Methoden zur Durchstanzverstärkung bei Flachdecken Analyse ...

Methoden zur Durchstanzverstärkung bei Flachdecken

Analyse und Vergleich

Christina Stibernitz, BSc

Innsbruck, August 2018

Masterarbeit

eingereicht an der Leopold-Franzens-Universität Innsbruck, Fakultät für Technische Wissenschaften,

zur Erlangung des akademischen Grades

Diplomingenieur

Beurteiler: Univ.-Prof. Dr.-Ing. Jürgen Feix

Institut für Konstruktion und Materialwissenschaften

Arbeitsbereich für Massivbau und Brückenbau

III

Betreuer: Dipl.-Ing. Dr. Rupert Walkner

V

Danksagung

Ich bedanke mich an erster Stelle und aus ganzem Herzen bei meinen Eltern, die mir ein sorgenfreies

Studium ermöglicht haben und mich und meine Familie in so vielen Bereichen unterstützen.

Ich bedanke mich bei denen, die mir ihre Zeit geschenkt haben und sich um meine Kinder gekümmert

haben. Ohne Euch wäre dieses Studium nicht möglich gewesen. Vielen Dank an meine Mama, an

meine Schwestern Barbara, Andrea und Julia und an meine Schwiegermama Sabine. Danke, für eure

verlässliche und spontane Hilfe. Danke für die vielen Stunden in denen ich mich aufs Studieren

konzentrieren konnte, weil ich wusste, dass meine Kinder in besten Händen sind.

Ein großer Dank auch an meine beiden Studienbegleiterinnen und Freundinnen Nadia und Carina.

Gemeinsam war vieles leichter. Danke für eure Rücksicht. Danke für die unendlich vielen Stunden, die

wir gemeinsam gelernt haben.

Abschließend möchte ich mich bei meinem Betreuer Dr. Rupert Walkner bedanken. Vielen Dank für

die Beantwortung vieler Fragen und Danke für die sorgfältige Korrektur. Ich habe viel gelernt.

VI

Kurzfassung

Um die Wirkungsweise verschiedener Verstärkungsmethoden darstellen zu können, ist es notwendig,

die Arbeit mit einer theoretischen Beschreibung der Durchstanzproblematik zu beginnen. Die

wichtigsten Parameter, die den Durchstanzwiderstand beeinflussen, werden erklärt. Dadurch wird

ersichtlich, welche nachträglichen Veränderungen den Durchstanzwiderstand einer Flachdecke

erhöhen können. Außerdem wird mit Hilfe der Theorie des kritischen Schubrisses gezeigt, wie die

Veränderung verschiedener Parameter nicht nur den Durchstanzwiderstand, sondern auch das

Verformungsvermögen einer Platte beeinflusst. Anhand zweier Einstürze wird die Dramatik eines

Durchstanzversagens gezeigt und die Planung- und Ausführungsfehler der beiden Beispiele werden

erläutert. Da im Rahmen von Instandsetzungs- und Sanierungsmaßnahmen faserverstärkte Kunststoffe

häufig zum Einsatz kommen, werden in einem kurzen Exkurs die Eigenschaften, sowie Vor- und

Nachteile dieses Werkstoffes angeführt.

Im Hauptteil der Arbeit werden siebzehn verschiedene Verstärkungskonzepte, die an

Plattenausschnitten geprüft wurden, vorgestellt und analysiert. Die gewählten Versuche lassen sich in

folgende fünf Kategorien einteilen:

Erhöhung des Biegewiderstandes

Installation einer Schubbewehrung

Erhöhung des Schub- und Biegewiderstandes

Aufbringen einer Vorspannung

Vergrößerung der lastabtragenden Fläche.

Es wird jeweils die Montage der Verstärkungselemente gezeigt und der Versuchsaufbau sowie Ablauf

beschrieben. Die wesentlichen Eigenschaften der Probekörper und Versuchsergebnisse werden im

Hauptteil der Arbeit tabellarisch aufgelistet. Eine detaillierte Auflistung der Versuchsparameter findet

sich im Anhang der Arbeit. Bei der Beschreibung der Versuchsergebnisse liegt das besondere

Augenmerk auf der Steigerung der Tragfähigkeit und der Veränderung der Duktilität. Zusätzlich

werden weitere, teils ähnliche Verstärkungskonzepte angeführt und kurz beschrieben. Abschließend

werden die wichtigsten Kriterien der verschiedenen Verstärkungsmaßnahmen miteinander verglichen.

VII

Abstract

In order to illustrate the effects of different strengthening methods, a theoretical explanation of the

punching shear problem is required. The most important parameters that influence the punching shear

resistance are explained. This also shows which subsequent changes can increase the punching shear

resistance of flat slabs. Furthermore, the critical shear crack theory illustrates that the change of

different parameters influences not only the punching shear resistance but also the deformability. Two

structural collapses are described to show the drastic effects of a punching shear failure. In addition,

mistakes in planning and construction are analysed for both buildings. As fibre reinforced polymers

are often used to strengthen buildings, its characteristics as well as its advantages and disadvantages

are briefly explained.

In the main part, seventeen different strengthening methods, tested on models of a flat slab part, are

presented and analysed. The chosen experiments can be grouped in five categories:

Increasing the flexural resistance

post-installed shear reinforcement

increasing the shear and flexural resistance

post-installed prestressing

enlarging of the supporting area.

In each experiment, the installation of the strengthening system, as well as the testing setup and the

procedure are described. Furthermore, the most important characteristics of the specimens and the test

results are listed in tables. More details are listed in the appendix. The discussion of the test results

focuses mainly on the increase of the load carrying capacity and the change of the ductility. In

addition, further similar strengthening methods are briefly summarized. In a final step, a comparison

between the most important criteria of the different methods is drawn.

Inhaltsverzeichnis

VIII

Inhalt

Inhalt ................................................................................................................................................... VIII

Tabellenverzeichnis ............................................................................................................................... XI

Abbildungsverzeichnis ....................................................................................................................... XIII

1 Motivation .................................................................................................................................. 1

2 Grundlegende Aspekte des Durchstanzens ................................................................................. 3

2.1 Einflüsse auf den Durchstanzwiderstand einer Flachdecke..................................................... 4

2.1.1 Durchstanzwiderstand einer Platte ohne Durchstanzbewehrung ..................................... 4

2.1.2 Durchstanzwiderstand einer Platte mit Durchstanzbewehrung ....................................... 5

3 Schadensfälle: Zwei Beispiele und ihre Ursachen ...................................................................... 8

3.1 Kaufhaus in Seoul, Südkorea, 1995 ........................................................................................ 8

3.2 Parkhaus in Wolverhampton, Großbritannien, 1997 ............................................................... 9

4 Einordnungsmöglichkeiten von Verstärkungsmethoden .......................................................... 10

5 Wirkungsweise verschiedener Verstärkungsmethoden – erklärt anhand der Theorie des

kritischen Schubrisses ........................................................................................................................... 13

5.1.1 Vergrößerung der lastabtragenden Fläche ..................................................................... 15

5.1.2 Erhöhung des Biegewiderstandes .................................................................................. 16

5.1.3 Aufbringen einer zusätzlichen Betonschicht ................................................................. 17

5.1.4 Installation einer Schubbewehrung ............................................................................... 17

5.1.5 Aufbringen einer Vorspannung ..................................................................................... 18

6 Exkurs: Faserverstärkte Kunststoffe – ein häufig eingesetzter Werkstoff bei

Verstärkungsmaßnahmen ...................................................................................................................... 19

7 Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden der letzten zwanzig Jahre (1998-2018) ..... 21

7.1 Notation ................................................................................................................................. 21

7.2 Erhöhung des Biegewiderstandes .......................................................................................... 22

7.2.1 Kreuzweise verklebte CFK-Lamellen mit Ankerschrauben – URBAN/TARKA (2010,

Polen) ....................................................................................................................................... 22

7.2.2 Geklebte, lange CFK-Streifen bei Platten mit Durchbrüchen – DURUCAN/ANIL (2015,

Türkei) ...................................................................................................................................... 24

Inhaltsverzeichnis

IX

7.2.3 Schichten aus textilbewehrtem Mörtel (CFK- und GFK-Gewebe) – KOUTAS/BOURNAS

(2017, Großbritannien) ............................................................................................................. 28

7.2.4 Literaturverweise ........................................................................................................... 32

7.3 Installation einer Schubbewehrung ....................................................................................... 33

7.3.1 Vertikal installierte Scherbolzen aus Stahl – POLAK (2005, Kanada) ........................... 33

7.3.2 Vertikal installierte Stahlbolzen mit verschiedenen Verankerungssystemen – INÁCIO et

al. (2012, Portugal) ................................................................................................................... 38

7.3.3 Schräg installierte Verstärkungsanker aus Stahl mit Verbund - MUTTONI et al. (2008,

2010, Schweiz/Lichtenstein) .................................................................................................... 44

7.3.4 Vertikal installierte, gerippte CFK-Stäbe – MEISAMI et al. (2013, Iran)....................... 49

7.3.5 Vertikal installierte Betonschrauben aus Stahl – FEIX et al. (2012, Österreich), WÖRLE

(2014, Österreich) und LECHNER (2017, Österreich) ............................................................... 53

7.3.6 Vertikal installierte CFK-Gitter - MEISAMI et al. (2014, Iran) ...................................... 59

7.3.7 Vertikal installierte CFK-Bündel mit Fächern - MEISAMI et al. (2015, Iran) ............... 63

7.3.8 Reparatur nach Durchstanzen mit vorgespannten, vertikalen Stahl-Gewinde-Stangen -

ASKAR (2015, Ägypten) ........................................................................................................... 66


7.4 Erhöhung des Schub- und Biegewiderstandes....................................................................... 70

7.4.1 Kombination von Stahlplatten mit Verbund und Stahlbolzen – EBEAD / MARZOUK

(2002, Katar) ............................................................................................................................. 70

7.4.2 Aufbeton mit Schub- und Biegebewehrung – AMSLER et al. (2014, Schweiz) ............. 73


7.5 Aufbringen einer Vorspannung ............................................................................................. 77

7.5.1 Vorgespannte Stahllitzen mit Verankerung durch Verbund – FARIA et al. (2011,

Portugal) ................................................................................................................................... 77

7.5.2 Vorgespannte CFK-Schlaufen mit mechanischer Verankerunng – KOPPITZ et al (2014,

Schweiz) ................................................................................................................................... 81

7.5.3 Vorgespannte und nicht vorgespannte CFK-Platten mit Verbund und mechanischer

Verankerung – ABDULLAH et al (2013; Ägypten) .................................................................... 85

7.6 Vergrößerung der lastabtragenden Fläche ............................................................................. 89

7.6.1 Reparatur und Verstärkung durch Installation eines Stahlkragens – WIDIANTO (2006,

USA) ....................................................................................................................................... 90

Inhaltsverzeichnis

X

8 Vergleich und Fazit .................................................................................................................. 95

Quellen .................................................................................................................................................. 99

Appendix .............................................................................................................................................. A1

Inhaltsverzeichnis

XI

Tabellenverzeichnis

Tabelle 7-1: Notation ............................................................................................................................. 21

Tabelle 7-2: Kreuzweise verklebte CFK-Lamellen – Probekörper – URBAN/TARKA (2010) ............... 23

Tabelle 7-3: Kreuzweise verklebte CFK-Lamellen – Verstärkungselemente und Ergebnisse –

URBAN/TARKA (2010) .................................................................................................... 24

Tabelle 7-4: Geklebte, lange CFK-Streifen – Probekörper – nach DURUCAN/ANIL (2015) ................. 26

Tabelle 7-5: Geklebte, lange CFK-Streifen – Ergebnisse – nach DURUCAN/ANIL (2015) ................... 28

Tabelle 7-6: Textilbewehrter Mörtel – Probekörper – nach KOUTAS/BOURNAS (2017) ...................... 30

Tabelle 7-7: Textilbewehrter Mörtel – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach KOUTAS /

BOURNAS (2017) ............................................................................................................ 31

Tabelle 7-8: Vertikal installierte Scherbolzen – Probekörper – nach POLAK (2005) ............................ 35

Tabelle 7-9: Vertikal installierte Scherbolzen – Verstärkungselemente – nach POLAK (2005) ............ 36

Tabelle 7-10: Vertikal installierte Scherbolzen – Ergebnisse – nach POLAK (2005) ............................ 37

Tabelle 7-11: Vertikal installierte Stahlbolzen mit verschiedenen Verankerungssystemen –

Probekörper – nach INÁCIO et al. (2012)........................................................................ 40

Tabelle 7-12: Vertikal installierte Stahlbolzen mit verschiedenen Verankerungssystemen –

Verstärkungselemente – nach INÁCIO et al. (2012) ........................................................ 41

Tabelle 7-13: Vertikal installierte Stahlbolzen mit verschiedenen Verankerungssystemen – Ergebnisse

- nach INÁCIO et al. (2012) ............................................................................................. 42

Tabelle 7-14: Schräg installierte Verstärkungsanker – Probekörper – nach MUTTONI et al. (2008) und

FERNÁNDEZ RUIZ et al. (2010) ....................................................................................... 46

Tabelle 7-15 Schräg installierte Verstärkungsanker – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach

MUTTONI et al. (2008) und FERNÁNDEZ RUIZ et al. (2010) ........................................... 47

Tabelle 7-16: Vertikal installierte, gerippte CFK-Stäbe – Probekörper – nach MEISAMI et al. (2013) 50

Tabelle 7-17: Vertikal installierte, gerippte CFK-Stäbe – Verstärkungselemente – nach MEISAMI et al.

