N/mm², E=191000N/mm² Bolzen: ASTM A325 ds=19mm
2 bezogen auf Vt2 von C
7.4.1.3 Diskussion der Ergebnisse
Die Verstärkungsmethode erscheint insgesamt sehr effizient, wobei die der Einsatz der L-förmigen
Stahlplatten vorzuziehen ist. Für den Probekörper „A4“ wird der Versagensmodus nicht explizit
beschrieben, aber er wird nicht unter Biegeversagen aufgezählt. Für die Probekörper „A1“ bis
„A3“, bei denen es zu einem Biegeversagen kommt, kann im Durchschnitt eine Steigerung der
Tragfähigkeit von 59,6 % und eine Zunahme der Duktilität von 16,9 % erzielt werden [EBEAD /
MARZOUK (2002)].
7.4.2 Aufbeton mit Schub- und Biegebewehrung – AMSLER et al. (2014, Schweiz)
Aufbeton ermöglicht zusätzliche Biege- und Schubbewehrung sowie eine Erhöhung der statischen
Nutzhöhe.
7.4.2.1 Systembeschreibung
Die Verstärkung besteht aus mehreren Komponenten. Rund um den Stützenquerschnitt werden
strahlenförmig Gewindestangen als Durchstanzbewehrung installiert. Schubverbinder sorgen für
den Verbund zwischen dem alten und dem neuen Beton. Weiteres wird zusätzliche
Biegebewehrung verlegt. An den Rändern der Platten wird eine Verankerungsbewehrung
eingebaut. Bevor die zusätzliche Betonschicht betoniert wird, wird die Oberfläche des alten Betons
aufgeraut. Der obere Teil der Abbildung 7-43 zeigt Skizzen der verschiedenen Elemente und der
untere Teil zeigt die räumliche Anordnung mit Hilfe eines Fotos.
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
74
Abbildung 7-43: Komponenten bei der Verstärkung mit Aufbeton; entnommen aus AMSLER et al. (2014)
7.4.2.2 Versuch und Ergebnisse
Die Verstärkung mit Aufbeton wird anhand eines Großversuches ohne einer Vergleichsplatte
durchgeführt. Die quadratische Platte ist 3,3 m x 3,3 m groß und im unverstärkten Zustand 22 cm
stark. Die Platte ist in der Mitte auf einer Stütze gelagert und wird durch 16 Zugpressen, die radial
angeordnet sind, belastet. Die Anordnung der Zugpressen ist in Abbildung 7-43 ersichtlich. Die
Biegebewehrung ist unregelmäßig angeordnet. In der Veröffentlichung befindet sich keine bemaßte
Skizze, aber die Biegebewehrung im unverstärkten Teil ist gleich angeordnet wie die in Abbildung
7-43 sichtbare, zusätzliche Biegebewehrung im Aufbeton. Die Bewehrungsstäbe sind mit
aufgestauchten Köpfen versehen. Die Stahlfestigkeiten werden in Double-Punch-Versuchen
geprüft, wobei die angegebenen Werte für fy den statischen Fließgrenzen aus den Versuchen
entsprechen.
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
75
Tabelle 7-31: Aufbeton – Probekörper – nach AMSLER et al. (2014)
Nutzhöhe Beton Biegebewehrung Stütze
d* fc fy Ø14 fy Ø16 ρLm,Z Øx,Z=Øy,Z Form D R/E/M
[mm] [N/mm²] [N/mm²] [N/mm²] [%] [mm] [-] [mm] [-]
Pro
be-
kö
rper
VA1 222 52,21 533 478 1,51 31Ø16 Kreis 300 M
+Aufbeton 266 11,062 533 478 1,26 +31Ø14 Kreis 300 M
1 Betonfestigkeit des zuerst betonierten Teiles am Tag des Versuches (53 Tage alt)
2 Betonfestigkeit des Aufbetons Tag des Versuches (7 Tage alt)
Bevor die Verstärkung stattfindet, wird der Probekörper für 21 Tage mit 500 kN (inklusive
Eigengewicht) belastet, um Langzeiteinflüsse zu simulieren Während des Verstärkens wird die Last
auf 300 kN reduziert. Details zu den Verstärkungselementen befinden sich in Tabelle 7-32. Die
eingesetzten Schubverbinder bestehen aus Gusseisen und sind in der folgenden Abbildung 7-44 zu
sehen.
Abbildung 7-44: Schubverbinder Hilti HCC-B; entnommen aus HILTI (2018)
Insgesamt werden 124 Schubverbinder und ca. 104 Verankerungsbewehrungen installiert. Für die
40 Gewindestangen ist die exakte Anordnung bekannt. Sie werden in acht Strahlen, die regelmäßig
rund um den Stützenquerschnitt angeordnet sind, verteilt. Die erste Reihe ist 15 cm vom
Stützenrand entfernt, die zweite 11 cm, die dritte 10 cm und die weiteren Reihen 14 cm. Die
Verformung der Platte wird mit Hilfe von 16 induktiven Wegaufnehmern kontinuierlich gemessen.
Angegeben sind die Verformungen zum Zeitpunkt des Versagens. Es wird für die beiden
orthogonalen Richtungen x und y jeweils der Mittelwert der Messdaten, von den beiden am
weitesten von der Stütze entfernten Messpunkten, angegeben. Die angegebene Versagenslast Vu
beinhaltet die aufgebrachte Last, das Eigengewicht der Platten sowie das Gewicht der Zugpressen.
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
76
Tabelle 7-32: Aufbeton – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach AMSLER et al. (2014)
Verstärkungselemente
Gewindestangen 40 Stück, fy=593N/mm², dS=16mm, dB=20mm
Schubverbinder 124 Stück, Gusseisen, d=14mm, dB=16mm, Hilti HCC-B,
Verankerungsbewehrung ca. 104 Stück, fy=461N/mm², Ø12mm, dB=16mm
Biegebewehrung 2x31Ø14, fy=533N/mm², B500B, Anco-Fix
Beton 8cm, fc=11,06N/mm²
Verbund Epoxidkleber
Ergebnisse VA1+Aufbeton
Vu wx wy Versagensart
[kN] [mm] [mm] [-]
2400 41 38 F
7.4.2.3 Diskussion der Ergebnisse
Konkrete Verstärkungswirkung kann keine bestimmt werden, da es keine Vergleichsplatte gibt. Die
Autoren vergleichen das experimentelle Ergebnis mit Berechnungen nach dem EC2 und der
Theorie des kritischen Schubrisses. Die Bruchlast, berechnet nach dem EC2 für die verstärkte
Platte beträgt 2030 kN. Das ist eine Steigerung verglichen mit dem berechneten Wert für die
unverstärkte Platte von 20,1 % [AMSLER et al. (2014)].
Weitere Versuche wären notwendig, um eine Aussage über die Verstärkungswirkung, die richtige
Wahl der statischen Nutzhöhe oder beispielsweise die Anzahl der benötigten Schubverbinder zu
treffen. Außerdem wäre, da die Betonfestigkeit Einfluss auf den Durchstanzwiederstand nimmt,
interessant, wie sich das Ergebnis bei höherer Betonfestigkeit des Aufbetons verändert.
7.4.3 Literaturverweise
Eine aktuelle Forschung zur gleichzeitigen Erhöhung des Schub- und Biegewiderstandes wird im
folgenden Artikel beschrieben:
BARROS et al. (s.a.): „Flexural and shear/punching strengthening of RC beams/slabs using
hybrid NSM-ETS technique with innovative CFRP laminates”. Das Verstärkungssystem
wird hauptsächlich an Balken und nur anhand einer Platte getestet. Im Gegensatz zur
NSM-Methode, beschrieben in 7.2.4, werden die CFK-Streifen nicht in Schlitze gepresst,
sondern mit ihrer Breitseite in Vertiefungen geklebt. Die Abkürzung ETS steht für
„embedded trough section“ und meint, dass Schlitze durch den Betonquerschnitt
geschnitten und Streifen als Schubbewehrung hineingeklebt werden. Durch U-förmige
CFK-Streifen werden beide Methoden kombiniert. Wobei für die Verstärkung der Platte
die Schenkel unter 30 Grad abgebogen werden. Die Schenkel verankern die Zugbewehrung
und schneiden gleichzeitig mögliche Schubrisse. Bei der geprüften verstärkten Platte
werden orthogonal U-förmige CFK-Streifen verklebt, sowie zusätzlich noch gerade CFK-
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
77
Streifen an der Zugseite. Die Ergebnisse sind vielversprechend. Im Vergleich zur
unverstärkten Referenzplatte kann die Versagenslast um ca. 30% gesteigert werden. Auch
die Duktilität der Platte nimmt deutlich zu. Es bilden sich auch Biegerisse. Schlussendlich
reißen aber einige Schenkel ab, worauf die Platte infolge Durchstanzen versagt.
7.5 Aufbringen einer Vorspannung
Während bei vielen Verstärkungsmaßnahmen erst durch eine weitere Verformung der Platte die
Verstärkungselemente aktiviert werden, liegt die Idee der Vorspannung darin, aktiv zu verstärken.
7.5.1 Vorgespannte Stahllitzen mit Verankerung durch Verbund – FARIA et al. (2011,
Portugal)
Bei diesem System wird über die gesamte Länge der vorgespannten Litze Verbund hergestellt.
Dadurch soll das Problem von hohen, lokalen Ankerkräften umgangen werden. [FARIA et al.
(2011)]
7.5.1.1 Systembeschreibung
Wie im ersten Teil der in Abbildung 7-45 ersichtlich, werden Stahllitzen von der Druckseite der
Platte zur Zugseite geführt, dort umgelenkt und wieder zur Druckseite geführt. Es können mehrere
Stahllitzen nebeneinander und in eine Richtung oder orthogonal angeordnet werden. Bei der
obersten Geschossdecke könnten die Litzen direkt über die Stütze geführt werden. Der zweite Teil
der Abbildung zeigt ein Foto von der Umlenkung der Litzen, die nach der Installation unter dem
Fußboden versteckt werden muss.
Abbildung 7-45: Skizze und Foto vorgespannte Stahllitzen; nach bzw. entnommen aus FARIA et al. (2011)
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
78
Der Einbau der Litzen erfolgt in mehreren Schritten. Zuerst werden Löcher gebohrt, in welche die
Stahllitzen eingeführt werden. Dann werden die Litzen vorgespannt (vergleiche Abbildung 7-46).
Dafür benötigt es eine justierbare Strebe, die den horizontalen Teil der Vorspannkraft trägt und an
beiden Enden mit einem mechanischen Stellglied ausgestattet ist, welches die gewünschte Neigung
vorgibt.
Abbildung 7-46: Vorspannen der Stahllitzen; nach FARIA et al. (2011)
Anschließen wird der Verbund hergestellt und die Enden der Bohrlöcher abgedichtet. Wenn der
Kleber getrocknet ist, kann die Strebe entfernt werden und die Enden der Litzen, die zur
Vorspannung über die Deckenunterseite hinausragen, werden abgeschnitten. Da die Länge der
Strebe verstellbar ist und die Neigung der Stellglieder variiert werden kann, kann die Strebe bei
weiteren Verstärkungsvorhaben wiederverwendet werden.
7.5.1.2 Versuche und Ergebnisse
Die Verstärkungsmethode wird anhand von sieben Platten geprüft. Der Versuchsaufbau ist in der
folgenden Abbildung 7-47 dargestellt. Die Abmessungen der Plattenausschnitte betragen 2,3 m x
2,3 m, die Höhen variieren.
Abbildung 7-47: Versuchsaufbau vorgespannte Stahllitzen; entnommen aus FARIA et al. (2011)
Die Biegebewehrung ist regelmäßig angeordnet und es gibt zwei verschiedene Anordnungen. Der
Biegebewehrungsgrad ist gering und die Plattenschlankheit groß, da dieses Verstärkungssystem für
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
79
solche Gegebenheiten vorgesehen ist. Einen Überblick über die Probekörper gibt Tabelle 7-33.
Detaillierte Angaben befinden sich in Anhang 27.
Tabelle 7-33: Gespannte Stahllitzen mit Verbund – Probekörper – nach FARIA et al. (2011)
Nutzhöhe Beton Biegebewehrung Krafteinleitung/Stütze
d fc,cube fy
Ø10
1 ρLm,Z Ø/S,x,Z=Ø/S,y,Z Form c1xc2 R/E/M
[mm] [N/mm²] [N/mm²] [%] [mm]/[mm] [-] [mm] [-]
Pro
bek
örp
er
DF1 69 31 561 1,91 Ø10/60 Quadrat 200x200 M
DF2 67 33 561 1,97 Ø10/60 Quadrat 200x200 M
DF3 67 31,5 561 1,97 Ø10/60 Quadrat 200x200 M
DF4 88 24,7 678 1,20 Ø10/75 Quadrat 200x200 M
DF5 85 26 678 1,24 Ø10/75 Quadrat 200x200 M
DF6 84 26,3 678 1,26 Ø10/75 Quadrat 200x200 M
DF7 89 27 678 1,19 Ø10/75 Quadrat 200x200 M
1geprüft im Zugversuch
Alle eingesetzten Litzen haben einen Durchmesser von 15,5 mm und ein Elastizitätsmodul von
197 400 N/mm². Die im Zugversuch geprüfte Litze versagt bei 273 kN. Die Verstärkungselemente
werden unter einer Belastung von ca. 40 % der Bruchlast der Platte „DF1“ installiert. Die
Bohrlöcher mit einem Durchmesser von 18 mm werden von der Plattenoberseite aus gebohrt und
anschließen gebürstet und mit Luft gereinigt. Die exakten Längen und Winkel der Bohrlöcher
werden nachgemessen, um die passende, zuvor in Kleinversuchen ermittelte, Vorspannkraft für
jede einzelne Litze zu berechnen. Die Litzen werden vor dem Einbringen von Rost, Öl und Staub
gereinigt. Die Vorspannkraft wird schrittweise von beiden Enden der Litze gleichzeitig
aufgebracht. Der Kleber wird von unten injiziert, wobei Luftblasen vermieden werden müssen. Bei
der Platte „DF7“ kann der Kleber nicht einwandfrei injiziert werden. Die Probekörper „DF1“ und
„DF4“ dienen als unverstärkte Vergleichsplatten. Die anderen Platten werden jeweils mit zwei
parallelen Litzen in Richtung der geringeren statischen Nutzhöhe vorgespannt außer „DF7“, welche
mit vier Litzen in zwei orthogonale Richtungen vorgespannt wird. Die Anordnung bei zwei Litzen
ist in Abbildung 7-45 ersichtlich und mit vier Litzen in Abbildung 7-47. Die Verformung der
Platten wird in den Richtungen parallel und rechtwinkelig zu den Litzen und im Plattenmittelpunkt
gemessen. Abbildung 7-48 zeigt die Messpunkte. Die Verformung der Platten wird nicht zum
Zeitpunkt des Versagens, sondern bei verschiedenen Laststufen angegeben. In Tabelle 7-34
beschreiben die Verformungen die Mittelwerte der Messpunkte 6 und 7 beziehungsweise 1 und 5,
die jeweils 800 mm vom Stützenmittelpunkt entfernt liegen, relativ zur Verschiebung im
Messpunkt 3 bei der letzten Laststufe vor dem Versagen.
