Post on 04-Jun-2018
Bauforschung
Untersuchung über die Verwendungvon Carbonfasern als Bewehrung mine-ralischer Baustoffe
F 1758
Fraunhofer IRB Verlag
F 1758
Bei dieser Veröffentlichung handelt es sich um die Kopiedes Abschlußberichtes einer vom Bundesmini sterium fürVerkehr, Bau- und Wohnungswesen -BMVBW- geför-derten Forschungsarbeit. Die in dieser Forschungsarbeitenthaltenen Darstellungen und Empfehlungen gebendie fachlichen Auffassungen der Verfasser wieder. Diesewerden hier unverändert wiedergegeben, sie gebennicht unbedingt die Meinung des Zuwendungsgebersoder des Herausgebers wieder.
Dieser Forschungsbericht wurde mit modernstenHochleistungskopierern auf Einzelanfrage hergestellt.
Die Originalmanuskripte wurden reprotechnisch, jedochnicht inhaltlich überarbeitet. Die Druckqualität hängt vonder reprotechnischen Eignung des Originalmanuskriptesab, das uns vom Autor bzw. von der Forschungsstellezur Verfügung gestellt wurde.
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Auft+agnehmer Sachbearbeiter
TECHNISCHE UNIVERSITAT MUNCHEN
INSTITUT FUR BAUINGENIEURWESEN II
LEHRSTUHL FUR BAUSTOFFKUNDE UND WERKSTOFFPRUFUNG UND
PRUFAMT FUR BITUMINOSE BAUSTOFFE UND KUNSTSTOFFEDIR.: 0. PROFESSOR DR. R. SPRINGENSCHMID
Postanschrift:
Baustoffinstitut
Baurnbachstraße 7, 8000 München 60
(früher: Paul-Gerhardt-AlleC 2)
Telefon 88 95-1, Durchwahl 8895- 320Vo/kr
Abschlußbericht über den Forschungsauftrag
(Az.: BI 5-800178-30)
Untersuchung über die Verwendung von Carbonfasern als
Bewehrung mineralischer Baustoffe
des Bundesministers für Raumordnung, Bauwesen und Städtebau,
Bonn.
München, den 13. Mai 1981
Dr. R. Springenschmid A. Volkweino. Prof. Dipl.-Ing.
I
Vorwort
Die Anregung zu dieser Forschungsarbeit ergab sich aus
Gesprächen mit den Herren Anton Hofmann und Dipl.-Ing.
Heinrich-Georg Hofmann, Niklashausen, durch deren Unter-
stützung auch schon vor dieser Arbeit erste, orientierende
Versuche durchgeführt werden konnten. Die folgenden Fir-
men haben für die Untersuchungen die gewünschten Proben
zur Verfügung gestellt:
Naturwerkstein
Carbonfasern
Epoxidharze
Epoxidharze
- Fa. Hofmann, Niklashausen
- Fa. Sigri, Elektrographit Gmbh,Meitingen
- Fa. Bakelite-Rütgerswerke AG,Lethmathe
- Fa. Schering AG, Bergkamen
Ihnen sei an dieser Stelle für die Mithilfe gedankt.
Ein Teil der Untersuchungen /1/ wurde von Herrn Helmut
Kollo, München, durchgeführt.
Schließlich haben die Mitglieder der Arbeitsgruppe zu
diesem Forschungsvorhaben, deren Unterstützung uns sehr
nützlich war, Anregungen und Ratschläge gegeben, wofür
ihnen besonderer Dank gebührt.
Inhalt
1. Einleitung
2. Literaturauswertung zur Verwendung von C-Fasern im
Bauwesen
2.1 Eigenschaften von C-Fasern2.2 C-Fasern in Zement bzw. Beton2.3 Aufgeklebte Bewehrung
3. Werkstoffauswahl und Beschreibung der Eigenschaften
3.1 C-Faser3.2 Reaktionsharz3.3 Naturstein3.4 Zement für C-Fasereinbettung3.5 Beton3.6 Eigene Bestimmung von Kennwerten
3.6.1 C-Faserzugfestigkeit und -E-Modul3.6.2 a-Wert der C-Faser3.6.3 Festigkeit und E-Modul des EP-Harzes3.6.4 a-Wert des EP-Harzes3.6.5 Druckversuche an Granit3.6.6 a-Wert von Granit3.6.7 a-Wert des Betons
4. Lagerung von C-Fasern in Zementlösung
5. Prüfung der Ausziehfestigkeit
6. Untersuchungen an bewehrten Biegebalken
6.1 Probenherstellung
6.2 Biegetragfähigkeiten und -verformungen6.2.1 Prüfungen bei Raumtemperatur6.2.2 Prüfungen bei unterschiedlichen Prüftemperaturen
III
6.2.3 Prüfungen nach zyklischer Temperaturbelastung
6.2.4 Prüfung nach Feuereinwirkung
6.3 Kriechversuche
6.4 Dauerschwingversuche6.5 Verformungsmessungen bei Temperaturdnderung
7. Endverankerung durch Schlaufen
8. Abschließende Beurteilung
9. Zusammenfassung
10. Literatur
-1-
1. Einführung und Aufgabenstellung
Mit der Herstellung von Mehrphasensystemen wie Verbundwerk-
stoffen wird der Zweck verfolgt, die günstigen Eigenschaften
der Einzelphasen optimal auszunutzen und ungünstige Eigen-
schaften durch die Verbundwirkung zu kompensieren. Damit der
Verbund funktionsfähig ist, müssen bestimmte Verträglichkeits-
bedingungen erfüllt sein.
Im Rahmen dieser Forschungsarbeit wurden Beton bzw. Natur-
stein im Verbund mit Kohlenstoff- oder Carbonfasern (C-Fasern)
untersucht. Beton bzw. Naturstein sind gegenüber druck- und
gleichzeitig auch hochzugfesten Baustoffen (z. B. Stahl)
relativ kostengünstig. Gegenüber einer ausreichend hohen
Druckfestigkeit weisen sie aber nur geringe Zugfestigkeit
( 5 - 15 %) auf. Eine planmäßige Beanspruchung auf Zug istdaher häufig unzweckmäßig oder unwirtschaftlich. Erst im Ver-
bund bzw. durch Bewehrung z. B. mit Stahl können bei Stahl-
oder Spannbeton optimale Tragfähigkeitseigenschaften ge-
schaffen werden, wobei die Verträglichkeitsbedingungen hin-
sichtlich E-Modul- und Festigkeitsverhältnis, Verbundfestig-
keit, Korrosionsschutz der Stahleinlagen (chem. Verträglich-
keit) und Wärmeausdehnung der beteiligten Phasen besonders
günstig erfüllt werden.
Verstärkungsfasern zeichnen sich durch hohe Zugfestigkeit aus
und können wegen ihrer geringen Querschnittsabmessungen rela-
tiv einfach in einer Matrix so eingebettet werden, daß ein
tragfähiger Faserverbundwerkstoff mit gegenüber der Matrix
verbesserten Eigenschaften entsteht (Asbestfaserzement,
glasfaserverstärkter Kunststoff, Stahl-, Glas- oder Kunst-
stoffaserbeton, faserverstärkte Kunststoffolien usw. sind
Beispiele für Faserverbundwerkstoffe, die im Bauwesen ver-
wendet werden). Bei der Konstruktion von Faserverbundwerk-
stoffen können neben oder anstatt einer Verbesserung der
- 2 -
Tragfähigkeit auch andere Ziele verfolgt werden, z. B. beispröder Matrix: Erhöhung der Bruchdehnung und Schlagzähig-
keit (Arbeitsaufnahmevermögen).
C-Fasern existieren erst seit sehr kurzer Zeit. Sie sind
noch sehr teuer, zeichnen sich aber aus durch hohe Zug-
festigkeit (ähnlich Stahl-, Glas- oder Asbestfasern), hohen
E-Modul (höher als Stahl), besondere Beständigkeit gegenüber
Hitze- und Korrosionseinwirkung, geringe Dichte (1,5 - 2 g/cm3)
und durch die planmäßige Herstellung im Endlosstrang oder
-roving (Länge von natürlichen Asbestfasern max. 3 cm).
Bei Beton oder Mörtel bestünde grundsätzlich die Möglichkeit,
C-Fasern als Stapel- oder Kurzschnittfasern in einer für die
Kraftübertragung von Faser zu Faser erforderlichen Mindest-
länge isotrop oder teilweise orientiert in
die Matrix einzumischen (wie z. B. Asbestfaserzement oder
• Faserbeton). Selbst bei eindimensionaler Verteilung und einer
Zugbeanspruchung in nur einer Richtung wäre aber wegen der
nicht nutzbaren Einbindelänge der einzelnen Kurzschnittfasern
mehr Faservolumen erforderlich als bei Bewehrung mit kon-
tinuierlichen Rovings, wenn die Faserzugfestigkeit voll aus-
genutzt werden soll, Bild 1.
mEE Rechenannahmen:
..-- ,--- I Faser: 0 8 pm, fl z =1400 Nimm2c
..1t.-.-;>_10 Einbindelänge:m , CD EP-Harz 1mmc : 1
E:z 40 I= CD 0 Zementstein 10 mm-- v— 10> 4- ( Zugkraftübertragung durchc..... c i
0 > 30 Matrix vernachlässigt)m 0
10 20 30 40 50
Kurzschnitt - Fasertängelin mm
0LI- 1:71
0 = w
CI) cm 2012 0 cLi L
• - -4- _1
C1JE 10
L.
Ec_.c)
= c)QJ
mm3Vf , 714 bei(Endlosrov ing)
3
Bild 1: Rechnerischer Vergleich der erforderlichen
Faservolumen bei eindimensionaler Einbettung
von Kurzschnittfasern in Kunstharz und
Zementstein
Da ein gleichmäßiges Einmischen und Umhüllen in Beton oder
Mörtel bei längeren Fasern wegen Knäuelbildung zudem prob-
lematisch wird (etwa ab 1/d-,:", 1000, d. h, bei d = 8 pmab 1 = 8 mm), sind für einen Verstärkungseffekt in jedem
Fall beträchtlich mehr Fasern erforderlich als bei konti-
nuierlicher, gezielter Bewehrung in Spannungsrichtung. Wegen
des derzeit noch hohen Preises von C-Fasern wurde in diesem
Forschungsvorhaben deshalb nur die gezielte Bewehrung mit
Endlosrovings in Betracht gezogen. Für die Ausnutzung des
Reibungswiderstandes beim Herausziehen von Kurzschnittfasern
(1 1kri t ) aus der Zementmatrix (Erhöhung der Arbeitsauf-
nahme!) sind billigere Fasern wirtschaftlicher, da keine so
hohen Anforderungen an Festigkeit und E-Modul gestellt werden
müssen.
Eine Rovingbewehrung kann bei Beton oder Naturstein durch
Aufkleben bzw. Auflaminieren mit Reaktionsharz oder bei
Beton auch durch Einbettung im Beton verwirklicht werden,
wobei die Rovings im letzten Fall entweder unmittelbar mit
Zement oder aber als C-faserverstärkte Reaktionsharzstäbe
einbetoniert werden können. Die letztgenannte Bewehrungs-
art ist für Glasfasern eingehend untersucht worden /2, 3/.
Die dabei gewonnenen Erkenntnisse sind weitgehend auch auf
C-Fasern übertragbar, wobei allerdings der höhere E-Modul,
eine größere Querdruckempfindlichkeit und ein niedrigerer
Wärmeausdehnungskoeffizient (a-Wert) der C-Fasern zu berück-
sichtigen sind. Durch den höheren E-Modul dürfte die C-Faser
als schlaffe Bewehrung mineralischer Baustoffe, deren E-Modul
gegenüber z. B. Kunststoffen hoch ist und an die Größenordnung
von Glasfasern heranreichen kann, besonders geeignet.
Die andern beiden Bewehrungsarten wurden hier orientierend
untersucht. Neben grundsätzlichen Tragfähigkeitseigenschaften
von in der Zugzone bewehrten Biegebalken wurden die Beständig-
keit von C-Fasern in alkalischer Lösung und die Auswirkung
des niedrigen a-Wertes(um Null)auf das Verbundverhalten stu-
diert.
Auch wenn eine C-Faserbewehrung von Beton derzeit aus Kosten-
gründen sicher nur in Sonderfällen in Frage käme, so ist doch
denkbar, daß Reparaturen an bestehenden Bauteilen u. U. ein An-
wendungsgebiet darstellen. Ebenso wäre eine Bewehrung von
zementgebundenen, dünnwandigen, d, h. membranartigen Bau-
teilen wie Platten, Schalen, Rohren o. ä. denkbar (ggf, auch
Asbestersatz?). Es ist also nicht daran gedacht, die Stahlbe-
wehrung bei üblichen Stahl- oder Spannbetonbauweisen durch
C-Fasern zu ersetzen - das wäre kostenmäßig derzeit kaum
vertretbar - sondern hier kommen nur Bauweisen für dünne
Bauteile in Betracht, die schon allein wegen der erforder-
lichen Betondeckung in Stahl- oder Spannbeton nicht ausführ-
bar wären.
5 se,
Eine Bewehrung von Natursteinplatten mit C-Fasern könnte
u. U. zu neuartigen Einsatzgebieten von Naturstein führen.
Bei bereits bestehenden Anwendungsarten von Naturstein
(Fassadenverkleidung, Treppenstufen) ist eine Steigerung
der Tragfähigkeit denkbar.
2. Literaturauswertung zur Verwendung von C-Fasern im Bauwesen
2.1 Eigenschaften von C-Fasern
C-Fasern sind schwarz und haben bei runden oder auch aufge-
lösten Querschnittsformen meist Durchmesser um 6 - 10 pm
(rd. 1/4 - 1/10 des menschlichen-Haares!).
Sie werden aus kohlenstoffhaltigen Ausgangsfasern (Pech,
Cellulose, Polyacrylnitril (PAN)) in 2 oder 3 Stufen hergestellt:1. Stabilisieren z. T. durch Vernetzungsreaktionen bei
+ 180 4 + 300°C, 2. Festphasenpyrolyse zur carbonisierten
Faser bei + 300 4 + 1600°C, 3. Graphitieren bei + 1600 4 + 3000 °C.
Während der drei Verfahrensstufen kann die Faser gestreckt wer-
den, soweit nicht die Ausgangsfaser schon eine gerichtete Mole-
külstruktur aufwies (z. B. PAN), um eine möglichst hochorien-
tierte, anisotrope Graphit-Schichtstruktur des bei der Behand-.lung zurückbleibenden Kohlenstoffs zu erreichen.
Mit zunehmender Behandlungstemperatur steigt der E-Modul der
Faser in Längsrichtung (nach Stufe 2: etwa 200 000
250 000 N/mm 2, nach Stufe 3: über 400 000 - 600 000 N/mm 2 ),
Die Zugfestigkeit durchlauft dagegen bei etwa + 1200 - 1600°C
ein Maximum (bis etwa 3000 - 4000 N/mm 2 ). Je nach Temperatur
und Behandlung können E-Modul und Festigkeit nach Wunsch einge-
stellt werden. Im Idealfall - bei vollkommener Einkristallaus-
bildung (Graphitwhisker) - könnten die in Bild 2 wiedergege-
benen, theoretischen Eigenschaften erreicht werden:
Einkristalla-b-Richtung
Geometrische Dichte gicrn 3] 2 ,266Elastizitätsmodul kN/mm2] — 1200
c-Richtung
N 35
Zugfestigkeit [kN /mm1 > 100
Spez elektr Widerst. [jf2cm) 50 I 1000000Warmeleitt-ähigk [W/rnK] >407 — 81Warmeausdehnung,linear [1d6/°K1 - 1,5 * 28,6
aa= F aserlängs-
r ichtung
Bild 2: Eigenschaften des Graphiteinkristalles,
nach /4/ ergänzt,
Es kann folgende Klassifizierung der heute gängigen
C-Fasertypen angegeben werden, wobei mit steigendem
E-Modul die Herstellungskosten zunehmen:
Strukturmerkmal Fasertyp E-Modul
N/mm 2
Zugfestigkeit
N/mm 2
keine erkennbareVorzugsorientierung
IsotropeKohlenstoff-
(glasartig), sehrschwache Fernordnung
oderGraphitfaser
40 r-,0,9
Normalfeste(NF) 160 000- 1200-
Schichtebenen vor-wiegend parallelzur Faserachse,geringe Fernordnung
Kohlenstoff-faser
250 000 2500
Hochfeste(HF) 220 000- 2500-
Kohlenstoff-faser
280 000 3000
Hochmodul WOKohlenstoff-
350 000- 2000-
Schichtebenen weit-gehend parallel zur
oderGraphitfaser
450 000 2500
Faserachse,gute Fernordnung Ultrahoch-
modul (UHM) 400 000- 2000-Kohlenstoffoder 600 000 2500
Graphitfaser
Tabelle 1: Klassifizierung der C-Fasertypen
Nach dem Luftfahrt-Normblatt LN 29964 gilt folgende Unterteilung
von kontinuierlichen (C) Kohlenstoffgarnen (K):
BezeichnungmittlererE-Modul/ N/mm2 7
Mindestzug-festigkeit
/ N/mm 2 7max..
/ g/cm 3 7
Garn LN 29964 KC 10 200 000 2100 1,8
20 230 000 2400 1,9II 30 34o 000 2000 2,0II 40 500 000 2000 2,1
Tabelle 2:' Technische Lieferbedingungen für Kohlenstoffasern
nach Luftfahrtnorm LN 29964
C-Fasern verhalten sich bis zum Bruch rein elastisch.
Da sie bei Wechsellast kaum ermüden und nicht kriechen,
zeigen C-faserverstärkte Verbundwerkstoffe z. B. gegen-
über Metallen eine außergewöhnlich hohe statische und
dynamische Langzeitfestigkeit (Dauerschwingfestigkeit im
Wechsellastbereich bei Epoxidharzmatrix rd. 80 % /4/).
E-Modul und Zugfestigkeit bleiben bei Temperaturen bis über
2500°C nahezu unverändert, wenn die Sauerstoffzufuhr weit-
gehend verhindert wird, d. h. eine Oxidation zu Kohlendi-
oxid vermieden wird. Selbst wenn die Faser nicht in einer
Matrix vor Sauerstoffzufuhr geschützt ist, kann sie an der
Luft mit normaler Flamme (T-< ca. 300 ° C) nur schwer zu CO 2oxidiert werden. Ein selbständiges Brennen ist praktisch
kaum möglich, insbesondere, wenn die Fasern nicht verein-
zelt, sondern in Bündeln vorliegen. Eine Eingruppierung nach
DIN 4102 "Brandverhalten von Baustoffen und Bauteilen"
(Ausg. 1977, Teile 1 - 7) müßte im Zusammenhang mit den Bau-stoffen, mit denen die C-Faser im Verbund verwendet wird,
im Einzelfall geprüft werden, z. B. nach Teil 2 "Bauteile",
soweit ein Einsatz im Hochbau vorgesehen ist.
Der a-Wert beträgt bei Temperaturen zwischen -20 und +100°C
in Faserrichtung -1,5 . 10-6 bis 0 K-1 , quer zur Faser-6 . -6 -1+5 . 10 bis +15 . 10 K .
Die Wärmeleitfähigkeit in Faserrichtung liegt zwischen 15und 100 W/mK, quer zur Faser etwa um eine Größenordnung nied-
riger. Graphitfasern eignen sich wegen der geringen Wärme-
leitfähigkeit und der Feuerbeständigkeit besonders gut zur
Hitzedämmung. Die spezifische Wärme kann um 700 J/kg K ange-nommen werden.
Die Dichte beträgt zwischen 15 und 2,1 g/cm 2 , Der spezifi-
sche E-Modul und die spezifische Zugfestigkeit (Reißlänge)
o B /Wh is kers%^'Whisker
OHM -Glas.
- 10 -
sind gegenüber Stahl- und Glasfasern deshalb besonders
günstig, Bild 3. Ein Einsatz für leichte Bauteile oder im
Maschinenbau bei hohen Beschleunigungen ist daher vorteilhaft.
24,4 0:7rarmd 0
ir1 ^ unveis7.-erk[ n er streck! u ^ (HF-Typ)----, o
INE ^
O0[34. C; w
S-GlasO C(NF-Typ)--4;,' a Is --- --- -- - - - -^^
vLt
^ G raphitwhiskcr
C(HM-T.prO
1
^ OS fah(
" I BeO050
ZrO2
010 15 20 25 30
spezrJischer t -Modul E/g (m.105)
Bild 3: Spezifische Festigkeit (Reißlänge) und spezifischer
E-Modul EIS von verschiedenen Verstärkungsfaser-
materialien,nach H. Heißler /5/ ergänzt.
Die C-Faser ist ein guter elektrischer Leiter mit
einem spezifischen elektrischen Widerstand von 0,5 bis 2 12cm2 /cm
(Stahl 0,01 bis 0,02 2uSlcm /cm) .
Die chemische Beständigkeit (ähnlich wie allgemein bei
Graphit) ist gegenüber anderen Verstärkungsstoffen hervor-
stechend. Die Beständigkeit nimmt mit höherem kristallinem
0
Ordnungsgrad, d, h. mit höherer Herstellungstemperatur
(NF- > HM-Typ) zu /6/. Angreifend wirken alle starken
Oxidationsmittel, z. B. Salpetersäure oder auch einige
Metallchloride. In einigen Fällen ist bei schwacher Oxida-
tion aber auch eine Zunahme der Festigkeit zu beobachten,
was man damit erklärt, daß Oberflächenfehler "geglättet"
werden. Ein Angriff durch Laugen ist kaum zu erwarten.