(2013) ............................................................................................................................. 50

Tabelle 7-18: Vertikal installierte, gerippte CFK-Stäbe – Ergebnisse – nach MEISAMI et al. (2013)... 51

Tabelle 7-19: Vertikal installierte Betonschrauben – Probekörper – nach WÖRLE (2014) und

WALKNER et al. (2017) ................................................................................................... 55

Tabelle 7-20: Vertikal installierte Betonschrauben – Verstärkungselemente – nach WÖRLE (2014) und

WALKNER et al. (2017) ................................................................................................... 56

Tabelle 7-21: Vertikal installierte Betonschrauben – Ergebnisse – nach WÖRLE (2014) und WALKNER

et al. (2017) .................................................................................................................... 57

Tabelle 7-22: Vertikal installierte CFK-Gitter – Probekörper – nach MEISAMI et al. (2014) ............... 60

Tabelle 7-23: Vertikal installierte CFK-Gitter – Verstärkungselemente – nach MEISAMI et al. (2014) 61

Tabelle 7-24: Vertikal installierte CFK-Gitter – Ergebnisse – nach MEISAMI et al. (2014) ................. 61

Inhaltsverzeichnis

XII

Tabelle 7-25: Vertikal installierte CFK-Bündel mit Fächern – Probekörper – nach MEISAMI et al.

(2015) ............................................................................................................................. 64

Tabelle 7-26: Vertikal installierte CFK-Bündel mit Fächern – Verstärkungselemente und Ergebnisse –

nach MEISAMI et al. (2015) ............................................................................................ 65

Tabelle 7-27: Vertikale, vorgespannte Stahlgewindestangen – Probekörper – nach ASKAR (2015b) .. 68

Tabelle 7-28: Vertikale, vorgespannte Stahlgewindestangen – Verstärkungselemente und Ergebnisse –

nach ASKAR (2015b) ...................................................................................................... 69

Tabelle 7-29: Kombination Stahlplatten mit Verbund und Stahlbolzen – Probekörper – nach

EBEAD/MARZOUK (2002) ............................................................................................... 72

Tabelle 7-30: Kombination Stahlplatten mit Verbund und Stahlbolzen – Verstärkungselemente und

Ergebnisse – nach EBEAD/MARZOUK (2002) ................................................................. 73

Tabelle 7-31: Aufbeton – Probekörper – nach AMSLER et al. (2014) ................................................... 75

Tabelle 7-32: Aufbeton – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach AMSLER et al. (2014) .......... 76

Tabelle 7-33: Gespannte Stahllitzen mit Verbund – Probekörper – nach FARIA et al. (2011) .............. 79

Tabelle 7-34: Gespannte Stahllitzen mit Verbund – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach

FARIA et al. (2011) ......................................................................................................... 80

Tabelle 7-35: Vorgespannte CFK-Streifen – Probekörper – nach KOPPITZ et al. (2014) ..................... 82

Tabelle 7-36: Vorgespannte CFK-Schlaufen – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach KOPPITZ

et al. (2014) .................................................................................................................... 84

Tabelle 7-37: Vorgespannte und nicht vorgespannte CFK-Streifen – Probekörper – nach ABDULLAH et

al. (2013) ........................................................................................................................ 88

Tabelle 7-38: Vorgespannte und nicht vorgespannte CFK-Platten – Verstärkungselemente und

Ergebnisse – nach ABDULLAH et al. (2013) ................................................................... 88

Tabelle 7-39: Stahlkragen – Probekörper – nach WIDIANTO (2006) ................................................. 93

Tabelle 7-40: Stahlkragen – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach WIDIANTO (2006) ........ 94

Tabelle 8-1: Vergleich der Verstärkungssysteme .................................................................................. 96

Inhaltsverzeichnis

XIII

Abbildungsverzeichnis

Abbildung 2-1: Durchstanzkegel; entnommen aus WALKNER (2014) .................................................... 3

Abbildung 2-2: Last-Verformungsdiagramm für Durchstanzen und Biegeversagen; entnommen aus

BEUTEL (2002) ............................................................................................................... 3

Abbildung 2-3: Versagen innerhalb des durchstanzbewehrten Bereichs nach LIPS et al. (2012);

entnommen aus WALKNER (2014) ................................................................................ 6

Abbildung 2-4: Versagen außerhalb des durchstanzbewehrten Bereichs nach LIPS et al. (2012);

entnommen aus WALKNER (2014) .............................................................................. 6

Abbildung 2-5: Versagen am Stützenanschnitt nach LIPS et al. (2012); entnommen aus WALKNER

(2014) ............................................................................................................................. 7

Abbildung 2-6: Delamination der Betondeckung nach LIPS et al. (2012); entnommen aus WALKNER

(2014) ............................................................................................................................. 7

Abbildung 2-7: Versagen zwischen den Durchstanzelementen nach LIPS et al. (2012); entnommen aus

WALKNER (2014) ........................................................................................................... 7

Abbildung 2-8: Biegeversagen nach LIPS et al. (2012); entnommen aus WALKNER (2014) .................. 7

Abbildung 3-1: Einsturz Kaufhaus in Seoul; entnommen aus REDDIT (2016) ....................................... 8

Abbildung 3-2: Teileinsturz Parkhaus in Wolverhampton; entnommen aus WOOD (s.a.) ...................... 9

Abbildung 4-1: Einteilung von Verstärkungsmethoden nach KOPPITZ et al. (2013) ............................ 10

Abbildung 4-2: Einteilung von Verstärkungsmethoden nach SANTOS et al. (2014) ............................. 11

Abbildung 5-1: Kritischer Schubriss; entnommen aus MUTTONI et al (2008) ...................................... 13

Abbildung 5-2: Bruchkriterium/Last-Verformungsbeziehung nach MUTTONI et al (2008) ................. 15

Abbildung 5-3: Bruchkriterium/Last-Verformungsbeziehung bei Vergrößerung der lastabtragenden

Fläche nach LAPI et al. (2016) ..................................................................................... 16

Abbildung 5-4: Bruchkriterium/Last-Verformungsbeziehung bei Erhöhung des Biegewiderstandes

nach LAPI et l. (2016) .................................................................................................. 16

Abbildung 5-5: Bruchkriterium/Last-Verformungsbeziehung bei Aufbringen einer zusätzlichen

Betonschicht nach LAPI et al. (2016) ........................................................................... 17

Abbildung 5-6: Bruchkriterium/Last-Verformungsbeziehung bei nachträglicher Schubbewehrung nach

LAPI et al. (2016) ......................................................................................................... 18

Abbildung 5-7: Bruchkriterium/Last-Verformungsbeziehung bei Vorspannen nach KOPPITZet al.

(2013) und FARIA et al. (2014) .................................................................................... 18

Abbildung 6-1: Spannungsdehnungsdiagramm für faserverstärkte Kunststoffe nach WIDIANTO (2006)

..................................................................................................................................... 19

Abbildung 7-1: Kreuzweise verklebte CFK-Lamellen mit Ankerschrauben; entnommen aus

URBAN/TARKA (2010) ................................................................................................. 23

Abbildung 7-2: Geklebte CFK-Streifen an der Zugseite und an den Durchbrüchen nach

DURUCAN/ANIL (2015) ................................................................................................ 25

Inhaltsverzeichnis

XIV

Abbildung 7-3: Anordnung der Durchbrüche und CFK-Streifen nach DURUCAN/ANIL (2015)........... 26

Abbildung 7-4: Last-Verformungsdiagramm der Probekörper "Specimen 1" - "Specimen 5" nach

DURUCAN/ANIL (2015) ............................................................................................... 27

Abbildung 7-5: CFK-Gewebe und GFK-Gewebe, Abmessungen in mm; entnommen aus

KOUTAS/BOURNAS (2017) ........................................................................................... 29

Abbildung 7-6: Versuchstand; entnommen aus KOUTAS/BOURNAS (2017) ......................................... 29

Abbildung 7-7: Anordnung der CFK- bzw. GFK-Gewebe, nach KOUTAS / BOURNAS (2017) ............ 30

Abbildung 7-8: Last-Verformungsdiagramm der Probekörper „CON“ – „C3_cr“, entnommen aus

KOUTAS / BOURNAS (2017) ......................................................................................... 32

Abbildung 7-9: Scherbolzen; entnommen aus POLAK (2005) ............................................................... 33

Abbildung 7-10: Installation der Scherbolzen nach POLAK (2005) ...................................................... 33

Abbildung 7-11: Anordnung der Scherbolzen nach POLAK (2005) ...................................................... 34

Abbildung 7-12: Last-Verformungsdiagramme; entnommen aus POLAK (2005) ................................. 38

Abbildung 7-13: Verankerungssysteme; entnommen aus INÁCIO et al. (2012) .................................... 39

Abbildung 7-14: Abspannung Probekörper (Abmessungen in mm); entnommen aus INÁCIO et al.

(2012) ........................................................................................................................... 40

Abbildung 7-15: Last-Verformungsdiagramme; entnommen aus INÁCIO et al. (2012) ........................ 43

Abbildung 7-16: Verstärkungsanker Hilti HZA-P; entnommen aus MUTTONI et al. (2008) ................ 45

Abbildung 7-17: Anordnung Verstärkungsanker; entnommen aus MUTTONI et al. (2008) .................. 45

Abbildung 7-18: Anordnung der Verstärkungsanker; entnommen aus MUTTONI et al. (2008) ............ 46

Abbildung 7-19: Last-Rotationsdiagramme; entnommen aus MUTTONI et al. (2008) und FERNÁNDEZ

RUIZ et al. (2010) ......................................................................................................... 48

Abbildung 7-20: Gerippter CFK-Stab; entnommen aus MEISAMI et al. (2013) .................................... 49

Abbildung 7-21: Anordnung CFK-Rundstäbe (Abmessungen in mm) nach Meisami (2013) .............. 50

Abbildung 7-22: Last-Verformungsdiagramme; entnommen aus MEISAMI et al. (2013) ..................... 52

Abbildung 7-23: Versagensbilder; entnommen aus MEISAMI et al. (2013) .......................................... 53

Abbildung 7-24: Betonschraube TSM B 22 (Abmessungen in mm); entnommen aus Wörle (2014) ... 54

Abbildung 7-25: Skizze Versuchsaufbau (Abmessungen in cm); entnommen aus WÖRLE (2014) ...... 54

Abbildung 7-26: Anordnung Betonschrauben "P02"-"P03" (Abmessungen in mm) nach WÖRLE (2014)

..................................................................................................................................... 56

Abbildung 7-27: Last-Verformungsdiagramme; entnommen aus WÖRLE (2014 ................................. 57

Abbildung 7-28: Last-Verformungsdiagramme; entnommen aus WALKNER et al. (2017) ................... 58

Abbildung 7-29: CFK-Gitter Skizze und Foto; entnommen aus MEISAMI et al. (2014) ....................... 60

Abbildung 7-30: Abmessungen CFK-Gitter nach MEISAMI et al. (2014) ............................................. 61


Abbildung 7-32: Versagensbilder; entnommen aus MEISAMI et al. (2014) .......................................... 63

Abbildung 7-33: CFK-Bündel mit Fächer; entnommen aus MEISAMI et al. (2015) ............................. 64

Inhaltsverzeichnis

XV

Abbildung 7-34: Einbau der CFK-Bündel mit Fächer; entnommen aus MEISAMI et al. (2015) ........... 64


Abbildung 7-36: Versagensbild „FF3-24 Zugseite“; entnommen aus MEISAMI et al. (2015) .............. 66

Abbildung 7-37: Vorspannen der Stahlgewindestangen; entnommen aus ASKAR (2011b) .................. 67

Abbildung 7-38: Bewehrungsmatte als Durchstanzverstärkung; nach IBRAHIM et al. (2016) .............. 67

Abbildung 7-39: Anordnung der Stahlgewindestangen (Abmessungen in mm); nach ASKAR (2015b) 68

Abbildung 7-40: Vergleich der Steifigkeiten in den Versuchen mit vertikal installierten Scherbolzen

und vorgespannten Stahlgewindestangen; entnommen aus POLAK (2005) und ASKAR

(2015b) ......................................................................................................................... 70

Abbildung 7-41: Verstärkungssystem: Schnitt und Draufsicht und Foto der Stahlbolzen; entnommen

aus EBEAD / MARZOUK (2002) .................................................................................... 71

Abbildung 7-42: Anordnung Stahlplatten und Bolzen; entnommen aus EBEAD / MARZOUK (2002) ... 72

Abbildung 7-43: Komponenten bei der Verstärkung mit Aufbeton; entnommen aus AMSLER et al.