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
80
Abbildung 7-48: Messpunkte Verschiebung; entnommen aus FARIA et al. (2011)
Die in Tabelle 7-34 angegebenen Versagenslasten Vu inkludieren das Eigengewicht der Platte. Die
Verstärkungswirkung der Platten wird wie in 7.3.2.2 berechnet, jedoch wird die Limitation des
Maßstabfaktors k mit 2 bei der Berechnung des Durchstanzwiderstandes ignoriert.
Tabelle 7-34: Gespannte Stahllitzen mit Verbund – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach FARIA et al.
(2011)
Verstärkungselemente Ergebnisse
Beschreibung
An-
zahl Vu
1
Verstärkungs-
wirkung wparallel wrechtw.
Last-
stufe
Versa-
gensart
[-] [-] [kN] [-] [mm] [mm] [kN] [-]
Pro
bek
örp
er
DF1 keine 0 190,72 12 12,1 - 180 P
DF2 in Richtung der
geringeren stat. Nutzhöhe 2 272,94 1,44
2 12,3 11,9 270 P
DF3 in Richtung der
geringeren stat. Nutzhöhe 2 254,64 1,36
2 9,7 10,5 240 P
DF4 keine 0 199 13 8,4 7,2 180 P
DF5 in Richtung der
geringeren stat. Nutzhöhe 2 295 1,51
3 11,1 12,6 290 P
DF6 in Richtung der
geringeren stat. Nutzhöhe 2 292,72 1,5
3 10,5 12,2 290 P
DF7 in zwei orthogonale
Richtungen 4 319,52 1,54
3 10,1 10,7 315 P
1 inkludiert das Eigengewicht
2 bezogen auf DF1
3 bezogen auf DF4
In Anhang 28 befinden sich detaillierte Angaben zu den Verstärkungselementen wie beispielsweise
die Größe der aufgebrachten Vorspannkräfte.
7.5.1.3 Diskussion der Ergebnisse
Alle Probekörper versagen mit Durchstanzen und das Verformungsvermögen der Platten ändert
sich kaum. Die Ergebnisse stimmen sehr gut mit der vorhergesagten Wirkung aus 5.1.5 anhand der
Theorie des kritischen Schubrisses übereint. Die aufnehmbare Vertikalkraft steigt deutlich an.
Insbesondere bei den schwächer bewehrten Platten „DF4“ bis „DF7“ ist die Steigerung mit etwa 50
% signifikant. Jedoch erwartet man bei der Platte „DF7“, die als einzige mit vier Litzen verstärkt
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
81
wird, eine Steigerung verglichen mit den Probekörpern „DF5“ und „DF6“, die aber nicht eintritt.
Das ist wahrscheinlich auf die Probleme beim Injizieren des Verbundmittels zurückzuführen.
Daraus lässt sich schließen, dass ein einwandfreier Einbau selbst unter Laborbedingungen
schwierig ist, dieser aber für die Tragwirkung entscheidend wäre. Da sich die gemessenen
beziehungsweise berechneten Werte der Verschiebungen parallel und rechtwinkelig zu den Litzen
nur leicht unterscheiden, kann davon ausgegangen werden, dass die Steifigkeit der Platten nicht nur
in Richtung der Litzen beeinflusst wird. Bei gleicher Last weisen die unverstärkten Referenzplatten
größere Rissbreiten als die verstärkten Platten auf. Die Autoren weisen besonders auf die
Effektivität dieser Verstärkungsmaßnahme in Bezug auf die Gebrauchstauglichkeit hin. [FARIA et
al. (2011)]
7.5.2 Vorgespannte CFK-Schlaufen mit mechanischer Verankerunng – KOPPITZ et al
(2014, Schweiz)
Bereits 2010 meldet KOPPITZ ein Patent für Verstärken mit vorgespannten CFK-Schlaufen an. In
der Veröffentlichung von 2014 wird eine Weiterentwicklung des Systems vorgestellt. Die Anker
für die CFK-Schlaufen werden von einem Stahlrahmen gestützt.
7.5.2.1 Systembeschreibung
CFK-Schlaufen werden von der Druckseite der Platte zur Zugseite geführt, dort im Bereich der
Stütze horizontal verlegt dann und wieder zur Druckseite geführt (vergleiche Abbildung 7-49). Die
vorgespannten CFK-Schlaufen werden mechanisch verankert. Die Anker werden durch einen
horizontalen Stahlrahmen gestützt. Die horizontalen Komponenten der Vorspannkraft können von
der Stahlplatte abgetragen werden, was zu einer Entlastung des Betons führt. Der Stahlrahmen wird
mit Schrauben an der Deckenunterseite befestigt. Diese verhindern gleichzeitig Beulen der Platte
unter Druck. Wie in Abbildung 7-49 rechts erkennbar, sind acht CFK-Schlaufen pro Stütze
vorgesehen.
Abbildung 7-49: Vorgespannte CFK-Schlaufen Skizze Schnitt und Foto; entnommen aus KOPPITZ et al. (2014)
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
82
Der Ablauf der Montage wird folgendermaßen beschrieben: Zuerst werden die schrägen Kanäle für
die CFK-Schlaufen gebohrt und die Anker sowie die Platte an der Decke befestigt. Anschließend
werden die CFK-Schlaufen eingeführt. An den Enden der CFK-Schlaufen werden Stahlbolzen
durch diese Schlaufen und die Anker durchgesteckt. Durch Zurückziehen der Stahlbolzen werden
die CFK-Schlaufen vorgespannt.
7.5.2.2 Versuche und Ergebnisse
Das Verstärkungskonzept wird anhand von drei Platten getestet. Die 3,2 m x 3,2 m großen Platten
werden von 20 bis 24 hydraulischen Pressen, die kreisförmig, mit einem Abstand von 1,5 m vom
Zentrum entfernt angeordnet sind, belastet. Die Stütze wird durch eine 25 cm x 25 cm große
Stahlplatte simuliert.
Abbildung 7-50: Versuchsstand Skizze Draufsicht (Abmessungen in mm) und Foto; entnommen aus KOPPITZ et al.
(2014)
Die höhen der Platten variieren. Die Biegebewehrung wird so gewählt, dass der Bewehrungsgrad
aber bei allen Platten bei 1,5 % liegt. Die Bewehrungsstäbe werden gleichmäßig angeordnet. Die
Stahlfestigkeiten werden anhand von fünf Zugversuchen je Durchmesser geprüft. Die Betonsorte
wird so gewählt, dass es einen 30 bis 40 Jahre alten Beton repräsentieren soll. Zusammengefasst
werden die Daten der Probekörper in Tabelle 7-35. Detaillierte Angaben befinden sich in Anhang
30.
Tabelle 7-35: Vorgespannte CFK-Streifen – Probekörper – nach KOPPITZ et al. (2014)
Nutzhöhe Beton Biegebewehrung Stütze
d* fc fy ρLm,Z Ø/Sx,Z Ø/Sy,Z Form c1xc2 R/E/M
[mm] [N/mm²] [N/mm²] [%] [mm]/[mm] [mm]/[mm] [-] [mm] [-]
Pro
be-
körp
er Sr1 200 48,1 521 1,5 Ø16/100 Ø16/100 Quadrat 250 x 250 M
Sr2 138 43,1 515 1,5 Ø20/100 Ø20/100 Quadrat 250 x 250 M
Sr3 264 44,2 525 1,5 Ø22/100 Ø22/100 Quadrat 250 x 250 M
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
83
Die Platten werden vor der Installation der CFK-Streifen vorbelastet, um eine reale
Verstärkungssituation zu simulieren. Die Belastung der Platten „Sr1“ und „Sr2“ erfolgt über 20
Pressen, die der stärksten Platte „Sr3“ über 24 Pressen. Die aufgebrachte Vorbelastung entspricht
65 % der theoretischen Durchstanzlast der unverstärkten Platten. Die CFK-Streifen sind 12,5 mm
stark und 30 mm breit. Sie werden durch eine Hülse aus Glasfasern und durch eine Plastikfolie
geschützt. Die CFK-Streifen verlaufen unter einem Winkel von 34°. Die Abmessungen und die
Stärken der Stahlplatten variieren bei den drei Probekörpern (vergleiche Abbildung 7-51).
Abbildung 7-51: Stahlplatte mit verschiedenen Abmessungen für die Probekörper „Sr1“, „Sr2“ und „Sr3“;
entnommen aus KOPPITZ et al. (2014)
Die Vorspannkraft P0 beschreibt den Mittelwert der aufgebrachten Vorspannung auf die acht CFK-
Streifen je Platte. Die Größe der Vorspannung wird so gewählt, dass sie ca. 30 % der theoretischen
Versagenslast der CFK-Streifen entspricht. Zur Berechnung der Verstärkungswirkung wird von
den Autoren für jede Platte eine theoretische Durchstanzlast ohne Verstärkung berechnet. Es wird
aber keine Angabe gemacht, nach welchem Ansatz diese berechnet wird. Die Verschiebung wird
anhand von zehn Verschiebungsmessern gemessen. Angegeben wird als Verschiebung w der
Mittelwert zweier Verschiebungen (Abbildung 7-52 w1 und w6) an den Plattenrändern, die auf der
schwächeren Achse liegen, die sich aufgrund der unterschiedlichen Nutzhöhen in x- und y-
Richtung der Platte ergibt.
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
84
Abbildung 7-52: Positionen der Verschiebungsmesser (Angaben in mm); entnommen aus KOPPITZ et al. (2014)
In der folgenden Tabelle 7-36 werden die Daten zur Verstärkung und den Versuchsergebnissen
zusammengefasst.
Tabelle 7-36: Vorgespannte CFK-Schlaufen – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach KOPPITZ et al. (2014)
Verstärkungselemente Ergebnisse
Anzahl ftm1 Verbund
Dicke
Stahlplatte P0 Vberechnet Vu
Verstärkungs-
wirkung w
Versagens
-art
[-] [N/mm²] [-] [mm] [kN] [kN] [kN] [%] [mm] [-]
Pro
be-
körp
er Sr1 8 1820 kein 20 203 1010 1981 196 19,8 P
Sr2 8 1820 kein 25 199 524 1073 205 37 P
Sr3 8 1820 kein 20 208 1510 2515 167 11,6 P 1mittlere Zugfestigkeit der CFK-Schlaufen
7.5.2.3 Diskussion der Ergebnisse
Ohne Referenzplatte ist es schwierig, die Verstärkungswirkung zu beurteilen. Bezogen auf die
berechneten Durchstanzlasten ist erkennbar, dass besonders bei sehr schlanke Platten eine deutliche
Steigerung möglich ist. In den Last-Verformungskurven (Abbildung 7-53) wird der Belastungspfad
inklusive der Phase der Be- und Entlastung gezeigt. Diese zeigen ein steiferes Verhalten der Platten
nach der Verstärkung. In den Diagrammen wird versucht, die unterschiedlichen Parameter der
Probekörper zu kompensieren und vergleichbare Kurven zu erzeugen. [KOPPITZ et al. (2014)]
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
85
Abbildung 7-53: Normierte Last-Verformungskurven inklusive Belastungspfad; entnommen aus KOPPITZ et al.
(2014)
7.5.3 Vorgespannte und nicht vorgespannte CFK-Platten mit Verbund und
mechanischer Verankerung – ABDULLAH et al (2013; Ägypten)
Die unterschiedlichen Auswirkungen von vorgespannten und nicht vorgespannten, kreuzweise
verklebten und zusätzlich mechanisch gehaltenen CFK-Platten auf den Durchstanzwiderstand
werden untersucht.
7.5.3.1 Systembeschreibung
An der Zugseite der Platte werden acht CFK-Platten verklebt. Im Falle einer Vorspannung werden
diese zusätzlich mit keinen Stahlplatten befestigt (vergleiche Abbildung 7-54.
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
86
Abbildung 7-54: Vorgespannte CFK-Platten; entnommen aus ABDULLAH et al. (2013)
Die Montage umfasst mehrere Arbeitsschritte. Zuerst werden dort, wo die CFK- Platten in einem
späteren Schritt aufgeklebt werden, ca. zwei Millimeter tiefe Bahnen vorbereitet. Während des
Schleifens werden Staub und kleine Betonreste abgesaugt, um eine saubere Betonoberfläche zu
gewährleisten. Der Verbundkleber wird auf die vorbereiteten Bahnen der Betonplatte und auf die
CFK- Platten aufgebracht. Dadurch wird die Entstehung von Luftblasen vermieden. Die nicht
vorgespannten CFK-Platten werden mit Hilfe einer Gummiwalze fest auf den Beton gedrückt. Bei
geplanter Vorspannung werden die CFK-Platten hingegen mit kleinen Stahlplatten befestigt. Die
Stahlplatten werden außerhalb des CFK-Querschnittes im Beton befestigt, um die CFK-Platten
nicht zu beschädigen. Durch Anziehen der Befestigungsschrauben der Stahlplatten, werden die
CFK-Platten auf den Beton gedrückt und müssen nicht zusätzlich festgewalzt werden. Die
Vorspannung wird dann der Reihe nach auf die acht CFK-Platten aufgebracht. Wie in Abbildung
7-54 ersichtlich, wird die Kraft durch eine kleine, hydraulische Presse aufgebracht. Bei Erreichen
der gewünschten Vorspannkraft werden die Befestigungsschrauben der Ankerplatten fest
angezogen, so dass der Kleber dann unter Druck trocknet. Außerdem werden die
Sicherungsmuttern des Vorspanngerätes angezogen, um eine gleichbleibende Belastung während
des Aushärtens des Klebers zu gewährleisten. Abschließend werden die Sicherungsmuttern
langsam wieder gelöst.
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
87
Da das Verstärkungskonzept anhand eines Plattenausschnittes und nicht in einer realen
Verstärkungssituation gezeigt wird, ist nicht klar, wie die Abspannklemme gestützt werden soll,
wenn der Stahlrahmen nicht rund um die Platte gelegt werden kann.