Durch die hohe Reaktionsträgheit ist andererseits der Ver-
bund (Adhäsion - Kohäsion) mit anderen Stoffen nur sehr
schwer zu erreichen. (Dies ist ergänzend zur obigen Wirt-
schaftlichkeitsbetrachtung ein Argument gegen die Verwendung
von Kurzschnittfasern in Zementmatrix!)
In der Spannungsreihe der Elemente liegt Kohlenstoff mit
ca. + 0,3 Volt, bezogen auf die Standard-Wasserstoffelektrode
nahe bei Silber (+ 0,48 Volt) /7/. Bei Kontakt mit unedleren
Metallen ist daher im Elektrolyten mit Elementbildung und
Korrosion des unedleren Metalls zu rechnen /8/. (Im Flugzeug-bau ist bei Witterungseinwirkung eine maximale Potential-
differenz von nur 0,25 Volt zulässig /7/. Bei Verbund von
C-Fasern mit z. B. Stahl oder Aluminium sind daher entspre-
chende Schutzmaßnahmen erforderlich.)
Die C-Faser wird im Endlosstrang (-roving) mit einer Faser-
(Filament-)zahl von 2000 bis 24 000 (auch bis 160 000) Stück
hergestellt. Der Roving ist auf Spulen gewickelt erhältlich.
Ferner wird er in Form von Schläuchen oder Bändern (mehrere
Rovings mit einzelnen Kunststoffäden zusammengefaßt) oder als
Gewebe, Filze, Garne weiterverarbeitet. Ein Zerschneiden in
Kurzschnitt- oder Stapelfasern ist ebenfalls möglich. Bänder
oder Gewebe werden auch gemischt mit Glasfasern o. ä. im Han-
del angeboten.
- 12 -
Die heute im Handel erhältlichen C-Fasern sind häufig mit
einer Oberflächenbehandlung (Schlichte - meist auf Basis
Epoxidharz, da sie in der Regel in derselben Matrix einge-
bettet werden) versehen, damit sie in der Handhabung flexib-
ler sind und vor allem eine gute Haftung mit der Matrix ein-
gehen.
Da kaum zu erwarten ist, daß EP-Schlichte in Zementstein
zu guter Haftung führt, ist es bei Verwendung einer Zement-
matrix daher sinnvoll, C-Fasern ohne oder aber mit einer ent-
sprechend angepaßten Schlichte zu verwenden. Eine Erhöhung
der Oberflächenrauhigkeit läßt sich auch durch gezielte,
schwache Oxidation erreichen.
Die Verkokung von Cellulose zu einem isotropen Kohlenstoff-
faden gelang praktisch erstmals um 1880 durch Th. A. Edisonbei der Erfindung der Glühlampe. Jedoch erst Ende der 50er
Jahre dieses Jahrhunderts konnte die gezielte Herstellung
von anisotropen C-Fasern entwickelt werden (Fa. Union Carbide
Corp., USA). Heute liegt die Welt-Produktionsmenge Ober
800 t /4/, wobei die C-Fasern neben einigen Anwendungenz. B. zur Wärmedämmung bei hohen Temperaturen oder als
korrosionsfeste Abdichtungen hauptsächlich als Verstärkungs-
material für Verbundwerkstoffe verwendet werden. Jeweils ein
Drittel werden in der Luft- oder Raumfahrtindustrie und in
der Sportartikelbranche verwendet. Man geht davon aus, daß
sich die Verwendung noch in der Einführungsphase befindet
und daß sich in Bereichen wie Automobilbau, Maschinenbau
oder Bauwesen neue Anwendungsgebiete mit größerem Verbrauch
erschließen lassen, wenn der Preis reduziert werden kann.
Das wiederum ist aber nur möglich, wenn die Produktionsmengen
durch größere Anlagen gesteigert werden können, Ein Preis von
30,--/40,-- DM/kg für C-Fasern auf Basis PAN bzw.10,--/15,-- DM/kg auf Basis Pech scheint erreichbar und wird
- 13 -
angestrebt /4/. Derzeit liegt der Preis für NF-Typen aufPAN-Basis bei größeren Abnahmemengen etwas über 100,-- DM/kg.
Bei einem Preisvergleich mit herkömmlichen Baustoffen sind
nicht nur die chemische und thermische Beständigkeit, son-
dern auch die günstige Dichte, Festigkeit und Steifigkeit
zu berücksichtigen, Tabelle 3.
Ferner sind bei einem Preisvergleich auch noch Verarbeitungs-
kosten zu berücksichtigen, die hier jedoch nicht angegeben
werden können. Außerdem wäre noch in Betracht zu ziehen, daß
u. U. durch Tragfähigkeitssteigerungen und mögliche Eigenge-
wichtsreduzierungen ggf. Folgeaufwendungen (z, B. Gründungen
oder Verankerungen) eingespart werden könnten.
- 14 -
Rechenannahmen:
C-Faser (NF-Typ) Beton-stahlBSt420/500
Spann-stahl/Stahl-faser
auf BasisPAN
auf BasisPech
Ca.-Handelspreiseetwa Ende 1980bei größeren
120,-- 100,-- 0,8 2,--
Liefermengenin DM/kg
AngestrebterPreis in DM/kg
4 40,-- 15 -_, •
Zugfestigkeit/ kN/mm 2 7 2,4 1,5 0,5 1,4
0,2 %-Dehngr./ kN/mm 2 7
_ - 0,42 1,3
E-Modul/kN/mm 2 7 230 160 210 200
Dichte/ kg/dm 3 7 1,8 1,8 7,85 7,85
Vergleichspreisebezogen auf: _________
Volumen/ DM/dm3 7 216,- 72,-- 180,-- 27,-- 6,3 15,7
Festigkeit 9,-- 3,-- 12,-- 1,8 1,3 1,1_/ 10- 2 DM/kNm /
0,2 %-Dehngr. - - - - 1,5 1,2
E-Modul/ 10- 4 DM/kNm 7 9,4 3,1 11,3 1,7 0,3 0,8
Festigkeit+ E-Modul
3,9 1,3 7,3 1,1 0,6 0,6
/-10-10DMm/kN27
Tabelle 3: Preisvergleich C-Faser und Bewehrungsstahl
(schematische Schätzung)
Aus Tabelle 3 ist ersichtlich, daß selbst die Pechfasern miteinem für die Zukunft angestrebten Preis von 15,-- DM/kg gegen-
über dem derzeitigen Stahlpreis kaum wirtschaftlich sind, wenn
nicht noch andere Aspekte bei einem Vergleich berücksichtigt wer°
den können.
- 15 -
2.2 C-Fasern in Zement bzw. Beton
In der Literatur wird überwiegend mit Kurzschnittfasern ver-
stärkter Zementstein, Mörtel oder Beton behandelt, wobei ins-
besondere auch C-Fasern im Vergleich zu Stahlfasern, E-Glas-
bzw. alkaliresistenten Glasfasern, Polypropylen- oder Asbest-
fasern beschrieben werden /9 -13/. A. Briggs gibt in /14/
einen zusammenfassenden Überblick über die C-Faserbewehrung
von Zement. Er weist insbesondere auf die Schwierigkeit hin,
einen C-Faserroving mit Zementleim zu durchtränken, weil
selbst bei sehr feinem Zement die großen Zementpartikel immer
noch über dem Faserdurchmesser liegen. Wegen der hohen Faser-
kosten wird eine gezielte Bewehrung mit Endlosrovings in Haupt-
spannungsrichtung empfohlen. Die Herstellung von runden Körpern
im Wickelverfahren ist hierfür besonders geeignet. Über Zement-
bewehrung mit Endlosfasern wird auch von J. A. Waller /15/
berichtet, wobei bei. 8 Vol.-% Fasergehalt bis 130 N/mm 2 Biege-
zugfestigkeit erreicht wurden. Er weist rechnerisch nach, daß
bei einem Faserabstand gleich dem Faserdurchmesser keine Faser-
gehalte über 20 Vol.-% erreicht werden können. Praktisch können
Fasergehalte von 8 Vol.-% kaum überschritten werden, wenn Zement-
körner mehr als 20 }.,m Durchmesser haben.
Nach Meßergebnissen von S. Sarkar und M. B. Bailey /16/
muß wie bei Kurzschnittfasern auch bei Endlosfasern davon
ausgegangen werden, daß nach Überschreiten der Zementstein-
Bruchdehnung außer der elastischen Verformung offenbar ein
Schlupf der glatten Fasern auftritt, durch den die Verformung
bei Endlastung praktisch kaum mehr zurückgeht. Bei der Beweh-
rung von Beton mit Kurzschnittfasern wird dieser Schlupf unter
Reibungswirkung - neben der Begrenzung des Rißfortschritts an
querliegenden Fasern - zur Erhöhung der Arbeitsaufnahme
zähigkeit genutzt /17/.
Nach A. Briggs, D. H. Bowen und J. Kollek /13/ ist zu bemerken,
daß die Druckfestigkeit des Zementsteins, gemessen in Faserrich-
- 16 -
tung, mit steigendem Fasergehalt stark zurückgeht. In /13/
wird ferner berichtet, da2 die Beständigkeit von C-faser-
bewehrten Zementsteinproben von der Art der verwendeten
C-Faser abhängt. Während mit einer Hochmoduifaser nach
160-tägiger Lagerung in Wasser, Nebel oder Luft und nach
Feucht-Trocken- oder Frost-Tau-Wechseln praktisch keine
Abnahme der Biegezugfestigkeiten beobachtet wurde, ergaben
sich bei einer schwächeren und dickeren Faser (E = 110000 N/mm2
3 z = 270 N/mm 2 ) bei diesen Lagerungsarten deutliche Festig-
keitsminderungen.
- 17
2.3 Aufkleben von Bewehrung
Mit Reaktionsharzen besteht die Möglichkeit nicht nur
Fasern sondern z. B. auch Stahlbleche als Bewehrung auf
Naturstein oder Beton aufzukleben /18 - 20/. Schon in
vielen Fällen wurden tragende Stahl- oder Spannbeton-
bauteile durch angeklebte Stahlbleche zusätzlich verstärkt.
Dabei wurden jedoch neben der Klebung in der Regel auch
zusätzliche, mechanische Verankerungen an den Enden der
Bewehrung vorgesehen, da die Verklebung bei z. B. hoher
Temperatur geschädigt werden kann.
Die Bewehrung von Natursteinplatten mit auflaminierten
Glasfasern ist schon seit längerem gebräuchlich. So werden
z. B. Platten für Möbel an der Unterseite bewehrt, z. B. /21/.
Dementsprechend werden Treppenstufen aus Naturstein verstärkt,
indem eine Glasfaser-Kunststoffschicht zwischen zwei Stein-
platten eingeklebt wird /22/. Auch Reaktionsharzbetonplatten
werden auf diese Weise zu Treppenstufen verarbeitet /23/.
Als Verstärkung auf GFK aufgeklebte 0 -Fasern werden im
Sportboot-, Sportwagen- ,oder Segelflugzeugbau verwendet.
In /24/ berichtet D. R. Lovell über die Bewehrung von Holz-
trägern mit C-Fasern. Derzeit werden Pionierbrücken aus
Aluminium mit C -Faser-Verstärkung für 60-t-Panzer erprobt /25/.
Filamentzahl je Roving:
12 000
Filamentlänge: endlos
Rovingverdrillung:
5 je m
Filamentdurchmesser:
7 + 5 %
Dichte:
1,75 + 5 % g/cm3
Zugfestigkeit: 2200- 2800/Mittel: 2500/Mindest: 2200 N/mm2
E-Modul: 205000-260000/Mittel: 235000/Mindest: 205000 N/mm2
Bruchdehnung: ca. 1,2 %
-1a-Wert längs: + 0,2 . 10 -6 K-6 -1a-Wert quer: 30-40 . 10 K
- 18 -
3. Werkstoffauswahl und Beschreibung der Eigenschaften
3.1 C-Faser
Um den Umfang des Versuchsprogramms klein zu halten, wurde
nur ein C-Fasertyp gewählt. Dabei lag die Kostenfrage im
Hinblick auf eine Anwendung im Bauwesen im Vordergrund,
so daß eine C-Faser,hergestellt auf der Basis von Pech
naheliegend war (z. B. Fa. Union Carbide oder Fa. Kureha).
Vorversuche mit einem Versuchsprodukt (Endlosroving)
ergaben jedoch, daß diese Faser im derzeitigen Entwicklungs-
stand (1979) sehr spröde war und bei nicht entsprechender
Handhabung leicht brach. Es wurde deshalb hier auf einen
NF-Fasertyp von etwa vierfachem Preis zurückgegriffen
("Sigrafil" NF12 der Fa. Sigri Elektrographit GmbH, Neitingen).
Diese Faser wird auf der Basis von PAN hergestellt.
Die Eigenschaften wurden vom Hersteller wie folgt angegeben:
Die Faser kann gemäß den Forderungen von Luftfahrt-
Normblatt LN 29964 etwa zwischen KC 10 und KC 20 eingereiht
werden, vgl. Tabelle 2.
- 19 -
Zum vorgesehenen Auflaminieren von C-Fasern auf Granit-
und Beton-Biegebalken wurden Bänder mit je 23 Ravings,
die mit Kunststoffäden parallel verkettet waren, verwendet
(Typ KDU 23-7). Die Fasern waren vom Hersteller mit einer
Epoxidharzschlichte ausgerüstet worden.
Für die Einbettung unmittelbar in Zement wurde ein ent-
sprechender Einzelroving ohne Schlichtebehandlung verwendet.
- 20 -
3.2 Reaktionsharz
Wegen der bekanntlich guten Beständigkeit im Freien wurde
für das Auflaminieren der C-Fasern ein Epoxidharz (EP)
gewählt. Aufgrund von früheren Tastversuchen mit unter-
schiedlichen EP-Harzen wurde festgestellt, daß der Haft-
verbund zwischen Laminat und Granit bzw. Betön bei großen
Verformungen und Rißbildung günstiger ist, wenn das Harz
möglichst zäh ist, d, h, große Bruchdehnung bei nicht zu
niedrigem E-Modul aufweist. Diese Forderung ist von Nach-
teil, wenn von einem kaltaushärtbaren EP-Harz gleichzeitig
auch eine möglichst gute Wärmebeständigkeit verlangt wird,
weil beide Eigenschaften in der Regel gegenläufig sind.
Ferner sollte das EP-Harz auch auf nicht ganz trockenen
Flächen (z. B. bei > 90 % r. F.) gut haften, lösungsmittel-
frei und toxologisch unbedenklich verarbeitbar sein. Die
Topfzeit sollte mindestens 20 Min. bei + 25 ° C betragen.
Unter verschiedenen im Handel erhältlichen Formulierungen
wurde letztlich folgendes Produkt der Fa. Rütgerswerke AG,
Frankfurt bzw. Bakelite GmbH, Iserlohn ausgewählt, wobei
jedoch nicht gesagt werden kann, ob nicht andere Produkte
und Hersteller ebenso geeignet sind:
Harztyp: Rütapox 0166/S 20
Härtertyp: Rütapox VE 2977
- 21 -
Vom Hersteller waren folgende Angaben zu dem modifizierten,,
ungefüliten und emulgierfähigen System genannt worden:
Harz Härter
Epoxidzahl
Epoxidäquivalent
Aminäquivalent
Viskosität + 25° C
23,8 + 0,3 %
181 + 3 g/Äquiv.
-
1400 + 200 mPa.s
95 g/Äquiv.
2600 + 300 mPa.s
Mischungsverhältnis 100 GT 53 GT
Topfzeit (100 g/+25° C) mind. 40 Min.
Zugfestigkeit + 23° C 55,8 N/mm2
Bruchdehnung + 23° C > 8 %
Biegefestigkeit + 23° C 98 N/mm2
Biege-E-Modul + 23° C 2700 N/mm2
Wärmeformbeständig-keit nach Martens + 23° C + 42° C
Schlagfestigkeit + 23° C 25,7 N/mm2
Druckfestigkeit + 23° C 90,0 N/mm2
- 22 -
3.3 Naturstein
Bei früheren Tastversuchen wurde festgestellt, daß grob-
körnige Natursteinarten (z. B. Granit) besonders geeignet
sind, um für eine Steigerung der Biegetragfähigkeit
Faserbewehrung in der Zugzone aufzukleben- Dagegen ergaben
sich bei feinkörnigen Natursteinen (z. B. Kalksteine wie
"Juramarmor") verminderte Haftfestigkeiten zwischen
Laminat und Stein, die sich in einem verfrühten Abscheren
der steifen Bewehrung - meist zusammen mit einer dünnen
Oberflächenschicht des Steins - äußerten. Offensichtlich
ist es von Vorteil, wenn die zwischen Bewehrung und Stein
aufzunehmenden Scherspannungen über eine ausreichend grobe
Verzahnung im Stein abgetragen werden können. Wahrschein-
lich könnte diese Schwierigkeit bei feinkörnigen Gesteinen
umgangen werden, indem eine vorherige Verfestigung der
Oberflächenschicht z. B. durch Imprägnierung mit einem
niedrigviskosen EP-Harz vorgenommen wird.
Hier wurde der mittel- bis grobkörnige "Raumünzacher
Granit" (Schwarzwald) gewählt, der verglichen mit anderen
Granitarten mittlere Biegezug- und Druckfestigkeit und
eine gute Verzahnung des Korngefüges aufweist.
Mittlere Kennwerte gemäß vorliegenden Prüfzeugnissen
von Materialprüfungsanstalten:
Rohdichte nach DIN 52 102: 2,60-2,64 kg/dm3
Wasseraufnahme unter Atmosphärendrucknach DIN 52 103: 0,21 Gew.-%
Druckfestigkeit nach DIN 52 105 anWürfeln mit 100 mm Kantenlänge: 220 N/mm2
(Richtwerte nach DIN 52100 f. Granite: 150-240 N/mm2)
Biegezugfestigkeit nach DIN 52 112,
Dreipunktbelastung an Prismen40 x 40 x 160 mm 3 : 21,1 N/mm2
Nach Dettling /26/ können die mittleren Wärmedehnzahlen von
Granit im Temperaturbereich von - 20 bis + 100° C etwa
zwischen + 4,5 . 10 -6 und + 9 . 10 -6 K-1 liegen.
- 23 -
3.4 Zement für C-Fasereinbettung
Wegen des geringen Faserdurchmessers (7 pm) bzw. der
großen Zahl von Fasern in einem Roving (12 000 Stück)
und der demgegenüber relativ großen Partikelgrüße von
Zement (30 - 100 km) ist es grundsätzlich schwierig,
eine ausreichende Durchdringung des Rovings mit Zement-
leim zu erreichen. Dieser Schwierigkeit wurde hier durch
eine entsprechende mechanische Auflockerung des Rovings
begegnet, vgl. Abschn. 6.1. Ferner wurde ein handelsüb-
licher Zement mit relativ hoher Mahlfeinheit gewählt:
PZ 45 F (spez. Oberfläche nach DIN 1164, El. 4: ca.
5 000 cm,/g).
Auf entsprechende Zusatzmittel zur besseren Durchdringung
des Rovings mit Zementleim wurde hier verzichtet. Ent-
sprechende Hinweise hierzu siehe z. B. /27/.
3.5 Beton
Für die bewehrten Betonbiegebalken wurde folgende Beton-
mischung für 1 Liter bzw. 1 m 3 verdichteten Beton hergestellt:
Mischungsteil Masse
in g bzw. kg
MV
/ -(7127
Dichte
in kg/dm'bzw. t/m3
Volumen in
cm' bzw. dm'
Zement PZ 45 F 400 1 3,1 129(vgl.Abschn.3.4)
Rheinsand 0-4 mm 689 2 61-, 264
Rheinkies 4-8 mm 10081697 4,244,
2,54 397661
Wasser 200 0,5 1,0 200
Poren (ca.1 Vol.%) - - - 10
Summe 2297 5,74 2,3 1000
700
,oo•0
•— 5001
cj
Lic._
al• —VI
0,25 05 1 2
Siebweite in mm0 4 8
- 24 -
Die Sieblinie des Zuschlags liegt gemäß DIN 1045 etwa
zwischen A und B/8 mm, Bild 4.
Bild 4: Sieblinien A und B 8 mm
nach DIN 1045 und gemessene Sieblinie
Der relativ hohe Feinsandanteil wurde für die Einbettung
von Fasernals günstig erachtet. Rheinmaterial, d. h.
überwiegend quarzitisches Gestein wurde gegenüber calciti-
schem Zuschlag bevorzugt, da der a-Wert nur in engen-6 -1Grenzen schwankt und mit a = 8 12 . 10 im oberen
- 25 -
Bereich häufig verwendeter Normalzuschläge /26/ und damit
weit über dem von C-Fasern liegt.
Das Ausbreitmaß des Frischbetons nach DIN 1048 betrug
39 - 41 cm (Konsistenz nach DIN 1045 etwa obere Grenze
K2). Die mittlere Würfeldruckfestigkeit (100 mm Würfel)
betrug im Alter von 28 Tagen 52 N/mm 2 , im Alter von
90 Tagen 67 N/mm2.Nach /28/ kann demnach ein E-Modul von ca. E
B36000 N/mm2
angenommen werden.