(2014) ........................................................................................................................... 74

Abbildung 7-44: Schubverbinder Hilti HCC-B; entnommen aus HILTI (2018) .................................... 75

Abbildung 7-45: Skizze und Foto vorgespannte Stahllitzen; nach bzw. entnommen aus FARIA et al.

(2011) ........................................................................................................................... 77

Abbildung 7-46: Vorspannen der Stahllitzen; nach FARIA et al. (2011) ............................................... 78

Abbildung 7-47: Versuchsaufbau vorgespannte Stahllitzen; entnommen aus FARIA et al. (2011) ....... 78

Abbildung 7-48: Messpunkte Verschiebung; entnommen aus FARIA et al. (2011) .............................. 80

Abbildung 7-49: Vorgespannte CFK-Schlaufen Skizze Schnitt und Foto; entnommen aus KOPPITZ et

al. (2014) ...................................................................................................................... 81

Abbildung 7-50: Versuchsstand Skizze Draufsicht (Abmessungen in mm) und Foto; entnommen aus

KOPPITZ et al. (2014) ................................................................................................... 82

Abbildung 7-51: Stahlplatte mit verschiedenen Abmessungen für die Probekörper „Sr1“, „Sr2“ und

„Sr3“; entnommen aus KOPPITZ et al. (2014) .............................................................. 83

Abbildung 7-52: Positionen der Verschiebungsmesser (Angaben in mm); entnommen aus KOPPITZ et

al. (2014) ...................................................................................................................... 84

Abbildung 7-53: Normierte Last-Verformungskurven inklusive Belastungspfad; entnommen aus

KOPPITZ et al. (2014) ................................................................................................... 85

Abbildung 7-54: Vorgespannte CFK-Platten; entnommen aus ABDULLAH et al. (2013) ..................... 86

Abbildung 7-55: Skizze Draufsicht Kerbe und Verstärkungselemente; nach ABDULLAH et al. (2013) 87

Abbildung 7-56: Last-Verformungsbeziehungen; entnommen aus ABDULLAH et al. (2013) ............... 89

Abbildung 7-57: Beispiele zur Vergrößerung der lastabtragenden Fläche; entnommen aus LUO /

DURRANI (1994) und HASSANZADEH / SUNDQVIST (1998) ........................................ 90

Abbildung 7-58: Beschädigte Stützen-Decken-Verbindung; entnommen aus WIDIANTO (2006) ........ 90

Abbildung 7-59: Stahlkragen; entnommen aus WIDIANTO (2006) ....................................................... 91

Inhaltsverzeichnis

XVI

Abbildung 7-60: Versuchsstand, Abmessungen in cm; entnommen aus bzw. nach WIDIANTO (2006) 92

Abbildung 7-61: Anordnung Biegebewehrung: links Druckzone, rechts Zugzone; nach WIDIANTO

(2006) ........................................................................................................................... 93

Abbildung 7-62: Versagensbild; entnommen aus WIDIANTO (2006) ................................................... 94

Motivation

1

1 Motivation

Die von Stützen getragene Stahlbetonflachdecke ist auf Grund ihrer zahlreichen Vorteile eine weit

verbreitete Konstruktion. Eine einfache, schnelle und ökonomische Bauweise zeichnet die

Flachdecke aus [INÁCIO et al. (2012)]. Diese resultiert beispielsweise aus einfacher Schalungsform,

einfacher Bewehrungsverlegung und Reduktion der Material- und Arbeitskosten im Vergleich zu

anderen Deckenformen [SANTOS et al. (2014)]. Vor allem aber die architektonische Freiheit und

die große Flexibilität, die durch den Wegfall von tragenden Wänden für die Nutzung eines

Gebäudes gegeben sind, führen zu einer häufigen Verwendung [KOPPITZ et al. (2013) und SANTOS

et al. (2014)]. Auch die mögliche Reduzierung der Geschoßhöhe durch die geringe

Konstruktionshöhe und die ebene Untersicht zählen zu den Vorteilen der Flachdecke [POLAK

(2005)]. Der große Nachteil jedoch besteht darin, dass im Bereich der Stützen große negative

Biegemomente und große Querkräfte aufeinandertreffen. Dies führt zur Gefahr eines

Durchstanzversagens. Durchstanzen ist ein spröder Versagensmechanismus und kann zu einem

progressiven Kollaps der gesamten Tragstruktur führen [KOPPITZ et al. (2013)].

Eine große Anzahl bestehender Flachdecken muss nachträglich gegen Durchstanzen verstärkt

werden. Die Gründe dafür sind vielfältig. Untersuchungen in Folge von Einstürzen zeigen, dass

bereits in der Planung und Ausführung Fehler gemacht wurden. Zu den Planungsfehlern zählt

beispielsweise das Unterschätzen der auftretenden Querkräfte. Während des Ausführens wurden

teilweise Durchstanzbewehrungen falsch verlegt oder vergessen und die obere Bewehrungslage zu

tief verlegt, was zu einer Reduzierung der statischen Nutzhöhe führt. Andererseits kann auch bei

korrekter Planung und Ausführung eine nachträgliche Verstärkung notwendig sein, beispielsweise

wenn durch eine Umnutzung des Gebäudes höhere Lasten zu erwarten sind, oder wenn durch neue

Normen höhere Anforderungen entstehen [MUTTONI et al. (2008)]. Teilweise ist auch auf Grund

von Korrosion des Bewehrungsstahles und einer Verschlechterung des Zustandes des Betons eine

Instandsetzung erforderlich [INÁCIO et al. (2012)]. Ertüchtigung gegen Durchstanzen kann auch bei

Öffnungen in der Nähe von Stützen notwendig sein. Einerseits fehlt es bei Durchbrüchen teilweise

an einer korrekten Detailplanung und Ausführung, andererseits führen im Nachhinein installierte

Öffnungen zu Problemen [KOPPITZ et al. (2013)]. Des Weiteren wird bei Reparaturmaßnahmen

von Schäden im Stützenbereich, die beispielsweise durch Erdbeben verursacht werden, oft auch

eine Erhöhung des Durchstanzwiderstandes gefordert [RAMOS et al. (2000)].

Auf Grund der großen Notwendigkeit, Flachdecken zu ertüchtigen, wurden in den letzten Jahren

viele Methoden zur Durchstanzverstärkung in der Wissenschaft und Wirtschaft entwickelt. So

finden sich in der Literatur zahlreiche Varianten zur Durchstanzertüchtigung sowie viele

verschiedene Bemessungsansätze. Ziel dieser Arbeit ist es, einen Überblick über diese Methoden

Motivation

2

zu geben, sowie die Vor- und Nachteile der einzelnen Methoden herauszuarbeiten und zu

vergleichen.

Grundlegende Aspekte des Durchstanzens

3

2 Grundlegende Aspekte des Durchstanzens

Unter Durchstanzen wird ein spröder Versagensmechanismus verstanden, der bei Platten durch

eine konzentrierte Lasteinleitung großer Kräfte hervorgerufen wird. Dabei entsteht um die

Lasteinleitungsfläche herum ein schräger Schubriss. Es bildet sich ein Kegelstumpf, der sogenannte

Durchstanzkegel, der aus der Platte heraus stanzt [FEIX/WALKNER (2012)]. Die Bildung des

Durchstanzkegels führt zu einem rapiden Verlust der Tragfähigkeit und die Platte bricht außerhalb

des Durchstanzkegels ein. Dies führt zu einem Systemwechsel und zu einer Vergrößerung der

Einzugsfläche der angrenzenden Stützen, welche diese zusätzliche Last meist nicht aufnehmen

können. In weiterer Folge bricht die Platte auch dort und dies kann zu einem progressiven Einsturz

der Tragstruktur führen [MUTTONI et al. (2008)].

Abbildung 2-1: Durchstanzkegel; entnommen aus WALKNER (2014)

Der Unterschied zwischen einem Durchstanz- und einem Biegeversagen lässt sich mit Hilfe eines

schematischen Last-Verformungs-Diagrammes verdeutlichen, schematisch dargestellt in

Abbildung 2-2.

Abbildung 2-2: Last-Verformungsdiagramm für Durchstanzen und Biegeversagen; entnommen aus BEUTEL

(2002)


4

2.1 Einflüsse auf den Durchstanzwiderstand einer Flachdecke

Um eine Verstärkungsmaßnahme verstehen und beurteilen zu können, ist es notwendig, die

Parameter, die diese ausgesprochen komplexe Versagensart beeinflussen, zu kennen. Dafür ist eine

Unterteilung in Flachdecken ohne und mit Durchstanzbewehrung notwendig.

2.1.1 Durchstanzwiderstand einer Platte ohne Durchstanzbewehrung

Folgende Kriterien sind für den Durchstanzwiderstand einer Platte ohne Durchstanzbewehrung

ausschlaggebend (siehe z.B. [FEIX/WALKNER (2012)]:

• Plattendicke und statische Nutzhöhe

Mit steigender Nutzhöhe der Platte nimmt der Durchstanzwiderstand zu. Diese Zunahme findet

jedoch nur unterproportional statt. Man spricht in diesem Zusammenhang vom Maßstabseffekt.

Dieser Effekt ist darauf zurückzuführen, dass die Rissprozesszone des Betons, in der noch eine

teilweise Kraftübertragung möglich ist, von der Gesamtlänge des Risses und dadurch auch von der

Bauteilhöhe unabhängig ist [OZBOLT (1995) und ZINK (2000)].

• Verhältnis der Lasteinleitungsfläche zur Nutzhöhe

Da Durchstanzen eine Folge konzentrierter Lasten ist, ist das Verhältnis der Lasteinleitungsfläche

(=Stützenkopfquerschnitt) zur Nutzhöhe der Platte. ein maßgebendes Kriterium.

• Form der Lasteinleitungsfläche

Auch die Form des Stützenquerschnittes beeinflusst den Durchstanzwiderstand. Vergleicht man

eine kreisförmige mit einer quadratischen Krafteinleitungsfläche desselben Umfanges, reduziert der

quadratische Querschnitt den Durchstanzwiderstand der Konstruktion. Dies ist durch die

Spannungskonzentrationen in den Ecken erklärbar. Bei kleinen Verhältnissen des Stützenumfanges

zur statischen Nutzhöhe nehmen die Unterschiede zwischen den beiden genannten Stützenformen

wieder ab [VANDERBILT (1972)]. Auch bei großen Verhältnissen spielt die Form des

Stützenquerschnittes keine entscheidende Rolle mehr, da dann statt eines Durchstanzversagens ein

Querkraftversagen auftritt [CRISWELL (1974)].

• Exzentrizität der Durchstanzlast

Da die Stütze und die Platte im Regelfall nicht gelenkig miteinander verbunden sind, werden

Momente im Lasteinleitungsbereich übertragen. Dies führt zu einer Exzentrizität der

Durchstanzkraft und vermindert den Widerstand.


5

• Biegebewehrungsgrad der Platte im Durchstanzbereich

Mit steigendem Bewehrungsgrad nimmt die Druckzonenhöhe zu. Dadurch wächst der Widerstand

der Druckzone bezüglich Biegung und Querkraft. Außerdem trägt die Dübelwirkung der

Biegebewehrung zum Durchstandwiderstand bei. Jedoch führt eine Erhöhung des

Biegebewehrungsgrades nur zu einer unterproportionalen Steigerung des Durchstanzwiderstandes

[KORDINA/NÖLTING (1986)]. Außerdem vermindert ein hoher Biegebewehrungsgrad die

Rotationsfähigkeit der Platte. Dadurch verliert die Platte an Duktilität [MUTTONI (2008)].

• Betonfestigkeit

Die Betondruckfestigkeit spielt für den Durchstanzwiderstand eine entscheidende Rolle, da sich am

Rand der Lasteinleitungsfläche eine schräge Betondruckstrebe bildet. Die mit der

Betondruckfestigkeit im Zusammenhang stehende Betonzugfestigkeit ist für die Rissbildung und

Rissverzahnung bedeutend. Außerdem wirkt sich die Betonfestigkeit auf die Verbundwirkung

zwischen dem Beton und der Biegezugbewehrung aus. Eine höhere Betonfestigkeit steigert den

Durchstanzwiderstand, jedoch ist die Zunahme der Durchstanztragfähigkeit mit steigender

Betonfestigkeit unterproportional.