7.5.3.2 Versuche und Ergebnisse
Die Versuchsreihe umfasst fünf Platten, wobei eine Platte als Referenzplatte dient, eine Platte ohne
Vorspannung getestet wird und drei Platten mit unterschiedlich großen Vorspanngraden untersucht
werden. Um eine bereits geschädigte Platte zu simulieren, werden die Probekörper mit einer 15 mm
tiefen Kerbe in einem Abstand von zweimal der Nutzhöhe d* vom Mittelpunkt der Stütze aus
geschwächt (siehe Abbildung 7-55). Die Probekörper werden in einem Abstand von 10 cm zu den
Rändern linienförmig gelagert. Ein kleines Stück der Stütze mit einer Höhe von 15 cm wird mit der
Platte mitbetoniert. Mit einer hydraulischen Presse wird die Last auf den Stützenstummel
aufgebracht.
Abbildung 7-55: Skizze Draufsicht Kerbe und Verstärkungselemente; nach ABDULLAH et al. (2013)
Die Biegebewehrung wird regelmäßig angeordnet. Im Druckbereich der Platte wird keine
Bewehrung verlegt. Die Materialparameter des Stahls werden mittels Versuchen bestimmt. Für die
Betondruckfestigkeit wird ein Mittelwert angegeben, der anhand von Zylindern bestimmt wird.
Zusammengefasst werden die Eigenschaften der Probekörper in Tabelle 7-37.
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
88
Tabelle 7-37: Vorgespannte und nicht vorgespannte CFK-Streifen – Probekörper – nach ABDULLAH et al. (2013)
Nutzhöhe Beton Biegebewehrung Stütze
d* fc fy ρLm,Z Øz Form c1xc2 R/E/M
[mm] [N/mm²] [N/mm²] [%] [mm]/[mm] [-] [mm] [-]
Pro
bek
örp
er RS0 118
35,5
570 2,65 Ø12 Quadrat 250 x 250 M
RS-F0 118 570 2,65 Ø12 Quadrat 250 x 250 M
RS-F7 118 570 2,65 Ø12 Quadrat 250 x 250 M
RS-F15 118 570 2,65 Ø12 Quadrat 250 x 250 M
RS-F30 118 570 2,65 Ø12 Quadrat 250 x 250 M
Die eingesetzten CFK-Platten weisen einen Querschnitt von 1,2 mm x 100 mm auf. Die Anordnung
der CFK-Platten ist in Abbildung 7-55 ersichtlich, wobei die Stahlplatten nur im Falle einer
Vorspannung angebracht werden. Laut Herstellerangaben besitzen die CFK-Platten eine
Zugfestigkeit ft von 2970 N/mm² und ein Elastizitätsmodul von 172 000 N/mm². In Tabelle 7-38
beschreibt der Zeitpunkt t1 das Beginnen des Fließens der Biegebewehrung. Bei den vorgespannten
Platten wird versagen die Platten, ohne dass die Biegebewehrung zu fließen beginnt. Der Zeitpunkt
t2 beschreibt das Versagen. Die Verstärkungswirkung bezieht sich auf die Referenzplatte „RS0“ Die
Verschiebung wt2 wird in der Plattenmitte zum Zeitpunkt des Versagens gemessen.
Tabelle 7-38: Vorgespannte und nicht vorgespannte CFK-Platten – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach
ABDULLAH et al. (2013)
Verstärkungselemente Ergebnisse
Anzahl P0 Verbund Verankerung Vt1 Vt2
Verstärk-
ungs-
wirkung
wt2 Versagens
-art
[-] [kN] [-] [-] [kN] [kN] [%] [mm] [-]
Pro
bek
örp
er RS0 - - - - 171,6 284 100 27,3 P/F
RS-F0 8 0 Epoxidharz keine 273,4 405,2 143 21,4 P
RS-F7 8 43 Epoxidharz Stahlplatten - 220 77 16,3 P
RS-F15 8 45 Epoxidharz Stahlplatten - 240 85 15,2 P
RS-F30 8 93 Epoxidharz Stahlplatten - 307 108 14,8 P
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
89
Die Last-Verformungsbeziehungen sind für alle Probekörper in Abbildung 7-56 abgebildet.
Abbildung 7-56: Last-Verformungsbeziehungen; entnommen aus ABDULLAH et al. (2013)
7.5.3.3 Diskussion der Ergebnisse
Bei der Referenzplatte „RS0“ bilden sich weite Biegerisse und sie verhält sich duktil.
Schlussendlich bildet sich aber ein Durchstanzkegel, was sich im plötzlichen Abfall in der Last-
Verformungskurve widerspiegelt. Die verstärkte, aber nicht vorgespannte Platte „RS-F0“ verhält
sich steifer als die Referenzplatte. Die Versagenslast kann um 43 % gesteigert werden. Bei allen
Platten mit vorgespannten CFK-Platten löst sich der Verbund zwischen den CFK-Platten und dem
Beton, worauf sich ein Durchstanzkegel bildet. Außerdem kommt bei keiner dieser Platten die
Biegebewehrung ins Fließen. Bei der Platte „RS-F7“ kann die Versagenslast um 8 % gesteigert
werden, die Duktilität nimmt deutlich ab. Bei den Probekörpern „RS-F7“ und „RS-F15“ nimmt nicht
nur die Duktilität deutlich ab, sondern auch die Versagenslast der Referenzplatte kann bei weitem
nicht erreicht werden. [ABDULLAH et al. (2013)]
7.6 Vergrößerung der lastabtragenden Fläche
Zu den ersten Entwicklungen im Bereich der nachträglichen Verbesserung des
Durchstanzverhaltens gehören Methoden, die eine Vergrößerung der lastabtragenden Fläche
bewirken. Beispiele dazu sind die von LUO und DURRANI 1994 entwickelten trapezförmigen
Stahlelemente, die unterhalb der Flachdecke um die Stütze herum angeordnet werden. Die
Stahlelemente werden so fest miteinander verschraubt, dass sie alleine durch die Klemmwirkung
halten, ohne an der Stütze oder Decke verankert zu werden [WIDIANTO (2006)]. HASSANZADEH
und SUNDQVIST prüften 1998 die Verstärkungswirkung von bewehrten Stützenerweiterungen mit
Spritzbeton und den Einsatz von Stahlprofilen. Der Fokus dieser Studie lag auf der Verstärkung
von Brücken [WIDIANTO (2006) und ERDOGAN (2010)].
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
90
Trapezförmige Stahlprofile
Bewehrter Spritzbeton
Stahlprofile
Abbildung 7-57: Beispiele zur Vergrößerung der lastabtragenden Fläche; entnommen aus LUO / DURRANI (1994)
und HASSANZADEH / SUNDQVIST (1998)
In aktuellen Veröffentlichungen lassen sich kaum Methoden finden, die auf einer Vergrößerung der
lastabtragenden Fläche basieren. Das im Folgenden vorgestellte Verstärkungssystem wird in einer
Kombination aus Reparatur und Verstärkung getestet.
7.6.1 Reparatur und Verstärkung durch Installation eines Stahlkragens – WIDIANTO
(2006, USA)
In einer sieben Platten umfassenden Versuchsreihe werden verschiedene Verstärkungs- und
Reparaturmaßnehmen unter statischer und zyklischer Last getestet. Unter anderem wird die
Verstärkungswirkung eines Stahlkragens unter statischer Last geprüft. [WIDIANTO (2006)]
7.6.1.1 Systembeschreibung
Die Montage des Stahlkragens inklusive der dazugehörigen Reparaturmaßnahmen wird an einer
beschädigten aber nicht komplett zerstörten Stützen-Decken-Verbindung vorgestellt (Abbildung
7-58).
Abbildung 7-58: Beschädigte Stützen-Decken-Verbindung; entnommen aus WIDIANTO (2006)
Der Stahlkragen wird aus vielen Komponenten zusammengesetzt. Wie in Abbildung 7-59
ersichtlich, besteht dieser aus zwei langen und zwei kürzeren quadratischen Hohlprofilen, die den
Stützenquerschnitt umschließen. Diese werden durch Gewindestangen verbunden. Als
Unterlegscheiben dienen rechteckige Stahlplatten. Gestützt werden die Hohlprofile durch zwei
Winkel-Profile, welche durch angeschweißte Bleche versteift sind. Nicht erkennbar sind acht
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
91
Gewindestangen mit einem kleineren Durchmesser als die der sichtbaren Gewindestangen mit
denen die Hohlprofile an der Decke befestigt werden.
Abbildung 7-59: Stahlkragen; entnommen aus WIDIANTO (2006)
Vor der Montage werden bereits bestehenden Rissen an der Unterseite der Decken-
Stützenverbindung mit Silikon versiegelt. Unebene Stellen der Decke und der Stütze, die später mit
dem Stahlkragen in Berührung kommen, werden abgeschliffen. Die Seitenflächen der Stütze, die
zwischen den Komponenten des Kragens eingeschlossen werden, werden aufgeraut. Auf die
Oberseite der Hohlprofile wird Mörtel aufgebracht. Anschließen werden die Hohlprofile an die
Decke und die Stütze gepresst und um die Hohlprofile in die richtige Position zu bringen werden
diese mit den kleineren Gewindestangen an der Decke befestigt. Anschließend werden die zwei
längeren Hohlprofile mit vier Gewindestangen verbunden. Die Winkelprofile werden zur Montage
mit Schraubzwingen an den Hohlprofilen befestigt und anschließend durch vier Gewindestangen
verbunden. Alle verbleibenden Spalten zwischen den Winkeln und den Hohlprofilen und der Decke
werden mit Mörtel verfüllt. Die Muttern der kleineren Gewindestangen, die zur Positionierung der
Hohlprofile dienen, werden gelockert, damit diese nicht als Schubbewehrung wirken. Abschließend
werden die Risse an der Plattenoberseite mit einem während der Verarbeitung sehr flüssigem
Zweiphasenepoxidharz verfüllt.
7.6.1.2 Versuch und Ergebnisse
Die Verstärkungswirkung eines Stahlkragens bei statischer Belastung wird anhand einer Platte mit
4,267 m x 4,267m x 0,152 m geprüft. Die Platte wird zuerst ohne dem Stahlkragen soweit belastet,
bis sich ein Durchstanzkegel bildet, anschließend entlastet, repariert und verstärkt und dann erneut
bis zum Versagen belastet.
Die Bewehrung und Abmessungen des Probekörpers werden so gewählt, dass der Plattenausschnitt
eine typische Flachdeckenkonstruktion eines Hochhauses, errichtet in der Mitte des 20.
Jahrhunderts in den USA, im Maßstab 2:3 repräsentiert. Der Versuchsstand wird in Abbildung 7-60
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
92
gezeigt. Die Platte wird von vier vertikalen Streben gehalten. Am Foto sind mehr Streben zu sehen,
da die Platte bei den Versuchen unter zyklischen Lasten an mehreren Stellen gehalten wird. Es ist
aber erkennbar, dass nicht alle Streben aktiviert werden. Die festgehaltenen Punkte werden so
gewählt, dass sie den Wendepunkten der Platten, die zuvor mittels einer FEM-Berechnung
abgeschätzt wurden, entsprechen. Die Stützen werden seitlich 122 cm ober- bzw. unterhalb von der
Plattenmittelebene festgehalten. Diese Punkte repräsentieren die Wendepunkte der Stützen eines
Mittelgeschoßes.
Abbildung 7-60: Versuchsstand, Abmessungen in cm; entnommen aus bzw. nach WIDIANTO (2006)
Die Bewehrung in der Zugzone der Platte wird, wie in Abbildung 7-61 links ersichtlich,
unregelmäßig angeordnet. In den Eckbereichen gibt es keine Längsbewehrung. Auch die
Bewehrung in der Druckzone wird unregelmäßig angeordnet (vergleiche Abbildung 7-61 rechts).
Die ungewöhnlichen Maße der Bewehrungsstäbe und Abstände stammen aus der Umrechnung von
Zoll in Millimeter.
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
93
Abbildung 7-61: Anordnung Biegebewehrung: links Druckzone, rechts Zugzone; nach WIDIANTO (2006)
Zusammengefasst werden die Daten des Probekörpers in Tabelle 7-39. „G0.5“ bezeichnet den
Probekörper bei erstmaliger Belastung und „RcG0.5“ nach der Installation des Stahlkragens. Die
Angaben zu den Materialfestigkeiten sind ursprünglich in [psi] beziehungsweise [ksi] angegeben.
Die Stahlfestigkeiten der Bewehrung werden in Zugversuchen ermittelt. Zusätzliche Angaben
befinden sich in Anhang 34.
Tabelle 7-39: Stahlkragen – Probekörper – nach WIDIANTO (2006)
Nutz-
höhe Beton Biegebewehrung Stütze
d* fc
fy
(Ø9,5)
fy
(Ø12,7) ρL,Z
Ø/Sx,Z
= Ø/Sy,Z Form c1xc2 R/E/M
[mm] [N/mm²] [N/mm²] [N/mm²] [%] [mm]/[mm] [-] [mm] [-]
Probe-
körper
G0.5 127 ~311 ~434 ~455 0,5
3
10Ø12,7/203
& 10Ø9,5/216 Quadrat 406x406 M
RcG0.5 127 ~322 ~434 ~455 0,5
3
10Ø12,7/203
& 10Ø9,5/216 Quadrat 406x406 M
1 Betonalter 53 Tage
2 Betonalter 91 Tage
3 im Bereich (c+3*h)
Bevor die Platte repariert und der Stahlkragen montiert wird, wird die Last komplett entfernt. Zu
den Festigkeiten der Komponenten des Stahlkragens wird keine Angabe gemacht. Insgesamt wird
die lastabtragende Fläche um 4945 cm² vergrößert und ist somit viermal so groß als zuvor. Der
Probekörper versagt vor dem Verstärken mit Durchstanzen, wobei der kritische Schubriss am
Stützenrand beginnt. Nach dem Verstärken bildet sich ebenfalls ein Durchstanzkegel, der am Rand
des Stahlkargens beginnt.
Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden
94
Abbildung 7-62: Versagensbild; entnommen aus WIDIANTO (2006)
Die Verstärkungswirkung bezieht sich auf die Versagenslast des ersten Durchstanzversuches. Die
Verschiebung w wird an der Presse gemessen. Angaben zum Stahlkragen und zu den
Versuchsergebnissen befinden sich in Tabelle 7-40.