3.6 Eigene Bestimmung von Kennwerten
3.6.1 C-Faserzugfestigkeit und -E-Modul
Bei C-Fasern können Zugversuche am einzelnen Filament
wie auch am in Reaktionsharz eingebetteten Roving durch-
geführt werden. Letztere Möglichkeit wurde gewählt, wobei
mit Schlichte versehene Rovings verwendet wurden.
Probenherstellung:
Es wurde in einer rechteckigen, nutartigen Form ein mit
EP-Harz getränkter C-Faserroving mit einer Federwaage (20 N)
gespannt eingelegt und mit einem Lineal vorsichtig in
rechteckige Form gepreßt. Auf diese Weise wurden rd. 50 cm
lange Probestäbe mit einem Faser-Volumengehalt von (p F =
50 - 57 Vol.-% hergestellt. Durch das Spannen in der Form
wurde erreicht, daß alle Fasern weitgehend gerade sind.
Aus den Probestäben wurden ca. 25 cm lange Zugproben ge-
schnitten und an den Enden für die Einspannung in der Zug-
prüfmaschine (Scherenklemmbacken) mit Kunstharz verstärkt.
L . gR . pEP
1- • gR • PEP + (1 • PE - L • gR • PF`PF .100 /. /-.01.- 7
- 26 -
Bestimmung des Fasergehaltes:
Vor der Verstärkung der Enden mit Reaktionsharz wurde der
Fasergehalt bestimmt:
a) Aufgrund der Herstellerangaben ergibt sich bei einer
mittlerenRohdichtederFasern . vonp,= 1,75 g/cm 3 und
einem mittleren Faserdurchmesser von dF = 7 m *) ein
rechner. Rovinggewicht von g = 1,75 . 12.000 . ( 3,5.10 -4)2
. 7 = 8,08 . 10 -3 g/cm.
Kontrollwägungen von Rovingabschnitten ergaben mittlere
Rovinggewichte von:
8,21 . 10 -3 g/cm für Fasern mit SchlichtegRSch-3gR= 8,10 . 10 g/cm für Fasern ohne Schlichte
Die Rohdichteangabe mit p E = 1,75 g/cm 3 ist demnach hin-
reichend genau.
b) Die Rohdichte von ausgehärteten EP-Harzproben betrug
nach Messung: pEP = 1,135 g/cm3.
c) Der in EP eingebettete C-Faserroving definierter Länge L
wurde gewogen (G). Der Faservolumengehalt iF , errechnet sich
dann nach:
Der mittlere Fasergehalt von fünf Proben betrug danach im Mittel
TF = 52 Vol.-%.
*) Der Faserdurchmesser wurde im Rasterelektronenmikroskop
gemessen /1/.Danach kann die Herstellerangabe von 7 pm
übernommen werden.
- 2 7 -
Zugversuch
Fünf c-faserverstärkte Kunststoffproben (CFK-Proben)
wurden in einer vorschubgeregelten 10 kN-Prüfmaschine
mit einer Geschwindigkeit von 1 mm/min bis zum Bruch
stetig belastet. Die Probendehnung wurde mit einem
Dehnungsaufnehmer (Typ DD1, Fa. Hottinger-Baldwin
Meßtechnik, Darmstadt) beidseitig von der Probe
(Meßlänge 1 0 = 100 mm) gemessen und mit einem Koordinaten-
schreiber in Abhängigkeit von der Kraft aufgetragen.
Die Umgebungstemperatur betrug 23° C.
a) Es ergaben sich bis zum Bruch gerade Kraft-Dehnungs-
kurven mit Bruchlasten von 0,95 bis 1,25 kN (Mittel 1,04 kN)
und Bruchdehnungen von 0,9 bis 1,1 % (Mittel 1,06 %).
4 von insgesamt 5 Proben mit niedrigen Bruchwerten brachen
nahe der Einspannung. Es ist deshalb davon auszugehen, daß
die volle Faserzugfestigkeit wegen überlagerter Biege- oder
Querdruckspannungen in diesen Fällen nicht gemessen werden
konnte.
Der höchste Wert von maxP = 1,25 kN ergibt nach der bei
unidirektionaler Verstärkung ansetzbaren Mischungsregel -
diese ist bei Fasergehalten von über 40 % nach W. Günther
/29/ ansetzbar
EEP . ß ZF . (1- m )BCFK = 3 ZF • TF
oder max ß =ZF FF pfF EEP.(1-1F)]EF
2680 N/mm2
max ß ZF =
Der Mittelwert aller fünf Proben ergab B ni = 2.240 N/mm2.
Beide Festigkeitswerte stimmen gut mit der
Herstellrangabe von 2200-:2800 N/mm 2 überein (vgl. Abschn 3.1).
maxP . tri
- 28 -
Wegen der hier aufgetretenen Prüfunsicherheit wird im
weiteren von folgenden Mittelwerten ausgegangen:
ZF 2.500 N/mm 2 , entsprechend einer Rovingbruchkraftf3 =von maxP = 1,17 kN bei W F 52 Vol.-% und einer Bruch-Idehnung von 10,9 %o.
b) Aus den aufgezeichneten Kraft-Dehnungskurven wurde
für die CFK-Proben bei einer Kraftdifferenz von 0,35 kN
im Mittel eine Dehnung von 3,3 %o abgelesen.
Da der E-Modul von C-Fasern nicht unmittelbar bestimmt
werden kann /30/, muß er rechnerisch aus der Messung an
CFK abgeleitet werden.
Nach der Mischungsregel bei unidirektionaler Verstärkung
gilt:
ECFK EEP ( "F ) -
-.F
Bed TF = 52 Vol.-% ergibt sich ein CFK-Querschnitt von
100 FCFK 52= 12.000 . 3,5 2 . 10 -6 . 7• 0,888 mm2.
Für die CFK-Proben wurde damit ein mittlerer E-Modul von:
350 ECFK 0,888 . 0,0033 - 119 438 N/mm 2 ermittelt.
Der E-Modul von EP-Harz wurde bei 23° C mit E = 2.534 N/mm2EPbestimmt (vgl. Abschn. 3.6.3).
Damit errechnet sich ein Faser-E-Modul von
119.438 - 2.534 - 0,48 - 227.350 N/mm 2EF =
Auch dieser Wert stimmt gut mit dem vom Hersteller angegebenen
Wert von im Mittel 235.000 N/mm 2 überein.
Im weiteren soll ein Rechenwert von = 230.000 N/mm2
zugrunde gelegt werden.
- 29 -
3.6.2 a-Wert der C-Faser
An zwei nach Abschn. 3.6.1 hergestellten CFK-Proben wurde
im Temperaturprüfschrank der a-Wert im Temperaturbereich
zwischen - 20 und + 60° C bestimmt. (Wie bei der E-Modul-
bestimmung ist auch der a-Wert der C-Faser nur mittelbar
über CFK bestimmbar.)
Die CFK-Proben wurden auf eine 4 cm dicke Stahlplatte
aufgelegt und mit einer Wärmedämmung abgedeckt (Verminde-
rung von Temperaturänderung beim hffnen des Prüfschrankes
während des Messens) und bei einer MeBlänge von 100 mm
mit Meßpunkten für einen Setzdehnungsmesser (Skalentei-
lung 1 km) versehen.
Meßergebnisse:
Probe Fasergehalt a-Wert
1
2
57 Vol.-%
54 Vol.-%
+ 0,75 .
+ 0,88
10-6
K-1
6 -1. 10 K
(Bei dieser Meßanordnung muß berücksichtigt werden, daß
über den Temperaturbereich von A-J= 80 K nur maximal
4 - 6 pm Verformung auftraten, was mit einem Setzdehnungs-
messer nur schwer zu messen ist.)
Für den linearen a-Wert des hier vorliegenden Zweistoff-
systems gilt /1/:
E F (a -a ) (1+c.)aCFK = aF +
EP EP EP FEEP . FEP l+o6F.1) P
- 3 0 -
Streng genommen ist der a-Wert demnach temperaturabhängig,
auch wenn die übrigen Stoffparameter konstant wären.
Hinzu kommt, daß der a-Wert der Matrix und evtl, der
Faser im gewählten Temperaturbereich nicht konstant sind
vgl. Abschn. 3.6.4.
Nach W. Schneider /31/ läßt sich die Formel-näherungsweise
(1+a . ß .;1) vereinfachen zu:
(aEP F )
T F ^F
1- TF,
EEP
Für den a-Wert des EP-Harzes wurde im Temperaturbereich - 20/-1
+ 40 0 C ein Mittelwert von aEP = 71,8,10 -6 K bestimmt (Ab-
schn. 3.6.4). EEP wird konstant (bier 2,300 N/mm 2 ) angenommen.
Nach Umstellung obiger Formel errechnet sich damit für beide
CFK-Proben:
aF1 = + 0,21 .10 -6 K-1
und aF2 = + 0,28 . 10-6K
-1
Vom Hersteller wurde aF = + 0,2 . 10®6 K-1 angegeben, was
hier im weiteren als Näherung gelten soll.
aCFK = aF +
- 31 -
3.6.3 Festigkeit und E-Modul des EP-Harzes
Zur Bestimmung der mechanischen Kennwerte des verwendeten
EP-Harzes wurden in einer Gießform Zugprobestäbe mit den
Abmessungen 200 . 10 . 12 mm 3 hergestellt und im Altervon 18 Tagen nach DIN 53 457 im Zugversuch bei Temperaturen
von - 11/+ 23/+ 37/+ 38,4/+ 42,5/+60,5° C geprüft. Dabei
wurden Kraft-Dehnungskurven aufgezeichnet, aus denen der
Sekanten-E-Modul im unteren Kurvendrittel und die Bruch-
dehnung abgelesen wurde, Tabelle 4 und Bild 5.
Prüftemperatur
/ 3 c7Zugfestigkeit
/R/mm2 7E-Modul
/flimm27
Bruchdehnung
/7
- 11 55,5 3142 > 2
. + 23 55,2 2534 > 3,5
+ 37 32 1859 > 5
+ 38,4 30 1520 > 10
+ 42,5 19 141 > 20
+ 60,5 4-6 30 > 40
Tabelle 4: Festigkeitswerte des EP-Harzes
Der Verlauf der Kurven in Bild 5 für E-Modul und Zugfestig-
keit ist meist typisch für amingehürtete EP-Harze. Es ist
zu entnehmen, daß die Glasübergangstemperatur etwa bei
+ 40° C liegt.
Die Kennwerte bei + 23° C sind vergleichbar mit den Her-
stellerangaben, vgl. Abschn. 3.2.
[N/rA E [N/mrld
3250
3000
--0— E-Modul2750 Zugf est igkeit 13,
-2500
2250_
1750
1500
-20 -10 +20 +3'0 +40 +50 + 60 IT I
Prüftemperatur •
1250
1000
750
500
60
50
40
30
20 -
2000
250•
Bild 5: Zugfestigkeit (ß 7 ) und E-Modul (E) des EP-Harzes
in Abhängigkeit von der PrOTtemperatur
33 -
3.6.4 a-Wert des EP-Harzes
Grundsätzlich ist zu erwarten, daß der a-Wert bei EP-
Harzen bis etwa zur Glasübergangstemperatur schwach und
stetig zunimmt und danach stark ansteigt /32/. In der-6 -1Regel liegen die a-Werte zwischen 50 und 80.10
bei Temperaturen zwischen - 20 und + 40° C.
Hier wurde der a-Wert an zwei Proben in diesem Temperatur-
bereich in einem Temperaturprüfschrank bestimmt. Die Ver-
formung wurde mit temperaturabhängig geeichten Wegaufnehmern
(Fa. Hottinger u. Baldwin, Typ D1) gemessen.
Die ermittelten a-Werte betrugen im vorgegebenen Temperatur-
bereich nahezu konstant + 70,7 und + 729.1O_6, im Mittel
71,8.10 -6 K1.
3.6.5 Druckversuche an Granit
An drei Prismen 40x40x160 mm' wurden einachsiale Druck-
versuche in einer weggeregelten Druckprüfmaschine durch-
geführt, wobei die Längsverformungen mit Wegaufnehmern
(vgl. 3.6.1) an zwei Prismen gemessen wurden, Tabelle 5,Die Spannungs-Dehnungslinien verliefen his zum Bruch
nahezu geradlinig (Prüfgeschwindigkeit so, daß Bruch
etwa in 1 Min.)
Probe E-Modul
/11/mm2-/-
1 4 5 916
2
3 49 933
Mittel rd. 48 000
Druckfestigkeit
//mm'?
- 34 -
Tabelle 5: E-Modul und Prismendruckfestigkeit
von Raumünzacher Granit
Die Prismendruckfestigkeit liegt wie aufgrund der größeren
Probehschlankheit zu erwarten unter der in Abschn. 3.3
angegebenen Würfeldruckfestigkeit von 220 N/mm. 2 . Setzt
man eine linieare Spannungs-Stauchungs-Kurve voraus, so
errechnet sich eine mittlere Bruchstauchung von 3,2 %o
für das Prisma und übertragend auf den Würfel 4,6 %o.
3,6.6 a-Wert von Granit
Analog den Messungen an 0-Fasern wurde auch an zwei Granit-
prismen der a-Wert bestimmt:
Aus den beiden Einzelwerten (+6,10.10 -6 und +5,45.10 -6 )-6 -1wurde ein mittlerer Wert von a
G = +5,8.10 K berechnet.
Dieser Wert liegt im unteren Bereich der von Dettling /26/
- vgl. Abschn. 3.3 - angegebenen Werte für Granit.
- 35 -
3.6.7 a-Wert des Betons
An zwei Betonproben wurde der a-Wert gemäß Abschn. 3.6.4im Temperaturprüfschrank bestimmt. Danach ergab sich ein
-6 -1Mittelwert von aB = 8,0.10 K . Dieser Wert liegt im
unteren Bereich der nach /26/ für quarzitischen Zuschlagzu erwartenden a-Werte, vgl. Abschn. 3.5.
- 3 6 -
4. Lagerung von C-Fasern in Zementlösung
In einem Schüttelgerät wurde Zement PZ 45 F in Wasser(w/z r: 2,0) 28 Tage lang hydratisiert. Diese Zementhydrat-Lösung wurde in zwei Bechergläser gegeben und mit einem
Magnetrührer ständig durchmischt. In den Lösungen wurden
spiralförmig aufgewickelte, etwa 50 cm lange ' C-Faser-
Rovingabschnitte (ohne Schlichte) auf einem Gestell aus
dünnem l verchromtem Stahlblech über dem Rührmagneten ein-
gelagert. Ein Becherglas wurde während der Einlagerung
ständig auf einer Temperatur von + 60° C gehalten, dasandere blieb bei Raumtemperatur (+20/+25° C). Die Becher-gläser wurden mit einem Glasdeckel abgedeckt. Dennoch verdunstetes
Wasser wurde regelmäßig ergänzt. Eine wiederholte Kontrolle
des pH-Wertes der Lösungen ergab pH-Werte zwischen 12,2und 13,1.Aus der kalten Lösung wurden C-Faserproben nach 60 und180 Tagen, aus der warmen Lösung nach 60 Tagen entnommenund entsprechend Abschnitt 3.6.1 im Vergleich zu unbe-handelten Proben im Zugversuch geprüft, Tabelle 6.Die Messungen wurden an jeweils 6 Proben durchgeführt.
Lagerung Bruchkraft in N (%)
Minimum Mittel Maximum
20/25°60 Tage 659 (73) 861 ( 79) 995 ( 76)
180 Tage 564 (62) 725 ( 67) 910 ( 69)
60° C 60 Tage 777 (86) 886 ( 82) 982 ( 75)
unbehandelt 904 (100) 1085 (100) 1315 (100)
Tabelle 6: Zugfestigkeiten von in Zementlösunggelagerten 0-Fasern (ohne Schlichte)
- 37 -
Die Bruchkräfte der unbehandelten Proben sind etwa ver-
gleichbar mit den Werten, die in Abschn. 3.6.1 an Fasern
mit Schlichte bestimmt wurden (Mittel 1040 N).
Bei 2-monatiger Lagerung in kalter und warmer Zementlösung
fielen die Bruchkräfte um rd. 20 % ab, bei 6-monatiger
Lagerung in kalter Lösung um rd. 30 %.
Einzelne Fasern aus den in Lösungen gelagerten Rovings
wurden auch im Rasterelektronenmikroskop untersucht.
Vertiefungen in den Faseroberflächen wurde dabei nicht
festgestellt. Bei den in kalter Lösung gelagerten Fasern
wurden jedoch häufig kleine Aufwachsungen - vermutlich
Zementhydrate - auf den Oberflächen beobachtet. Bei warmer
Lösung waren derartige Aufwachsungen ebenfalls, aber weit-
aus weniger vorhanden.
Der hier festgestellten Beeinflussung der Fasern durch
Zement sollte in detaillierteren Untersuchungen nochnachgegangen werden.
An dieser Stelle wird noch auf eine weitere Beobachtung
hingewiesen: Nachdem die im Becherglas in der Zementlösung
auf einem Blechgestell eingelagerten C-Faserrovings ent-
nommen waren , wurde bemerkt, daß an den Rändern des Blech-
gestells starke, lochfraßartige Korrosion in den Bereichen
aufgetreten war, wo C-Fasern das verchromte Stahlblech
berührten. Wegen des hohen pH-Wertes der Lösungen hätte
das Blech durch Passivierung rostfrei bleiben müssen.
Die Korrosion kann daher nur auf die Potentialdifferenz
zwischen Kohlenstoff und Eisen und den Kontakt beider
Stoffe im Elektrolyten zurückgeführt werden. Auf die
damit verbundene Elementbildung wurde bereits in Abschn. 2.1
eingegangen.
- 38 -
Diese Beobachtung läßt den Schluß zu, daß bei Verwendung
von C-Fasern in Verbindung mit Stahl- oder Spannbeton
u. U. Vorsicht geboten ist.
Inwieweit sich dieser Korrosionsvorgang hier auch auf
die Bruchkraftabnahme der Rovingproben auswirkte, kann
nicht gesagt werden.
39 -
5. Prüfung der Ausziehfestigkeit
Für die Beurteilung des Tragverhaltens von faserbewehrten
Biegebalken ist es erforderlich, die Verbundfestigkeit
von C-Fasern in Zementstein bzw. EP-Harz zu kennen.
Für die vergleichbare Prüfung des Verbundes von Betonstählen
in Beton gibt es eine Vielzahl von möglichen Prüfverfahren
mit Ausziehkörpern /33/, die im Prinzip auch hier angewendetwerden könnten. Aufgrund von Vorversuchen wurde jedoch ein
etwas abgewandelter Ausziehkörper entwickelt, der sowohl bei
Einbettung in Zementstein wie auch in EP-Harz etwa vergleich-
bare Ergebnisse lieferte:
Im Boden eines Kunststoffbechers wurde mittig ein Loch (0 2 mm)
hergestellt, in das ein C-Faserroving so hineingehängt wurde,
daß die Fasern in Becherachse verliefen und oben und unten rd.
100 mm aus dem Becher herausragten. Das Loch wurde von unten
mit einem Kitt um den Roving herum abgedichtet, so daß in den
Becher eine Schicht Zementleim bzw. EP-Harz bestimmter Dicke
um das obere Rovingende herum eingefüllt werden konnte. Vor
Herstellung dieser Schalung wurden die Ravings im Lochbereich
mit Zementleim bzw. EP-Harz durchtränkt. Für Zementbindung
wurden C-Fasern ohne, für EP-Harz mit Schlichte verwendet..
Die Ausziehkörper aus Zementstein (PZ 45 F, w/z = 0,4)härteten 24 Std. bei rel. Feuchte 98 % und 28 Tage unter
Wasser aus, die EP-Harzproben 7 Tage bei Raumtemperatur.
Danach wurden die Rovingenden oberhalb des Ausziehkörpers
vorsichtig abgeschnitten. Nach Entfernen des Bechers wurde
der Roving rd. 50 mm unterhalb der Proben mit EP-Harz undweiteren Fasern verstärkt, vgl. Bild 6.
Die so hergestellten Ausziehkörper wurden in einer Zugprüf-
maschine eingebaut und die C-Faserrovings nach unten heraus-
gezogen. Die Prüfgeschwindigkeit betrug 0,5 mm/Min. Der
Ausziehweg wurde mit einem Wegaufnehmer gemessen und mit
einem XY-Schreiber in Abhängigkeit von der Prüfkraft auf-
getragen.
Scherenklemmbacken
/ /
rd.50mm I
Verbundldnge
/ 1 /
Zementstein(W/Z 0,4)bzw. EP-Harz
Einzelner
Roving
F as erverstdrkung
Bild 6: Versuchseinrichtung zur Prüfung der Ausziehfestigkeit
Die aufgezeichneten Kraftwegdiagramme waren untereinan-
der alle ähnlich. Nach stetiger Kraft- und Verformungs-
zunahme wurde eine Höchstkraft überschritten. Danach fiel
die Kraft mit zunehmendem Ausziehweg langsam, bei Zement
tlw. auch stufenartig ab. Die Höchstkraft ist in
Tabelle 7 in Abhängigkeit von der Ausziehkörperdicke ange-
geben.
Bei Verbund in Zementstein wurden starke Streuungen der
Höchstkraft, bezogen auf 1 mm Verbundlänge festgestellt
(etwa + 70 % bei im Mittel 8,8 N /mm). Bei EP-Harz war die
Streuung deutlich geringer (rd. + 10 %) und der Mittel-
wert mit 114 N/mm etwa um das 13-fache höher als bei Zement.