• Längsdruckspannungen

Längsdruckspannungen, die beispielsweise durch eine Vorspannung entstehen, wirken sich positiv

auf den Durchstanzwiderstand aus. Dies kann mit den günstigen Auswirkungen der

Längsdruckspannungen auf den Querkraftwiderstand verglichen werden. Die

Längsdruckspannungen verringern die Rissbildung und erhöhen die Rissverzahnung. Sollten die

Längsdruckspannungen jedoch die Hauptzugspannungen übersteigen, ist der Effekt negativ.

• Größtkorndurchmesser

Da bei Schubrissen durch die Verzahnung der Rissufer noch Schubkräfte übertragen werden

können, spielt die Rauigkeit der Rissufer eine Rolle für den Durchstanzwiderstand. Diese wird

durch die Größe des Zuschlages beeinflusst [PAULAY/LOEBER (1974)]. Bei hochfestem Beton

verlaufen die Risse auf Grund der hohen Zementfestigkeiten nicht durch die Zementmatrix sondern

durch den Zuschlag. Dadurch nimmt die Rissverzahnung ab und der Einfluss des

Größtkorndurchmessers wird reduziert [HALLGREN (1996)]. Insgesamt ist der Einfluss des

Größtkorndurchmessers aber auch bei normalfestem Beton gering.

2.1.2 Durchstanzwiderstand einer Platte mit Durchstanzbewehrung

Die Durchstanzbewehrung übernimmt die Aufgabe, die durch Schubrisse getrennten Rissufer

zugfest zu verbinden. Dies ermöglicht nach Entstehung der Schubrisse eine weitere Laststeigerung.


6

Da die Schubrisse beim Durchstanzen kegelförmig um die Lasteinleitungsfläche herum entstehen,

muss die Bewehrung konzentrisch verlegt werden. Eine Durchstanzbewehrung steigert nicht nur

die Tragfähigkeit, sondern erhöht auch die Verformungskapazität der Stützen-Decken-Verbindung

[ETTER et al. (2009)].

2.1.2.1 Versagensmechanismen

Nach LIPS et al. (2012), FIB (2001a), und FERNÁNDEZ RUIZ/MUTTONI (2009) lässt sich das

Tragverhalten einer durchstanzbewehrten Platte über die folgenden Versagensmechanismen

erklären:

• Versagen innerhalb des durchstanzbewehrten Bereichs

Dieses Versagen tritt ein, wenn Elemente der Durchstanzbewehrung ihre Tragfähigkeit erreichen

oder die Verankerungen der Elemente ausreißen. Die Stütze stanzt durch die Platte durch.

Abbildung 2-3: Versagen innerhalb des durchstanzbewehrten Bereichs nach LIPS et al. (2012); entnommen aus

WALKNER (2014)

• Versagen außerhalb des durchstanzbewehrten Bereichs

Wird eine an sich wirkungsvolle Durchstanzbewehrung nicht weit genug vom Stützenrand radial

bis in die Platte hinein verlegt, kann es zum Durchstanzversagen außerhalb des

durchstanzbewehrten Bereichs kommen. Das System versagt wie eine Platte ohne

Durchstanzbewehrung nur mit einer größeren Lasteinleitungsfläche.

Abbildung 2-4: Versagen außerhalb des durchstanzbewehrten Bereichs nach LIPS et al. (2012); entnommen aus

WALKNER (2014)

• Versagen am Stützenanschnitt

Bei ausreichender Durchstanzbewehrung versagt die Platte in Stützennähe in der Betondruckzone.

Die Tragfähigkeit lässt sich durch zusätzliche Durchstanzbewehrung nicht mehr erhöhen. Die


7

Tragfähigkeit hängt in diesem Fall von der Betondruckfestigkeit, dem Stützenumfang und der

Nutzhöhe der Platte ab.

Abbildung 2-5: Versagen am Stützenanschnitt nach LIPS et al. (2012); entnommen aus WALKNER (2014)

• Delamination der Betondeckung entlang der Biegebewehrung

Bei Systemen, bei denen die Durchstanzbewehrung die Biegebewehrungslage nicht umfasst,

können entlang der Biegebewehrungslage Delaminationsrisse entstehen.

Abbildung 2-6: Delamination der Betondeckung nach LIPS et al. (2012); entnommen aus WALKNER (2014)

• Versagen zwischen den Durchstanzelementen

Bei zu großen radialen Abständen zwischen den Durchstanzbewehrungsreihen kann sich ein

Schubriss zwischen den Reihen ausbilden, der keine Bewehrungselemente schneidet.

Abbildung 2-7: Versagen zwischen den Durchstanzelementen nach LIPS et al. (2012); entnommen aus WALKNER

(2014)

• Biegeversagen

Bei geringem Biegebewehrungsgrad kann es zum Biegeversagen der Platte kommen, noch bevor

sich ein Durchstanzkegel ausbildet Kommt es zu einem Biegeversagen, tritt das Versagen im

Gegensatz zum Durchstanzen mit großen Verformungen auf.

Abbildung 2-8: Biegeversagen nach LIPS et al. (2012); entnommen aus WALKNER (2014)

Schadensfälle: Zwei Beispiele und ihre Ursachen

8

3 Schadensfälle: Zwei Beispiele und ihre Ursachen

Einige folgenschwere Einstürze der letzten Jahre sind auf Durchstanzversagen zurückzuführen. Die

Einstürze geschahen während der Bauphase (z.B. Parkhaus des Tropicana Casinos in Atlantic City,

USA, 2003, 4 Tote), kurz nach der Fertigstellung (z.B. Kaufhaus Sampoong in Seoul, Südkorea,

1995, 501 Tote), bei Brandeinwirkung (z.B. Tiefgarage in Gretzenbach, Schweiz, 2004, 7 Tote),

aber auch bei älteren Gebäuden ohne außergewöhnlichen Einwirkungen (z.B. Parkhaus in

Wolverhampton, Großbritannien, 1997). Im Folgenden werden die Ursachen zweier dieser

Einstürze genauer erklärt.

3.1 Kaufhaus in Seoul, Südkorea, 1995

Das mehrstöckige Gebäude wurde als Wohnhaus geplant. Schon während der Bauarbeiten wurde

beschlossen, es stattdessen als Kaufhaus zu verwenden. Infolge wurde das ursprüngliche

Planungsteam ausgetauscht. Um den benötigten Freiraum für ein Kaufhaus zu schaffen, wurden

weniger Stützen, als anfänglich geplant, gebaut. Auch um Platz für Rolltreppen zu schaffen,

wurden Stützen weggelassen. Am Dach wurde eine 87 Tonnen schwere Heizungs-, Lüftungs- und

Klimaanlage installiert. Nach der Inbetriebnahme gab es zahlreiche Beschwerden über die

Lautstärke. Nach 22 Monaten wurde die Anlage auf die andere Seite des Daches gezogen ohne sie

mit einem Kran in die Höhe zu heben. Während dieser Bewegung, begann das Dach einzusinken

und die Flachdecken darunter versagten schlagartig unter dem zusätzlichen Gewicht. Es gab 501

Tote und ca. 1400 Verletzte. [BROOKS et al. (2014)]

Abbildung 3-1: Einsturz Kaufhaus in Seoul; entnommen aus REDDIT (2016)

Schadensfälle: Zwei Beispiele und ihre Ursachen

9

3.2 Parkhaus in Wolverhampton, Großbritannien, 1997

Das Parkhaus „Pipers Row Car Park“ wurde 1964 bis 1965 errichtet. Die Norm „CP 114: The

Structural Use of Reinforced Concrete in Buildings (1965 edition)” wurde zur Berechnung

herangezogen. Diese Norm liefert nach heutigen Gesichtspunkten ein optimistisches Ergebnis für

den Durchstanzwiderstand. Zusätzlich wurden während des Baus nicht alle Ausführungshinweise

eingehalten. Durch schlechtes Vermischen und Verdichten und teilweise zu niedrigem

Zementanteil war die Betonfestigkeit sehr unterschiedlich und lag deutlich unter dem in der

Berechnung angenommenen Wert. Die Betondeckung an der Unterseite war zu niedrig, wodurch es

zu Korrosion an der Bewehrung kam. Hingegen war die Betondeckung an der Oberseite zu hoch,

was zu einer Reduzierung der statischen Nutzhöhe führte. Im Laufe der Jahre wurden stellenweise

kleine Reparaturarbeiten getätigt. 1996 wurden auf Grund von Leckagen Reparaturen ausgeführt.

In der Nähe von zwei Stützen war der Beton bis zur oberen Bewehrungslage hin bröckelig. Dort

korrodierte die Bewehrung. Diese Gefährdung wurde nicht erkannt und nur der Beton teilweise

ausgetauscht. Dabei wurde jedoch nicht der gesamte beschädigte Beton entfernt und zusätzlich

wurde der Beton rund um die bestehende Bewehrung schlecht verdichtet. 1997 gab es wieder

Leckagen und an der im Jahr zuvor reparierten Stelle, wurde ein Riss entdeckt, der als Gefährdung

eingestuft wurde. Eine Inspektion des gesamten Parkhauses wurde angeordnet, aber noch bevor

diese stattfand, stürzte ein Teil des Gebäudes ein. Da der Einsturz in den Nachtstunden passierte,

wurden keine Personen verletzt. [WOOD (s.a.)]

Abbildung 3-2: Teileinsturz Parkhaus in Wolverhampton; entnommen aus WOOD (s.a.)

Einordnungsmöglichkeiten

10

4 Einordnungsmöglichkeiten von Verstärkungsmethoden

Auf Grund der zahlreichen Parameter, die den Durchstanzwiderstand beeinflussen, ergeben sich

viele unterschiedliche Möglichkeiten, die Tragfähigkeit und auch das Verformungsvermögen der

Decken-Stützen-Verbindungen zu erhöhen. KOPPITZ et al. (2013) teilt die möglichen

Verstärkungskonzepte in vier Kategorien ein:

a. Vergrößerung der lastabtragenden Fläche beispielswiese durch Stahl- oder Betonpilze oder

durch eine Vergrößerung des Stützenquerschnittes über die gesamte Stützenhöhe;

b. Erhöhung des Biegebewehrungsgrades durch das Aufbringen einer zusätzlichen, bewehrten

Betonschicht an der Oberseite der Flachdecke oder durch das Aufkleben einer externen

Biegebewehrung beispielsweise aus Stahlfaser oder Karbonfaser verstärkten Kunststoffen;

c. Nachträglich installierte verankerte oder geklebte Schubbewehrung;

d. Verstärkung durch Vorspannen.

(siehe Abbildung 4-1)

a.

b.

c.

d.

Abbildung 4-1: Einteilung von Verstärkungsmethoden nach KOPPITZ et al. (2013)

INÁCIO et al. (2012) fasst die verschiedenen Techniken zur Verstärkung in fünf Punkten

zusammen:

a. Aufbringen einer zusätzlichen, bewehrten Betonschicht;

b. Verstärken durch geklebte Stahlbleche oder geklebte faserverstärkte Kunststoffe;

c. Austausch von Beton durch höherfesten oder faserverstärkten Beton;


11

d. Einsatz von Beton- oder Stahlpilzen;

e. Verstärken durch Vorspannen mit externen, dauerhaften Ankern oder durch Verankerung

durch Verbund.

SANTOS et al. (2014) führt sechs typische Lösungen zur nachträglichen Verstärkung an:

a. Betonieren eines Betonpilzes;

b. Vergrößern des Stützenquerschnittes über die gesamte Stützenhöhe;

c. Aufbringen einer zusätzlichen, bewehrten Betonschicht;

d. Nachträglich installierte Schubbewehrung mit mechanischen Ankern;

e. Nachträglich installierte Schubbewehrung mit Verbund;

f. Stahlpilze.

(siehe Abbildung 4-2)

a. b.

c. d.

e. f.

Abbildung 4-2: Einteilung von Verstärkungsmethoden nach SANTOS et al. (2014)


12

LAPI et al. (2016) fasst die zahlreichen Techniken nach ihren Wirkungsweisen in vier Gruppen

zusammen:

a. Vergrößerung der lastabtragenden Fläche beispielsweise durch Beton- oder Stahlpilze;

b. Vergrößerung des Biegewiderstandes etwa durch externe, geklebte faserverstärkte

Kunststoffe;

c. Verstärkung durch Stahlbolzen oder andere Schubbewehrung;

d. Vergrößerung des Biege- und Schubwiderstandes beispielsweise durch eine zusätzliche

Betonschicht.

Nach einem anderen Gesichtspunkt treffen beispielsweise RAMOS et al. (2000) und WIDIANTO

(2006) eine Einteilung:

a. Reparaturmaßnahmen bei Stützen-Decken-Verbindungen bei bereits aufgetretenen

Schäden;

b. Verstärkungsmaßnahmen zur Erhöhung des Durchstanzwiderstandes;

c. Kombination beider Maßnahmen, das heißt eine Reparaturmaßnahme, infolge derer der

Durchstanzwiderstand im Vergleich zur unbeschädigten Ausgangslage erhöht werden soll.