Tabelle 7-40: Stahlkragen – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach WIDIANTO (2006)
Verstärkungselemente Ergebnisse
Vu Verstärkungs
-wirkung w
Versagens-
art
[kN] [%] [mm] [-]
Pro
bek
örp
er
G0.5 keine 310,9 100 ~25 P
RcG0.5
Hohlprofile 20,3x20,3x1 [cmxcmxcm]
450,6 145 ~38 P
L-Profile 20,3x15,2x2 [cmxcmxcm]
Steifen t=1,3 [cm]
Unterlegscheiben t=2 [cm]
Gewindestangen dS=2,5 [cm]
Verbund Mörtel [-]
7.6.1.3 Diskussion der Ergebnisse
Das Verstärkungs- und Reparaturkonzept an sich funktioniert. Die Platte versagt nicht im
reparierten Bereich und der kritische Schubriss entsteht am Rand des Stahlkragens, was
dafürspricht, dass ein ausreichender Verbund zwischen dem Kragen und der Stütze vorhanden ist.
Eine Steigerung der Tragfähigkeit um 45 % kann erzielt werden. [WIDIANTO (2006)]
Vergleich und Fazit
95
8 Vergleich und Fazit
Um eine empirisch begründete Aussage zu treffen, welche Verstärkungsmaßnahme bei einem
Probekörper mit bestimmten vorhandenen Eigenschaften (Plattenschlankheit, Betonfestigkeit,
Biegebewehrungsgrades, Stützenabmessungen, etc.) das beste Ergebnis liefern würde, ist die
Anzahl der vorhandenen Versuchsergebnisse zu gering. Es gibt nur wenige Versuche, bei denen bei
gleicher Anordnung der Verstärkungselemente unter Änderung eines anderen Parameters erneut
geprüft wurde. Auch findet man bei den Versuchen in den verschiedenen Veröffentlichungen keine
Platten mit annähernd gleichen Eigenschaften, anhand derer man zwei Verstärkungsmethoden
konkret vergleichen könnte. Ausnahmen bilden die Versuche mit gerippten CFK-Stäben, CFK-
Gittern und CFK-Bündeln, die anhand sehr ähnlicher Probekörper und mit identischem
Versuchsaufbau- und ablauf an derselben Universität geprüft wurden.
Allgemein können aber folgende Aussagen getroffen werden:
Verstärkungssysteme mit Stahlkomponenten ohne Vorspannung bewirken einen positiven
Effekt bezüglich der Duktilität.
Bei Verstärkungselementen aus faserverstärkten Kunststoffen sind die Verankerung
beziehungsweise der Verbund ausschlaggebende Kriterien für die Effektivität der
Verstärkungsmaßnahme.
Durch jede Verstärkungsmaßnahme wird nicht nur die Tragfähigkeit sondern auch die
Duktilität verändert, wobei dies je nach Verstärkungsmethode ein duktileres oder ein
spröderes Verhalten bedeuten kann.
Einen Überblick über die Eckdaten der untersuchten Verstärkungsmethoden gibt Tabelle 8-1. Es ist
jedoch zu beachten, dass bei den angegebenen Verstärkungswirkungen die Art der Berechnung
variiert und, dass bei Verstärkungsmethode Nr. 3, welche die höchste Verstärkungswirkung
aufweist, der einzige Versuch vorliegt, bei dem die Kontrollplatte nicht mit Durchstanzen versagt.
Der ursprüngliche Biegebewehrungsgrad ist bei diesem Versuch deutlich geringer gewählt als bei
allen anderen Versuchen und in der Praxis unüblich. Nur dadurch kann durch eine nachträgliche
Erhöhung des Biegebewehrungsgrades die Versagenslast so weit gesteigert werden. Ebenso ist bei
Verstärkungsmethode Nr. 2, welche eine Verdoppelung der Tragfähigkeit aufweist, zu beachten,
dass dies nur durch die Verstärkung der Durchbrüche und nicht durch die Erhöhung des
Durchstanzwiderstandes erreicht wird. Verstärkungsmaßnahme Nr.16 führt nur ohne Vorspannung
der CFK-Platten zu einem positiven Ergebnis. Das Vorspannen der CFK-Platten reduziert die
Tragfähigkeit und Duktilität. Bei einer Beurteilung der Maßnahmen bezüglich ihres Platzbedarfs ist
Fazit
96
ersichtlich, dass beinahe alle installiert werden können, ohne diesen maßgeblich zu beeinflussen.
Nur die Methoden Nr. 12 und 13 verringern die Raumhöhe und Nr. 17 greift in die Architektur ein.
Auch die Montage spielt eine entscheidende Rolle bei der Bewertung verschiedener Methoden.
Soll der Fußbodenaufbau nicht entfernt werden, können Methode Nr.6, 7 und 8 nur von der
Plattenunterseite aus installiert werden. Jedoch muss darauf geachtet werden, bestehende
Bewehrung nicht oder möglichst wenig zu beschädigen. Der Aufwand der Montage variiert stark
bei den verschiedenen Verstärkungsmethoden. Besonders einfach und robust erscheint Methode
Nr. 8. Jedoch werden in den Veröffentlichungen keine vergleichbaren Angaben zum Zeitaufwand
der Montage gemacht. Für baupraktische und ökonomische Überlegungen wäre der
Arbeitsaufwand ein wichtiger Indikator. Wichtig zu beachten ist auch, dass lediglich die Methoden
Nr. 5 und 8 sofort mit der Montage belastbar sind, wobei sich Methode Nr. 8 besonders
auszeichnet, da dies die Einzige ist, die bei Aufrechterhaltung der Nutzung auf der Decke eingebaut
werden kann. Unter Laborbedingungen bereits fehleranfällig ist Verstärkungsmethode Nr. 13.
Tabelle 8-1: Vergleich der Verstärkungssysteme
Vergleich
Nr. Verstärkungsmaßnahme Kapitel Anzahl verstärkter
Probekörper
max. Verstärkungs-
wirkung (P/F)
Platz-
bedarf
1 Kreuzweise verklebte CFK-Lamellen mit
Ankerschrauben 7.2.1 3 136% (P) gering
2 Geklebte, lange CFK-Streifen bei Platten
mit Durchbrüchen 7.2.2 8 205% (P)
sehr
gering
3 Schichten aus textilbewehrtem Mörtel 7.2.3 5 318% (F) gering
4 Vertikal installierte Scherbolzen aus Stahl 7.3.1 9 147% (F) gering
5 Vertikal installierte Stahlbolzen
(verschiedenen Verankerungen) 7.3.2 8 1,54 (P) gering
6 Schräg installierte Verstärkungsanker aus
Stahl mit Verbund 7.3.3 11 158% (P) kein
7 Vertikal installierte, gerippte CFK-Stäbe 7.3.4 3 167% (P/F) kein
8 Vertikal installierte Betonschrauben aus
Stahl 7.3.5 9 153% (P) gering
9 Vertikal installierte CFK-Gitter 7.3.6 3 156% (P/F) gering
10 Vertikal installierte CFK-Bündel mit
Fächern 7.3.7 3 191% (P/F) gering
11 Reparatur mit vorgespannten, vertikalen
Stahl-Gewinde-Stangen 7.3.8 4 122%(P/F) gering
12 Kombination von Stahlplatten mit
Verbund und Stahlbolzen 7.4.1 4 165% (F) gering
13 Aufbeton mit Schub- und
Biegebewehrung 7.4.2 1 - (F) groß
14 Vorgespannte Stahllitzen mit
Verankerung durch Verbund 7.5.1 5 1,54(P) groß
15 Vorgespannte CFK-Schlaufen 7.5.2 3 - (P) mittel
16 Vorgespannte und nicht vorgespannte
CFK-Platten 7.5.3 5 146% (P) gering
17 Reparatur Stahlkragen 7.6.1 1 145% (P) groß
Vergleich und Fazit
97
Vergleich
Nr. Montage Kommentar
1 Einfach; nur von der Deckenoberseite aus verliert an Duktilität
2 Einfach; nur von der Deckenoberseite aus, außer
bei den Durchbrüchen
Duktilität Zu- und Abnahme; temperaturempfindlich,
Durchbruchverstärkung mehr Auswirkung als
Biegeverstärkung
3 Großflächig; nur von der Plattenoberseite aus verliert an Duktilität; sehr geringe vorhandene
Biegebewehrung ermöglicht große Steigerung
4 Einfach; von beiden Seiten aus; Achtung
bestehende Bewehrung Duktilität nimmt deutlich zu; auch bei Randstützen getestet
5 Einfach; von beiden Seiten; Achtung bestehende
Bewehrung bestes Ergebnis bei großen Ankerplatten
6 Einfach; nur von der Deckenunterseite aus;
Achtung bestehende Bewehrung Mörtel als Brandschutz, aber Kleber wird bei Hitze weich
7 Einfach; von Ober- oder Unterseite aus; Achtung
bestehende Bewehrung
erst bei großer Anzahl von CFK-Stäben (24) steigt die
Duktilität und Versagenslast deutlich
8 Einfach; nur von Deckenunterseite aus versucht,
aber auch von Oberseite aus möglich; Achtung
bestehende Bewehrung
bessere Ergebnisse bei Eindringtiefe bis Oberkante
Biegezugbewehrung; Duktilität nimmt zu
9 Einfach; von Ober- und Unterseite aus; Achtung
bestehende Bewehrung
Duktilität nimmt zu; sehr kleine Probekörper
>Aussagekraft für Verbund?
10 Einfach; von Ober- und Unterseite aus; Achtung
bestehende Bewehrung
bei großer Anzahl von CFK-Bündeln steigt die Duktilität
deutlich
11 Mäßig aufwändig; von Ober- und Unterseite aus;
Achtung bestehende Bewehrung
bei niedrigem Bewehrungsgrad und hoher Lastkonzentration
beste Wirkung; Duktilität nimmt zu
12 Mäßig aufwändig; von Ober- und Unterseite aus;
Achtung bestehende Bewehrung Duktilität nimmt zu
13 Sehr aufwändig; nur von Deckenoberseite aus keine Vergleichsplatte
14 Sehr aufwändig und fehleranfällig; von Ober- und
Unterseite aus; Achtung bestehende Bewehrung Duktilität nimmt ab
15 Von Ober- und Unterseite aus; mäßig aufwändig keine Referenzplatte
16
Großflächig von Deckenoberseite aus; ohne
Vorspannung nicht aufwändig, mit Vorspannung
mäßig aufwändig und nicht klar, wie es bei einer
bestehenden Flachdecke zu montieren ist
ohne Vorspannung: Tragfähigkeit kann gesteigert werden,
Duktilität nimmt ab; mit Vorspannung: Tragfähigkeit wird
reduziert, Duktilität nimmt ab; Probleme aufgrund
Verbundversagens
17 Aufwändig; an Deckenunterseite/Stütze -
LAPI et al. (2016) kommen bei einer Beurteilung verschiedener Verstärkungsmethoden zu
folgendem Schluss: Ein großer Teil der bestehenden Flachdecken besitzt bereits einen sehr hohen
Biegebewehrungsgrad. In diesem Fall ist eine Erhöhung des Biegebewehrungsgrades nicht effektiv.
Das Einbringen einer Schubbewehrung hingegen ist sehr effektiv, da die Verstärkungskapazität nur
durch das Versagen der Betondruckstrebe am Stützenanschnitt begrenzt wird. Außerdem sind der
Arbeitsaufwand sowie der Materialbedarf gering und es wird kaum zusätzliches Gewicht auf die
Decke aufgebracht. Aufbeton steigert gleichzeitig die Biegetragfähigkeit in der Feldmitte und den
Durchstanzwiderstand, was bei einer Umnutzung eines Gebäudes gleichzeitig notwendig werden
kann. Eine Vergrößerung der lastabtragenden Fläche erhöht nicht nur den Durchstanzwiderstand,
sondern bewirkt auch eine positive Veränderung der Gesamttragfähigkeit eines Gebäudes bei
Erdbeben. KENEL und KELLER (2013) ergänzen jedoch, dass bei einer Vergrößerung der
lastabtragenden Fläche zu beachten ist, dass in vielen bestehenden Gebäuden die Biegebewehrung
im Stützbereich oft zu kurz verankert oder zu kurz gestoßen ist. Dies kann bei einer Verschiebung
der gestützten Fläche dazu führen, dass zusätzliche Biegebewehrung notwendig wird.
Fazit
98
Anhand der analysierten Versuchsreihen kann zur Installation einer Schubbewehrung ergänzt
werden, dass die Effektivität einer nachträglich installierten Schubbewehrung maßgebend von der
Verankerung abhängt.
Die Literaturrecherche zeigt, dass die Möglichkeiten Flachdecken gegen Durchstanzen zu
ertüchtigen, vielfältig sind. Nicht nur, dass auf viele unterschiedliche Parameter, die den
Durchstanzwiderstand prägen, Einfluss genommen werden kann, auch dass dies mit
unterschiedlichen Materialien erfolgen kann, führt zu vielen sich grundlegend unterscheidenden
Varianten. Teilweise scheinen Weiterentwicklungen notwendig und bei einigen
Verstärkungssystemen wären umfassendere Versuchsreihen interessant.
Zurzeit scheint jedoch unter Abwägung aller Eigenschaften und der Kosten die Verstärkung mit
vertikalen Betonschrauben aus Stahl für die Praxis am ehesten geeignet. Zu den Vorteilen zählen
die sofortige Belastbarkeit, die einfache und schnelle Montage von einer Seite der Decke aus,
sowie das robuste Tragverhalten unter Brandbeanspruchung. Zusätzlich wurde dieses
Verstärkungssystem auch schon für dynamische Lasten erfolgreich getestet.