C-Fasern ohne Schlichte C-Fasern mit Schlichte
1' Roving in Zementstein 1 Roving in EP-Harz
a b c d e f
Verbundlänge Höchstkraft a/b Verbundlänge Höchstkraft d/e
/mm / /N / /N/rrrn% /rrm / /N / / /mm/
3,4 39,7 11,7 1,9 200 105,3
3,7 54,0 14,6 2,0 231 115,5
3,7 23,9 6,5 2,5 256 102,1
3,8 14,9 3,9
4 , 0 55,7 13,9 4,6 529 115,0
4,3 31,4 7,3 4,7 595 126,6
4,7 10,1 2,1 4,8 498 *) 103,8 *)
5,5 56,0 10,2 4,8 571 119,0
Mittel 8,8 Mittel 114,0
*) Roving unmittelbar unterhalb des Verbundes gerissen, imMittel deshalb nicht berücksichtigt. Alle anderen Rovingswurden herausgezogen.
Tabelle 7: Ausziehfestigkeiten in Zementstein und ER-Harz
- 42 -
Um die volle Rovingbruchkraft auszunutzen (nach Abschn.
3.6.1: 1,17 kN), ist demnach bei Zementstein eine
Verbundlänge von mindestens 133 mm, bei EP-Harz 10 mm
erforderlich, wenn die hier angegebenen Mittelwerte
als Durchschnittswerte zugrundegelegt werden.
Beim Ubertragen dieser Verbundfestigkeiten auf Biege-
balken, an deren Oberfläche Fasern mit EP-Harz auf-
laminiert werden, ist zu berücksichtigen, daß der Haft-
verbund des Harzes am Stein oder Beton u. U. geringer
und damit maßgebender sein kann. Bei Zementstein dürfte
die Eigen-Scherfestigkeit über den hier gemessenen
Spannungen liegen.
25
tNennhöhein mm
3
Teilproben-Nr.
- 43 -
6. Untersuchungen an bewehrten Biegebalken
6.1 Probenherstellung
Es wurden Biegebalken aus Granit und Beton in folgenden
Varianten - mit C-Fasern einseitig, an der Zugzone (unten)
bewehrt — hergestellt:
a) Granit (Nennmaße: Länge 500 mm, Breite 80 mm, Höhe 25
oder 50 mm); Rovingbänder 1-, 2- oder 4-lagig (je Lage
23 Rovings) mit EP-Harz auflaminiert;
Beispiel für die Probenbezeichnung:
Fasernauflaminiert
Anzahl derRovinglagenmit je 23 Rovings
b) Beton (Nennmaße: wie a); Rovingbänder 2-lagig mit
EP-Harz auflaminiert;
Beispiel für Probenbezeichnung:
B 1 / 50 / 2 /
Beton
c) Beton (Nennmaße: wie a); Einzelrovings (ohne Schlichte)
2-lagig (46 Rovings) in Zementstein eingebettet;Beispiel für Probenbezeichnung:
B e / 25 / 2 / 2
' 1Beton Fasern eingebettet
- 44 -
Die Granitbalken (a) wurden mit einer Diamantsäge aus
Platten herausgesägt und bis zum Auflaminieren der
C-Fasern mindestens 4 Wochen in Raumklima (etwa + 20° C,
50 % r. F.) gelagert.
Die Betonbalken (b) wurden in einer Kunststoffschalung
betoniert (Betonmischung vgl. Abschn. 3.5), 24 Std. im
Feuchtraum, 7 Tage unter Wasser und anschließend mindestens
8 Wochen in Normalklima (+20° C/65 % r.F.) gelagert.
Vor dem Auflaminieren der C-Fasern wurde die Feinmörtel-
schicht des Betons an der in der Schalurig unten liegenden
Fläche mit Sandstrahlgebläse soweit abgetragen, daß das
Größtkornvon 8 mm größtenteils sichtbar wurde.
Unmittelbar vor dem Betonieren der Betonbalken (c) wurden
mit Zementleim durchtränkte Rovings unten in der Schalung
gleichmäßig eingelegt. Um eine geradlinige Ausrichtung
aller Rovings zu gewährleisten, wurden die Rovings an
Stiften, die hinter den Schalungsenden angeordnet waren,
befestigt und in der Schalung unter leichter Spannung
ausgelegt, Bild 7. Für die Durchtränkung der Rovings mit
Zementleim wurde in Anlehnung an einen Literaturhinweis
/13/ ein Gerät entwickelt, mit dem der Roving in einem
Arbeitsgang aufgespleißt und dann durch den Zementleim
gezogen werden konnte, Bild 7, Das Aufspleißen wurde da-
durch erreicht, daß der Roving über ein System von unter-
einander mit einer Antriebskette verbundenen Rollen geleitet
wurde. Die ersten 4 Rollen hatten bei gleicher Umdrehungs-
geschwindigkeit abnehmenden Durchmesser. Unmittelbar vor
jeder Rolle waren kleine, schräg nach außen weisende Düsen
angeordnet, aus denen Druckluft strömte, die die Fasern
vereinzelte und den Roving auf eine Breite von rd. 20 mm
auseinanderdrückte. In dieser Form wurde der Roving nach
unten über drei Schaumstoffrollen geführt, die in den
Zementleim (PZ 45 F, w/z = 0,8) eintauchten. Anschließend
wurde derRoving wieder zusammengebündelt und überschüssiger
Zementleim abgestreift. Auf diese Weise konnte eine Durch-
tränkung erreicht werden, bei der die Zementteilchen weit-
gehend gleichmäßig zwischen den Fasern eingelagert wurden,
Bild 8.
BekLebungs -und Einbettungsvorrichfung7ränkungsvorrichtung
[Einzelroving
Balkenschalungfür das Einbetten von Rovingsin Beton
Rovingbandvon Balken zu Balkenschlaufenförmiggetegt
Vorrichtung zum
Aufkleben von Bändern
VorratsspuleRoving bzw.
Band
Biegebalkenmit Folienzwischentageals Trennschicht
Gefäß für Reaktionsharzbzw. Zementleim
Bild 7: Schema des Bewehrens
- 46 -
Bild 8: Ansicht von ausgehärteten, mit Zementleimdurchtränkten C-Faserrovi_ngs
Das gleiche Gerät wurde auch für die Tränkung der rd. 7 cm
breiten Rovingbänder verwendet. Das Band wurde jedoch nicht
um das Rollensystem herumgeführt und mit Druckluft ange-
blasen, sondern direkt den drei Schaumstoffrollen zugeführt,
die in die Kunstharzmischung eintauchten. Von da aus wurde
das durchtränkte Band auf einen Biegebalken gelegt und mit
einer Schaumstoffrolle aufgewalzt. Bei mehrlagiger Bewehrung
wurde das Band hinter dem Balken um einen Drahtstift herum-
geführt und von hinten her auf die vorherige Lage aufgewalzt.
Nach dem Laminiervorgang wurde auf dem Laminat eine Kunst-
stoffolie (Polyäthylen) ausgebreitet und die nächste Balken-
probe darauf aufgelegt. Diese wurde dann entsprechend bewehrt,
ohne das Rovingband nach der vorherigen Probe abzutrennen,
vgl. Bild 7. Auf diese Weise konnten in einem Arbeitsgang
bis zu 10 Biegebalken nacheinander bewehrt werden. Durch
das Eigengewicht der Balken wurden die Laminatschichten
automatisch gepreßt, wodurch überschüssiges Harz zu den
4 7
Seiten austreten und entfernt werden konnte (Fasergehalte
der Laminate > 40 Vol.-%). Nach Aushärtung des Harzes
wurden die an den Balkenenden herausstehenden, um die
Drahtstifte herumlaufenden Bandschlaufen von den Proben
abgesägt, so daß die einzelnen Proben vom Stapel abge-
nommen werden konnten.
Die Proben wurden bis zur Prüfung mindestens 3 Wochen in
Normalklima (+20° C/65 % r.F.) gelagert.
6.2 Biegetragfähigkeiten und - verformungen
6.2.1 Prüfungen bei Raumtemperatur (+20° C)
Von den nach Abschn. 6,1 hergestellten Biegebalken wurden
das Gewicht und die Abmessungen bestimmt. Die Proben
wurden dann in einer servohydraulisch gesteuerten Univer-
salprüfmaschine (Typ Instron 1255) in eine Biegeprüfvor-
richtung eingebaut (Bild 9) und vorschubgeregelt bis zum
Bruch belastet. Die Biegebelastung wurde bei einigen
Proben als Einzelkraft in Balkenmitte (Bezeichnung "l/2")
in der Regel aber mit zwei Einzelkräften im Abstand von
1/4 der Stützweite (1/4.480= 120 mm) eingetragen
(Bezeichnung "l/4"). Die Vorschubgeschwindigkeit betrug
bei 25 mm Probenhöhe 5 mm/Min, bei 50 mm Probenhöhe 1 mm/Min.
Die Höchstkraft wurde an einer Maximalwertspeicheranzeige
abgelesen. Die Stauchung an der Balkenoberseite und die
Dehnung im Bereich der unten liegenden Bewehrung wurde
jeweils mit induktiven Wegaufnehmern (Meßlänge 25 mm, Typ D1,
Hottinger und Baldwin, Meßtechnik) gemessen. Ferner wurde
ein Meßbügel seitlich an die Probe angesetzt, mit dem die
Mittendurchbiegung unabhängig von den Verformungen an den
Auflagern gemessen werden konnte. (Ein Vergleich der so
gemessenen Durchbiegungen mit den ebenfalls gemessenen
Kolbenwegen ergab insbesondere bei hohen und steifen
Proben nicht zu vernachlässigende Unterschiede.)
- 148 -
Dehnungsmeß-aufnehmer
^
/ l /
Belastung „1/2'
-Belastung „l /4"
^—^Kugelkalotte
festes
Lager BewehrungDurchbiegungs-meßbügel
^- -^20mm -^I
dreh-und kippbares
Lager
////// //// 480mm / / }
Hydraulikkolben
mit Kolbenwegmessung
/ Kraftmeßdose
drehbares
Lager
Bild 9: Schema der Biegeprüfanordnung
- 49 -
Alle Verformungsmeßgrößen wurden mit Koordinatenschreibern
in Abhängigkeit von der Kraft in Diagrammen aufgezeichnet.
Bei allen Proben wuchs die Kraft mit zunehmender Durch-
biegung zunächst stetig an. Dann entstanden bis zum Bruch
zunehmend Biegerisse, die bei auflaminierter Bewehrung
bei Granit wie bei Beton nur mit der Lupe schwach zu er-
kennen waren (Rißabstände unter 5 mm). Bei Beton mit ein-gebetteten Fasern entstanden nur wenige (1-6) und weiter
geöffnete Risse (bis zu 1 mm unmittelbar vor dem Bruch).
Mit dem Einsetzen der Rißbildung war die Kraftzunahme
bei zeitlich gleichbleibender Durchbiegungszunahme geringer.
In den Kraft-Durchbiegungsdiagrammen äußerte sich dies in einem
Kurvenknick (i.d.folg.Tab. mit "Knie" bezeichnet). Fast alle Probenbrachen schlagartig ohne weitere Vorankundigung. Lediglich beieinigen Betonproben mit eingebetteten Fasern wurden
Knistergeräusche vor dem Bruch bemerkt. Bei diesen Proben
konnte auch über die Höchstkraft hinaus noch eine Durch-
biegungszunahme festgestellt werden (abfallender Kurven-
ast *)).
Je nach Bewehrungsanteil, Probenhöhe und Belastungsart
wurde von folgenden unterschiedlichen Beurteilungen der
Brucharten ausgegangen. Beim Biegedruck-Bruch wurde ein
keilförmiges Beton- oder Granitstück im Bereich der Last-
einleitung oben herausgesprengt. Beim Faserzug-Bruch riß
die Faserbewehrung. Beim Biegeschub-Bruch bildete sich
von einem Lasteinleitungspunkt zu einem Auflager ein
schräger Riß aus, der zum seitlichen Absprengen eines
Beton- oder Granitstückes führte.Verlief dieser Riß stark
gekrümmt, d. h. zunächst weitgehend senkrecht zur Balken-
achse und dann zum Auflager hin nahezu waagerecht, knapp
über der Bewehrung entlang, so wurde darin ein Versagen
des Verbundes gesehen. Brüche allein im EP-Harz traten
nicht auf.
*) Um auch bei den anderen Proben einen abfallenden Kurven-ast messen zu können, hätte die Prüfmaschine nach derDurchbiegungszunahme oder einer anderen Verformungsgrößegeregelt werden müssen, da andernfalls die in derMaschine gespeicherte Federenergie zu einem plötzlichenProbenbruch führt.
- 50 -
Während diese eindeutigen Brucharten nur in einigen Fäl-
len deutlich beobachtet wurden, ergaben sich meist Ober-
lagerungen von zwei oder drei Brucharten. Viele Proben
brachen durch den Rückschlag beim eigentlichen Biegebruch
auch noch zusätzlich an anderen Stellen.
In Tabelle 8 und 9 sind alle Meßgrößen (Bezeichnung mit
60600 ) sowie auf die Nennhöhen umgerechnete und damit
untereinander etwa vergleichbare Größen angegeben. Die
aufgezeichneten Kraft-Durchbiegungs-Kurven wurden schematisch
nach diesen mittleren Rechenwerten korrigiert und in Bild 10
und 11 aufgetragen. (Die Ergebnisse der folg. Abschnitte
sind in den Bildern tlw. bereits mit enthalten.)
5) S
6)nicht Gestimmt
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28,523, 4
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24972425
13,93 14,213 ,1 138, 1242 z o. D
14,414,0
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2,52,15
2,4 1,31,2
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188176
200215 204
80,2 23,8 500 14,4 9,53 3,80 - - 6,8 - -
1J2 80,080,0
25,424,7
500500
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11 , 26 11 ' 111,5 11,3 1556 z o. D 1.4,1
14,1 14,1 9,610,6 101,
3,763,70 3,7 2,0
2,52 3'
1,21,7
1 5'
7,156,4
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24,324,6
500500
24912498
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8,58,8 8,6 774 z 14,8
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199
80,0 26,7 500 - 9,26 8,7 13,1 11,7 2,87 2,3 0,85 5,3 257 211
1/2 80,080,0
25,824,6
500500
25982501
6,596,54
6,46,6 6 ,5 780 z 13,4
12,9 13,2 10,259,4
0 811'
3,072,74
2,9 1,71,7
7''
1,11,0
1 1'
5,955,55
203217
185228
207
92 1/4 80,1 24,2 507 2469 17,07 17,6 17,6 1584 D 11,0 11,0 - - 3,85 3,85 3,65 3,6 1,7 1,7 - 209 230 230
50 86 1/4 79,4 45,5 499 4699 18,78 20,6 5,3 1,89 6,7 0,6 - 1286 170680,2 51,3 500 5385 18,74 18,3 19,4 1746 V 3,9 4,5 - - 1,68 1,8 6,9 7,1 0,7 0,7 - 1000 926 112789, 3 52,3 498 9488 20,32 19,4 /N/mm' 7_ 4 ' 3 - 1,81 7,6 0,9 - 857 749
(unten)25 1/4 80,080,0
24,323,7
500500
24952475
1,361,38
1,411,5!
1 5''
135 16 2, 0,30,4 0,3 0,390,39 0 4, -
---
11,611,3
180176
196207 2010,430,43 0 4,
C O1 1/8 80,080,0
50,050,5
500500 -
5,715,75
5,715,61
5,7-
513 15,4
__
2 LIG, / ,rapris na 114
.-51-iiciyo,3.114) 40 160 - - 21,1
Ill 25 46 1/4 80 26,3 501 2325 9,74: 9,26 7,6 7,05 3,58 - - 8,9 162 13980 26,9 500 2340 8,97 8,38 8,64 778 D 8,5 8,3 6,25 6,7 3,38 3,4 - - - 9,4 144 116 1218o 26,9 500 2331 8,96 8,32 8,8 6,9 3,18 2,05 1,4 8,5 134 108
50 86 1/4 80 51,7 500 4521 11,41 11,0 3,1 4,3 1,62 4,3 0,32 14,2 1406 127280 51,7 499 4567 13,72 13,3 12,4 1112 S 3,3 3,4 4,7 4,0 1,77 1,6 4,5 4,3 0,35 0,58 14,1 1500 1357 124380 51,7 499 4599 13,21 12,8 5,1 4,85 1,46 4,1 0,35 12,0 1216 1100
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1/4 8080
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0,670,65, 0' 68 61 7,3
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0,80,75 0,8 3,72,2
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,2'9
en)
0,260,24
label le 8 : Meßwerte bei. Biegeprüfung von Granit- undBetonproben mit und ohne auflaminierte C-Fasern(Priiftemperatur , + 20 0 C)
maxV-111) maxi' .
max-P.s2) 1/2': maxM(s=480 mm)
maxP. 3 . s1I14' : maxM
3) xn e.h'cr+en
30.240 mmS'= 2.3C
- 60.180 mm2.6P
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9 4
6,7 132 122
80
80
26,
26,3
501
501
2182
2208
5,37
5,62
5,01
5,34
4,9 445 6^ ^8,4
9,4
8,87,6
5,9
6,942,4
3,2
2,8
-
-
-
6) 6,4
9,3
110
108
89
97
80 26,8 501 2225 5,68 5,30 9,3 6,0 3,2 - - 9,4 82 67- --
50 46 1/4 80 50,7 500 4530 8,01 7,9 0 4,0 3,2 1 , 2 2, 7 0,23 6) 12,5 1022 980
80 51,2 500 4520 9,82 9,6 9,6 864 3,1 3,5 3, 44 3,9 1 ,5 1 ,5 3,2 - 0,29 15,7 1098 1023 993
80 50,6 499 4498 11,31 11,2 3,3 5,2 1,7 - - 12,5 1011 975
Tabelle 9 : Meßwerte bei Biegeprüfung von Betonproben
mit eingebetteten C-Fasern
ma x P'• h1) maxP =
h•
2)„1I2:maxP.s=
maxM 4
3) xn = co.h
EF+E o
1/4:= maxP.3.s
maxM 1.6
( s = 480 mm)
I)„1/2 : AP.240 mm^ = 2.Af`
5) S = S'.}i?
h 3
"AP.180 mm
4 1/4: S'=2.A.f`
6) nicht eindeutig bestimmb.
Bel.beiPrüf
Vor-be-handl
Prüf- Probentemp höhe1°C Lmml
20 2520 25
Granit Faserauflaminiert
20 2520 2520 25 20 5040 2580 2510 2520 2520 25 20 50
20 25
AnzahlRovings1x23
2 1/41 1/24 1/41 1/4
1/22 1/42 1/42 1/42 1/42 1/4
l/4
1/1+ Laminatngebrann
1/4
-x -
Durchbiegung in mm5 10 15
Beton Faserauf[aminiert
00
,//
5
DurchbieQunQ in mm.. 10
Prüf- Proben Anzahl Bel.temp. höhe Rovings bei
[mm] [x231 Prüf1/4
Vor-be -handlorbe ieste
mit 3,126K
Klimezyk
02 25 220 50—0—
s®- 20 25— — 40 25— -- - -10 25 11
------ 20 2520 50 IS
10
Beton Fasereingebettet
Bild 1l: Kraft-Durchbiegungskurven der Betonproben (Bl und Be)
- 55 -
Gegenüber unbewehrten Granit- oder Betonbalken mit einer
Höhe von 25 mm wurde das Bruchmoment durch eine Bewehrung
mit 2 Lagen Rovingband (46 Rovings) in etwa verzehnfacht,bei der halben Bewehrung vom Granit nahezu noch versechs-
facht. Mit einer 4-lagigen Bewehrung ergab sich ein Ver-
sagen der Granit-Druckzone, d. h. die Faserfestigkeit wurde
nicht voll genutzt.
Bei den 50 mm hohen Balken mit 2-lagiger Bewehrung führte
die zweifache Balkenhöhe, nicht wie zunächst wegen der
Tragwirkung mit gerissener Zugzone zu erwarten, etwa zu
einer Verdoppelung des Bruchmomentes® Offenbar ist dies
auf ein frühzeitiges Schubversagen im Granit bzw. Beton
zurückzuführen. Daraus ist abzuleiten, daß die gewählte
Faserbewehrung bei kleiner Balkenhöhe besonders günstig ist.
Die anhand der Bruchformen beurteilten Brucharten decken
sich gut mit den an den Proben gemessenen Faserdehnungen
oder Granit- bzw. Betonstauchungen. Z. B. bei den Granit-
balken mit Faserzugbruch wurden Faserdehnungen bis zu 12 %o
gemessen (entsprechend Herstellerangabe, vgl. Abschn. 3.1),
ein Faserzugbruch ist daher zu erwarten. Bei Beton wurden
diese Faserdehnungen nicht erreicht, da in jedem Fall ein
vorzeitiges Druck- oder Schubversagen des Betons eintrat.
Die Balkendurchbiegungen erreichten bei 25 mm hohem Granit
bis zu 15 mm, obwohl mit dem Auge kaum eine deutliche
Rißbildung in der Steinzugzone zu erkennen war. Bei anderen
geprüften Balken wurde festgestellt, daß selbst Durch-
biegungen von 12 mm nach Entlastung bis auf eine verbleibende
Durchbiegung von max. 0,5 mm zurückgehen.