Wirkungsweisen

13

5 Wirkungsweise verschiedener Verstärkungsmethoden – erklärt

anhand der Theorie des kritischen Schubrisses

Mit Hilfe der kritischen Schubrisstheorie (CSCT – Critical Shear Crack Theory) nach MUTTONI

lässt sich der Schubwiderstand von Stahlbetonbauteilen berechnen. Die Theorie basiert auf der

Annahme, dass der Schubwiderstand eines Bauteils von der Öffnung und der Rauigkeit des

kritischen Schubrisses abhängt [MUTTONI (2003), MUTTONI/FERNÁNDEZ RUIZ (2008) und

MUTTONI (2008)].

Dieser Zusammenhang lässt sich laut MUTTONI et al. (2008) mit folgenden Beziehung beschreiben:

( , )

Rc g

Vf f d

u d (0.1)

Die Variablen sind wie folgt definiert:

VR Querkraftwiderstand

u kritischer Umfang

d statische Höhe des Bauteils

fc Zylinderdruckfestigkeit

ω Öffnung des kritischen Schubrisses

dg Größtkorndurchmesser

Bei Platten gilt:

d (0.2)

Dies bedeutet, dass die Öffnung des kritischen Schubrisses ω proportional zum Produkt der

Plattenverdrehung ψ und der statischen Nutzhöhe d angenommen wird.

Abbildung 5-1: Kritischer Schubriss; entnommen aus MUTTONI et al (2008)

Wirkungsweisen

14

Durch die Auswertung von Durchstanzversuchen ohne Durchstanzbewehrung ermittelte MUTTONI

(2008) folgende Beziehung, welche auch als Bruchkriterium bezeichnet wird:

0

3

41 15

c

R

g g

u d fV

d

d d

(0.3)

Die zusätzliche Referenzkorngröße dg0 wird mit 16 mm angenommen.

Gemäß der kritischen Schubrisstheorie wird der Durchstanzwiderstand durch den Schnittpunkt des

Bruchkriteriums mit der Last-Verformungsbeziehung der Platte bestimmt. Als vereinfachte Last-

Verformungsbeziehung wird von MUTTONI (2008) bei Innenstützen die Beziehung 4.4

vorgeschlagen:

3

2

0, 228

dy

s R

fL V

d E m

(0.4)

Die Variablen sind wie folgt definiert:

ψ Plattenverdrehung

L Spannweite [m]

d statische Höhe der Platte [m]

fy Fließgrenze der Biegebewehrung [N/mm²]

Es Elastizitätsmodul der Biegebewehrung [N/mm²]

V Einwirkende Querkraft [kN]

mR Biegewiderstand der Platte [kNm/m]

In Gleichung (4.4) ist die Plattenschlankheit zu finden. Erwartungsgemäß wird die Verdrehung ψ

bei gleichbleibender einwirkender Last V mit zunehmender Schlankheit größer. Für verschiedene

Betonstahlsorten kann das Elastizitätsmodul der Biegebewehrung Es als gleichbleibend mit 200 000

N/mm² angesetzt werden. Die Streckgrenze der Bewehrung fy im Verhältnis zum Elastizitätsmodul

der Biegebewehrung Es beschreibt die Dehnung des Bewehrungsstahles bei Fließeintritt. Bei

höherfesten Betonstählen nimmt die Fließdehnung und somit die Plattenrotation ψ zu.

Wirkungsweisen

15

Löst man die Gleichung (4.4) nach V auf, erhält man die Beziehung (4.5), welche den Einfluss des

Biegewiderstandes der Platte auf den Last-Rotationsverlauf verdeutlicht.

3

2

16,75 S

R

y

d EV m

L f

(0.5)

Abbildung 5-2 zeigt vereinfacht die Bruchkurve nach Gleichung (4.3) sowie die Last-

Verformungskurve nach Gleichung (4.4) als Funktionen der einwirkenden Durchstanzkraft V in

Abhängigkeit der Plattenrotation ψ. Hier bezeichnet Vu die Bruchlast.

Abbildung 5-2: Bruchkriterium/Last-Verformungsbeziehung nach MUTTONI et al (2008)

Dieses Diagramm eignet sich sehr gut, um die Wirkungsweise verschiedener

Durchstanzverstärkungen zu erklären und ermöglicht es, die Vorverformung, die beim Installieren

der Verstärkung bereits vorhanden ist, zu berücksichtigen [LAPI et al. (2016)].

5.1.1 Vergrößerung der lastabtragenden Fläche

Bei einer Vergrößerung der lastabtragenden Fläche werden das Bruchkriterium und die Last-

Verformungsbeziehung der Platte beeinflusst. Wie in Abbildung 5-3 ersichtlich, wird der

Durchstanzwiderstand gesteigert und gleichzeitig das Verformungsvermögen der Platte erhöht

[LAPI et al. (2016)].

Wirkungsweisen

16

Abbildung 5-3: Bruchkriterium/Last-Verformungsbeziehung bei Vergrößerung der lastabtragenden Fläche nach

LAPI et al. (2016)

5.1.2 Erhöhung des Biegewiderstandes

Das Bruchkriterium wird durch eine zusätzliche Biegebewehrung (z.B. aufgeklebte faserverstärkte

Kunststoffe) nicht beeinflusst. Jedoch steigt die Last-Verformungskurve, da durch zusätzliche

Biegebewehrung die Plattensteifigkeit erhöht wird, steiler an und schneidet die Kurve des

Bruchkriteriums bei einer höheren Last (vergleiche Abbildung 5-4). Daraus folgt, dass der

Durchstanzwiderstand erhöht werden kann, die Verformungsfähigkeit der Platte nimmt aber ab und

das Versagen wird spröder. [LAPI et al. (2016)]

Abbildung 5-4: Bruchkriterium/Last-Verformungsbeziehung bei Erhöhung des Biegewiderstandes nach LAPI et l.

(2016)

Wirkungsweisen

17

5.1.3 Aufbringen einer zusätzlichen Betonschicht

Bei einer zusätzlich aufgebrachten Betonschicht nimmt die Biegesteifigkeit zu und dadurch steigt

die Last-Verformungskurve steiler an. Zusätzlich kommt es durch die Erhöhung der statischen

Nutzhöhe zu einer positiven Beeinflussung des Bruchkriteriums (Abbildung 5-5). Während der

Anstieg der Last-Verformungskurve zu einer Verminderung des Verformungsvermögens führt,

bewirkt die Beeinflussung des Bruchkriteriums eine Zunahme. [LAPI et al. (2016)].

Abbildung 5-5: Bruchkriterium/Last-Verformungsbeziehung bei Aufbringen einer zusätzlichen Betonschicht nach

LAPI et al. (2016)

5.1.4 Installation einer Schubbewehrung

Da sich eine Schubbewehrung nicht merklich auf die Biegesteifigkeit einer Platte auswirkt, zeigt

sich ihre positive Wirkung auf den Durchstanzwiderstand nur durch Anheben der Bruchkurve

(siehe Abbildung 5-6). Es gibt aber keinen Sprung wie beim Aufbringen einer zusätzlichen

Betonschicht, sondern einen langsamen Anstieg, da die nachträglich installierte

Durchstanzbewehrung erst bei zusätzlicher Verformung aktiviert wird [LAPI et al. (2016)].

Wirkungsweisen

18

Abbildung 5-6: Bruchkriterium/Last-Verformungsbeziehung bei nachträglicher Schubbewehrung nach LAPI et al.

(2016)

5.1.5 Aufbringen einer Vorspannung

Bei Verstärkung mit Hilfe von Vorspannung können das Bruchkriterium und die Last-

Verformungskurve beeinflusst werden. Die Rissbildung setzt erst unter einer höheren Last ein,

wodurch sich die Platte im Vergleich zur unverstärkten Platte unter hohen Lasten steifer verhält.

Außerdem wird die Bruchkurve angehoben. Der Schnittpunkt, der die maximal aufnehmbare Last

beschreibt, wird erhöht [KOPPITZ et al. (2013)].

Abbildung 5-7: Bruchkriterium/Last-Verformungsbeziehung bei Vorspannen nach KOPPITZet al. (2013) und

FARIA et al. (2014)

Exkurs: Faserverstärkte Kunststoffe

19

6 Exkurs: Faserverstärkte Kunststoffe – ein häufig eingesetzter

Werkstoff bei Verstärkungsmaßnahmen

Neben den gängigen Werkstoffen Stahl, Beton und Stahlbeton kommen im Zuge der

Instandsetzungs- und Verstärkungsmaßnahmen vermehrt faserverstärkte Kunststoffe zum Einsatz

[BAKIS et al. (2002) und NANNI (2003)]. Die Fasern übernehmen in einem Kompositmaterial eine

ein- oder mehraxiale Bewehrungsfunktion. Stränge und Stäbe aus faserverstärkten Kunststoffen

werden als Bewehrungselemente eingesetzt (siehe Kapitel 7.3.4, 7.3.6 und 7.3.7). In Form von

Lamellen wird dieser Werkstoff auch als Biegebewehrung verwendet. Am häufigsten werden

Carbon-, Glas- oder Aramidfasern eingesetzt [TENG et al. (2002)]. Benannt werden die

faserverstärkten Kunststoffe nach den verwendeten Fasern [WIDIANTO (2006)]:

Carbonfaserverstärkte Kunststoffe (CFK) bzw. Carbon-Fiber-Reinforced Polymer (CFRP)

Glasfaserverstärkte Kunststoffe (GFK) bzw. Glass-Fiber-Reinforced Polymer (GFRP)

Aramidfaserverstärkte Kunststoffen (AFK) bzw. Aramid-Fiber-Reinforced Polymer

(AFRP)

Abbildung 6-1 zeigt charakteristische Spannungs-Dehnungsbeziehungen der drei genannten

Kunststoffe verglichen mit denen von Betonstahl und vorgespanntem Stahl. Es ist ersichtlich, dass

CFK (CFRP) die höchste Zugfestigkeit, aber die geringste Bruchdehnung aufweist [WIDIANTO

(2006)].

Abbildung 6-1: Spannungsdehnungsdiagramm für faserverstärkte Kunststoffe nach WIDIANTO (2006)

Exkurs: Faserverstärkte Kunststoffe

20

WIDIANTO (2006) fasst Vor- und Nachteile faserverstärkter Kunststoffe zusammen:

Vorteile:

Korrosionsbeständig [FIB. (2001b)]

hohe Zugfestigkeit im Verhältnis zum Gewicht [FIB. (2001b)]

gute Ermüdungsfestigkeit [LIAO et al. (1998) und [TRIANTAFILLOU (1998)]

ausgezeichnetes Kriech- und Relaxationsverhalten [TRIANTAFILLOU (1998)]

geringe thermische Ausdehnung [LIAO et al. (1998)]

wetterbeständig in Bezug auf Zugfestigkeit und Verbund zwischen Kunststoff und Beton;

und ziemlich beständig auch bei Frieren und Auftauen [YAGI et al. (1997)]

Nachteile:

sprödes Versagen [WIDIANTO (2006) und NEALE (2000)]

relativ teuer [TRIANTAFILLOU (1998)]

Verschlechterung der Eigenschaften bei hohen Temperaturen und entflammbar [FIB.

(2001b)]

thermische Ausdehnungskoeffizienten von faserverstärkten Kunststoffen und Beton sind

nicht kompatibel [FIB. (2001b)]

bei direkter Sonneneinstrahlung leicht zerstörbar durch die Ultraviolett-Strahlung [DE

ROSE (1997)]

Glasfasern mit Silizium können in einer alkalischen Umgebung, wie beispielsweise im

Beton, zerstört werden [CONCRETE SOCIETY (2000)]

Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden

21

7 Sammlung verschiedener Verstärkungsmethoden der letzten

zwanzig Jahre (1998-2018)

Zahlreiche Entwicklungen zur nachträglichen Verstärkung gegen Durchstanzen von Flachdecken

wurden im Laufe der letzten Jahre an Universitäten und in der Privatwirtschaft gemacht. Geprüft

werden die Verstärkungsmaßnahmen im Allgemeinen an Plattenausschnitten, die den

Stützenbereich einer punktgestützten Platte nachempfunden sind. Die Abmessungen der

Ausschnitte ergeben sich im Regelfall daraus, dass die Randabspannungen der Probekörper

bestmöglich entlang der Nulllinie der radialen Biegemomente, die sich bei Betrachtung des

gesamten Deckensystems über mehrere Felder ergeben würden, angebracht werden. Die Versuche

an Deckenausschnitten liefern im Regelfall kleinere Durchstanzwiderstände als Versuche an

gesamten Flachdeckensystemen, da die Möglichkeit der Schnittgrößenumlagerung und die

Randeinspannungen fehlen [WALKNER (2014)].