Quellen
99
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* weitere Referenzen
Appendix
A1
Appendix
Inhaltsverzeichnis
Anhang 1: Kreuzweise verklebte CFK-Lamellen – Probekörper – URBAN / TARKA (2010) ......................................................................................................... A3
Anhang 2: Kreuzweise verklebte CFK-Lamellen – Verstärkungselemente und Ergebnisse – URBAN / TARKA (2010)................................................................ A3
Anhang 3: Geklebte, lange CFK-Streifen – Probekörper – nach DURUCAN / ANIL (2015) ........................................................................................................... A4
Anhang 4: Geklebte, lange CFK-Streifen – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach DURUCAN / ANIL (2015) ................................................................. A5
Anhang 5: Textilbewehrter Mörtel – Probekörper – nach KOUTAS / BOURNAS (2017) ................................................................................................................ A6
Anhang 6: Textilbewehrter Mörtel – Verstärkungselemente – nach KOUTAS / BOURNAS (2017)................................................................................................. A7
Anhang 7: Textilbewehrter Mörtel – Ergebnisse – nach KOUTAS / BOURNAS (2017) ................................................................................................................... A7
Anhang 8: Vertikal installierte Scherbolzen – Probekörper – nach POLAK (2005) ....................................................................................................................... A8
Anhang 9: Vertikal installierte Scherbolzen – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach POLAK (2005) .............................................................................. A9
Anhang 10: Vertikal installierte Stahlbolzen mit verschiedenen Verankerungssystemen – Probekörper – nach INÁCIO et al. (2012) ....................................... A10
Anhang 11: Vertikal installierte Stahlbolzen mit verschiedenen Verankerungssystemen – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach INÁCIO et al. (2012)
...................................................................................................................................................................................................................................................... A10
Anhang 12: Schräg installierte Verstärkungsanker – Probekörper – nach MUTTONI et al. (2008) und FERNÁNDEZ RUIZ et al. (2010) ..................................... A11
Anhang 13: Schräg installierte Verstärkungsanker – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach MUTTONI et al. (2008) und FERNÁNDEZ RUIZ et al. (2010)
...................................................................................................................................................................................................................................................... A12
Anhang 14: Vertikal installierte, gerippte CFK-Stäbe – Probekörper – nach MEISAMI et al. (2013) .......................................................................................... A13
Anhang 15: Vertikal installierte, gerippte CFK-Stäbe – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach MEISAMI et al. (2013)................................................. A13
Anhang 16: Vertikal installierte Betonschrauben – Probekörper – nach WÖRLE (2014) und WALKNER et al. (2017) ............................................................... A14
Anhang 17: Vertikal installierte Betonschrauben – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach WÖRLE (2014) und WALKNER et al. (2017) ...................... A15
Appendix
A2
Anhang 18: Vertikal installierte CFK-Gitter – Probekörper – nach MEISAMI et al. (2014)......................................................................................................... A16
Anhang 19: Vertikal installierte CFK-Gitter – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach MEISAMI et al. (2014) ............................................................... A16
Anhang 20: Vertikal installierte CFK-Bündel mit Fächern – Probekörper – nach MEISAMI et al. (2015) .................................................................................. A17
Anhang 21: Vertikal installierte CFK-Bündel mit Fächern – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach MEISAMI et al. (2015) ......................................... A17
Anhang 22: Vertikale, vorgespannte Stahlgewindestangen – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach ASKAR (2015b) ................................................... A18
Anhang 23: Kombination Stahlplatten mit Verbund und Stahlbolzen – Probekörper – nach EBEAD / MARZOUK (2002) .......................................................... A19
Anhang 24: Kombination Stahlplatten mit Verbund und Stahlbolzen – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach EBEAD / MARZOUK (2002) ................. A19
Anhang 25: Aufbeton – Probekörper – nach AMSLER et al. (2014) ............................................................................................................................................. A20
Anhang 26 Aufbeton – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach AMSLER et al. (2014) ..................................................................................................... A20
Anhang 27: Gespannte Stahllitzen mit Verbund – Probekörper – nach FARIA et al. (2011) ....................................................................................................... A21
Anhang 28: Gespannte Stahllitzen mit Verbund – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach FARIA et al. (2011) .............................................................. A22
Anhang 29: Vertikale, vorgespannte Stahlgewindestangen – Probekörper – nach ASKAR (2015b) ............................................................................................ A23
Anhang 30: Vorgespannte CFK-Schlaufen – Probekörper – nach KOPPITZ et al. (2014) ........................................................................................................... A24
Anhang 31: Vorgespannte CFK-Schlaufen – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach KOPPITZ et al. (2014) .................................................................. A24
Anhang 32: Vorgespannte und nicht vorgespannte CFK-Platten – Probekörper – nach ABDULLAH et al. (2013) ...................................................................... A25
Anhang 33: Vorgespannte und nicht vorgespannte CFK-Platten – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach ABDULLAH et al. (2013) ............................ A25
Anhang 34: Stahlkragen – Probekörper – nach WIDIANTO (2006) .............................................................................................................................................. A26
Anhang 35: Stahlkragen – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach WIDIANTO (2006)..................................................................................................... A26
Appendix
A3
Anhang 1: Kreuzweise verklebte CFK-Lamellen – Probekörper – URBAN / TARKA (2010)
Abmessungen Nutzhöhe Beton Biegebewehrung Krafteinleitung/Stütze
L B H d fc,cube
1 fy
2 Ø12 ρLm,Z Ø/Sx,Z=Ø/Sy,Z Ø/Sx,D=Ø/Sy,D Form c1xc2 R/E/M
[m] [m] [m] [mm] [N/mm²] [N/mm²] [%] [mm]/[mm] [mm]/[mm] [-] [mm] [-]
Pro
bek
örp
er
S-2 2,3 2,3 0,18 145 48,3 573,2 0,51 Ø12/150 Ø8/150 Quadrat 250x250 M
WT-CF-8 2,3 2,3 0,18 150 48,3 573,2 0,49 Ø12/150 Ø8/150 Quadrat 250x250 M
WT-CF-K-8 2,3 2,3 0,18 148 48,3 573,2 0,50 Ø12/150 Ø8/150 Quadrat 250x250 M
WT-CF-K-16 2,3 2,3 0,18 149 48,3 573,2 0,50 Ø12/150 Ø8/150 Quadrat 250x250 M
1 Mittelwert aller Probekörper
2 Mittelwert der geprüften Stäbe (niedrigster Wert fy=565,6 N/mm² höchster Wert fy=580,8 N/mm²
Anhang 2: Kreuzweise verklebte CFK-Lamellen – Verstärkungselemente und Ergebnisse – URBAN / TARKA (2010)
Verstärkungselemente Ergebnisse
Lamellen
1 Verbund Schrauben Vu Verstärkungswirkung
3 w
4 Versagensart
[-] [-] [-] [kN] [%] [mm] [-]
Pro
bek
örp
er
S-2 keine - keine 495 100 ~22 P
WT-CF-8 1 Lage gesamt 8 Streifen Epoxidharz M10 550 111 ~11 P
WT-CF-K-8 1 Lage gesamt 8 Streifen Epoxidharz ca. 402 M10 625 126 ~8 P
WT-CF-K-16 2 Lagen gesamt 16 Streifen Epoxidharz 80 M10 675 136 ~9 P
11,4 mm stark, 90 mm breit, ECFK = 174000 N/mm²
2keine Angabe im Text, in der Skizze nicht exakt erkennbar
3 bezogen auf Vu von S-2
4 Verschiebung im Plattenmittelpunkt
Appendix
A4
Anhang 3: Geklebte, lange CFK-Streifen – Probekörper – nach DURUCAN / ANIL (2015)
Abmessungen Nutzhöhe Beton Biegebewehrung Krafteinleitung/Stütze Öffnungen
L B H d* fc ρLm,Z ρLm,D Ø/Sx,Z ≙ Ø/Sy,Z Ø/Sx,D ≙ Ø/Sy,D fy Form c1xc2 R/E/M Beschreibung
1
[m] [m] [m] [mm] [N/mm²] [%] [%] [mm]/[mm] [mm]/[mm] [N/mm²] [-] [mm] [-] [-]
Pro
bek
örp
er
Specimen 1 2 2 0,12 105 20,83 0,39 0,33 Ø10/175 Ø10/215 480 Quadrat 200x200 M keine
Specimen 2 2 2 0,12 105 20,56 0,39 0,33 Ø10/175 Ø10/215 480 Quadrat 200x200 M 300x300mm
Specimen 3 2 2 0,12 105 19,96 0,39 0,33 Ø10/175 Ø10/215 480 Quadrat 200x200 M 300x300mm
Specimen 4 2 2 0,12 105 21,23 0,39 0,33 Ø10/175 Ø10/215 480 Quadrat 200x200 M 500x500mm²
Specimen 5 2 2 0,12 105 19,78 0,39 0,33 Ø10/175 Ø10/215 480 Quadrat 200x200 M 500x500mm²
Specimen 6 2 2 0,12 105 20,12 0,39 0,33 Ø10/175 Ø10/215 480 Quadrat 200x200 M 300x300mm
Specimen 7 2 2 0,12 105 21,45 0,39 0,33 Ø10/175 Ø10/215 480 Quadrat 200x200 M 300x300mm
Specimen 8 2 2 0,12 105 20,03 0,39 0,33 Ø10/175 Ø10/215 480 Quadrat 200x200 M 500x500mm²
Specimen 9 2 2 0,12 105 21,09 0,39 0,33 Ø10/175 Ø10/215 480 Quadrat 200x200 M 500x500mm²
1 Anordnung siehe Abbildung 7-3
Appendix
A5
Anhang 4: Geklebte, lange CFK-Streifen – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach DURUCAN / ANIL (2015)
Verstärkungselemente
1 Ergebnisse
Beschreibung Vu Vu o.V. Verstärkungswirkung
2 w
3 wmax
4 w o.V. wmax o.V. w/w o.V. wmax/wmax o.V. Versagensart
[-] [kN] [kN] [%] [mm] [mm] [mm] [mm] [mm]/[mm] [mm]/[mm] [-]
Pro
bek
örp
er
Specimen 1 keine 193,03 193 100 37,47 37,99 37 38 1,01 1,00 P
Specimen 2 an Öffnung und Zugseite 161,18 99 163 35,41 45,66 18 39 1,97 1,17 P
Specimen 3 an Öffnung und Zugseite 186,08 126 148 40,17 49,82 27 33 1,49 1,51 P