Die Erhöhung der Biegesteifigkeit durch die Bewehrung bis
zum gerissenen Zustand ist bei den geringen Faserquerschnit-
ten offensichtlich unbedeutend.
- 56 _
Bei den in Zementstein eingebetteten Fasern wurde eine
Tragfähigkeitssteigerung erzielt, die jedoch nur etwa
2/3 der Betonbalken mit auflaminierten Fasern erreichte.
Dies ist offenbar auf die starken Verformungen an den
weit geöffneten Rissen zurückzuführen. Die nach Über-
schreiten der Betonrißlast ("Knie") in der Kraft-Durch-
biegungskurve auftretenden Durchbiegungen sind hier kaum
mehr elastisch, d. h. bei Entlastung nicht mehr voll rück-
stellend. An einigen gebrochenen Proben war auch festzu-
stellen, daß ein Teil der Fasern aus dem Beton teilweise
herausgezogen oder am Riß gebrochen war.
In den Bildern 12 und 13 sind von einigen Proben die Rand-
faserdehnungen im Höhenschnitt bei unterschiedlichen Biege-
Belastungsstufen dargestellt, um unter der Annahme des
Ebenbleibens der Querschnitte die Verschiebung der Null-
linie nach oben deutlich zu machen.
Aus den Versuchen ist abzuleiten, daß die Tragwirkung dieser
Biegebalken ähnlich wie beim Stahlbeton erklärt werden kann:
Die Faser übernimmt die Zugkraft der gerissenen Zugzone im
Stein bzw. Beton (Zustand II). Daraus ist zu folgern, daß
eine Bemessung der hier untersuchten Konstruktionsart im
Prinzip nach den Regeln des Stahlbetonbaus möglich sein müßte.
Tragfähigkeitsberechnung:
Als Beispiel wird folgende Berechnung des Bruchmomentes
(Zustand II bei etwa +23°C) angegeben, wobei vom Ebenbleiben
der Querschnitte und zunächst vom Zugbruch der Bewehrung aus-
gegangen wird. Annahmen:
Q zF = 2500 N/mm 2 ER = 230 000 N/mm 2 EFBr.= 10,9 %o
EEP 2534 N/mm 2
b = 80 mm b - 80 mm
ßzG 16 N/mm 2 EG = 48 000 N/mm2 EZGBr. 0,3 %o
h^, = 24,4 mm hCFK = 0,6 mm )) (46 Rovings)
G CFK
0,00352 .u.12000.46.10080.0,6
44,23 Vol.-%(P F
= 2500.0,4423 + 2500.2534 (1-0,4423) = 1121 N/mm2CFK 230000
Z CFK = 1121.80,0,6 = 53,8 kN
j.3 N
t be;
irmerer Hebel z
Zcfen
Die Ermittlung von x N , z und E G halbgraphisch, iterativ nach
E. Mörsch /40/ für ZCFK DG - Z G ergibt etwa:
G = -4,15 %o G G = - 199,2 N/mm
DG =-53,85 kN , Z = 0,35 kN
z = 22,45 mm
Damit errechnet sich ein Bruchmoment von:
MBr. = Z CFK .z = 1208 kN/mm
Die hohe Druckspannung an der Granitoberseite liegt über der
Prismendruckfestigkeit nach Abschn. 3.6.5, aber noch unter
der Würfeldruckfestigkeit von 220 N/mm2.
Würde man bei der Berechnung anstatt eines Faserzugbruchs
einen Druckbruch im Granit zugrundelegen, so würde sich das
rechnerische Bruchmoment noch verringern.
XN = 6,76 mm2
Die gemessenen Bruchmomente nach Tab. 8 (bei Belastung "1/4":
1242 kNmm, bei "1/2": 1356 kNmm) liegen noch über dem Rechen-
-58
wert für Faserzugbruch (um 2,8 bzw. 12,3 %). Beim Versuch
konnte die Bruchart nicht eindeutig festgestellt werden.
Die aus den Dehnungsmessungen berechneten Lagen der Null-
linie stimmen gut mit dem hier berechneten Wert (XN) über-
ein, vgl. Tab. 8. Bei Proben mit nur 23 Rovings wurden
gegenüber der hier getroffenen Annahme von 'FBr. = 10,9 %o
auch höhere Faserdehnungen (bis über 12 %o) gemessen, d. h.
die Berechnung könnte hier u. U. auch mit höheren Bruchdeh-
nungen und entsprechend höheren Festigkeiten durchgeführt
werden.
Hinsichtlich weiterer, genauerer Berechnungen z. B. auch für
die Schubtragfähigkeit wird auf die einschlägige Literatur
des Massivbaues verwiesen. Durchbiegungsberechnungen im Zu-
stand II können z. B. nach F. Leonhardt /34/ durchgeführt
werden.
Im ungerissenen Zustand I kann der Verbundbalken über ideelle
Querschnittsgrößen rechnerisch behandelt werden.
0,3211k
Min 1
2,74 ,Mittelwert aus 2 Proben
•
Ez
GI 25/2/2 1/4 +400C,MitteLwert aus 2 Proben
BL 5 /2/2 l/40,14
Ui
01
Zahlenangaben inVoo
Mittelwert aus 3 Proben
1,77
7,35
50% Knielast 50%Knielast Bruchlast
ED
Bruchlast ProbenbezeichnungGI 25/1/2
.TP.i l d 1 2 : gerlPFserP
50% Knielast 50%Knielast Bruchlast
Bruchlast ProbenbezeichnungB[ 25/2/1 1/4
Mittelwert aus 3 Proben
Be25/2/3 1/40,24\
,0,4
1,43
78
—Mittelwert aus 5 Proben
Be 50/2/3 1 l4Mittelwert aus 3 Proben
2.6
Zahlenangaben in °l°°
0,94
Bild 13: Gemessene Dehnungsverteilungen über die Querschnittshöhe
- 61 -
6.2.2 Prüfungen bei unterschiedlichen Prüftemperaturen
Die in Bild 9 skizzierte Prüfeinrichtung wurde mit einer
flexiblen Prüfkammer (wärmedämmende Folie) umgeben und mit
eingebauter Probe temperiert, bis die Probe eine gleich-
mäßige, konstante Temperatur aufwies. Es wurden Prüfungen
bei -10, +40, +60 und +80°C an 25 mm hohen, 2-lagig be-
wehrten Proben bei Belastungsart 11 l/4" durchgeführt, Tabelle
10, Bilder 10 und 11.
Es ergaben sich gegenüber Raumtemperatur keine veränderten
Bruchbilder und im wesentlichen auch keine nennenswert ver-
änderten Biegetragfähigkeiten. Bei den Granitproben waren
die Bruchmomente zwar geringfügig niedriger - was wohl kaum
auf die Temperatur zurückzuführen ist, sie nahmen aber mit
zunehmender Temperatur bis +80°C wieder zu. Dies ist bemerkens-
wert, wenn man berücksichtigt, daß das EP-Harz gemäß Bild 5
schon ab +40°C deutlich an Steifigkeit und Festigkeit abnahm.
Wahrscheinlich kann das damit erklärt werden, daß erstens
die Fasern bis an die Balkenenden durchgeführt waren - d. h.
nur geringe Spannungen im EP-Harz auftraten - und zweitens
durch das Erweichen des Harzes möglicherweise auch Schubspan-
nungsspitzen - z. B. an Rissen oder Balkenenden - abgebaut wer-
den konnten, wodurch eine gleichmäßigere, günstigere Spannungs-
verteilung im Balken entstand. Letzteres wird auch als Erklä-
rung angeführt, wenn bei Metall-Laschenverklebungen die Zug-
festigkeit der Verklebung bei erhöhter Temperatur nicht wie
aufgrund der Kunstharzerweichung zu erwarten abfällt /35/.
Bei den Betonproben mit eingebetteten C-Fasern wurden gegen-
über den Prüfungen bei Raumtemperatur etwas höhere Bruch-
momente erreicht, wofür hier keine Erklärung gegeben werden
kann (Temperatureinfluß wird ausgeschlossen), Vergleicht man
°C /nun / - un ? /^ / hN / /faun/ nn / %0_7 /I<A1_7 /nun % /4cNnun/)run_/
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C1 f-1cd
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G^.J,V)
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. d FH • ri HSL1 ^
GL 25 46 1/4 80 24,8 501 2537 1 3,45 13,6 14,1 10,1 4,1 2,4 - 5,6 214 219
-10 80 24,0 501 2459 13,26 13,8 13,3 1197 Z o. V 14,9 14,1 7,5 8,9 4,3 4,0 2,1 2,3 1,3 - 8,7 161 182 209
80 25,0 500 2527 12,64 12,6 13,11 9,2 3,5 2,3 - - 225 225
GL 25 46 1/4 80 26,8 500 27119 14,32 13,413,0 11'70 2 o. ll
12,512,9
10,3 10,3 3,73, 7
2 , 8 2,7 1 ' 0 1,1 7,0 274 223.'21
+40 80 24,8 499 2550 12,54 12,6 13,2 10,2 3,6 2,5 1,1 6,5 214 220
GL 25 46 1/4 8o 25,3 500 2557 12,26 12,1 1 3,3 1197 Z a. D. 12'5 13,4 9,9 10,2 3'4 3,5 - - - - 6,5 - - -
+60 80 24,7 500 2499 111,35 111,5 14,4 10,5 3,5 - - 6,2 -- -
GL 25 46 1/4 00 25,5 500 - 14,0 13,7 13,7 1233 V + D 14,2 14,2 6,1 6,1 4,2 4,2 2, 11 2,4 1,2 1,2 10,5 203 191 191
+80
Be 25 46 1/4 80 25,5 501 2251 5,73 5,6 9,3 6,2 3,7 9,5 272 256
10 80 2_5,8 500 2230 6,13 5,9 5 , 6 507d ^ 9, 8 9, 8 7,2 7,1 3,3 3,3 , 8,1 188 171 200
80 26,0 501 - 5,56 5,3 10,4 7,8 2,8 6,9 196 174
Be 25 46 1/4 80 25,3 500 2285 5,92 5,9 5,6 506 ^^10,11
9,68,1 7,6 3,6 3,3 6 7,9 124 120
125
+40 8o 25,6 500 2277 5,51 5,4 8,7 7,1 2,9 7,5 139 129
Be 25 46 1/4 80 25,5 500 2269 5,76 5,6 5,6 506 9 9,0 9,0 5,9 5,9 3,3 3 ,3 9,1 - - -+60
Tabelle 10 : Meßwerte bei Biegeprüfung von
Granit- und Betonproben bei
unterschiedlicher Prüftemperatur
maxP- h1) maxP = h
2)„1/Bc -
ma.x.^.s
maxM 4
3) o = e .h'xn
elu+eo
41'.240 min4) 1/2: S - 2.4f'
_ maxP.3.s
1/I: maxM 1i
(s = 480 mm)
01/4; S"_ AP.180 mm2.Af
o^N
S^.P)35) S = h'
6)nicht eindeutig bestimmbar
- 63 -
die Werte bei -10, +40 und +60°C, so sind praktisch keine
nennenswerten Unterschiede feststellbar.
Aus den Versuchen kann allgemein abgeleitet werden, daß
Temperaturen von -10 his +80°C zu keiner Beeinträchtigung
des Kurzzeit-Tragverhaltens führten.
6.2.3 Prüfungen nach zyklischer Temperaturbelastung
Aufgrund der unterschiedlichen a-Werte der C-Fasern gegen-
über Granit bzw. Beton wurde erwartet, daß bei Temperatur-
änderungen gegenüber der Herstellungstemperatur der Proben
Eigenspannungen auftreten (vgl. Abschn. 6.5). Diese Wönnten
u. U. zu einer Verbundschädigung führen, wenn die Proben
mehrfachen, zyklischen Temperaturänderungen ausgesetzt wer-
den. Um hierzu Hinweise zu erhalten, wurden einige Proben
in einem Temperaturprüfschrank zwischen -20 und +60°C zyk-
lisch temperiert. Jede Probe wurde mit 50 1-tägigen und
50 1/2-tägigen ZyklenX) beaufschlagt und anschließend bei
Raumtemperatur (+20°C) im Biegeversuch gemäß Abschnitt 6.2.1
geprüft, Tabelle 11.
Sowohl bei den Granitbalken mit Laminat wie auch bei den
Betonbalken mit eingebetteten Fasern traten gegenüber den
nicht vorbeanspruchten Proben keine deutlichen Verminderungen
der Kurzzeitkennwerte auf.
X) jeweils Lufttemperaturänderung von 20 K/Std.,restliche Zeit konstante Temperatur
/)mn_7 - -7 /g-/ /kN / /kNimn/ !inn! /70o_7 /kPd / Ala / /I Jrm/nun /-
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GL 25 46 1/4 80 24,8 501 2476 11.,93 12,0 9.2 ,5 - 3,41 2,4 1,3 - 1.94 199
80 24,8 500 2484 12 ,93 13,0 - - 3,78 - 1,3 - 1.91 196
80 24,4 498 2518 13,55 13,9 13,2 1190 0 (S) 15,3 13,6 - - 11 ,1 3,7 2,9 2,6 2,3 1,6 - 160 1.72 192
80,2 24,6 499 2535 13,39 13,6 12,9 - 3,5 2,8 1,6 - 176 185
80,4 24,5 496 2530 1 3,32 13,6 ^ 13,6 - 3,8 2,4 1,3 - 196 208
50 46 1/4 80,5 52,3 499 5511 19,61 18,7 4,o 1,7 8,3 0,9 - 750 655
80,6 51,4 501 5416 18,17 17,7 18,6 1674 S (z) 3,9 4 ,0 - - 1,6 1,6 7,4 7,4 0,8 0,8 - 818 753 921
79,2 45,2 500 4664 17,49 19,3 4,2 - - 6,6 0,6 - 1000 1354
Be 25 46 1/4 80,0
80,0
26,3
26,5
500
500
2211
-
4,84
4,08
4,6
3,94, 2 4 23 6) 9,
8,59,1
7,1
7,2
7,2 3,1
3,33,2 1 ' 5
1,01,3
1 ' 7
0,7
1,2 8,0
8,3
105
120
90
10196
Tabellen : Meßwerte bei Biegeprüfung von Granit- und
Betonproben nach vorheriger zyklischer
Temperaturbelastung
1) maxi' = maxPhh'
2) N l/2: = maxP.s1 /4:
max^.3.S
maxM 11 maxM 16
(s = 480 mm)
= e3).h'
xrk
0F"0
4)41/2: S. GP.240 mm
2.4f'
5) = s' S11--"
l.4/4«: l'_ ^• 180 mm
g- 2.4f`
6)nicht eideutig bestimmbar
- 65 -
6.2.4 Prüfung nach Feuereinwirkung
Eine 24,3 mm hohe, mit 46 Rovings bewehrte Granitprobe
wurde mit einem Autogen-Schweißbrenner auf der ganzen
Laminatfläche angebrannt, bis das Kunstharz selbständig
weiterbrannte. Nach rd. 2 Minuten Branddauer wurden die
Flammen gelöscht und die Probe im Biegeversuch nach Ab-
kühlung auf Raumtemperatur geprüft ("1/4").
Auch hier ergab sich mit einer gemessenen Bruchkraft von
13,76 kN (bezogen auf 25 Mm Höhe: 14,2 kN) erstaunlicher-
weise keine Beeinflussung der Tragfähigkeit des bewehrten
Balkens. Die Durchbiegung beim Bruch betrug 14,4 mm.
(Bei orientierenden, hier nicht näher beschriebenen
Versuchen wurde festgestellt, daß das Laminat durch einen
aufquellenden Feuerschutzanstrich gut gegen Feuer- und
Hitzeeinwirkung geschützt werden kann.)
6.3 Kriechversuche
An 25 mm-Granitbalken, 2-lagig bewehrt (= 46 Rovings)
wurden Dauerstandversuche bei + 20 und + 40° C durch-
geführt, um die zeitabhängige Durchbiegungszunahme infolge
Kriechen zu messen. Die Belastungsanordnung entsprach wie
bei den Kurzzeitversuchen "1/4", die konstante Biegebe-
lastung wurde auf 4,4 kN festgelegt. Sie entsprach damit
etwa 1/3 der zu erwartenden Bruchkraft, vgl. Abschn. 6.2.1.
Die Durchbiegungszunahme (AfKr.) wurde in unterschiedlichen
Zeitabständen gemessen. Sie ist in Bild 14 in doppelt-
logarithmischem Maßstab dargestellt.
-66 -
In diesem Maßstab würde ein geradliniger Kurvenverlauf
darauf hindeuten, daß das Kriechen etwa einem Potenz-
gesetz der Form
= a . t nAfKr(n<1)
folgt, was für viele Kunststoffe häufig angenommen wird.
Hier nahm die Kriechdurchbiegungszunahme im Laufe der Zeit
weit deutlicher ab als nach einem Potenzgesetz. Bei + 20° C
wird nach 69 Tagen eine Kriechzahl von T = 0,1 erreicht,wobei T das Verhältnis von Kriechdurchbiegung zu elastischer
Durchbiegung (5,2 mm bei P = 4,4 kN) ist.
Diese Kriechzahl ist z. P. im Vergleich zu unbewehrtem
Beton bei gleicher Kriechdauer sehr niedrig (nach DIN 1045,
Abschn. 16.4.2 etwa 1 bis 1,4 für ein Belastungsalter von
28 Tagen und wirksame Körperdicke 5 cm im Freien).
Bemerkenswert ist, daß das anfänglich stärkere Kriechen
bei + 40,5° C nach kürzerer Zeit geringer wird, als bei
+ 20° C, wofür hier noch keine Erklärung gegeben werden
kann.
Nach Abbruch der Kriechversuche wurden die Proben gemäß
Abschn. 6.2.1 im Kurzzeit-Biegeversuch geprüft, Es er-
gaben sich keine Änderungen der Tragfähigkeit gegenüber
den nicht vorbelasteten Proben.
1 I T i 1 T I 1 1 1' I ' I 1 1 1 I I i
= 0,08
,-
10I) =0,1
+40,5°C
fd= 7,1 mmh'= 24,5 mm
+40,5°C /^ fei=4,9mm ^ + 20 C
200 ^ h =28,0mm / fei= 5,2mm^ h= 24,2 mm
'50
LfKr
fei
I 1 ' 1 1 1 1 i 1 i
0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 1,0
450{^' 400
350
00
250
,Eo o
if = 0,06
1 1 1 1 1 1 1 1
2 3 4 5 6 7 89 10 20 30 40 50 100 200 300 400500 1000 Stunder;
1 2 3 20 30 69Tage
10
Bild 14: Kriechdurchbiegung AfKr, in Abhängigkeit von der Zeit
(Meßstäbe logarithmisch geteilt)
- 68 -
6.4 Dauerschwingversuche
In der Belastungsanordnung "l/4" nach Abschn. 6.2.1
wurden ein 25 mm-Granitbalken mit aufiaminierter Faser
und zwei 25 mm-Betonbalken mit eingebetteter Faser
(jeweils 46 Rovings) bei + 20° C einer zyklischen Schwell-
belastung mit konstanter Kraftregelung ausgesetzt. Bei
einer Unterlast von 0,5 kN betrug die Oberlast bei Granit
4,4 kN und bei Beton 1,6 RN. Die Oberlasten entsprachen
damit etwa 1/3 der mittleren, zu erwartenden Bruchlasten
von Abschn. 6.2.1. Die Prüffrequenz betrug 1 Hz. Während
der zyklischen Belastung wurden die Kraft und die Durch-
biegung gemessen und mit einem Schreiber in Abhängigkeit
von der Zeit aufgezeichnet. Ferner wurde mit einem
Schwingungsanalysegerät (Fa. Solartron, Typ 1170/1180/
8700) die Änderung der Phasenverschiebung Atp in ° zwischen
Kraft- und Durchbiegungssignal gemessen und ebenso auf-
gezeichnet (Anzeigengenauigkeit des Meßgerätes 0,1°).
Die Phasenverschiebung zwischen Kraft und Verformung ist
bei sinusförmiger Belastung bekanntlich ein Maß für die
innere Dämpfung eines Werkstoffes, die z. B. mit zunehmen-
der Rißbildung ansteigen kann.
Beim Granitbalken nahm die Durchbiegung bei den ersten
1000 Zyklen stärker, danach nur noch schwach zu. Nach
150 000 Zyklen wurde der Versuch abgebrochen. Bis daher
hatte die Durchbiegung bei der Oberlast um rd. 3 %, bei
der Unterlast um rd. 15 % gegenüber Erstbelastung zuge-
nommen. Bei der Phasenverschiebung wurden keine Änderungen
festgestellt. Nach Abbruch des Dauerschwingversuches wurde die ver-
bliebene Kurzzeit-Biegetragfähigkeit gemäß Abschn. 6.2.1
bestimmt. Die Bruchkraft betrug 13,88 kN (von Probenhöhe
24,6 mm auf 25 mm umgerechnet: 14,1 RN), die Durchbiegung
beim Bruch ergab 13,9 mm. Beide Werte weichen nicht von
69 -
denen ab, die ohne Vorbelastung der Proben ermittelt
wurden, vgl. Tabelle 8. Als einziger Unterschied ergabsich eine Kraft-Durchbiegungskurve, die keinen Knick
("Knie") mehr aufwies. Der Kurvenverlauf war bis etwa
75 % der Bruchkraft stetig gekrümmt und weiter bis zumBruch etwa geradlinig, Dieser Kurvenverlauf ist zu er-
warten, wenn die Zugzone schon vorher gerissen ist.