7.1 Notation

In der folgenden Tabelle 7-1 werden die, in den Versuchsbeschreibungen häufig vorkommenden,

Variablen erklärt.

Tabelle 7-1: Notation

Notation

fc Zylinderdruckfestigkeit Beton

fc,cube Würfeldruckfestigkeit Beton

fy Streckgrenze Stahl

ft Zugfestigkeit des Materials (Stahl/CFK)

f0,2 0,2%-Dehngrenze Stahl

E Elastizitätsmodul

L Länge Versuchsplatte

B Breite Versuchsplatte

H Höhe Versuchsplatte

c1 Länge Krafteinleitungsfläche

c2 Breite Krafteinleitungsfläche

D Durchmesser Krafteinleitungsfläche bzw. Stützendurchmesser

d statische Nutzhöhe gemessen an den Probekörpern

d* Nennwert der statischen Nutzhöhe

R/E/M Randstütze/Eckstütze/Mittelstütze

ρLm,Z mittlerer Biegebewehrungsgrad Zugzone

ρLm,D mittlerer Biegebewehrungsgrad Druckzone

Ø Stabdurchmesser Biegebewehrung

Ø/Sx,Z bzw. Ø/Sy,Z Stabdurchmesser und Abstand der Biegebewehrung in der Zugzone in einer Richtung

Ø/Sx,D bzw. Ø/Sy,D Stabdurchmesser und Abstand der Biegebewehrung in der Druckzone in einer Richtung


22

Notation

ds Schaftdurchmesser Verstärkungselement

V experimentell aufgebrachte Querkraft

M experimentell aufgebrachtes Moment

Vu bzw. Vt2 experimentelle Bruchlast

ψ Plattenverdrehung bei Versagen

P Durchstanzversagen

F Biegeversagen

7.2 Erhöhung des Biegewiderstandes

Zahlreiche Ideen, die Tragfähigkeit einer durchstanzgefährdeten Platte zu erhöhen, basieren auf

einer zusätzlich installierten Biegebewehrung. Häufig kommen dabei faserverstärkte Kunststoffe

zum Einsatz. Ausgewählte Versuche dazu werden im folgenden Kapitel vorgestellt und Hinweise

zu weiterführender Literatur gegeben.

7.2.1 Kreuzweise verklebte CFK-Lamellen mit Ankerschrauben – URBAN/TARKA (2010,

Polen)

URBAN und TARKA untersuchen die Auswirkungen von externer Biegebewehrung in Form von

CFK-Lamellen auf den Durchstanzwiderstand bei gering bewehrten Platten. Um frühzeitiges

Verbundversagen zwischen den aufgeklebten CFK-Streifen und dem Beton zu vermeiden, wird

eine zusätzliche mechanische Befestigung vorgeschlagen. [URBAN/TARKA (2010)]

7.2.1.1 Systembeschreibung

An der Zugseite der Platte werden kreuzweise CFK-Streifen aufgeklebt und mit Schrauben

zusätzlich befestigt. Abbildung 7-1 zeigt eine mögliche Anordnung der CFK-Lamellen und der

Schrauben und ein Foto der Verstärkungsmaßnahme. Das Foto ist allerdings erst nach dem Versuch

entstanden, daher ist das Verstärkungssystem nicht mehr intakt. Es veranschaulicht aber trotzdem

die Verstärkungstechnik. Außerdem ist eine Skizze der Verstärkungsmaßnahme im Schnitt

abgebildet.


23

Abbildung 7-1: Kreuzweise verklebte CFK-Lamellen mit Ankerschrauben; entnommen aus URBAN/TARKA (2010)

Die Ankerschrauben besitzen ein langes Gewinde, das in die Betonplatte hineinreicht und ein

kurzes Gewinde außerhalb der Platte zum Anziehen der Mutter. Die Ankerschrauben enden in der

Platte und es wird kein zusätzlicher Verbund hergestellt. Zwischen den Muttern und den CFK-

Lamellen liegen Ankerplatten aus Stahl.

7.2.1.2 Versuche und Ergebnisse

Vier Probekörper mit den Abmessungen 2,3m x 2,3m x 0,18m werden untersucht. Die

Plattenausschnitte beinhalten einen mitbetonierten Stützenstummel mit einer Querschnittsfläche

von 250 mm x 250 mm. Der Versuchstand ist so aufgebaut, dass der Stützenstummel auf den die

Kraft aufgebracht wird, nach unten weist. Die Probekörper werden mit Ankerstangen befestigt. Die

Anordnung der Befestigungselemente ist in Abbildung 7-1 ersichtlich. Alle Probekörper werden

aus einer Charge betoniert und gleich bewehrt. Die Biegebewehrung wird gleichmäßig angeordnet.

Für die an Würfeln geprüften Betonfestigkeiten, die jeweils am Tag des Versuches ermittelt

werden, wird in der Veröffentlichung nur ein Mittelwert angegeben. Der erste und der letzte

Versuch liegen 100 Tage auseinander. Tabelle 7-2 gibt einen Überblick über die Probekörper.

Tabelle 7-2: Kreuzweise verklebte CFK-Lamellen – Probekörper – URBAN/TARKA (2010)

Nutzhöhe Beton Biegebewehrung Krafteinleitung/Stütze

d fc,cube

1 fy

2 Ø12 ρLm,Z Ø/Sx,Z=Ø/Sy,Z Form c1xc2 R/E/M

[mm] [N/mm²] [N/mm²] [%] [mm]/[mm] [-] [mm] [-]

Pro

bek

örp

er

S-2 145 48,3 573,2 0,51 Ø12/150 Quadrat 250x250 M

WT-CF-8 150 48,3 573,2 0,49 Ø12/150 Quadrat 250x250 M

WT-CF-K-8 148 48,3 573,2 0,50 Ø12/150 Quadrat 250x250 M

WT-CF-K-16 149 48,3 573,2 0,50 Ø12/150 Quadrat 250x250 M 1 Mittelwert aller Probekörper

2 Mittelwert der geprüften Stäbe (niedrigster Wert fy=565,6 N/mm² höchster Wert fy=580,8 N/mm²)


24

Der Probekörper „S-2“ dient als unverstärkte Vergleichsplatte. Die anderen drei Probekörper

werden wie in Abbildung 7-1 ersichtlich mit 90 mm breiten und 1,4 mm starken CFK-Lamellen

extern bewehrt, wobei bei „WT-CF-K-16“ zweilagig verstärkt wird. Der Kunststoff weist ein

Elastizitätsmodul ECFK von 174 000 N/mm² auf. Zur Anzahl der Schrauben, die zur Befestigung der

CFK-Lamellen dienen, gibt es für die Platte „WT-CF-K-8“ in der Veröffentlichung keine Angabe

und aus der Skizze ist es nicht exakt bestimmbar. Die Schrauben reichen 100 mm in die Platte

hinein. Die berechnete Verstärkungswirkung vergleicht die ermittelten Bruchlasten mit der

Bruchlast Vu der Platte „S-2“. Die Verschiebung w gibt die vertikale Verschiebung in Plattenmitte

zum Versagenszeitpunkt an.

Tabelle 7-3: Kreuzweise verklebte CFK-Lamellen – Verstärkungselemente und Ergebnisse – URBAN/TARKA (2010)

Verstärkungselemente Ergebnisse

Lamellen Verbund Schrauben Vu

Verstärkungs-

wirkung1

w Versagens-

art

[-] [-] [-] [kN] [%] [mm] [-]

Pro

bek

örp

er S-2 keine - keine 495 100 ~22 P

WT-CF-8 1 Lage

gesamt 8 Streifen Epoxidharz keine 550 111 ~11 P

WT-CF-K-8 1 Lage

gesamt 8 Streifen Epoxidharz ca. 40 M10 625 126 ~8 P

WT-CF-K-16 2 Lagen

gesamt 16 Streifen Epoxidharz 80 M10 675 136 ~9 P

1 bezogen auf Vu von S-2

7.2.1.3 Diskussion der Ergebnisse

Beim Probekörper „WT-CF-8“ wird das Versagen durch Lösen der CFK-Lamellen an der Öffnung

des kritischen Schubrisses verursacht. Die Verstärkungswirkung ist gering. Eine signifikante

Steigerung der Tragfähigkeit kann mit chemisch und mechanisch befestigter, externer Bewehrung

erzielt werden. Jedoch bildet sich auch bei diesen beiden Platten ein Durchstanzkegel und das

Versagen ist spröde, auch wenn es bei den Platten mit chemisch und mechanisch befestigten

Lamellen als weniger explosiv beschrieben wird. Das Versagen geht mit Brechen der

Schraubengewinde einher. [URBAN/TARKA (2010)]

7.2.2 Geklebte, lange CFK-Streifen bei Platten mit Durchbrüchen – DURUCAN/ANIL

(2015, Türkei)

DURUCAN und ANIL beschreiben einige Vorteile von Verstärken mit externen CFK-Streifen wie

beispielsweise den geringen benötigten Platzbedarf und die Risikovermeidung, vorhandene

Bewehrung zu zerstören. Es wird aber gleichzeitig die Gefahr eines sehr spröden Versagens bei

Verbundversagen zwischen den CFK-Streifen und dem Beton angesprochen. In den Versuchen

wird geprüft, ob dieses Versagen durch lange CFK-Streifen, die weit über den


25

durchstanzgefährdeten Bereich hinaus verklebt werden, verhindert werden kann. Außerdem werden

stützennahe Öffnungen zusätzlich mit CFK-Streifen verstärkt. [DURUCAN/ANIL (2014)]


Einlagige CFK-Streifen werden orthogonal um die Öffnung und die Stütze an der Zugseite der

Platte angebracht. Zusätzlich werden die Eckkanten der Öffnungen verstärkt (vergleiche Abbildung

7-2).

Abbildung 7-2: Geklebte CFK-Streifen an der Zugseite und an den Durchbrüchen nach DURUCAN/ANIL (2015)

Um den bestmöglichen Verbund zwischen den CFK-Streifen und der Betonoberfläche herstellen zu

können, sollten alle Bereiche der Platte, die mit dem Kleber in Kontakt kommen, entsprechend

vorbereitet werden. Vorgeschlagen wird, die Oberflächen mit einer Schleifmaschine aufzurauen,

anschließend mit Schaum zu reinigen und mit Luftdruck zu trocknen. Der Kleber wird auf die

vorbereitete Oberfläche gesprüht und die CFK-Streifen werden mit Hand aufgelegt und glatt

gestreift, damit etwaige Luftblasen entweichen.


Die Versuchsreihe umfasst neun Probekörper. Diese werden mit neun unverstärkten Probekörpern,

welche bereits im Jahr 2014 getestet wurden und meist Deckendurchbrüche aufweisen, verglichen

[ANIL et al. (2014)]. Die Anordnung der Durchbrüche und der gesamte Versuchsaufbau gleichen

den Experimenten aus 2014. Die Plattenausschnitte mit 2,0 m x 2,0 m x 0,12 m werden am

äußersten Rand auf einem Stahlrahmen gelagert. Die Probekörper beinhalten ein mitbetoniertes,

200 mm hohes Stück einer Stütze mit 200 mm x 200 mm Querschnittsfläche, welches von oben

durch eine hydraulische Presse belastet wird. Die Biegebewehrung wird bei den neun

Plattenausschnitten ident verlegt. Es werden in der Zug- und Druckzone Stäbe mit einem

Durchmesser von 10 mm regelmäßig angeordnet. Die Größe und Position der Durchbrüche werden

variiert (siehe Abbildung 7-3).


26

1) 2) 3)

4) 5) 6)

7) 8) 9)

Abbildung 7-3: Anordnung der Durchbrüche und CFK-Streifen nach DURUCAN/ANIL (2015)

Die Beschreibung der Probekörper befindet sich in Tabelle 7-4 und eine detailliertere Auflistung

der Daten in Anhang 3.

Tabelle 7-4: Geklebte, lange CFK-Streifen – Probekörper – nach DURUCAN/ANIL (2015)

Nutzhöhe Beton Biegebewehrung Krafteinleitung/Stütze Öffnungen

d* fc ρLm,Z ρLm,D fy Form c1xc2 R/E/M Beschreibung1

[mm] [N/mm²] [%] [%] [N/mm²] [-] [mm] [-] [mmxmm]

Pro

bek

örp

er

Specimen 1 105 20,83 0,39 0,33 480 Quadrat 200x200 M keine

Specimen 2 105 20,56 0,39 0,33 480 Quadrat 200x200 M 300x300







Specimen 9 105 21,09 0,39 0,33 480 Quadrat 200x200 M 500x500²

1 Anordnung siehe Abbildung 7-3

Es werden einaxial faserverstärkte, einlagige, 12 mm starke CFK-Streifen eingesetzt, die laut

Herstellerangaben eine Zugfestigkeit ft von 4100 N/mm² und ein Elastizitätsmodul ECFK von


27

231 000 N/mm² besitzen. Die an der Plattenunterseite (Zugseite) aufgeklebten Streifen sind 150

mm breit, ausgenommen der Randstreifen bei „Specimen 8“ welcher eine Breite von nur 100 mm

aufweist (vergleiche Abbildung 7-3). Auch die U-förmigen Eckverstärkungen der Öffnungen

(Abbildung 7-2) bestehen aus 150 mm breiten Streifen. Die Verbundlängen dieser Eckstreifen an

der Plattenober- bzw. Unterseite betragen ebenfalls 150 mm. Über die Platte verteilt befinden sich

sieben Verschiebungsmesser, damit die Verformungen in der Nähe der Öffnungen und in den

ungestörten Bereichen verglichen werden können. Außerdem wird an den vier Rändern der

Krafteinleitungsfläche (am oberen Rand des Stützenstummels) je ein Messpunkt installiert. Aus

diesen vier Messpunkten berechnen sich die Versuchsgrößen w und wmax, welche die

Verschiebungen bei maximaler Last bzw., wenn keine weitere Last mehr aufgebracht werden kann,

beschreiben (vergleiche Abbildung 7-4).