Specimen 4 an Öffnung und Zugseite 157,71 77 205 32,26 40,09 23 44 1,40 0,91 P
Specimen 5 an Öffnung und Zugseite 173,31 95 183 36,52 45,09 42 45 0,87 1,00 P
Specimen 6 an Öffnung und Zugseite 197,42 135 146 42,13 52,88 35 43 1,20 1,23 P
Specimen 7 an Öffnung und Zugseite 219,36 172 127 43,67 55,57 38 48 1,15 1,16 P
Specimen 8 an Öffnung und Zugseite 190,86 116 165 51,06 62,63 46 53 1,11 1,18 P
Specimen 9 an Öffnung und Zugseite 201,84 139 145 39,93 42,61 34 43 1,17 0,99 P
1 ECFK= 231000 N/mm² / Stärke=12 mm / ft=4100 N/mm² / Verbund mit Epoxidharz / Anordnung siehe Abbildung 7-3
o.V. ohne Verstärkung ANIL et al. (2014)
2 bezogen auf die Bruchlast der dazugehörige Versuchsplatte von Anil et al. (2014)
3 und 4 siehe Abbildung 7-4
Appendix
A6
Anhang 5: Textilbewehrter Mörtel – Probekörper – nach KOUTAS / BOURNAS (2017)
Abmessungen1 Nutzhöhe Beton Biegebewehrung
3 Krafteinleitung/Stütze
L B H d fc,cube2 ρLm,Z ρLm,D Ø/Sx,Z ≙ Ø/Sy,Z fy Form
4 c1xc2
R/E/
M
[m] [m] [m] [mm] [N/mm²] [%] [%] [mm]/[mm] [N/mm²] [-] [mm] [-]
Pro
bek
örp
er CON 1,8 1,8 0,1 k.A. 19,80 0,17 0 Ø6/200 470 Quadrat 650x650 M
C1 1,8 1,8 0,1 k.A. 19,80 0,17 0 Ø6/200 470 Quadrat 650x650 M
C2 1,8 1,8 0,1 k.A. 19,80 0,17 0 Ø6/200 470 Quadrat 650x650 M
C1_part 1,8 1,8 0,1 k.A. 22,20 0,17 0 Ø6/200 470 Quadrat 650x650 M
G3 1,8 1,8 0,1 k.A. 22,20 0,17 0 Ø6/200 470 Quadrat 650x650 M
C3_cr 1,8 1,8 0,1 k.A. 22,20 0,17 0 Ø6/200 470 Quadrat 650x650 M
1 effektive Spannweite wegen Lagerung 1,5 m
k.A. keine Angaben zu d oder zur Betondeckung
2 Mittelwert der jeweils drei Probekörper, die am gleichen Tag getestet werden
3 im Feld regelmäßig angeordnet, am Rand zu Schlaufen gebogen, in den Ecken zusätzliche Bewehrung 4 keine durchgehende Krafteinleitungsfläche, 4 Punkte, siehe Abbildung 7-6
Appendix
A7
Anhang 6: Textilbewehrter Mörtel – Verstärkungselemente – nach KOUTAS / BOURNAS (2017)
Verstärkungselemente
Beschreibung
Textil-Bewehrungsgrad
(in eine Richtung) E fmc
1 Stärke je Lage
[-] [%] [N/mm²] [N/mm²] [mm]
Pro
bek
örp
er
CON keine - - - -
C1 1 Lage CFK-Gewebe über die ganze Zugseite 0,095 225000 33,100 0,095
C2 2 Lagen CFK-Gewebe über die ganze Zugseite 0,190 225000 33,100 0,095
C1_part 2 Lagen CFK-Gewebe kreuzweise (1 Lage pro Richtung), 50% der Zugseite 0,048 225000 36,600 0,095
G3 3 Lagen GFK-Gewebe über die ganze Zugseite 0,132 74000 36,600 0,044
C3_cr 3 Lagen CFK-Gewebe über die ganze Zugseite 0,285 225000 36,600 0,095
1 Mittelwert der Mörteldruckfestigkeit für die Probekörper, die am gleichen Tag getestet werden
Anhang 7: Textilbewehrter Mörtel – Ergebnisse – nach KOUTAS / BOURNAS (2017)
Ergebnisse
Vcr Vu Verstärkungswirkung1 Steifigkeit ungerissen Steifigkeit gerissenen w
2 Versagensart
[kN] [kN] [%] [kN/mm] [kN/mm] [mm] [-]
Pro
bek
örp
er CON 40,00 95 100 10 1 52 F
C1 70,000 207 218 14 4 37 F
C2 90,000 291 306 18 8 35 P
C1_part 75,000 178 187 24 6 25 F
G3 90,000 142 149 22 4 20 F
C3_cr - 301 317 - 11 35 F
1 bezogen auf Vu von CON
2 beschreibt die vertikale Verschiebung im Plattenmittelpunkt bei Vu
Appendix
A8
Anhang 8: Vertikal installierte Scherbolzen – Probekörper – nach POLAK (2005)
Abmessungen Nutzhöhe Beton Biegebewehrung Krafteinleitung/Stütze Öffnungen
L B H d fc ρLm,Z ρLm,D Form c1xc2 M/V R/E/M Beschreibung
[m] [m] [m] [mm] [N/mm²] [%] [%] [-] [m] [-] [-] [-]
Pro
bek
örp
er
SB1 1,5 1,5 0,12 k.A. 44,0 1,20 0,55 Quadrat k.A. - M keine
SB2 1,5 1,5 0,12 k.A. 41,0 1,20 0,55 Quadrat k.A. - M keine
SB3 1,5 1,5 0,12 k.A. 41,0 1,20 0,55 Quadrat k.A. - M keine
SB4 1,5 1,5 0,12 k.A. 41,0 1,20 0,55 Quadrat k.A. - M keine
SB5 1,5 1,5 0,12 k.A. 44,0 1,20 0,55 Quadrat k.A. - M 4 je 70x70mm
SB6 1,5 1,5 0,12 k.A. 44,0 1,20 0,55 Quadrat k.A. - M 2 je 70x70mm
XXX 1,92 1,54 0,12 k.A. 33,0 0,75 0,45 Quadrat k.A. 0,30 R keine
SF0 1,92 1,54 0,12 k.A. 31,5 0,75 0,45 Quadrat k.A. 0,30 R 150x150mm
HXXX 1,92 1,54 0,12 k.A. 36,5 0,75 0,45 Quadrat k.A. 0,62 R keine
XXX-R 1,92 1,54 0,12 k.A. 33,0 0,75 0,45 Quadrat k.A. 0,30 R keine
SF0-R 1,92 1,54 0,12 k.A. 32,0 0,75 0,45 Quadrat k.A. 0,30 R 150x150mm
HXXX-R 1,92 1,54 0,12 k.A. 33,5 0,75 0,45 Quadrat k.A. 0,62 R keine
SX-1SR 1,92 1,54 0,12 k.A. 40,2 0,75 0,45 Quadrat k.A. 0,30 R keine
SX-2SR 1,92 1,54 0,12 k.A. 40,2 0,75 0,45 Quadrat k.A. 0,30 R keine
SX-2SB 1,92 1,54 0,12 k.A. 40,0 0,75 0,45 Quadrat k.A. 0,30 R keine
SH-2SR 1,92 1,54 0,12 k.A. 40,2 0,75 0,45 Quadrat k.A. 0,30 R 150x150mm
k.A. keine Angabe
Appendix
A9
Anhang 9: Vertikal installierte Scherbolzen – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach POLAK (2005)
Verstärkungselemente Ergebnisse
Beschreibung Reihen Stück/Reihe dS Vt1 Vt2 Mt2n
Verstärkungs
wirkung wt1 wt2 Duktilität Versagensart
[-] [-] [-] [mm] [kN] [kN] [kN] [%] [mm] [mm] [mm/mm] [-]
Pro
bek
örp
er
SB1 keine - - - 240 253 - 1001 11,5 12 1,0 P
SB2 Scherbolzen 2 8 k.A. 224 364 - 1441 13,0 28 2,2 P/F
SB3 Scherbolzen 3 8 k.A. 260 372 - 1471 15,5 33 2,1 F
SB4 Scherbolzen 4 8 k.A. 240 360 - 1421 14,0 48 3,4 F
SB5 Scherbolzen 4 8 k.A. 250 353 - 1401 12,0 60 5,0 F
SB6 Scherbolzen 4 8 k.A. 250 336 - 1331 13,0 53 4,1 F
XXX keine - - - 75 125 38 1002 4,0 16 4,0 P
SF0 keine - - - 75 110 33 1003 5,0 15 3,0 P
HXXX keine - - - 50 69 46 1004 2,5 6,8 2,7 P
XXX-R einbetonierte Kopfbolzendübel 6 k.A. 9,5 75 154 46 1232 3,4 27 7,9 F
SF0-R einbetonierte Kopfbolzendübel 6 k.A. 9,5 75 146 44 1333 3,5 26 7,4 F
HXXX-R einbetonierte Kopfbolzendübel 6 k.A. 9,5 50 85 56 1234 2,5 11 4,4 P/F
SX-1SR Scherbolzen 1 k.A. 12,7 65 151 45 - 4,6 27 5,9 P/F
SX-2SR Scherbolzen 2 k.A. 12,7 65 155 47 - 3,7 46 12,4 F
SX-2SB Scherbolzen 2 k.A. 12,7 65 162 49 - 4,6 40 8,7 F
SH-2SR Scherbolzen 2 k.A. 12,7 65 141 42 - 5,1 31 6,1 F 1 bezogen auf Vt2 SB1/
2 bezogen auf Vt2 XXX/
3 bezogen auf Vt2 SF0/
4 bezogen auf Vt2 HXXX
t1…1.Fließen der Biegebewehrung/t2…Versagen
Duktilität…wt1/wt2
k.A. keine Angabe
Appendix
A10
Anhang 10: Vertikal installierte Stahlbolzen mit verschiedenen Verankerungssystemen – Probekörper – nach INÁCIO et al. (2012)
Abmessungen Nutzhöhe Beton Biegebewehrung Krafteinleitung/Stütze
L B H d fc,cube ρLm,Z Ø/Sx,Z = Ø/Sy,Z Ø/Sx,D = Ø/Sy,D Form c1xc2 R/E/M
[m] [m] [m] [mm] [N/mm²] [%] [mm]/[mm] [mm]/[mm] [-] [mm] [-]
Pro
bek
örp
er
R 1,8 1,8 0,12 87,1 39,3 1,2 Ø10/75 Ø6/200 Quadrat 200x200 M
M10 1,8 1,8 0,12 83,5 41,9 1,25 Ø10/75 Ø6/200 Quadrat 200x200 M
M8a 1,8 1,8 0,12 93,5 47,9 1,12 Ø10/75 Ø6/200 Quadrat 200x200 M
M8 1,8 1,8 0,12 90,3 47,7 1,16 Ø10/75 Ø6/200 Quadrat 200x200 M
M8S 1,8 1,8 0,12 94,1 38,7 1,11 Ø10/75 Ø6/200 Quadrat 200x200 M
M8SE 1,8 1,8 0,12 90,9 26,8 1,04 Ø10/75 Ø6/200 Quadrat 200x200 M
M6 1,8 1,8 0,12 89,5 47,7 1,17 Ø10/75 Ø6/200 Quadrat 200x200 M
M6S 1,8 1,8 0,12 91,1 36,3 1,15 Ø10/75 Ø6/200 Quadrat 200x200 M
M6SE 1,8 1,8 0,12 91,2 26,8 1,04 Ø10/75 Ø6/200 Quadrat 200x200 M
Anhang 11: Vertikal installierte Stahlbolzen mit verschiedenen Verankerungssystemen – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach INÁCIO et al. (2012)
Verstärkungselemente Ergebnisse
Verankerung Reihen Stück/Reihe dS fS,0 f0,2 E Vu Verstärkungswirkung
1 wo,75
2 Versagensart
[-] [-] [-] [mm] [kN] [N/mm²] [N/mm²] [kN] [-] [mm] [-]
Pro
bek
örp
er
R keine - - - - -
269 1 ~8,8 P
M10 große Ankerplatten 2 8 10 11,3 534 223000 405,9 1,54 ~24 P (außerhalb)
M8a große Ankerplatten 2 8 8 1,3 523 20000 366,3 1,19 ~21 P (innerhalb)
M8 große Ankerplatten 2 8 8 5,9 523 20000 381 1,28 ~18,5 P (außerhalb)
M8S kleine Ankerplatten 2 8 8 5,5 587 217000 352,3 1,22 ~16,5 P (inner- und außerhalb)
M8SE kleine, versenkte Ankerplatten 2 8 8 6,0 587 217000 273 1,15 ~12 P (innerhalb)
M6 große Ankerplatten 2 8 6 3,5 421 197000 331 1,12 ~10,5 P (innerhalb)
M6S kleine Ankerplatten 2 8 6 2,7 530 195000 328,6 1,2 ~14,5 P (innerhalb)
M6SE kleine, versenkte Ankerplatten 2 8 6 2,7 530 195000 273,8 1,14 ~11 P (innerhalb) 1Berechnung erklärt in 7.3.2.2
2Mittelwert zweier vertikaler Verschiebungen, die in einem Abstand von 0,75 m vom Mittelpunkt des Stützenquerschnittes entfernt liegen, relativ zur Verschiebung des Mittelpunktes des Stützenquerschnittes
innerhalb…innerhalb des verstärkten Bereichs / außerhalb…außerhalb des verstärkten Bereichs
Appendix
A11
Anhang 12: Schräg installierte Verstärkungsanker – Probekörper – nach MUTTONI et al. (2008) und FERNÁNDEZ RUIZ et al. (2010)
Abmessungen Nutzhöhe Beton Biegebewehrung Krafteinleitung/Stütze
L B H d* fc fy ρLm,Z Form c1xc2 R/E/M
[m] [m] [m] [mm] [N/mm²] [N/mm²] [%] [-] [mm] [-]
Pro
bek
örp
er
V1 (PV1) 3 3 0,25 210 34,0 709 1,50 Quadrat 260x260 M
V2 (PV2) 3 3 0,25 210 35,4 709 1,50 Quadrat 260x260 M
V3 (PV3) 3 3 0,25 210 35,6 709 1,50 Quadrat 260x260 M
V6 (PV6) 3 3 0,25 210 33,3 505 0,57 Quadrat 260x260 M
V7 (PV7) 3 3 0,25 210 33,8 505 0,57 Quadrat 260x260 M
V8 (PV8) 3 3 0,25 210 34,1 505 0,57 Quadrat 260x260 M
PV14 3 3 0,25 210 36,6 527 1,50 Quadrat 260x260 M
PV15 3 3 0,25 210 36,8 527 1,50 Quadrat 260x260 M
PV16 3 3 0,25 210 37,2 527 1,50 Quadrat 260x260 M
PV17 3 3 0,25 210 29,9 518 1,50 Quadrat 260x260 M
PV18 3 3 0,25 210 28,2 518 1,00 Quadrat 260x260 M
PV19 3 3 0,25 210 29,2 518 1,00 Quadrat 260x260 M
Appendix
A12
Anhang 13: Schräg installierte Verstärkungsanker – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach MUTTONI et al. (2008) und FERNÁNDEZ RUIZ et al. (2010)
Verstärkungselemente Ergebnisse
fy Reihen Stück/Reihe s0
1 sv
2 Verbund Vu Vu,n
3 Verstärkungswirkung ψ Versagensart
[N/mm²] [-] [-] [mm] [mm] [-] [kN] [-] [-] [%] [-]
Pro
bek
örp
er
V1 (PV1) 500 - - - - Mörtel 974 167,04 1004 0,76 P
V2 (PV2) 500 3 8 200 200 Mörtel 1383 232,45 1394 1,40 P
V3 (PV3) 500 3 12 150 150 Mörtel 1577 264,31 1584 2,52 P
V6 (PV6) 500 4 8 150 150 Mörtel 850 147,30 k.V. 4,05 P/F
V7 (PV7) 500 4 8 150 150 Mörtel 854 146,89 k.V. 3,72 P/F
V8 (PV8) 500 4 4 150 150 Mörtel 833 142,65 k.V. 2,16 P/F
PV14 500 6 12 200 125 Mörtel 1517 250,75 1504 2,44 P
PV15 500 6 12 150 150 Mörtel 1519 250,40 1504 3,11 P
PV16 500 4 6 200 200 Mörtel 1195 195,93 1174 1,18 P
PV17 500 4 4 200 200 Mörtel 1040 190,19 1144 0,88 P
PV18 500 4 6 200 200 Mörtel 1013 190,76 1144 1,55 P
PV19 500 4 4 200 200 Mörtel 919 170,07 1024 1,31 P
1Abstand Stützenrand zur ersten Reihe (vergleiche Abbildung 7-18)
2
Abstand der anderen Reihen (vergleiche Abbildung 7-18)
3Berücksichtigung der Betonfestigkeiten
4bezogen auf Vu,n von V1(PV1) ohne Berücksichtigung des unterschiedlichen fy
k.V. keine Vergleichsplatte
Appendix
A13