Die beiden Betonproben brachen nach etwa 160 Lastwechseln
schlagartig durch Bruch aller Fasern an einem bei der
Belastung geffneten Riß. Vor dem Bruch war keine deut-
liche Zunahme der Durchbiegungen zu beobachten. Die
Phasenverschiebung änderte sich geringfügig während der
letzten ca. 10 Zyklen vor dem Bruch®
Da bei beiden Proben alle Fasern gleichmäßig am Riß ge-
brochen waren, kann davon ausgegangen werden, daß die
Fasern an den scharfen Rißkanten durch das wiederholte
Offnen und Schließen des Risses abgeknickt wurden und
frühzeitig zum Versagen führten.
Diese Beobachtung dürfte prinzipiell für faserverstärkten
Beton mit bruchempfindlichen glatten Fasern von Bedeutung
sein. Nach /13/ wurden dagegen keine Festigkeitsminderungen
bis über 10- Lastwechsel gemessen. Offenbar war dort der
Verbund zwischen Faser und Zement oder die Rißbildung
günstiger, weil kein Beton, sondern nur Zement verwendet
wurde.
- 70 -
6.5 Verformungsmessungen bei Temperaturänderung
Aufgrund der a-Wertunterschiede zwischen Granit bzw.
Beton und C-Fasern ist zu erwarten, daß bei Temperatur-
änderungen gegenüber der Herstellungstemperatur Span-
nungen und demzufolge auch Verformungen an den bewehrten
Verbundbalken auftreten. Diese wurden an insgesamt 12
Proben (10xG1, 2 x Be) im Temperaturprüfschrank zwischen
- 20 und + 60° C gemessen.
Die Mitten-Durchbiegung bzw. -Aufwölbung wurde mit einem
Stahlbügel (Meßbasis 480 mm) gemessen, der auf die Balken-
oberseite aufgesetzt wurde und in dessen Mitte ein digi-
taler Wegaufnehmer (Fa. Sony) mit 1 pm Anzeigegenauigkeit
die Balkenverkrümmung anzeigte. Die Dehnungen an der
Balkenober- und -unterseite wurden mit zwei induktiven
Wegaufnehmern (Fa. Hottinger und Baldwin, Typ D1, Meß-
längen 25 und 125 mm) gemessen. Die Probentemperatur
wurde an der Balkenoberseite mit einem Platinwiderstands-
thermometer gemessen, das gegen die umgebende Luft in
der Prüfkammer mit Schaumstoff abgedämmt wurde. Die Proben
lagen an den Enden auf zwei Schaumstoffklötzen auf. Die
Bewehrung lag jeweils an der Unterseite.
Von den Wegaufnehmern wurden vor den Versuchen anhand
von Stahl- bzw. Quarzglasproben mit bekanntem a-Wert
die temperaturabhängigen Kennlinien bestimmt. Die eigent-
lichen Meßwerte wurden damit dann korrigiert.
Da diese Eichung bei den induktiven Wegaufnehmern eine
starke Temperaturabhängigkeit ergab (insbesondere mit
entgegengesetztem Vorzeichen!), mußte von einer möglicher-
weise schlechten Meßgenauigkeit ausgegangen werden. Eine
detaillierte Fehlerbetrachtung wurde hier nicht durchge-
führt. Die Meßgenauigkeit betrug bei den Krümmungsmes-
sungen nach Schätzung bestenfalls etwa + 2 km, bei den
Dehnungsmessungen etwa + 0,1 %o.
- 71 -
Die Versuche wurden jeweils bei + 2.0° C (= Herstelltempe-
ratur) begonnen. Zunächst wurden 5 Temperaturzyklen
zwischen + 20° und + 60° C gefahren, wobei die Lufttempe-
ratur jeweils in Stufen in 15 .Minuten um 10 K erhöht und
dann 2,5 Stunden konstant gehalten wurde, Die Abkühlung
geschah entsprechend in 20 K-Stufen. Danach wurden weitere
5 Zyklen zwischen + 20° und - 20° C analog gefahren.
Bei einigen Proben wurden orientierend auch noch andere
Zyklenfolgen gewählt, z. B. zuerst Kaltbereich, dann
Warmbereich oder Zyklen zwischen - 20° und + 40° oder
+ 60° C.
In den Bildern 15 und 16 sind die Meßergebnisse von 4
verschiedenen Proben als Funktion der Temperatur aufge-
tragen und mit den a-Werten der beteiligten Stoffe und
mit Rechenwerten verglichen, die im folgenden noch er-
läutert werden. Obwohl andere Proben auch geringfügig
davon abweichende Kurvenverläufe zeigten, können die hier
dargestellten Ergebnisse als typisch angesehen werden.
Sind zwischen den einzelnen Temperaturzyklen keine nen-
nenswert unterschiedlichen Verformungen aufgetreten, so
wurde in den Bildern das mittlere, typische Verhalten
dargestellt.
Die Granitbalken Nr. 1 und 7, mit 46 Rovings bewehrt,
ergaben kaum meßbare Verkrümmungen (< 10 pm) und bei
einer Nennhöhe von 50 mm demzufolge auch kaum Dehnungs-
unterschiede zwischen oben und unten. Inwieweit die ge-
messenen Dehnungsunterschiede bei dem einen 25 mm-Granit-
balken verläßlich waren, kann nicht sicher gesagt werden.
Es wird vermutet, daß hier die Wegaufnehmer u. U. verrutscht
sind. Bei den späteren Messungen mit 125 mm Meßlänge wurden
eindeutigere Meßergebnisse erzielt, vgl. Probe Nr. 7.
- 72 -
Beim Granitbalken mit 92 Rovings (Probe Nr. 4) wurden
deutlich größere Verkrümmungen festgestellt (bis 90 km
im Warmbereich und bis 60 km im Kaltbereich).Diese Verkrümmungen wie auch die Dehnungsunterschiede
waren hier wie auch bei allen anderen Proben niedriger
als die Rechenwerte. Diese Aussage kann wegen der Viel-
zahl der Messungen vermutlich als gesichert angesehen
werden, obwohl die Meßgenauigkeit für die teilweise sehr
kleinen Verformungsgrößen nicht ausreichte.
Die gemessenen Dehnungen lagen in der Regel zwischen
denen, die aufgrund der - a-Werte von C-Faser und Granit
ohne Verbund zu erwarten sind.
Bei Temperaturen über + 40° C wurde in der Regel keinEinfluß der EP-Harz-Erweichung bemerkt.
Bei den zwei 25 mm-Betonbalken mit je 46 eingebetteten
Rovings wurde festgestellt, daß sich die Verformungen von
Zyklus zu Zyklus systematisch änderten, vgl. Bild 16.Daraus kann gefolgert werden, daß im Verbund bleibende
Verschiebungen zwischen Faser und Beton stattfanden, die
auf Dauer sicher schädigend wirken dürften. Die Verkrüm-
mung erreichte bei 40 K Temperaturänderung anfänglich
über 200 pm und demzufolge auch größere Dehnungsunter-
schiede zwischen Ober- und Unterseite.
Die an Proben nach zyklischer Temperatur-Vorbelastung
gemessenen Biegetragfähigkeiten wurden in Abschn. 6.2.3bereits angegeben. Dort wurden keine meßbaren Verminde-
rungen beobachtet.
I Durchbiegung
I Dehnung(0= 25mm
-200
0, 5%0
Granit Fasern auflaminiertQ_J46 Ravings
H=25mm
100
a- Granit Fasern auflaminiertRovings
AufwölbungMeßbasis 480mm
Rechenwert
c(
• 0
-100
Rechenwerte:x obencf unten
<-Granit- unten
oben
-20——
«-Faser
0
0,1
x
I Stauchung-Q 5%0
60
- 73_
Bild 15: Verformungen infolge Temperaturänderung an
bewehrten Halken Nr. 1 und. 11
ITGranit Fasern auf laminiert46 Roving
H=50 mm 200,
100
-100
-200
1 AufwölbungM eßbasis 480mm
Beton Fasern eingebettet46 RovingsH=25 mm 200AL
Rechenwert0
40 .1 -20
Durchbiegung
05%0%0
«-Faser ^3''® J/
.i/
0(-13 et off
oben
Rechenwerte:i oben
/ '' unten5®^5.
^ -unten_.,^ — — äl-Faser
40 60°C -20 Q_ -- i-20 40 60 °C
6/ 8.
lStauchung
c. 'a-Granitx
-0,5%0
Dehnung10=125mm
0,5%0
0,1
-74 -
Bild 16: Verformungen infolge Temperaturänderung an
bewehrten Balken Gl Nr. 7 und Be
J CFK = 111-JGm - J JF'K = 1,487.10-5
G
x
- 75 -
Spannungs- und Verformungsberechnung:
Mit den bekannten Kennwerten von Granit und C-Faser-Laminat
(a-Werte und E-Moduln) können die bei Temperaturänderung ent-
stehenden Spannungen und Verformungen berechnet werden. Es
wird vom riöfreien Zustand und Ebenbleiben der Querschnitte
ausgegangen.
Die Berechnung kann nach verschiedenen in der Literatur an-
gegebenen Verfahren durchgeführt werden /36, 37/. Außerdem
ist auch eine einfache Berechnung z. B. nach dem Kraftgrößen-
verfahren an folgendem, dreifach statisch unbestimmtem
System möglich, wobei zunächst lediglich der a-Wert-Unterschied
und damit die Zwängungsspannung berücksichtigt wird:
Cranrf:Ec„ ,T4
/' / 1 /2.3
hG^ c^K!^ Ji
, F= o0
C : ECFK ^ x TCTK
E G
ECFK n= E G 48000 =
0 1}657 x)
E CFK - 1.03080 '
F = k •F G k = FCFK 2,4 59 .10-2CFK
x ) bei 0,6 mm Laminatdicke und
46 Rovings (= (p F = 44,3 Vol.-%)
auf 24,4 mm dickem und 80 mm
breitem Granit
Druck
16,98
16,81t
6ran;t 24 nv
CTK 0,6 mm
7 6 -
Bei Vernachlässigung der Querkraft lautet die Gleichungs-
matrix für die Schnittgrößen X 1 , X 2 und X •1' 2 3°
k.J G + n.Jch ( - 12 .1.h i ) X 2 + (-h i ) X 3 =A.Aa.EG.JG(1-1 ;k . FG1
(- X1 + (ml2 + nl2) X2 + (ml + nl,) .2m = 0
(- h. ) x (ml + n1 ) x(m + n ) x _ 01 1 2m 2 111 3
Danach ergibt sich ein über die Balkenlänge konstanter Momenten-
verlauf mit folgender Spannungsverteilung im Höhenschnitt:
Annahmen: Granit: h G = 24,4 mm; 46 Ravings: hCFK = 0,6 mm;
Erwärmung A .a= 40 K;
a-Wert-Unterschied Aa = (5,8-0,8).10 -6= 5.10
-6 K1:
X 1 = 811,65 N; X 2 = 0; X 3 = 0,32 N:
Spannungen in Ninwrz
Daraus ergibt sich ein Dehnungsunterschied zwischen Ober- und
Unterseite von:
0,86 -6 16.84 Ac=( +5 8.10 .40)-(103080 )+0,8.10
-6 .40)=0,2499-0,1954=0,0545 %o48000 '
Aus dem Moment, das aus der Rechnung bekannt ist, kann nach
1 MG EG.JG
der Krümmungsradius p, der über die ganze Länge kreisförmigen
Verkrümmung berechnet werden: p = 458,2 m. Diesem entspricht
bei 480 mm Lange eine mittige Aufwölbung von rd. 70 pm.
- 7 7
In /1/ wurden die Spannungs- und Verformungsberechnungen für
die jeweiligen Probenabmessungen genauer durchgeführt, wobei
auch die Temperaturabhängigkeit des a-Wertes vom EP-Harz und
damit vom Laminat mit berücksichtigt wurde. Die dabei ermittel-
ten Werte wurden in den Bildern 15 und 16 im Vergleich zu den
Meßergebnissen für +60 o C als Punkte mit eingetragen.
Während die Schubspannungen zwischen Laminat und Granit im
Mittelbereich des Balkens Null sind, muß davon ausgegangen
werden, daß die Zugkräfte an den Balkenenden über eine bestimmte
Eintragungslänge unter einer horizontalen Schubspannung
zwischen Laminat und Granit übertragen werden. Als Näherung
gibt D. Henrici /37/ an, daß die maximale Schubspannung in
einem Abstand vom Balkenende von rd. 0,17 . hG = 4,15 mm auf-
tritt und nach
2,25GCFK0 GCFKu h•
Tmax hG .b G • 2 ° CFK ° bCFK
etwa 0,94 N/mm 2 betragen dürfte.
Bei höheren Balken sind allgemein geringere Verformungen, aber
höhere Spannungen im Laminat zu erwarten.
Den Temperatur-Zwängungsspannungen ggf. aberlagerte Spannungen
infolge Schwinden des Reaktionsharzes wurden hier rechnerisch
nicht berücksichtigt. Sie haben jedoch sicher Einfluß auf die
Meßergebnisse.
Die geringen Dehnungsunterschiede infolge der Zwängungsspannungen
bestätigen, daß eine experimentelle Dehnungsmessung besonders
hohe Meßgenauigkeit erfordert, die hier wegen der Temperatur-
abhängigkeit der Wegaufnehmer kaum gegeben war.
-78-
7. Endverankerung durch Schlaufen
Obwohl bei den hier durchgeführten Untersuchungen in
keinem Fall ein alleiniges Versagen des EP-Harzes an den
auflaminierten C-Fasern beobachtet wurde, wäre eine der-
artige, tragende Funktion eines Kunststoffes im Bauwesen
nicht ohne weiteres zulässig. Neben der geringen Feuer-
widerstandsdauer muß insbesondere die Erweichun g desHarzes bei erhöhten Temperaturen als Sicherheitsrisiko
betrachtet werden.
Beide Schwachstellen der hier gewählten Konstruktion
wirken sich kaum mehr aus, wenn die Faser-bewehrung an den Enden zusätzlich zur Verklebung mechanisch
verankert wird.
Fasergerechte Endverankerungen in Form von Schlaufen haben
sich in Konstruktionen der Luft- und Raumfahrt - allerdings
mit etwas anderen Zwecken - bewährt /37/. Eine Faserführungin Form von Schlaufen ist bei den dünnen, biegsamen Fasern
leicht realisierbar. C-Fasern auf Basis PAN in EP-Harz einge-
bettet können noch unter 10 mm Krümmungsradius im Schlaufen-
bereich die volle Zugkraft übertragen, wobei allerdings zu be-
rücksichtigen ist, daß bei dickeren Rovingsträngen die innen
liegenden Fasern höher beansprucht werden und auch infolge
Querdruck geschädigt werden können. In /37/ werden Möglich-keiten genannt, die dieses Problem konstruktiv lösen.
Bei Granit wie auch Beton wäre z. B. denkbar, in Bohrungen
Dübel oder Stahlstifte zu befestigen, um die die Rovings
herumgeschlungen werden. Prinzipiell wäre auch ein Umwickeln
ganzer Bauteile denkbar - z. B. bei Rohren zur Bewehrung gegen
Innendruck.
Führung der
Rovingbandenden
Schnitt:
50
„^ •^ ;,^
^ ,' ' i ''^irt rC.s ,^^•
ti s•,+^f' iu+i ri'',;,^ ^ » tit'; ^-...r - c+-,"- • •..
^f.,,.. 11 Di1 1^^,^ ^ .^^ ^^ ^ ^'^A kt, t' t1^11'. ,^^^1^^,at 1ll{{^y {^1" l, 11
j^lll > > -;ll^ ,^1111t^^t^111
, ^i ^ _ ►,^t^^ ^^} ^^^^^^^
^t^ 1r1 ^ ^^^ ^ ^,^^^^1i^.^^'; ^
'V „ ^^^^^. ^ ,
Schrägansicht des eingefrästen Bal kenendes gegen die Bewehrungsseite:
Bild 17: 50 mm-Granitbalken mi t Schlaufen-Endverankerung und Schubbewehrung
( l i ,--. i^ S C n r^ e T; ^ a "• ,? ^, y;'^ c ~ C ,^. ^ '^., n L-.-- — — -^ - .^
- 80-
Hier wurden orientierend zwei Granitbalken (Höhe 50 mm,46 Rovings) an den Enden mit einer Diamantbohrkrone so an-gebohrt, daß schräge, ringartige Nuten entstanden, in die
die Fasern eingelegt und zurückgeführt wurden, Bild 17.
Dadurch, daß die Fasern dabei an den Enden,bis nahe an die
Nullinie nach oben heraufgeführtwurden, war auch zu erwar-
ten, daß eine Erhöhung der Schubtragfähigkeit erreicht wird.
Zusätzlich wurde bei diesen beiden Proben auch noch jeweils
ein Rovingband unmittelbar rechts und links neben der Kraft-
einleitung quer um den Balken herumgewickelt, wodurch der
Granit gegen Schubbruch ebenfalls bewehrt wurde. Die Proben
ergaben bei Belastungsanordnung "1/4" Bruchlasten von
31,5 und 28,1 kN bei Bruchdurchbiegungen von etwa 8 mm,
Diese Bruchlasten liegen mit etwa 50 % weit über den inAbschn. 6.2.1 angegebenen Werten von entsprechenden Proben
ohne weitere Zusatzmaßnahmen. Während dort noch ein deutliches
Schubversagen nahe der Verklebung beobachtet wurde, brachen
hier die Proben eindeutig durch Faserzugbruch.
-81 -
8. Abschließende Beurteilung
Bei den hier durchgeführten Untersuchungen an Betonbalken
mit in Zementstein eingebetteten C-Fasern wurde zwar gegen-
über unbewehrtem Beton eine bis über 7-fache Steigerung der
Kurzzeitbiegetragfähigkeit festgestellt, wegen der offensicht-
lich ungenügenden Haftung der C-Fasern in Zementstein ergaben
sich jedoch ungünstige Eigenschaften bei Temperaturwechseln
und zyklischer Biegeschwellbelastung. Von einer praktischen
Anwendung muß daher zunächst abgeraten werden. U. U. könnte
die Haftung von C-Fasern in Zementstein aber noch maßgebend
verbessert werden. Zum Beispiel wäre die Entwicklung einer
günstigen Schlichtebehandlung der Fasern denkbar, um neben
einer verbesserten mechanischen Verankerung auch chemische
Bindungen zu aktivieren, wie es z. B. bei der Einbettung
von C-Fasern in Aluminium oder Glas /38/ gelungen ist. Es
ist auch zu erwägen, ohne auf den gegen Wärmeeinwirkung
unempfindlichen Zementstein ganz zu verzichten, eine Mischung
aus Zementstein und Kunststoff (Reaktionsharz) für die Ein-
bettung zu verwenden. Dies könnte schon bei der Herstellung
als Mischung aus Zement, Wasser und Reaktionsharz oder auch
nachträglich, z. B. durch Vakuumimprägnierung mit Reaktions-
harz geschehen.
Ferner müßten ab einem bestimmten Dickenverhältnis Laminat/
Beton Maßnahmen ergriffen werden, durch die die Zugfestigkeit
des Betons und damit auch die Schubtragfähigkeit gesteigert
werden können (z. B.Beton mit Kurzschnittfasern oder Kunst-
stoffzusatz).
Um die Verbundwirkung bei einbetonierten C-Fasern zu verbessern,
könnten Endverankerungen von Rovingsträngen in Form von Schlau-
fen, die z. B. um einbetonierte Stahl- oder Betonzylinder herum-
geführt werden, in Betracht gezogen werden. Beispielsweise wäre
- 82 -
es auch denkbar, bei zu verstärkenden dünnen Stahlbeton-
platten die Rovings um freigelegte Querbewehrungsstähle
herumzuführen und anschließend alles mit Spritzbeton auf-
zufüllen. Eine Verstärkung von Rohren o. ä. durch Umwickeln
mit Rovings wäre bei Asbestzement wie auch Beton möglich.
Wegen einer möglichen, noch zu überprüfenden Unbeständig-
keit von 0 -Fasern mit niedrigem kristallinem Ordnungsgrad
im Verbund mit Zement,muß u. U. empfohlen werden, möglichst
hochwerige Fasern zu verwenden. Bei Verwendung von 0 -Fasern
in Verbindung mit stahlbewehrtem Beton sind im Hinblick auf
Stahlkorrosion durch Elementbildung noch weitere Untersuchungen
erforderlich.
Weitaus günstigere Bedingungen für den Verbund von C-Fasern
mit Beton wie auch Naturstein ergeben sich bei Verwendung von
Reaktionsharzen, die sowohl die Fasern vollständig durchdrin-
gen als auch alle Stoffe fest miteinander verkleben können.
Dadurch ist auch die in Querrichtung bruchempfindliche Faser
gegen Verletzungen, z. B. an Rissen, geschützt und mögliche
Korrosionsvorgänge werden unterbunden.