Abbildung 7-4: Last-Verformungsdiagramm der Probekörper "Specimen 1" - "Specimen 5" nach DURUCAN/ANIL

(2015)

Die gewonnenen Ergebnisse werden in Tabelle 7-5 mit den Ergebnissen von ANIL et al. (2015)

verglichen. Detaillierte Daten sind in Anhang 4 gelistet.


28

Tabelle 7-5: Geklebte, lange CFK-Streifen – Ergebnisse – nach DURUCAN/ANIL (2015)

Ergebnisse

Vu

Vu

o.V.

Verstärkungs-

wirkung1

wmax/w w/w o.V. wmax/wmax

o.V.

Versagens-

art

[kN] [kN] [%] [mm]/[mm] [mm]/[mm] [mm]/[mm] [-]

Pro

bek

örp

er

Specimen 1 193,03 193 100 1,01 1,01 1,00 P

Specimen 2 161,18 99 163 1,29 1,97 1,17 P

Specimen 3 186,08 126 148 1,24 1,49 1,51 P

Specimen 4 157,71 77 205 1,24 1,40 0,91 P

Specimen 5 173,31 95 183 1,23 0,87 1,00 P

Specimen 6 197,42 135 146 1,26 1,20 1,23 P

Specimen 7 219,36 172 127 1,27 1,15 1,16 P

Specimen 8 190,86 116 165 1,23 1,11 1,18 P

Specimen 9 201,84 139 145 1,07 1,17 0,99 P

o.V. ohne Verstärkung ANIL et al. (2014)

1 bezogen auf die Bruchlast der dazugehörige Versuchsplatte von ANIL et al. (2014)


Eine signifikante Steigerung der Traglast tritt bei allen Plattenaufschnitten auf. Bei den

unverstärkten Platten nimmt die Traglast besonders bei direkt an die Stütze angrenzenden

Öffnungen stark ab. Bei den verstärkten Platten nimmt der Einfluss der Durchbrüche auf das

Tragverhalten ab. Bei dem Probekörper „Specimen 7“, der eine kleine, weit entfernte Öffnung

besitzt, nimmt die aufnehmbare Last im unverstärkten Fall im Vergleich zur Platte ohne Öffnungen

nur leicht ab und im verstärkten Fall, kann bei diesem Plattenausschnitt mit 127% die geringste

Steigerung erzielt werden. Dies spricht dafür, dass die erzielten Laststeigerungen hauptsächlich auf

die Verstärkung der Durchbrüche zurückzuführen sind. Die Last-Verformungskurven aller

Probekörper zeigen das typische Bild eines Durchstanzversagens. Das Verformungsvermögen der

Platten kann nicht entscheidend beeinflusst werden. [DURUCAN/ANIL (2014)]

7.2.3 Schichten aus textilbewehrtem Mörtel (CFK- und GFK-Gewebe) –

KOUTAS/BOURNAS (2017, Großbritannien)

Da Untersuchungen zur Verstärkung mit textilbewehrtem Mörtel bei verschiedenen Bauteilen

Erfolg zeigen, prüfen KOUTAS und BOURNAS die Verstärkungswirkung bei zweiachsig gespannten

Platten. Grundsätzliche Vorteile von textilbewehrtem Mörtel sind die Hitzebeständigkeit, die

Kompatibilität mit dem bestehenden Beton und die Luftdurchlässigkeit. [KOUTAS/BOURNAS

(2017)]


29


Zur Erhöhung des Biegewiderstandes wird an der Zugseite der Platte ein Gewebe aus CFK- oder

GFK-Fasern (Abbildung 7-5) eingesetzt. Dafür wird zuerst die Betonoberfläche aufgeraut und

anschließend mit Wasser besprüht. Mit einer Kelle wird eine erste, dünne Mörtelschicht auf die

feuchte Oberfläche aufgebracht. Darauf wird das Gewebe gelegt und mit der Hand hineingedrückt.

Abschließend wird noch eine Mörtelschicht aufgebracht, so dass das gesamte Gewebe mit Mörtel

bedeckt ist.

Abbildung 7-5: CFK-Gewebe und GFK-Gewebe, Abmessungen in mm; entnommen aus KOUTAS/BOURNAS (2017)


Die Versuchsreihe umfasst 6 Plattenausschnitte mit 1,8 m x 1,8 m x 0,1 m. Diese werden am Rand

auf einem Metallrahmen gelagert, so dass nur eine effektive Spannweite von 1,5 x 1,5 m verbleibt.

Der Metallrahmen wird nur an den Ecken gelagert. Die Krafteinleitung erfolgt an vier Stellen und

simuliert eine Stütze mit 0,65 m x 0,65 m Querschnittsfläche. Abbildung 7-6 zeigt ein Foto des

Versuchstandes.

Abbildung 7-6: Versuchstand; entnommen aus KOUTAS/BOURNAS (2017)

Die Probekörper werden alle gleich bewehrt. Es gibt keine Angaben zur Nutzhöhe oder zur

Betondeckung. Die Betonfestigkeit wird an Würfeln jeweils am Tag des Versuches geprüft. Es


30

werden jeweils drei Probekörper am selben Tag getestet. Der Plattenausschnitt „C3_cr“ wird, vor

der Verstärkungsmaßnahme bis Risse auftreten, belastet. Genauere Angaben befinden sich in

Anhang 5.

Tabelle 7-6: Textilbewehrter Mörtel – Probekörper – nach KOUTAS/BOURNAS (2017)

Höhe Beton Biegebewehrung2 Krafteinleitung/Stütze

H fc,cube1 ρLm,Z fy Form c1xc2 R/E/M

[m] [N/mm²] [%] [N/mm²] [-] [mm] [-]

Pro

bek

örp

er CON 0,1 19,80 0,17 470 Quadrat 650x650 M

C1 0,1 19,80 0,17 470 Quadrat 650x650 M

C2 0,1 19,80 0,17 470 Quadrat 650x650 M

C1_part 0,1 22,20 0,17 470 Quadrat 650x650 M

G3 0,1 22,20 0,17 470 Quadrat 650x650 M

C3_cr 0,1 22,20 0,17 470 Quadrat 650x650 M

keine Angaben zur Nutzhöhe oder zur Betondeckung

1 Mittelwert der jeweils drei Probekörper, die am gleichen Tag getestet werden

2 im Feld regelmäßig angeordnet, am Rand zu Schlaufen gebogen, in den Ecken zusätzliche Bewehrung

Die Anordnung der CFK- bzw. GFK-Gewebe wird in Abbildung 7-7gezeigt.

Abbildung 7-7: Anordnung der CFK- bzw. GFK-Gewebe, nach KOUTAS / BOURNAS (2017)

Wie schon in Abbildung 6-1 ersichtlich, unterscheiden sich Carbon- und Glasfaserverstärkte

Kunststoffe in ihrer Festigkeit. Dies spiegelt sich im Elastizitätsmodul der eingesetzten


31

Verstärkungsgitter wider. Das CFK-Gewebe besitzt ein E-Modul von 225 000 N/mm² hingegen

weist das GFK-Gewebe ein E-Modul von nur 74 000 N/mm² auf. Die verwendeten CFK-Gewebe

sind mit 0,095 mm je Lage stärker als die GFK-Gewebe mit 0,044 mm. Bei jedem Probekörper

werden die Gewebe unterschiedlich verlegt. Die Nenndicke der ersten Mörtelschicht beträgt bei

allen Platten zwei Millimeter. Die zweite Mörtelschicht wird so variiert, dass das Gewebe im

Mörtel verschwindet. Die in Tabelle 7-7 angegebene Verstärkungswirkung bezieht sich immer auf

die maximal aufnehmbare Last Vu der Platte „CON“.

Tabelle 7-7: Textilbewehrter Mörtel – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach KOUTAS / BOURNAS (2017)


Beschreibung fmc

1 Vu

Verstärkungs-

wirkung w

2

Versagens-

art

[-] [N/mm²] [kN] [%] [mm] [-]

Pro

bek

örp

er

CON keine - 95 100 52 F

C1 1 Lage CFK-Gewebe

über die ganze Zugseite 33,1 207 218 37 F

C2 2 Lagen CFK-Gewebe

über die ganze Zugseite 33,1 291 306 35 P

C1_part 2 Lagen CFK-Gewebe kreuzweise

(1 Lage pro Richtung),

50% der Zugseite

36,6 178 187 25 F

G3 3 Lagen GFK-Gewebe


C3_cr 3 Lagen CFK-Gewebe


1 Mittelwert der Mörteldruckfestigkeit für die Probekörper, die am gleichen Tag getestet werden

2 beschreibt die vertikale Verschiebung im Plattenmittelpunkt bei Vu


Noch bevor ein Durchstanzversagen auftritt, versagt die unverstärkte Referenzplatte „CON“ auf

Grund des niedrigen Bewehrungsgrades mit Fließen der Bewehrung und sehr großen

Verformungen. Bei Erhöhung des Biegebewehrungsgrades durch den textilbewehrten Mörtel, kann

die Traglast signifikant gesteigert werden. Jedoch wird die Verformungskapazität unter Höchstlast

deutlich reduziert. Wird hingegen das Nachbruchverhalten mitberücksichtigt, zeigt sich, dass die

verstärkten Platten das Verformungsvermögen der Referenzplatte CON erreichen. Bei allen

verstärkten Probekörpern werden die Gewebe aus dem Mörtel herausgedrückt und reißen teilweise.

Bei Probekörper „C2“ stanzt die Stütze anschließen durch, bei den anderen tritt Biegeversagen auf.

Die Verstärkungsmaßnahme zeigt auch bei der im Vorhinein bis zur Rissbildung belasteten Platte

„C3-cr“ einen sehr hohen Wirkungsgrad. [KOUTAS/BOURNAS (2017)]

Das in den Versuchen ermittelte Last-Verformungsverhalten der Probekörper (Abbildung 7-8)

zeigt, dass wie in Kapitel 5.1.2 vorhergesagt, die Last-Verformungsbeziehung bei zusätzlicher

Biegebewehrung steiler ansteigt und spröderes Versagen provoziert wird.


32

Abbildung 7-8: Last-Verformungsdiagramm der Probekörper „CON“ – „C3_cr“, entnommen aus KOUTAS /

BOURNAS (2017)

7.2.4 Literaturverweise

Weitere Versuchsbeschreibungen zur Ertüchtigung durch eine Erhöhung des Biegewiderstandes

finden sich in:

EBEAD et al (2002): “Strengthening of Two-Way Slabs Using FRP Materials: A Simplified

Analysis Based on Response Surface Methodology.”

In einer Versuchsreihe mit sechs Probekörpern wird die Verstärkung mit CFK- und GFK-

Folien und Streifen untersucht.

SUTER / MOREILLON (2008): “Strengthening of concrete slabs by bonded reinforcement to

increase punching resistance.“

An neun Plattenausschnitten wird die Verstärkung durch externe Biegebewehrung in Form

von geklebten, nicht vorgespannten und vorgespannten CFK-Folien mit und ohne

mechanischer Verankerung und geklebten CFK-, GFK- und AFK-Lamellen geprüft.

MORENO et al. (2015): “Punching Shear Strengthening of Flat Slabs: CFRP and Shear

Reinforcement.”

Kreuzweise an der Zugseite der Platte aufgeklebte CFK-Streifen und die sogenannte „near-

surface mounted reinforcment technique“ werden getestet. Unter der NSM Technik wird

verstanden, dass Rillen in die Betonoberfläche geschnitten werden, welche mit Mörtel

verfüllt werden. Anschließend werden CFK-Streifen hineingepresst [THE CONCRETE

SOCIETY (2018)].

ABBAS et al. (2015): „Effect of CFRP and TRM Strengthening of RC Slabs on Punching

Shear Strength.”