Anhang 14: Vertikal installierte, gerippte CFK-Stäbe – Probekörper – nach MEISAMI et al. (2013)
Abmessungen Nutzhöhe Beton Biegebewehrung Krafteinleitung/Stütze
L B H d
1 fc fy ρLm,Z
2 ØZ ρLm,D
3 ØD Form c1xc2 R/E/M
[m] [m] [m] [mm] [N/mm²] [N/mm²] [%] [mm] [%] [mm] [-] [mm] [-]
Pro
bek
örp
er
CS40-2 1,2 1,2 0,085 80,5 41,1 345 1,1 10 0,38 6 Quadrat 150 x 150 M
FR2-8 1,2 1,2 0,085 80,5 36,6 345 1,1 10 0,38 6 Quadrat 150 x 150 M
SN2-8 1,2 1,2 0,085 80,5 37,7 345 1,1 10 0,38 6 Quadrat 150 x 150 M
CS40-3 1,2 1,2 0,105 74,1 42,4 420 2,2 16 0,35 6 Quadrat 150 x 150 M
FR3-8 1,2 1,2 0,105 74,1 43,5 420 2,2 16 0,35 6 Quadrat 150 x 150 M
FR3-24 1,2 1,2 0,105 74,1 43,5 420 2,2 16 0,35 6 Quadrat 150 x 150 M
1 Angabe der Autoren kann nicht nachvollzogen werden
2Verringerung der Stababstände unterhalb der Lasteinleitungsfläche
3regelmäßige Anordnung der Bewehrungsstäbe
Anhang 15: Vertikal installierte, gerippte CFK-Stäbe – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach MEISAMI et al. (2013)
Verstärkungselemente Ergebnisse
Beschreibung Anzahl fy bzw. ft dS Verbund Vt1 Vt1n Vt2 Vt2n Verstärkungswirkung wt1 wt2 Duktilität Versagensart
[-] [-] [N/mm²] [mm] [-] [kN] [kN] [kN] [kN] [%] [mm] [mm] [mm]/[mm] [-]
Pro
bek
örp
er
CS40-2 keine - - - - 146,1 146,1 224,1 224,1 1001 5,3 - 1,89 P
FR2-8 CFK-Stäbe 8 ft=1400 12 Epoxidharz 158,1 167,5 248 262,9x 117
1 5,4 15,1 2,8 P
SN2-8 Stahlschrauben 8 fy=320; ft=400 16 Epoxidharz 204,6 213,6 257,9 269,3x 120
1 6,7 18,4 2,75 F
CS40-3 keine - - - - 225,9 252,9 241,7 241,7 1002 6,4 6,4 1 P
FR3-8 CFK-Stäbe 8 ft=1400 12 Epoxidharz 247,8 244,7 286,3 282,6xx
1172 6,8 8,9 1,31 P
FR3-24 CFK-Stäbe 24 ft=1400 12 Epoxidharz 303 297,1 412 404xx
672 7,1 29,3 4,13 F
t1…erstes Fließen der Biegebewehrung / t2…Versagen / n…Berücksichtigung der Betondruckfestigkeit
ECFK=120000N/mm²
1bezogen auf Vt2n von CS40-2 / 2bezogen auf V2n von CS40-3
w…Durchschnitt der relativen Verschiebungen der Eckpunkte
Appendix
A14
Anhang 16: Vertikal installierte Betonschrauben – Probekörper – nach WÖRLE (2014) und WALKNER et al. (2017)
Abmessungen Nutzhöhe Beton Biegebewehrung Krafteinleitung/Stütze
RPlatte H d fc,cube
1 fy ρLm,Z Ø/Sx,Z = Ø/Sy,Z Ø/Sx,D = Ø/Sy,D Form D R/E/M
[m] [m] [mm] [N/mm²] [N/mm²] [%] [mm]/[mm] [mm]/[mm] [-] [mm] [-]
Pro
bek
örp
er
P01 1,35 0,2 155 47,15 5502 2,24 Unregelmäßig
4 Ø10/100 Kreis 300 M
P02 1,35 0,2 155 47,28 5502 2,24 unregelmäßig
4 Ø10/100 Kreis 300 M
P03 1,35 0,2 155 48,98 5502 2,24 unregelmäßig
4 Ø10/100 Kreis 300 M
P04 1,35 0,2 155 45,39 5502 2,24 unregelmäßig
4 Ø10/100 Kreis 300 M
S01-P00 1,35 0,2 161 40,7 5133 1,39 Ø16/90 Ø8/90 Kreis 250 M
S01-P01 1,35 0,2 160 40,7 5133 1,4 Ø16/90 Ø8/90 Kreis 250 M
S01-P02 1,35 0,2 164 40,8 5133 1,37 Ø16/90 Ø8/90 Kreis 250 M
S01-P03 1,35 0,2 161 40,9 5133 1,39 Ø16/90 Ø8/90 Kreis 250 M
S01-P04 1,35 0,2 161 41,8 5133 1,39 Ø16/90 Ø8/90 Kreis 250 M
S02-P01 1,35 0,2 161 34,1 6103 1,39 Ø16/90 Ø8/90 Kreis 250 M
S02-P02 1,35 0,2 161 33,0 6103 1,39 Ø16/90 Ø8/90 Kreis 250 M
S02-P03 1,35 0,2 161 32,7 6103 1,39 Ø16/90 Ø8/90 Kreis 250 M
1am Tag des Durchstanzversuches
2Angabe des Herstellers/3geprüft im Zugversuch
4vermehrte Biegebewehrung im Bereich der Stütze, Abnahme zu den Rändern
Appendix
A15
Anhang 17: Vertikal installierte Betonschrauben – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach WÖRLE (2014) und WALKNER et al. (2017)
Verstärkungselemente Ergebnisse
Beschreibung
Einbautiefe
Im Bezug zur
Biegezugbewehrung
Reihen Stück/
Reihe fy Verbund Vu
Verstärkungs-
rate wm
4 Ψ5
Versagens-
art
[-] [-] [-] [-] [N/mm²] [-] [kN] [%] [mm] [mrad] [-]
Pro
bek
örp
er
P01 keine - - - - - 612 - ~7 ~5,83 P
P02 32 TSM-B16-M16-220 OK 4 8 5581 Verbundkleber 906 48
2 ~13 ~10,38 P
P03 32 TSM-B16-M16-220 OK 4 8 5581 kein Verbund 793 30
2 ~12 (~16) ~10,00 (13,33) P
P04 32 TSM-B22-M20-315 OK 4 8 5581 Verbundkleber 937 53
2 ~16 ~13,33 P
S01-P00 keine - - - - - 720 - 13 10,55 P
S01-P01 32 TSM-B22-M20-635 OK 4 8 598 Verbundkleber 858 233 17 14,41 P
S01-P02 32 TSM-B22-M20-335 UK 4 8 812 Verbundkleber 843 213 15 12,35 P
S01-P03 48 TSM-B22-M20-635 OK 4 12 598 Verbundkleber 986 413 24 19,80 P
S01-P04 keine - - - - - 677 - 11 8,94 P
S02-P01 48 TSM-B22-M20-320 UK 4 12 597 Verbundkleber 899 k.V. 20 19,70 P
S02-P02 48 TSM-B22-M20-320 OK 4 12 597 Verbundkleber 984 k.V. 24 20,05 P
S02-P03 48 TSM-B16-M16-380 UK 4 12 481 Verbundkleber 860 k.V. 18 14,92 P
Beschreibung: Stückzahl TSM-dBohrloch - dSAnschlussgewinde - lBetonschraube [mm]
1durchschnittliche Streckgrenze der Betonschrauben der Versuche P02-P04
2bezogen auf P01
3bezogen auf die gemittelte Bruchlast von S01-P00 und S01-P04
4vertikale Verschiebung in Plattenmitte bezogen zu den Randlagern
5Plattenrotation zwischen Plattenrand und Plattenmitte
k.V. keine Vergleichsplatte
Appendix
A16
Anhang 18: Vertikal installierte CFK-Gitter – Probekörper – nach MEISAMI et al. (2014)
Abmessungen Nutzhöhe Beton Biegebewehrung Krafteinleitungsfläche/Stütze
L B H d* fc fy ρLm,Z
1 ØZ ρLm,D
2 ØD Form c1xc2 R/E/M
[m] [m] [m] [mm] [N/mm²] [N/mm²] [%] [mm] [%] [mm] [-] [mm] [-]
Pro
bek
örp
er CS40 1,2 1,2 0,105 84 42,4 420 2,2 Ø16 0,35 Ø6 Quadrat 150 x 150 M
FG-8A 1,2 1,2 0,105 84 43,5 420 2,2 Ø16 0,35 Ø6 Quadrat 150 x 150 M
FG-16B 1,2 1,2 0,105 84 43,5 420 2,2 Ø16 0,35 Ø6 Quadrat 150 x 150 M
FG-16A 1,2 1,2 0,105 84 44,1 420 2,2 Ø16 0,35 Ø6 Quadrat 150 x 150 M
FG-24A 1,2 1,2 0,105 84 41,7 420 2,2 Ø16 0,35 Ø6 Quadrat 150 x 150 M
1Verringerung der Stababstände unterhalb der Lasteinleitungsfläche
2regelmäßige Anordnung der Bewehrungsstäbe
Anhang 19: Vertikal installierte CFK-Gitter – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach MEISAMI et al. (2014)
Verstärkungselemente Ergebnisse
Beschreibung Anzahl ft Verbund Vt1 Vt1n Vt2 Vt2n Verstärkungswirkung wt1 wt2 Duktilität Versagensart
[-] [-] [N/mm²] [-] [kN] [kN] [kN] [kN] [%] [mm] [mm] [mm]/[mm] [-]
Pro
bek
örp
er CS40 keine Verstärkung - - - 225,9 225,9 241,7 241,7 100
1 6,4 7,3 1,14 P
FG-8A nachträgliche Verstärkung 8 1400 Epoxidharz 253,6 250,4 313,8 309,8 128,21 5,4 10,1 1,87 P
FG-16B Verstärkung vor dem Betonieren 16 1400 - 242,3 239,2 302,3 298,5 123,51 5,5 8,4 1,53 P
FG-16A nachträgliche Verstärkung 16 1400 Epoxidharz 232,6 228,1 347,6 349,8 144,71 4,4 8,5 1,93 P/F
FG-24A nachträgliche Verstärkung 24 1400 Epoxidharz 244,6 246,6 375 378,1 156,41 3,8 10 2,63 F
t1…erstes Fließen der Biegebewehrung / t2…Versagen / n…Berücksichtigung der Betondruckfestigkeit
ECFK=100000 N/mm²
1bezogen auf Vt2n von CS40
w…Durchschnitt der relativen Verschiebungen der Eckpunkte
Appendix
A17
Anhang 20: Vertikal installierte CFK-Bündel mit Fächern – Probekörper – nach MEISAMI et al. (2015)
Abmessungen Nutzhöhe Beton Biegebewehrung Krafteinleitungsfläche/Stütze
L B H d
1 fc fy ρLm,Z
2 ØZ ρLm,D
3 ØD Form c1xc2 R/E/M
[m] [m] [m] [mm] [N/mm²] [N/mm²] [%] [mm] [%] [mm] [-] [mm] [-]
Pro
bek
örp
er
CS40-3 1,2 1,2 0,105 74,1 42,4 420 2,4 Ø16 0,33 Ø6 Quadrat 150 x 150 M
FF3-8 1,2 1,2 0,105 74,1 44,8 420 2,4 Ø16 0,33 Ø6 Quadrat 150 x 150 M
FF3-16 1,2 1,2 0,105 74,1 44,8 420 2,4 Ø16 0,33 Ø6 Quadrat 150 x 150 M
FF3-24 1,2 1,2 0,105 74,1 44,8 420 2,4 Ø16 0,33 Ø6 Quadrat 151 x 150 M
1 Angabe der Autoren kann nicht nachvollzogen werden
2Verringerung der Stababstände unterhalb der Lasteinleitungsfläche
3regelmäßige Anordnung der Bewehrungsstäbe
Anhang 21: Vertikal installierte CFK-Bündel mit Fächern – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach MEISAMI et al. (2015)
Verstärkungselemente Ergebnisse
Anzahl Verbund Vt1 Vt1n Vt2 Vt2n Verstärkungswirkung wt1 wt2 Duktilität Versagensart
[-] [-] [kN] [kN] [kN] [kN] [%] [mm] [mm] [mm]/[mm] [-]
Pro
bek
örp
er
CS40-3 keine - 225,9 /225,9 241,7 241,7 1001 6,4 7,3 1,14 P
FF3-8 8 Epoxidharz 243,2 236,6 331,2 322,3 1331 5,2 8,6 1,65 P
FF3-16 16 Epoxidharz 239,1 232,6 428,5 416,9 1731 5,2 14,1 2,71 P/F
FF3-24 24 Epoxidharz 228,6 222,4 475,1 462,3 1911 4,3 18,2 4,23 F
t1…erstes Fließen der Biegebewehrung / t2…Versagen / n…Berücksichtigung der Betondruckfestigkeit
1bezogen auf Vt2n von CS40-3
w…Durchschnitt der relativen Verschiebungen der Eckpunkte
Appendix
A18
Anhang 22: Vertikale, vorgespannte Stahlgewindestangen – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach ASKAR (2015b)
Verstärkungselemente
1 Ergebnisse
Anzahl fy Vcr Vu w2 Versagensart
Pro
bek
örp
er
v.d.V. [-] [N/mm²] [kN] [kN] [mm] [-]
N4(40) - - 153,6 477,09 3 P
N5(40) - - 125 430,9 6 P
B1(40) - - 92,3 246,24 7 P
B3(40) - - 107,3 384,75 4,5 P
Verstärkungselemente1 Ergebnisse
Anzahl3 fy
4 Vcr Vu w
2 Versagensart Verstärkungswirkung
n.d.V. [-] [N/mm²] [kN] [kN] [mm] [-] [-]
NR(40)-4 16 418 460 580 12 P/F 122
NR(40)-5 16 418 360 450 16 P/F 104
NR(40)-6 8 418 250 300 17 P 122
NR(40)-7 16 418 340 400 14 P/F 104 1ds=9,5mm
2 vertikale Verschiebung in Plattenmitte
3Anordnung siehe Abbildung 7-39
4geprüft im Zugversuch
Appendix
A19
Anhang 23: Kombination Stahlplatten mit Verbund und Stahlbolzen – Probekörper – nach EBEAD / MARZOUK (2002)
Abmessungen Nutzhöhe Beton Biegebewehrung Krafteinleitung/Stütze
L B H d* fc fy
1 ρLm,Z ρLm,D Øx,Z=Øy,Z Øx,D=Øy,D Form c1xc2 R/E/M
[m] [m] [m] [mm] [N/mm²] [N/mm²] [%] [%] [mm]/[mm] [mm]/[mm] [-] [mm] [-]
Pro
bek
örp
er C 1,9 1,9 0,15 110 33 435-450 1,01 0,3 Ø15 Ø10 Quadrat 250x250 M
A1 1,9 1,9 0,15 110 30 435-450 1,01 0,3 Ø15 Ø10 Quadrat 250x250 M
A2 1,9 1,9 0,15 110 33 435-450 1,01 0,3 Ø15 Ø10 Quadrat 250x250 M
A3 1,9 1,9 0,15 110 37 435-450 1,01 0,3 Ø15 Ø10 Quadrat 250x250 M
A4 1,9 1,9 0,15 110 35 435-450 1,01 0,3 Ø15 Ø10 Quadrat 250x250 M
1die Ergebnisse der Zugversuche liegen zwischen diesen Werten
Anhang 24: Kombination Stahlplatten mit Verbund und Stahlbolzen – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach EBEAD / MARZOUK (2002)
Verstärkungselemente
1 Ergebnisse
Beschreibung
2
Anzahl
Bolzen Vcr
3 wcr Vt1 wt1 Vt2 wt2
Verstärk-
ungs-
wirkung4
Duktilität5
Anfangs-
Steifigkeit
v.d.V.
Anfangs-
Steifigkeit
n.d.V.
Versagen-
sart
[-] [-] [kN] [mm] [kN] [mm] [kN] [mm] [-] [mm/mm] [kN/mm] [kN/mm] [-]
Pro
bek
örp
er C keine - 89 4,85 375 21 412 24,5 100 1,17 18,1 - P/F
A1 2 L-Platten um die Stütze 16 100 3,9 670 19 678 27,5 165 1,45 18,5 55,9 F
A2 3 L-Platten um die Stütze 16 111 4,25 560 17 650 23 158 1,35 18,7 37,8 F
A3 4 L-Platten um die Stütze 8 85 4,05 582 21,7 645 28 157 1,29 17,8 35,9 F
A4 4 rechteckige Platten als
Kreuz 8 100 3,85 440 15,7 560 27 136 1,72 19,2 24,1 k.A.