Die günstige Verbundwirkung bei Bewehrung von Biegebalken in
der Zugzone kann vermutlich auf die hohe Steifigkeit der
C-Fasern zurückgeführt werden, die zu nur geringen Verfor-
mungen im Bereich der Verklebung und damit zu geringen Riß-
öffnungen führen. (Ein hier nicht beschriebener, orientieren-
der und vergleichender Versuch mit Glasfasern auf Granit er-
gab wegen des niedrigen E-Moduls von Glas ein vorzeitiges Ver-
sagen des Balkens infolge Druckbruch und Abscheren des Lami-
nates vom Granite)
Grundsätzlich läßt sich das Tragverhalten derartig bewehrter
Bauteile nach den Regeln des Stahlbetonbaus rechnerisch be-
schreiben. Eine Bemessung nach dem angeführten Rechenbeispiel
ist damit möglich. Die ausreichende Schubtragfähigkeit bei unbe-
wehrtem Stein oder Beton, der neben der Biegezugbewehrung sonst
- 83
unbewehrt ist, ist dabei gesondert zu berücksichtigen und
nachzuweisen.
Grobkörnige Natursteine eignen sich zur Übertragung der
Zugkräfte aus dem Laminat besser als feinkörnige. Dement-
sprechend ist bei Beton auch erforderlich, daß größere Zu-
schlagkörner durch Sandstrahlen oder Sägen freigelegt werden.
Eine Berechnung der bei Temperaturänderung auftretenden
Spannungen ist nach den angegebenen Verfahren möglich und
erforderlich.
Sowohl die Berechnung der Temperaturzwängungsspannungen
wie auch die Tragfähigkeitsberechnungen scheinen auf der
sicheren Seite zu liegen, was u. U. der Nachgiebigkeit und
Zähigkeit des EP-Harzes zugeschrieben werden kann.
Obwohl allgemein eine Verwendung von Kunststoffen in tragender
Funktion wegen der Erweichung bei Wärmeeinwirkung und der
Brennbarkeit unzulässig ist, wurde hier erstaunlicherweise
festgestellt, daß eine Erweichung des EP-Harzes im Laminat
bis mindestens + 800 0, offenbar durch die gewählte Konstruk-
tion nicht zu bemerken ist. Schutzmaßnahmen gegen Feuerein-
wirkung auf das EP-Harz erscheinen realisierbar.
Die Ausführung von Endverankerungen in Form von Schlaufen um
entsprechende Umlenkteile ist möglich und als zusätzliche
Sicherheit zum Klebverbund zu sehen.
Ungünstige Auswirkungen infolge Kriechen, Temperatur-Wechseln
oder Dauerschwellbelastung sind offenbar nicht zu erwarten, so-
weit dies hier bei günstigen Probenabmessungen festgestellt
werden konnte.
- 84 -
Vertiefende Untersuchungen zum Verhalten von Klebungen
bei Wärmeeinwirkungen sollten noch durchgeführt werden.
9. Zusammenfassung
Im Rahmen dieses Forschungsauftrages wurde untersucht,
inwieweit es unter wirtschaftlich und technisch günstigen
Voraussetzungen möglich ist, Beton oder Naturstein mit
Kohlenstoff- oder Carbonfasern (C-Fasern) zu bewehren.
C-Fasern sind im Vergleich zu anderen hochzugfesten
Stoffen, z. B. Beton- oder Spannstahl derzeit noch sehr
teuer. Abgesehen von denkbaren Sonderfällen ist daher
ein Einmischen von Kurzschnittfasern in Beton unwirtschaft-
lich. Hier wurde eine gezielte Bewehrung von Granit- und
Betonbiegebalken in Hauptzugspannungsrichtung mit Endlos-
rovings untersucht, wobei das Biegetragverhalten und -
wegen des niedrigen Wärmeausdehnungskoeffizienten von
C-Fasern - das Verformungsverhalten bei Temperaturänderung
studiert wurde. Ferner wurden Untersuchungen über die
Beständigkeit von C-Fasern in Verbindung mit Zement durch-
geführt.
Die hier verwendeten C-Fasern vom NF-Typ (NF=normalfest)
auf Basis Polyacrylnitril wiesen etwa folgende mittlere
Eigenschaften auf: Zugfestigkeit 2500 N/mm 2 , E-Modul-1230000 N/mm 2 , Durchmesser 7 km, a-Wert + 0,2.10 -6 K,
Preisgünstigere Fasern auf der Basis von Pech waren für
diese Untersuchungen wegen hoher Bruchempfindlichkeit bei
der Handhabung noch ungeeignet. Höherwertige C-Fasern
mit E-Moduln bis über 600000 N/mm 2 (HM-Typ) oder Zug-
festigkeiten bis über 3000 N/mm 2 (HF-Typ) sind noch
teurer als der NF-Typ.
Aus der Literatur sind praktisch keine vergleichbaren Un-
tersuchungen bekannt. Einige Untersuchungsergebnisse
über homogenen Verbundwerkstoff aus C-Fasern und Zement-
stein liegen vor, wonach z. B. bei Fasergehalten bis
- 86 -
maximal etwa 8 Vol.-% Biegezugfestigkeiten his über
130 N/mm 2 erreicht wurden. Ferner wird über Bewehrung
anderer Baustoffe wie z. B. Aluminium, CFK oder Holz durch
Aufkleben von C-Fasern berichtet.
Untersuchungsergebnisse
1. Obwohl die C-Faser als hochbeständig gegen chemische
Angriffe (und auch itzeeinwirkung) . angesehen wird,
wurde hier nach einer Lagerung in + 20 und + 60° C
warmer, wässriger Lösung von hydratisiertem Zement
eine Verminderung der Zugfestigkeit festgestellt.
- Bei den Versuchen wurde beobachtet, daß bei
Kontakt mit unedleren Metallen (z. B. Stahl) e-r-
. wartungsgemäß Korrosion des Metalls auftritt.
2. Eine vergleichende Prüfung der Ausziehfestigkeiten
von C-Fasern ohne Schlichtebehandlung in Zementstein
und mit Schlichte in EP-Harz ergab eine rd. 13-mal
festere Haftung im EP-Harz. Die Ausziehfestigkeiten
in Zementstein wiesen große Streuungen auf, obwohl
bei der Probenherstellung angestrebt wurde, die
Rovings möglichst gleichmäßig mit Zementleim zu
durchtränken.
3. Für die Herstellung von bewehrten Biegebalken wurde
eine Vorrichtung entwickelt, mit der einzelne Rovings
mit Zementleim bzw. Rovingbänder mit EP-Harz durch-
tränkt werden können. Die Bänder wurden auf die ge-
sandstrahlte Oberfläche der Betonbiegebalken bzw.
auf die gesägte Fläche der Granitbiegebalken auf-
laminiert, während die mit Zementleim durchtränkten
- 87 -
Einzelrovings in einer Schalung unter geradliniger
Ausrichtung eingelegt wurden, bevor der Beton mit
Größtkorn 8 mm darüber eingebracht wurde. Es wurden
zwei Balkenhöhen (h = 25 und 50 mm) und drei ver-
schiedene Rovinganzahlen (23, 46 und 92 mit je12000 Filamenten) untersucht. Die Balkenbreite
betrug 80 mm, die Länge 500 mm. Bei den Biegever-
suchen wurde eine Stützweite von 480 mm gewählt.
Mit 46 auflaminierten Rovings wurde die Biegetrag-
fähigkeit von 25 mm hohen Granit- und Betonbalken
gegenüber unbewehrten Proben etwa verzehnfacht, wobei
Bruchdurchbiegungen von bis zu 15 mm bei 480 mm Stütz-
weite erreicht wurden. Bei in Zementstein eingebetteten
Fasern war der Verstärkungseffekt deutlich geringer,
was auf den ungünstigen Verbund zwischen C-Faser und
Zementstein und die damit verbundene starke Biegeriß-
' bildung rückgeführt wurde. Grundsätzlich läßt sich
die Tragwirkung nach den Regeln der Stahlbetonbauweise
(gerissener Zustand II) beschreiben.
4. Biegeversuche bei Temperaturen von - 10, + 40, + 60
und + 80° C ergaben keine nennenswerten Veränderungen
der Biegetragfähigkeiten, obwohl die Erweichungstempe-
ratur des verwendeten EP-Harzes etwa bei + 40° C lag.
Ebenso ergab eine orientierende Untersuchung an einem
bewehrten Granitbalken, dessen Laminatbewehrung mit
einem Schweißbrenner 2 Minuten lang angebrannt wurde,
keine Beeinträchtigung der Biegetragfähigkeit.
5. Biege-Kriechversuche an Granitbalken mit auflaminierten
Fasern bei etwa 1/3 der Biegebruchlast zeigten ein
nur geringes Kriechen bei + 20° C (Kriechzahl T = 0,1
nach 69 Tagen). Bei + 40° C war das Kriechen in den
ersten 20 Stunden deutlich starker, danach aber geringer
als bei + 20° C.
- 88
6. Dauerschwingbelastungen an Granitbalken mit 1/3 der
Bruchlast als Oberlast ergaben nach 150000 Zyklen
trotz einer 3 %-igen Durchbiegungszunahme keine Be-
einträchtigung der Kurzzeit-Biegetragfähigkeit, Bei
Betonbalken mit in Zementstein eingebetteten,Fasern
wurden dagegen nur rd. 160 Lastwechsel ertragen. Die
- Fasern scherten im Bereich eines Biegerisses ab.
7. Da der a-Wert der C-Fasern mit rd. + 0,2.10 -6 K-1
gegenüber Granit oder Beton sehr klein ist, muß von
Zwängungsspannungen und Verformungen der Verbundbalken
ausgegangen werden, wenn Temperaturänderungen gegenüber
der Herstellungstemperatur auftreten. An Granitbalken
mit auflaminierten Fasern sowie an Betonbalken mit
eingebetteten Fasern wurden die Verkrümmung und die
Randdehnungen bei Temperaturänderungen von + 40 K
gemessen und mit rechnerisch ermittelten Verformungs-
größen verglichen. Es zeigte sich, daß die Meßwerte etwas
kleiner als die Rechenwerte waren. Bei dem Beton-
balken mit eingebetteten Fasern entstanden große
bleibende Verformungen, offensichtlich aufgrund der
ungenügenden Haftung von C-Fasern im Zementstein.
Wiederholte zyklische Temperaturwechsel von - 20 bis
+ 60° C ergaben jedoch praktisch keine Beeinflussung
der Kurzzeit-Biegetragfdhigkeiten.
8, Orientierende Untersuchungen ergaben,daß die Biegetragfähigkeit, insbesondere hinsichtlich
Schubversagen, deutlich gesteigert werden kann, wenn
die Fasern in Form von Schlaufen an den Balkenenden
verankert werden.
- 89 -
Nach den Untersuchungsergebnissen erscheint eine Be-
wehrung von Natursteinplatten oder anderen dünnwandigen
Bauteilen aus mineralischen Baustoffen in der Praxis
anwendbar zu sein, wenn die C-Fasern als Endlosrovings
mit Epoxidharz auflaminiert und ggf, zusätzlich endver-
ankert werden. über die Tragfähigkeit der Verklebung
bei Wärme- und Feuereinwirkung sollten noch vertiefende
Untersuchungen durchgeführt werden® Ebenso wären bei
einer Einbettun g der C-Fasern in Zementstein noch Fragen
zur Beständigkeit und Verbundfestigkeit zu klären.
- 90
10. Literatur
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/ 36 / Reinhardt, H. W.: Spannungen und Verformungen mehr-schichtiger Außenwände zufolge Temperaturänderungen.Betonwerk + Fertigteil-Technik, Heft 4/1973
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/ 40 / Mörsch, E.: Die Ermittlung des Bruchmomentes vonSpannbetonbalken. Beton- und Stahlbetonbau 45,Heft 7, 1950;Die Ermittlung des Bruchmomentes von Spannbeton
-trägern. Bautechnik 26, Heft 4, 1949.
VORABDRUCK
17. Öffentliche Jahrestagungder Arbeitsgemeinschaft
Verstärkte Kunststoffe e. V.—Internationale Tagung
über verstärkte Kunststoffe—
Freudenstadt6. bis 8. Oktober 1981
INHALT
Vorträge der 17. Öffentlichen Jahrestagung der Arbeitsgemeinschaft Verstärkte Kunststoffe e. V.vom 6. bis B. Oktober 1981 in Freudenstadt
1 H.P. Schilbach, Wiesbaden:
Der europäische GFK -Markt 1980/81
H. Rühmann, Aachen:Voraussetzungen für die absatzorientierte Unternehmensführung 2 — 1 bis 4
3 H.-P. Oestreich, B. N. Mishra, Köln:Zur Beurteilung von Mängeln bei GFK-Lagerbehältern 3 — l bis 12
4 B. Schlehöfer, H. Strauß,•München:Bau- und Abnahmeprüfung an turmartigen Bauteilenam Beispiefeines selbsttragenden Antennenzylinders .aus GF-UP 4 — 1 bis 12
5 D. Scholz, Ludwigshafen:
Schwerentflammbare und raucharme GF -UP-Laminate auf Basis niedrigviskoser UP-Harze 5 — 1 bis 5
6 J. Greber, Lünen, J. Braun, Bonn:Flammschutz mit Aluminiumhydroxid — Brandprüfungen im Brandschacht nach DIN 4102 — 6 - l bis 5
7 A. Schwabe, Darmstadt:
Stiefkind Fassade 7 — I his 4
8 G. Kuran, Weiden:Herstellung und Anwendung kleinformatiger Fassadenelementeaus glasfaserverstärktem Polymer-Beton 8 — 1 bis 7
9 G. Windisch, J. Steinbock, Wien:Neuentwicklungen auf dem Gebiet pultrudierter, faserverstärkter Kunststoffe 9 — 1 bis 5
10 L. Pomini, Mailand/Italien:Textilglas-Endlosmatten (UNIFILO) als Ausgangsproduktefür die Herstellung von Vorformlingen 10 — 1 bis 9
11 G. Menges, W. Ermert, Aachen:
Herstellung von Bauteilen aus CFK mit Industrierobotern 11 — 1 his 6
12 H. Derek, G. Menges, Aachen:
Geräte und Maschinen für die automatische Harzmattenverarbeitung 12 — 1 his 7
13 H. Schreiber, Mutschellen/Schweiz:Vakuumformung — Ein neues Verarbeitungsverfahren für SMC 13 — 1 his 4
14 G. Wiedemann, H. Rothe, S. Keusch, Dresden, A. Haase, Henningsdorf/DDR:Beitrag zur Optimierung der Herstellung und Eigenschaften von Gewebe-Prepregs 14 — l bis 6
15 W. Friedrich, Bochum:Mikrostruktur und Bruch in faserverstärktem, thermoplastischem P.E.T. (Rynite) 15 — 1 his 6 X
16 A. Maxstadt, K. Binder, Höllriegelskreuth:Ein neuer Beschleuniger auf Kupferbasis für die Härtung von UP-Harzen 16 — 1 his 5
17 B. Knauer, Dresden/DDR:Polymerverbunde für Reibungs- und Verschleißbeanspruchung 17 — 1 bis 10
18 A. Volkwein, München:Bewehrung von Naturstein oder Beton mit Kohlenstoffasern 18 — 1 his 5
19 G. W. Ehrenstein, R. Spaude, Kassel:Genauigkeit von Kurzzeitkennwerten hei glasfaserverstärkten Gießharzen 19 — l his 6
20 R. Kleinholz, H. Reher, Aachen:Textilglasmattenverstärkte Strukturschaumstoffe 20 — 1 his 6
21 W. Klöker, R. Grünewald, Krefeld:Unverstärkte Anwendung von UP-Harzen 21 1 his I I
22 S. Schäper, Ingolstadt:Probleme mit der SMC-Heckklappe des Audi-Quattro 22 — 1 bis 3
( )
(*) Dieser Vortrag liegt als separater Sonderdruck vor bzw. ist nur in einer "l cilauflag e der Vorabdrucke cutluihen
23 G. Ehnert, Kraichtal-Menzingen:
Automatisiertes Lackieren von I larzniattenwerkstücken
im Werkzeug mit dem „In-Mold-f oating - Verfahren 23 — 1 bis 7
24 R. Lichold, Bretten:
Erfahrungen aus der Serienfertigung
von Pkw- und Lkw-Stoßstangen aus hochfesten Harzmatten 24 — I his 8
25 P. Stachel, Battice/I3elgien:
Stoßfänger als Baugruppe aus hochfestem
SMC-i'räger und energiewandelnder Elastomerverkleidung 25 — 1 his 8
26 U. Gruber, Basel/Schweiz:
Ilarzs ysteme für Motorenbestandteile aus Verbundstoffen 26 — 1 bis 7
27 L.S. Norwood, D.W. Edgell, A.G. Nankin, W. I-Iaworth:
Blasenbildung von GFK-Laminaten unter feuchten Bedingungen 27 — I bis 8
28 G. Menges, U. Biding, Aachen:
Untersuchung der Restfestigkeit von GF-UP-Mattenlaminat
unter Feuchte- und Temperatureinfluß 28 — I bis 5
29 K. Löwer, G. Menges, Aachen:
Diffusions- und Rißverhalten von elastifizierten Schutzschichten
bei Einwirkung korrosiver Medien 29 — 1 bis 7
30 II. Schneider, G. Menges, .1. Peulen, Aachen:
Beitrag zur experimentellen und theoretischen Ermittlung
der Elastizitätskenngrößen von CFK-Laminaten 30 — 1 bis 6
A- Vulkmeirr, 13, , see/urmig von A4uurstein at l3<1ro11 Ill it hulr(ra 1,11i17rrn
Bewehrung von Naturstein oder Beton mit Kohlenstoffasern
Von Dipl.-Ing. Andreas Volkwein, München'
Flache Biegebalken aus Granit und Beton (500 x 80 x 25 bzw. 50 mm-') wurden mit Kohlenstoffasern in der Zugzonebewehrt, indem Rovings mit EP }larz in Hauptspannungsrichtung auflaminiert bzw. in Beton auch mit Zementleimeingebettet wurden.Wie zu erwarten war, führte der niedrige a-Wert der C-Fasern als Laminatbewehrung bei Temperatui'ünderungen um± 40 K zu geringen Zwangungsspannungen, die etwas kleiner als die Rechenwerte waren und insgesamt nur Bruch-teile der vorhandenen Festigkeiten ausmachten.Die Biegetragfähigkeiten konnten mit Laminatbewehrung — bei Prüftemperaturen bis + 80°C — leicht auf über das10-fache gesteigert werden. Tragfahigkeitsbereehnungen nach den Regeln des Stahlbetonbaus sind danach möglich.
s-/
1. EinführungAls Endios-Rovings hergestellte Kohlenstoff- oder Car-bon- (C--) Fasern sind im Vergleich zu anderen hochzug-festen Baustoffen wie z. B. Stahl oder Glasfasern nochsehr teuer. Abgesehen von denkbaren Sonderfällen istdaher eine Verwendung im Bauwesen in Form von CFK,Faserbeton oder Faserzement mit kurzen, gleichmäßigverteilten Fasern bis auf weiteres unwirtschaftlich. Finegezielte Bewehrung mit C-Fasern — etwa analog demStahlbeton in Hauptzugsspannungsrichtung — kann da-gegen eher zu einer wirtschaftlichen Anwendung führen,wofür auch folgende technische Gründe sprechen:1.) Neben hohen Zugfestigkeiten (1200-3000 N/mm'-)weisen C-Fasern je nach Typ E-Moduln von 160 bis 600kN/mm° auf, womit sie Stahl (E=210 kN/mm 2) an Stei-figkeit übertreffen können. Gegenüber Glasfasern, de-ren E-Modul nur knapp über dem von dichtem Beton,Naturstein o. ä. liegt und mit denen deshalb nur unterVorspannung ein günstiger Bewehrungseffekt zu erzie-len ist [1], waren C-Fasern als schlaffe Bewehrungzweckmäßig einsetzbar.2.) C-Fasern sind bis weit Ober + 1000°C ohne Festig-keitsverlust beständig, soweit sie bei Temperaturen Oberca. + 300°C vor Sauerstoffzufuhr geschützt sind. ImBrandfall könnte daher unter entsprechenden Voraus-setzungen eine bei anderen Bewehrungsmaterialien bis-her nicht gekannte Widerstandsfähigkeit erreicht wer-den.3.) Gegenüber Korrosionseinflüssen weisen höher kri-stalline C-Fasern ähnlich wie bei Graphit eine hohe Be-sthndigkeit auf. Angreifend wirken nur starke Oxida-tionsmittel wie z. B. Salpetersaure oder auch einigeMetallchloride. Ein entsprechender Schutz vor atmo-sphärischer Korrosion ware deshalb kaum erforderlich.Auch wenn man C-Fasern weder heute noch später gene-rell als Ersatz für die Stahlbewehrung von Beton sehenkann — dies ware auch bei C-Fasern auf Pechbasis der-zeit noch unwirtschaftlich — sind doch schon einzelneEinsatzgebiete im Bauwesen denkbar: Z. B. ließen sichsehr dünnwandige, membranartige Bauteile, sei es beimNeubau oder zur Reparatur bewehren, was hei Stahlbe-ton schon allein wegen der erforderlichen Betondeckungkaum unter 4-6 cm Dicke ausführbar wäre. Geht mandavon aus, daß Endlosrovings mit einem Reaktionsharzauch auf gesägten Naturstein auflaminiert werden kön-nen, ließen sich neben den bekannten Anwendungen wieFassadenplatten oder Treppenstufen auch neuartigeEinsatzgebiete für Naturstein erschließen. Verfahrens-technisch erscheint ein Umwick el n von Rohren oder Be-
Anschrift des Verfassers: Dipl.-Ing. A. Volkwein, Bausitrffinstiun, Prot. Dr- K.Springenschmid,Tl7 München, Baumbachsira1.3c7, 0-8000 Mtinchen G0
hältern aus mineralischen Baustoffen leicht realisierbar.Im Rahmen eines Forschungsauftrages [2] wurde orien-tierend untersucht, welche Tragfähigkeitseigenschaftenvon in der Zugzone bewehrten Biegebalken aus Granitund Beton erreicht werden können und wie sich der nied-rige a-Wert der C-Fasern bei Temperaturänderung aufden Verbund auswirkt. Die Forschungsarbeit wurde vomBundesminister für Raumordnung, Bauwesen und Std-tebau, Bonn, gefördert.