1 Platten: d=6mm, fy=248000 N/mm², ft=400000 N/mm², E=191000N/mm² Bolzen: ASTM A325 ds=19mm
2Anordnung siehe Abbildung 7-42
3vor Verstärken der Platte, da die Platten vor dem Verstärken bereits belastet werden
4 bezogen auf Vt2 von C
5wt2/wt1
t1…erstes Fließen der Biegebewehrung/ t2 Versagen / k.A. ..keine Angabe/ v.d.V. … vor dem Verstärken/ n.d.V. …nach dem Verstärken
Appendix
A20
Anhang 25: Aufbeton – Probekörper – nach AMSLER et al. (2014)
Abmessungen Nutzhöhe Beton Biegebewehrung
3 Stütze
4
L B H d* fc fy Ø10 fy Ø14 fy Ø16 ρLx,Z ρLy,Z Øx,Z=Øy,Z Øx,D=Øy,D Form D R/E/M
[m] [m] [m] [mm] [N/mm²] [N/mm²] [N/mm²] [N/mm²] [%] [%] [mm] [mm] [-] [mm] [-]
Probekörper VA1 3,3 3,3 0,22 222 52,2
1 480 533 478 1,45 1,56 31Ø16 31Ø10 Kreis 300 M
VA1 + Aufbeton 3,3 3,3 0.3 266 11,06 2 480 533 478 1,22 1,29 31Ø16+31Ø14 31Ø10 Kreis 300 M
1 Betonfestigkeit des zuerst betonierten Teiles am Tag des Versuches (53 Tage alt)
2 Betonfestigkeit des Aufbetons, Tag des Versuches (7 Tage alt)
3fy entspricht fy,statisch in Double-Punch Versuchen, unregelmäßige Anordnung
4Stütze entspricht nicht der Krafteinleitungsfläche
Anhang 26 Aufbeton – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach AMSLER et al. (2014)
Verstärkungselemente1 Ergebnisse VA1+Aufbeton
Gewindestangen 40 Stück, fy2=593N/mm², dS=16mm, dB=20mm Vu
3 2400 [kN]
Schubverbinder 124 Stück, Gusseisen, d=14mm, dB=16mm, Hilti HCC-B, wx4 41 [mm]
Verankerungsbewehrung 104 Stück, fy2=461N/mm², Ø12mm, dB=16mm wy
4 38 [mm]
Biegebewehrung 2x31Ø14, fy=533N/mm², B500B, Anco-Fix Versagensart F [-]
Beton fc=25,1N/mm² 3inkludiert das Eigengewicht der Platte und der Pressen
Verbund Epoxidkleber 4Mittelwert der gegenüberliegenden Randverschiebungen
1es stehen keine bemaßten Pläne für die Anordnung zur Verfügung
2fy entspricht fy,statisch in Double-Punch Versuchen
Appendix
A21
Anhang 27: Gespannte Stahllitzen mit Verbund – Probekörper – nach FARIA et al. (2011)
Abmessungen Nutzhöhe Beton Biegebewehrung Krafteinleitung/Stütze
L B H d fc,cube fy
Ø10
1 fy Ø6
1 ρLm,Z Ø/Sx,Z=Ø/Sy,Z Ø/Sx,D=Ø/Sy,D Form c1xc2 R/E/M
[m] [m] [m] [mm] [N/mm²] [N/mm²] [N/mm²] [%] [mm]/[mm] [mm]/[mm] [-] [mm] [-]
Pro
bek
örp
er
DF1 2,3 2,3 0,1 69 31 561 537 1,91 Ø10/60 Ø6/200 Quadrat 200x200 M
DF2 2,3 2,3 0,1 67 33 561 537 1,97 Ø10/60 Ø6/200 Quadrat 200x200 M
DF3 2,3 2,3 0,1 67 31,5 561 537 1,97 Ø10/60 Ø6/200 Quadrat 200x200 M
DF4 2,3 2,3 0,12 88 24,7 678 656 1,20 Ø10/75 Ø6/200 Quadrat 200x200 M
DF5 2,3 2,3 0,12 85 26 678 656 1,24 Ø10/75 Ø6/200 Quadrat 200x200 M
DF6 2,3 2,3 0,12 84 26,3 678 656 1,26 Ø10/75 Ø6/200 Quadrat 200x200 M
DF7 2,3 2,3 0,12 89 27 678 656 1,19 Ø10/75 Ø6/200 Quadrat 200x200 M
1geprüft im Zugversuch
Appendix
A22
Anhang 28: Gespannte Stahllitzen mit Verbund – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach FARIA et al. (2011)
Verstärkungselemente
1 Ergebnisse
Litzen Beschreibung Anzahl P0
2 P1
3 ΔP1-Versagen
4 Vu
5
Verstärkungs-
wirkung6
wparallel6 wrechtwinkelig
6 Laststufe
9 Versagensart
[-] [-] [-] [kN] [kN] [kN] [kN] [-] [mm] [mm] [kN] [-]
Pro
bek
örp
er
DF1 - keine 0 - - - 190,72 17 12,1 - 180 P
DF2 S1 in Richtung der
geringeren stat. Nutzhöhe 2
64,8 48 36,3 272,94 1,44
7 12,3 11,9 270 P
S2 62,1 40,5 36,3
DF3 S1 in Richtung der
geringeren stat. Nutzhöhe 2
55 50,5 27,6 254,64 1,36
7 9,7 10,5 240 P
S2 63 52 26,6
DF4 - keine 0 - - - 199 1 8 8,4 7,2 180 P
DF5 S1 in Richtung der
geringeren stat. Nutzhöhe 2
73,6 58,3 17,8 295 1,51
8 11,1 12,6 290 P
S2 75,8 59,4 38,2
DF6 S1 in Richtung der
geringeren stat. Nutzhöhe 2
64,2 53,9 25,1 292,72 1,5
8 10,5 12,2 290 P
S2 74,9 74,3 22,4
DF7
S1
in zwei orthogonale
Richtungen 4
66,9 55,3 11,8
319,52 1,548 10,1 10,7 315 P
S2 65,2 51,5 11,2
S3 75,7 46,4 -13,1
S4 77,2 33 0
1 dLitze=15,5mm; ELitze=197400N/mm²; dBohrloch=18mm
2 anfangs aufgebrachte Vorspannkraft
3Vorspannkraft nach Kraftübertagung durch den Verbund
4Zunahme der Vorspannkraft von P1 bis PVersagen
5 inkludiert das Eigengewicht
6Berechnung siehe 7.5.1.2
7bezogen auf DF1 8bezogen auf DF4
9Laststufe auf die sich wparallel bzw. wrechtw. bezieht
Appendix
A23
Anhang 29: Vertikale, vorgespannte Stahlgewindestangen – Probekörper – nach ASKAR (2015b)
Abmessungen Nutzhöhe Beton Bewehrung1 Krafteinleitung/Stütze
L B H d* fc,cube,alt fc,cube,neu ρLm,Z ρLm,mitte2 Form c1xc2 R/E/M
vor dem Verstärken nach dem Verstärken [m] [m] [m] [mm] [N/mm²] [N/mm²] [%] [%] [-] [mm] [-]
Pro
bek
örp
er
N4(40) NR(40)-4 1,2 1,2 0,18 160 41,7 42,2 0,47 0,327 Quadrat 160x160 M
N5(40) NR(40)-5 1,2 1,2 0,14 140 43,1 42,2 0,47 0,327 Quadrat 250x250 M
B1(40) NR(40)-6 1,2 1,2 0,14 140 39,8 42,2 0,24 0,327 Quadrat 160x160 M
B3(40) NR(40)-7 1,2 1,2 0,14 140 41,8 42,2 0,97 0,327 Quadrat 160x160 M
1keine Angaben zur Anordnung, Stahlsorte, Stabdurchmesser
2Bewehrungsmatte in der Mitte der Plattendicke
Appendix
A24
Anhang 30: Vorgespannte CFK-Schlaufen – Probekörper – nach KOPPITZ et al. (2014)
Abmessungen Nutzhöhe Beton Biegebewehrung Stütze
L B H d* fc fy,Z fy,D ρLm,Z Ø/Sx,Z Ø/Sy,Z Ø/Sx,D Ø/Sy,D Form c1xc2 R/E/M
[m] [m] [m] [mm] [N/mm²] [N/mm²] [N/mm²] [%] [mm]/[mm] [mm]/[mm] [mm]/[mm] [mm]/[mm] [-] [mm] [-]
Pro
be-
körp
er Sr1 3,2 3,2 0,257 200 48,1 521 534 1,5 Ø16/100 Ø16/100 Ø12/100 Ø12/100 Quadrat 250 x 250 M
Sr2 3,2 3,2 0,187 138 43,1 515 534 1,5 Ø20/100 Ø20/100 Ø12/100 Ø12/100 Quadrat 250 x 250 M
Sr3 3,2 3,2 0,325 264 44,2 525 534 1,5 Ø22/100 Ø22/100 Ø12/100 Ø12/100 Quadrat 250 x 250 M
Anhang 31: Vorgespannte CFK-Schlaufen – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach KOPPITZ et al. (2014)
Verstärkungselemente Ergebnisse
Anzahl ACFK1 ftm
2 Verbund
Dicke
Stahlplatte P0 Vberechnet Vu
Verstärkungs-
wirkung3
w4 Versagensart
[-] [mm²] [N/mm²] [-] [mm] [kN] [kN] [kN] [%] [mm] [-]
Pro
be-
körp
er Sr1 8 375 1820 kein 20 203 1010 1981 196 19,8 P
Sr2 8 375 1820 kein 25 199 524 1073 205 37 P
Sr3 8 375 1820 kein 20 208 1510 2515 167 11,6 P 1Querschnittsfläche der CFK-Streifen 12,5 mm x 30 mm
2mittlere Zugfestigkeit der CFK-Streifen
3bezogen aud die berechnete Durchstanzlast, keine Angabe nach welchem Ansatz
4Durchschnitt zweier Verschiebungen am Rand der Platte, gemessen an der schwächeren Achse, die sich auf Grund der verschiedenen Nutzhöhen in x- und y-Richtung ergeben
Appendix
A25
Anhang 32: Vorgespannte und nicht vorgespannte CFK-Platten – Probekörper – nach ABDULLAH et al. (2013)
Abmessungen Nutzhöhe Beton Biegebewehrung Stütze
L B H d* fc fy ρLm,Z ρLm,D Øy,z Øx,z Form c1xc2 R/E/M
[m] [m] [m] [mm] [N/mm²] [N/mm²] [%] [%] [mm] [mm] [-] [mm] [-]
Pro
bek
örp
er RS0 1,8 1,8 0,15 118
35,5
570 2,65 0 Ø12 Ø12 Quadrat 250 x 250 M
RS-F0 1,8 1,8 0,15 118 570 2,65 0 Ø12 Ø12 Quadrat 250 x 250 M
RS-F7 1,8 1,8 0,15 118 570 2,65 0 Ø12 Ø12 Quadrat 250 x 250 M
RS-F15 1,8 1,8 0,15 118 570 2,65 0 Ø12 Ø12 Quadrat 250 x 250 M
RS-F30 1,8 1,8 0,15 118 570 2,65 0 Ø12 Ø12 Quadrat 250 x 250 M
Anhang 33: Vorgespannte und nicht vorgespannte CFK-Platten – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach ABDULLAH et al. (2013)
Verstärkungselemente Ergebnisse
Anzahl ft P0 reff
1 Verbund Verankerung Vcr Vt1 Vt2
Verstärkungs-
wirkung wt2
2
Versagens
-art
[-] [N/mm²] [kN] [%] [-] [-] [kN] [kN] [kN] [%] [mm] [-]
Pro
bek
örp
er RS0 - - - - - - 57 171,6 284 100 27,3 P/F
RS-F0 8 2970 0 0 Epoxidharz keine 76,1 273,4 405,2 143 21,4 P
RS-F7 8 2970 43 7,5 Epoxidharz Stahlplatten 131,4 - 220 77 16,3 P
RS-F15 8 2970 45 15 Epoxidharz Stahlplatten 148,6 - 240 85 15,2 P
RS-F30 8 2970 93 30 Epoxidharz Stahlplatten 115 - 307 108 14,8 P
ECFK 172 000 N/mm²
t1…1. Fließen der Bewehrung/ t2...Versagen
1Verhältnis der bleibenden Vorspannkraft zur theoretisch max. aufnehmbaren Kraft in der CFK-Platte
2Verschiebung in Plattenmitte zum Zeitpunkt der max. aufnehmbaren Last
Appendix
A26
Anhang 34: Stahlkragen – Probekörper – nach WIDIANTO (2006)
Abmessungen
Nutz-
höhe Beton Biegebewehrung
3 Stütze
L B H d* psi fc
ksi,y #3
(Ø9,5) fy #3
ksi,y #4
(Ø12,7) fy #4 ρL,Z Ø/Sx,Z = Ø/Sy,Z Øx,D=Øy,D Form c1xc2 R/E/M
[m] [m] [m] [mm] [-] [N/mm²] [-] [N/mm²] [-] [N/mm²] [%] [mm]/[mm] [mm]/[mm] [-] [mm] [-]
Probe-
körper
G0.5 4,267 4,267 0,152 127 4550 ~311 63 ~434 66 ~455 0,5
4
10Ø12,7/203
und 10Ø9,5/216 31Ø10 Quadrat 406x406 M
RcG0.5 4,267 4,267 0,152 127 4630 ~322 63 ~434 66 ~455 0,5
4
10Ø12,7/203
und 10Ø9,5/216 31Ø10 Quadrat 406x406 M
psi…Pfund/Quadratzoll ksi…1000 Pfund/Quadratzoll
1 Betonalter 53 Tage
2 Betonalter 91 Tage
3 vermehrte Biegebewehrung im Stützenstreifen, vergleiche Abbildung 7-61
4 im Stützenstreifen
Anhang 35: Stahlkragen – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach WIDIANTO (2006)
Verstärkungselemente Ergebnisse
Hohlprofile L-Profile Steifen Unterlegscheiben Gewindestangen Verbund Vu Verstärkungswirkung w2 Versagensart
[cmxcmxcm] [cmxcmxcm] [cm] [cm] [cm] [-] [kN] [%] [mm] [-]
Probe-
körper
G0.5 keine keine keine keine keine - 310,9 100 ~25 P
RcG0.5 20,3x20,3x1 20,3x15,2x2 t=1,3 t=2 dS=2,5 Mörtel 450,6 145 ~38 P
1Vergrößerung der lastabtragenden Fläche insgesamt um 4945 cm²; Material Stahl, aber keine genaueren Angaben 2 in Plattenmitte
Verpflichtungs- und Einverständniserklärung
Ich erkläre, dass ich meine Masterarbeit selbständig verfasst und alle in ihr verwendeten
Unterlagen, Hilfsmittel und die zugrunde gelegte Literatur genannt habe.
Ich nehme zur Kenntnis, dass auch bei auszugsweiser Veröffentlichung meiner Masterarbeit die
Universität, das/die Institut/e und der/die Arbeitsbereich/e, an dem/denen die Masterarbeit
ausgearbeitet wurde, und die Betreuerin/nen bzw. der/die Betreuer zu nennen sind.
Ich nehme zur Kenntnis, dass meine Masterarbeit zur internen Dokumentation und Archivierung
sowie zur Abgleichung mit der Plagiatssoftware elektronisch im Dateiformat pdf ohne
Kennwortschutz bei der/dem Betreuer/in einzureichen ist, wobei auf die elektronisch archivierte
Masterarbeit nur die/der Betreuerin/Betreuer der Masterarbeit und das studienrechtliche Organ
Zugriff haben.
Innsbruck, am 29.08.2018