2. Herstellung von bewehrten BiegebalkenFlache Biegebalken (500 x 80 x 25 bzw. 50 mm 2 ) wur-den an der Unterseite auf zwei verschiedene Arten be-wwehrt:l.) Auf gesagte Granitbalken und auf Betonbalken, anderen Oberflüche die Feinmörtelschicht durch Sand-strahlen entfernt worden war, wurden aus 23 Rovings be-stehende, 70 mm breiet Faserbänder I-, 2- und 4-lagigmit E.P-Ilarz auflaminiert, Abb. 1 (Eigenschaften derverwendeten Baustoffe siehe Anhang).
Abb. 1. 25 nun hoher Granitbalken mit imeilugigem < Paserleminat
2.) Betonbalken mit eingebetteten Fase rn wurden her-gestellt, indem mit Zementleim durchtränkte Einzelro-vings (gleiche C Faser, jedoch ohne Schlichtebehand-lung) vor Einbringen des Betons in der Schalung geradli-nigausgerichtet eingelegt wurden. Fur die gleichmaf:ligeDurchtränkung der Rovingbänder mit EP-Harz bzw. derEinzelrovings mit "Zementleim wurde eine Vorrichtungentwickelt, mit der auch ein kontinuierlicher Arbeitsab-lauf gewährleistet war, Abb. 2.
7.nr+n. 13eirr17rirn ,^ rur-^1Pin ndrr lirnm mir tigbh rnrtn/lari r n /3-2
Beklebunys-undEinbeftungsvorrirhhmgerkuniSVOrroluni
n von Ro y.. eis
. unu m6nn0ern
^en ^er Reekt,ensneaw temen^^e,m
Kugelkalotte
12iLmm--«I
Dehnungsmel7-aufnehmer^-__
Belastung „1/2"
Belastung „1/4"drehbaresLager
Probe
7 b
- Luger
kippbaresBewehrung
^Durchoegungs germel3bugel
480mm
^^ I
festesLager
Kraftmeßdose
Hydraulikkolbenmit Kai benwegmessung
Granit, Bänder auftaminiert201
15
10-
--nach wiederholter Be -und Entlastung
- unbewehrt hr25mm
Beton, Bander auflaminiert
Balkenhöhe in rem /Rovinganzahl
Beton,Ravings eingebettet in Zement
15
0-
A`^ °—nach wiederholter Be- und Entlastung
251 46
\ h b. '-, Schcnur der vrrrrichUme iuni Autl.uninicren con r;ixr•rbändern mid I:inhenenconzcmml l ticinulurchtränktcn L'inzclrocine.
Das Durchdringen von C-Fascrrovings mit Zementleimist g undsltzlich schwierig,da Zement auch bei hoherMahlfeinheit nut Partikclgtoßr,m b i s Ober 30 n1 groberist als die Faser mit einem Durchmesser von 7 µm. Die-sem Umstand wurde versucht zu begegnen, indem derRoving vor Durchlaufen des Zementleims durch ein Rol-len- und Druckluftsystem aufgespleist wurde.
3. i_3iegepriifungDie bewehrten Balken wurden in einer servoh ydrauli-schen Prüfmaschine bei 4S0 mm Stützweite mit konstan-ter Kolbenhubgeschwindigkeit bis zum Bruch belastet,wobei an den Proben die Stauchung an der Oberseite, dieFaserdehnung an der Unterseite sowie die Mittendurch-biegung geniessen (Abb. 3) und in Abhängigkeit von derKraft aufgetragen wurden. An 25 mm hohen Probenworden außer bei Raumtemperatur auch Versuche beiPrüftemperaturen von —10, +40, +6(1 und +SO°C durch-geführt, indem die Prüfeinrichtung mit einer flexiblenPrüfkammer (warmcdämmende Folie) umgeben und vorder Prüfung his zu einer gleichmäßigen, konstanten Pro-bentemperatur temperiert wurde.
Ahh- 1 Belastung' - und iA9clicinriehlune für elic 13icgcvc rsuc'hc
Mit der konstanten Durchbiegungszunahme wuchs dieaufgebrachte Kraft bei allen Proben mit auflaminicrtenFasern zunächst stetig an, wie es aufgrund der Figenstei-figkeit von Granit bzw. Beton zu erwarten ist. Fine dent-liche Erhöhung der Bicgcsteifigkcit (Ursprungstangen-ten-Modul) wurde nur bei den 4-lagig bewehrten, 25 mm
hohen Granitbalken beobachtet. Ab etwa 0,75 1%0 La-serdehnung bci den Granitbalken, bzw. 0,35 —0,40 `ioobei den Betonbalken (11=25 mm) entstanden, ähnlich
wie beim Stahlbeton, zunehmend Biegerisse in der Zug-zone des Granits bzw. Betons, die nur mit der Lupeschwach zu erkennen waren (Rit3abständc hier unter 5nun). Mit dem Einsetzen der Rit3bildung war die Kraft-zunahme bei konstanter Dur chbiegungszunahmc danngeringer. In den Kraftdurchbiegungsdiagrammen ^iußer-
te sich dies in einem Kurvenknick, Abb. 4. Bei Beton miteingebetteten Fasern entstand dagegen kein ausgepräg-ter Kurvenknick und nur wenige und weiter geöffneteRisse (bis zu I mm vor dem Bruch).
0 5 10 15Durchbiegung in Feldmitte in mm
rAhh. d. l:rnlRdurchhicgungsdiaer,mnnc von c-IJSI`I'hewe'hilcn ßicgcbulkcn
Mit 46 auflaminicrten Rovings (I3 i indcr 2-lagig) wurdedie I3icgctragfahigkeit von 25 mm hohen Granit- und Be-tonbalken gegenüber unbewehrten Proben etwa ver-zehnfacht, wobei Durchbiegungen bis zu 15 mm erreichtwurden, Abb. 5.
Bei in Zementstein eingebetteten Fasern war der Ver-stGrkungseffekt deutlich geringer (6- bis 7-fach), was aufden ungünstigen Verbund zwischen C-Faser und Ze-
mentstein (Haftfestigkeit nur etwa ein Zehntel jener bei
EP-Harz) und die damit verbundene starke Biegerißbil
dung zurückgeführt wurde.
— . ^•, .^ . . Nullinie
ge,sse„e grone
Spannungen und ResultierendeCFK
Aus . -:,tr
up,, : .,n., ,,,,m1l dos [rrhh,:ce
Fr,,r^,^:°e^l ^ ^ ,t,n, ,rmtten Hnrtlen
i+vso' hese i Dr'
Rißbild Dehnungen im Schnitt A,
13rn^hrung rrm .A',tnu,[cin ,ulrr Itr y ort nrrt Fuhlrncln^(,ia-r lN,r
Ahb.S. (;rani}•ilkcnz,e en( bc,echrt . mhSkNhnlastct.hci nine( lhinhhicgungvond. 111 mm
Bis auf die Betonproben mit eingebetteten Fasern bra-chen alle Proben nach deutlich sichtbarer Durchbiegung,jedoch ohne direkte Vorankündigung schlagartig, wobei
je nach Bewchrungsanteil. Probenhühe und Belastungin Feldmitte ( - 1/2 - ) bzw. mit zwei Lasteintragungen imAbstand "1/4" -- Biegedruck-, Faserzug-, Biegeschub-oder horizontale Verbundbrüche knapp über der B e -we hrun g auftraten.Aufgrund der Riß- und Bruchbilder und der gemessenenDehnungen kann die Tragwirkung der Balken grund-satziich nach den Regeln des Stahlbetonbaus beschrie-ben werden. Geht man vom Ebenbleiben der Quer-schnitte aus, so kann nach dem Gleichgewicht der inne-ren Kräfte eine Berechnung des Bruchmoments durch-geführt werden, Abb. 6.
AN,. 6. 77 u 12. ,virkunc der Neuehr inn Bollen und Schema der draglahigkeitsberechnung(ohne Selmhirigl :ihlgkeitsnacii seid)
Biegeversuche bei Temperaturen bis zu + 80 e'C (sowieauch an einer Probe, deren Laminat 2 Minuten lang miteinem Schweißbrenner angebrannt wurde) ergaben kei-ne nennenswerten Änderungen der Bicgetragfahigkci-ten, obwohl die Erweichungstemperatur des verwende-ten EP-1-larzes von etwa + 4(1°C dies zunächst nicht ver-muten ließ, Abb. 7.
I JZ IN>mdi E INimm,
3250
3000
—a— E -Modul2750 --+- Zugf es igkeit ßZ
2500 •
60
--e- — - 2150 —. .
\50 2000 \
\ .
750 `
40 15 00 1 •
30 1250 i
1000 \
20 -750 b\
\500 \
\\
250•
\,\-20 -10 0 .10 .20 +30 .40 .50 .60 ft
Prüftemperatur
Abb. 7. Zugfestigkeit (13,) und 13 -Modul (G) der Er-Harzes in Ahhoingigkcit von derI'rüRern peratur
Biege-Kriechversuche an Granitbalken mit auflaminier-ten Fasern ergaben nur geringe Kriechverformungenund daher ein günstiges Verhalten, Abb. B. Dauer-schwellbelastungen mit rd. 1/3 der Kurzzeitbruchkraftals Oberlast zeigten nach 150 000 Zyklen ebenfalls keineBeeintrichtigung der Kurzzeit-Biegetragfähigkeiten beiLaminatbewehrung. Betonbalken mit in Zementsteineingebetteten Fasern versagten jedoch schon nach rd.160 Zyklen durch Bruch der empfindlichen, ungeschütz-tenFasern an einer scharfen Biegerißkante. Die nach je-der Entlastung verblichenen, großen plastischen Verfor-mungen waren auf den ungenügenden Verbund zwi-schen Faser und Zementstein zurückzuführen. Bei Lami-natbewehrung wurden dagegen kaum plastische Form-änderungen festgestellt.
Abb. 8. Kriechdurchinegung (Af,,) in Abhängigkeit von der zeit (Maßstubelogo ri th misch)
h)2:+ k-k Fn.L)Xt +(-Z•h„)•XZ +( - h t ) • X 3 =olA•na'EG'IGG
+(m+n)XZ+(Zm).X3 =0
l - h,) Xt +(2m
1-X 2 +( mmR)X 3 =0
X /2
max.T ti2,25' aern-Feen
FG
l/2
Sche,,.,. Granit (;;.6 )
NCFK
statisches I' i E G .I 6 ,FG i
System: il j^ --
n,=.n^ ^,I F=00
i 'X 1 \ JXZ
Ecvn= nG. , Irr„ = m'I G , FcrK = k' Fa
Ermittlung von X t ,X 2 ,X3 ( Querkraft vernachlässigt) :
Schnittkräfte :
MG=--h,X/ *X3 NG = - X /
him= X3
N crrc =X1 (X,=0)
=+ W + FDehnungen: e_ E +oCSpannungen;
Spannungsverteilung (bei Erwärmung) :
lorucn trt-0'- Zug9*
.1,:0117°
ca 0,17 hG
Normalspannung
Krümmungsradius :
EG-IG
MG
Schubspannung:
Beton Fasern eingebettet46 Rovi ngs/1 25mm ZOO,.
Auf wölbungMefibasis 480mm
Abi- In. Verkrümmungen und Dehnungen von zwei bewehrten Balken heiTemperaturen von — 20 bis + 60°C (ncrstcllungstemperatur etwa + 20°C)
A Vnl§ru;, ß(irrhr-tu nnrnzrin ud(r R,aur, mir !y uhi, r sru(^2c<•nr IN-4
4. Spannungen und Verformungen beiTemperaturInderung
Da der cc-Wert der C-Fasern mit rd. + 0,2.1(1 -(' K I ver-glichen mit dem verwendeten Granit ( +5,8.10 -(' K I)oder Beton (+ 8.10 -' K I ) sehr klein ist, muß mit Zwan-
gungsspannungen und demzufolge Verformungen bei"hemperaturiinderungen gegenüber der Herstellungs-temperatur gerechnet werden. Rechnerisch lassen sichdie zu erwartenden Spannungen und Verformungennach verschiedenen Verfahren herleiten 13, 4, 51. AlsBeispiel wird hier ein anderes, einfaches Berechnungs-verfahren nach dem Kraftgrößenverfahren am dreifachstatisch unbestimmten System angegeben, Abb. 9.
Abb. 9. Rerechnung von Sp:mnungen und Verformungen h ei einerTcmper.rtur.imlerunp um A i) gcgcnühcrdcr I Ic,.acllungc(cmpcnrtir
In Abb. 10 sind Meßergebnisse von zwei Proben bei wie-derholten Temperaturänderungen aufgetragen mit Re-chenwerten und co-Werten der verwendeten Baustoffeverglichen. In der Regel lagen die Meßwerte bei Lami-natbewchrung nur geringfügig unter den Rechenwerten,was auf die Nachgiebigkeit des EP-Harzes zurückgeführtwerden kann. Bei Zement-Einbettung lagen die Verfor-mungen beim ersten Erwärmen knapp über den Rechen-werten und bei weiteren Temperaturzyklen traten dannplastische, d. h. bleibende Verformungen auf.Aus den Berechnungen ergaben sich bei Laminatbeweh-rung Zwängungsspannungcn, die nur Bruchteile der vor-handenen Festigkeiten ausmachten. Bei Verbundkör-pern mit ungünstigeren Baustoffkennwerten oder beinoch größeren 'hemperaturänderungen können jedochauch Risse oder Schädigungen im Verbund auftreten.Obwohl hier auch nach 100 Temperaturzyklen (— 20 his+60 °C) keine Beeinträchtigung der Kurzzeit-Biegetrag-fähigkeiten beobachtet wurde, so erscheint im Anwen-dungsfall deshalb doch eine rechnerische Spannungs-überprüfung erforderlich zu sein.
Bei z. B. 24,4 mm dickem Granit und 0,6 mm dickem La-minat (46 Rovings = Fasergehalt von 44,3 Vol. —%) so-wie einer Erwärmung uni + 40 K errechnen sich damit ei-ne Laminatzugspannung von rd. 17 N/mm 2 (= rd. 1,5der Zugfestigkeit) und eine Zugspannung von rd. 09 N/mm' an der Granitoberseite (= rd. 4 % der Biegezugfe-stigkeit).Nach D. Henrici [41 dürften die Zugspannen im CFK aufwenigen mm an den Balkenenden mit einer größtenSchubspannung zwischen Laminat und Granit von ca. 1N/min 2 (das sind rd. 1/5 der Zugfestigkeit des verwende-ten EP-Ilarzes bei + 60°C) eingetragen werden. DerKrümmungsradius betrügt danach nahezu konstant überdie Balkenlänge etwa 460 m, entsprechend einer Ruf-wölbung von 70 .cm bei 480 mm Lange.
5. Abschließende BeurteilungGrundsätzlich ist eine schlaffe Bewehrung von bestimm-ten Natursteinen und von Beton mit C-Fasern möglich,wenn die Fasern als Endlosrovings mit einem Reaktions-harz gezielt in der Zugzone auflaminiert werden. Dabeiist insbesondere bei langen und dünnen, auf Biegung be-anspruchten Bauteilen eine erhebliche Vergrößerungder Tagfühigkeit zu erreichen, die nur durch die niedrigeSchubfestigkeit von Naturstein bzw. Beton begrenztwird. Um auch hei Einbettung von C-Fasern in Zement-stein günstigere Vcrbundfestigkeitcn zu erreichen, müß-ten noch weitere Entwicklungsarbeiten geleistet werden(z. 13. gezielte Schlichtebehandlung). Ferner müßte beiVerwendung mit Stahlbeton berücksichtigt werden, daßKohlenstoff wegen der Stellung in der elektrochemi-
Anhang
Eigenschaften der verwendeten Baustoffe(Mittelwerte)
Granit:mittel- his grobkörnigeguter Kornverzahnung:SchwarzwaldRohdichte nach DIN 52Würfeldruckfestigkeitnach DIN 52 105:Prismendruckfcstigkeit(40x40x 160 mm 3):Biegefestigkeitnach DIN 52 112:E-Modul:a-Wert (-20 bis + 60°C):
a)
21,1 N/mm2
48000 N/i;uini`
+ 5,8.10 b K-I
Struktur
Hcrkunf
(2-4 mm) mit: Raumünzach/
2,6 kg/dm3
220 N/mi
153 N /mm'
1 02:
nk ^nn ;A unrr:a, ^ in n drr /i rhu r »iit h ^ uli7n11t0/1,r rrr
sehen Spannungsreihe hei Kontakt mit unedleren Metal-len zu Ilementhildung und Korrision des Stahls führenkann.Aus hautechnischer Sicht muß die tragende Funktion desReaktionsharzes als Kleber wegen der Erweichung heiWarmecinwirkung und bei Verwendung im Hochhau— wegen der geringen Feuerwiderstandsdauer als kri-tisch angesehen [6] und noch eingehender untersuchtwerden.Konstruktiv konnte eine zusätzliche Sicherung zum Kle-beverbund dadurch geschaffen werden, daß die C-Fa-sern in Form von Schlaufen an den Enden eines Bauteilmechanisch verankert werden, Abb. 11 . Durch einkon-tinuierliches Umwickeln von innendruckbeanspruchtenRohren oder Behältern wird ein entsprechender Effekterreicht.
AIM I I. li.ndcet ankereng durch St:Minden in Rinenulen_ die in dem ( eingefritwurden, und umwickelte Schuhhearhrting (;• • • enüher LullchcmAutlwninieren erhöhte sich Its Bice etrughthiakcit um 50 "e ,tu(30 kNAhb. 4: Balkenhöhe 50 mm) _.
Wegen des niedrigen (v-Wcrtes von C-Fasern ist es erfor-derlich, die hei Temperaturinderungen im Verbund ent-stehenden Zwangungsspannungen zumindestens rech-nerisch zu überprüfen und diesbezüglich nur geeigneteBaustoffe und Konstruktionen auszuwählen.Die hier beschriebenen Untersuchungen wurden unterdem Aspekt durchgeführt, mineralische Baustoffe mit C-Fasern zn s erstürken. Auch wenn der Kunststoff bei der-artigen Verbundkörpern mengenmüßig eine nur unter-geordnete Rolle spielte, von „verstärktem Kunststoff"also kaum mehr gesprochen werden kann, so zeigen dieUntersuchungen doch, daß durch die günstige Klebewir-kung von Reaktionsharzen in der Praxis einsetzbare Ver-bundsysteme hergestellt werden können. hei denen dieDruckkrafte von relativ billigen Baustoffen und die Zug-kräfte von einem teuren, faserverstärkten Kunststoffaufgenommen werden.
b) Beton:PZ 45 F nach DIN 1164; Zementgehalt 400 kg/m3;557 = 0,5Sieblinie A/B 8 mm nach DIN 1045:quarzitischer Zuschlag;Aushreitmaß nach DIN 1048: 39 — 41 cmRohdichte nach DIN 1048: 2,23 kg/dm3100 mm-Würfeldruckfestigkeit nach DIN 1048,
im Alter von 28 Tagen: 52 N/mm2im Alter von 90 Tagen: 67 N/mm2
E-Modul (rechnerisch): 36000 N/mm2a-Wert(-20 bis +40°C): +8,0.10-r'K-I
c) C-Faser (NF-Typ auf Basis Polyacrylnitril):Durchmesser:Rohdichte:Filamentzahl je Roving:Zugfestigkeit:Bruchdehnung:E-Modula-Wert in Längsrichtung:
d) EP-IIarz (modifiziert, ungefüllt, emulgierfähig):Topfzeit (100 g/+ 25 °C): mind. 40 Min.Zugfestigkeit (+ 23 °C)nach DIN 53 457: 1 ) 55,2 N/mm2Bruchdehnung: > 3,5 ToF -Modul (+ 23 °C):°) 2534 N/mm2Erweichungspunkt:'') ca. + 40 °Ca-Wert ( — 20 his + 40 °C): + 72.10 -6 K-1
*) vergl. Abb. 7, Abschn. 3.
LITERATUR9 Rehm, G-t (1,111(0, i Deutscher Aussehuli (ür S1 thlheton, Heft 304, Verlag Ernst
l Sohn, 197921 Springensc hmid, R.: Volkwcin. A : Iorschungsberichi im Auftrag des
Bundesministers für Raumordnung, Bartwesen und Städtebau. Bonn, (Msch.Z.:1315-800178-30.1981
31 Reinhardt. IL W.: Betonwerk und 1 crligteiltechnik, Heft 1. 1973d] I lenici_ I).: Die Bautechnik 5, 1977S] Kollo, I I.: Diplomarbeit nm Lehrstuhl für Baustnffkunde und Werkstoffprüfung,
Techn. Universuet München, 19796] Hugensehmidl, 15: Kunststoffe im Bam IS..lahrg_. Heft 2, 1981
7µm
1,75 g/cm3
12000
2500 N /mm'
1 ,11)/(1230000 N /mm2
+ 0,2.10 -6 K-I