In einer Versuchsreihe mit zwölf Probekörpern in einem reduzierten Maßstab wird die

Verstärkungswirkung von textilbewehrtem Mörtel und von CFK-Platten als externe

Biegebewehrung getestet.


33

7.3 Installation einer Schubbewehrung

Zahlreiche Verstärkungsmethoden basieren auf einem nachträglichen Einbringen von

Schubbewehrung. Die Beschaffenheit der einzelnen im folgenden Kapitel vorgestellten

Bewehrungselemente variiert aber stark bezüglich der Form, des Materials, der Verankerung, des

Verbundes und der Installation.

7.3.1 Vertikal installierte Scherbolzen aus Stahl – POLAK (2005, Kanada)

In vier Versuchsreihen zwischen 1998 bis 2005 werden an der Universität von Waterloo

Scherbolzen zur nachträglichen Durchstanzverstärkung untersucht. Neben Mittelstützen werden

auch Randstützen und Stützen neben Öffnungen geprüft. POLAK (2005) veröffentlicht eine

Zusammenfassung der Versuchsergebnisse.


Die Scherbolzen bestehen aus einem glatten Bewehrungsstab mit einem kurzen Gewinde an der

einen Seite und einem tellerförmigen Anker an der anderen Seite (Abbildung 7-9).

Abbildung 7-9: Scherbolzen; entnommen aus POLAK (2005)

Für die Montage wird ein vertikales Loch mit dem Durchmesser des Bewehrungsstabes durch die

gesamte Deckenhöhe gebohrt. Dann wird der Scherbolzen eingeführt und von der Plattenunterseite

die Mutter angezogen (Abbildung 7-10). Es wird kein Verbund hergestellt und keine Vorspannung

erzeugt.

Abbildung 7-10: Installation der Scherbolzen nach POLAK (2005)

Die Scherbolzen werden kreuzweise um den Stützenquerschnitt angeordnet (Abbildung 7-10).


34

Abbildung 7-11: Anordnung der Scherbolzen nach POLAK (2005)


Die Versuche umfassen sechzehn Probekörper. Die Plattenausschnitte mit 1,5 m x 1,5 m x 0,12 m

für Mittelstützen und 1,54 m x 1,02 m x 0,12 m für Randstützen repräsentieren typische

Flachdeckensysteme mit Feldern von 3,75 m x 3,75 m. Die Biegebewehrung wird so gewählt, dass

ohne Verstärkung Durchstanzen auftritt. Bei Vorhandensein von Öffnungen sind diese direkt an

den Stützenquerschnitt angrenzend. Bei den Randstützen wirkt zusätzlich zur vertikalen Kraft eine

momentenerzeugende Horizontalkraft. Details zu den Probekörpern sind in der Tabelle 7-8

aufgelistet.


35

Tabelle 7-8: Vertikal installierte Scherbolzen – Probekörper – nach POLAK (2005)

Nutzhöhe Beton Biegebewehrung Krafteinleitung/Stütze Öffnungen

d fc ρLm,Z ρLm,D Form c1xc2 M/V R/E/M Beschreibung

[mm] [N/mm²] [%] [%] [-] [mm] [-] [-] [-]

Pro

bek

örp

er

SB1 k.A. 44,0 1,2 0,55 Quadrat k.A. - M keine




SB5 k.A. 44,0 1,2 0,55 Quadrat k.A. - M 4 je 70x70mm

SB6 k.A. 44,0 1,2 0,55 Quadrat k.A. - M 2 je 70x70mm

XXX k.A. 33,0 0,75 0,45 Quadrat k.A. 0,30 R keine

SF0 k.A. 31,5 0,75 0,45 Quadrat k.A. 0,30 R 150x150mm

HXXX k.A. 36,5 0,75 0,45 Quadrat k.A. 0,62 R keine

XXX-R k.A. 33,0 0,75 0,45 Quadrat k.A. 0,30 R keine

SF0-R k.A. 32,0 0,75 0,45 Quadrat k.A. 0,30 R 150x150mm

HXXX-R k.A. 33,5 0,75 0,45 Quadrat k.A. 0,62 R keine

SX-1SR k.A. 40,2 0,75 0,45 Quadrat k.A. 0,30 R keine

SX-2SR k.A. 40,2 0,75 0,45 Quadrat k.A. 0,30 R keine

SX-2SB k.A. 40,0 0,75 0,45 Quadrat k.A. 0,30 R keine

SH-2SR k.A. 40,2 0,75 0,45 Quadrat k.A. 0,30 R 150x150mm

k.A. keine Angabe

Die Versuche beinhalten vier Vergleichsplatten ohne Verstärkungselemente, 3 Vergleichsplatten

mit 6 Reihen einbetonierter Kopfbolzendübel und neun Platten mit den zu testenden Scherbolzen

(vergleiche Tabelle 7-9). Es können nicht für alle Verstärkungselemente vollständige Angaben

gemacht werden.


36

Tabelle 7-9: Vertikal installierte Scherbolzen – Verstärkungselemente – nach POLAK (2005)

Verstärkungselemente

Beschreibung Reihen Stück/Reihe dS

[-] [-] [-] [mm]

Pro

bek

örp

er

SB1 keine - - -

SB2 Scherbolzen 2 8 k.A.





XXX keine - - -

SF0 keine - - -

HXXX keine - - -

XXX-R einbetonierte Kopfbolzendübel 6 k.A. 9,5

SF0-R einbetonierte Kopfbolzendübel 6 k.A. 9,5

HXXX-R einbetonierte Kopfbolzendübel 6 k.A. 9,5

SX-1SR Scherbolzen 1 k.A. 12,7

SX-2SR Scherbolzen 2 k.A. 12,7

SX-2SB Scherbolzen 2 k.A. 12,7

SH-2SR Scherbolzen 2 k.A. 12,7

k.A. keine Angabe

Die Ergebnisse der einzelnen Versuche sind in Tabelle 7-10 zusammengefasst. Der Zeitpunkt t1

beschreibt das erste Fließen der Biegebewehrung und der Zeitpunkt t2 das endgültige Versagen. Die

Verschiebung wird durch eine induktive Verschiebungsmessung am Kraftregler bestimmt. Das

Verhältnis der Verschiebung t1 zur Verschiebung t2 wird als Duktilität der Platten interpretiert.


37

Tabelle 7-10: Vertikal installierte Scherbolzen – Ergebnisse – nach POLAK (2005)

Ergebnisse

Vt1 Vt2 Mt2n Verstärkungswirkung Duktilität Versagensart

[kN] [kN] [kN] [%] [mm/mm] [-]

Pro

bek

örp

er

SB1 240 253 - 1001 1,0 P

SB2 224 364 - 1441 2,2 P/F

SB3 260 372 - 1471 2,1 F

SB4 240 360 - 1421 3,4 F

SB5 250 353 - 1401 5,0 F

SB6 250 336 - 1331 4,1 F

XXX 75 125 38 1002 4,0 P

SF0 75 110 33 1003 3,0 P

HXXX 50 69 46 1004 2,7 P

XXX-R 75 154 46 1232 7,9 F

SF0-R 75 146 44 1333 7,4 F

HXXX-R 50 85 56 1234 4,4 P/F

SX-1SR 65 151 45 k.V. 5,9 P/F

SX-2SR 65 155 47 k.V. 12,4 F

SX-2SB 65 162 49 k.V. 8,7 F

SH-2SR 65 141 42 k.V. 6,1 F 1 bezogen auf Vt2 SB1 2 bezogen auf Vt2 XXX 3 bezogen auf Vt2 SF0 4 bezogen auf Vt2 HXXX

k.V. keine Vergleichsplatte

Für vierzehn der sechszehn Probekörper werden die Last-Verschiebungsdiagramme veröffentlicht.

Während das erste Diagramm inAbbildung 7-12 die Verschiebungen für die mit Scherbolzen

verstärkten Platten mit Mittelstützen bzw. der dazugehörigen Referenzlplatte zeigt, sind im zweiten

und dritten Diagramm die Ergebnisse für die Verstärkung bei Randstützen mit einbetonierten

Kopfbolzendübel und Scherbolzen gemischt.


38

Abbildung 7-12: Last-Verformungsdiagramme; entnommen aus POLAK (2005)

Detaillierte Angaben zu den Versuchen befinden sich in Anhang 8 und Anhang 9.

Diskussion der Ergebnisse

Das vorhergesagte Durchstanzen bei den Probekörpern ohne Verstärkungselemente tritt auf. Der

Probekörper „SB2“ erreicht seine Biegekapazität, versagt aber sofort danach im nicht verstärkten

Bereich mit Durchstanzen. Die Plattenausschnitte „SB3“ und „SB4“ erreichen ihre Biegekapazität

und ertragen danach bei konstanter Last noch große Verformungen, bis sie schließlich außerhalb

der verstärkten Zone durchstanzen. „SB5“ und „SB6“ verhalten sich zunächst wie „SB3“ und

„SB4“, aber versagen schließlich im verstärkten Bereich. Bei den Randstützen kann bei allen vier

Platten, die nachträglich mit Scherbolzen verstärkt werden, die Verformbarkeit erhöht werden. Es

ist nicht nur erkenntlich, dass eine Vergrößerung der Duktilität und der Tragfähigkeit mit

nachträglich installierten Scherbolzen in Bezug auf nicht verstärkte Platten erreichten werden kann,

sondern dass diese Methode auch mit der geprüften einbetonierten Durchstanzbewehrung mithalten

kann. [POLAK (2005)]

7.3.2 Vertikal installierte Stahlbolzen mit verschiedenen Verankerungssystemen –

INÁCIO et al. (2012, Portugal)

Der Einsatz von vertikal installierten Gewindestangen, wobei drei verschiedene

Verankerungssysteme zum Einsatz kommen, wird geprüft. Die Versuche zeichnen sich dadurch

aus, dass die Probekörper vor der Befestigung der Verstärkungselemente belastet und entlastet


39

werden, um eine realitätsnahe Situation einer Instandsetzungsmaßnahme zu erzeugen [INÁCIO et al.

(2012)].


Für die Verstärkungselemente werden genügend lange Stücke von Stahlgewindestangen

abgeschnitten. Es werden vertikale Löcher durch die gesamte Plattenhöhe gebohrt. Anschließend

werden die Gewindestangen eingeführt und mit Stahlmuttern gegen die Plattenober- und Unterseite

festgezogen. Der verbleibende Spalt zwischen den Bolzen und dem Bohrloch wird nicht verfüllt.

Die Anordnung der Verstärkungselemente erfolgt strahlenförmig um den Stützenquerschnitt. Die

unterschiedlichen Verankerungssysteme sind in Abbildung 7-13 dargestellt. Beim ersten System

werden große Stahlankerplatten an der Ober- und Unterseite zwischen Muttern und Platte

verwendet. Die zweite Variante sieht kleine Ankerplatten unter jeder Mutter vor. Das dritte System

unterscheidet sich vom zweiten nur darin, dass die Ankerplatten und Muttern in die

Plattenoberflächen eingebettet werden.

Abbildung 7-13: Verankerungssysteme; entnommen aus INÁCIO et al. (2012)


Die Versuche umfassen neun Probekörper in einem verkleinerten Maßstab. Die Abmessungen

betragen 1,8 m x 1,8 m bei einer Dicke von 0,12 m und repräsentieren einen Deckenausschnitt von

einer Mittelstütze bis zu den Momentennulllinien. Die Abspannung der Platten erfolgt nicht am

Rand der Platten, sondern über vier im Boden rückverankerte Stahlbalken, die zu den

Plattenrändern in einen Winkel von 45 Grad stehen (siehe Abbildung 7-14).


40

Abbildung 7-14: Abspannung Probekörper (Abmessungen in mm); entnommen aus INÁCIO et al. (2012)

Die Belastung der Probekörper erfolgt in mehreren Schritten durch eine hydraulische Presse, wobei

eine Stahlplatte mit 0,2 m x 0,2 m den Stützenkopf simuliert. Zuerst wird die Last gesteigert, bis ca.

60 % der Bruchlast der unverstärkten Vergleichsplatte erreicht werden, dann wird der Probekörper

wieder entlastet und die Verstärkungselemente werden installiert. Anschließend wird die Platte bis

zum Versagen belastet. Die Eigenschaften der einzelnen Probekörper sind in Tabelle 7-11

aufgelistet.

Tabelle 7-11: Vertikal installierte Stahlbolzen mit verschiedenen Verankerungssystemen – Probekörper – nach

INÁCIO et al. (2012)


d fc,cube ρLm,Z Form c1xc2 R/E/M

[mm] [N/mm²] [%] [-] [mm] [-]

Pro

bek

örp

er

R 87,1 39,3 1,20 Quadrat 200x200 M

M10 83,5 41,9 1,25 Quadrat 200x200 M

M8a 93,5 47,9 1,12 Quadrat 200x200 M

M8 90,3 47,7 1,16 Quadrat 200x200 M

M8S 94,1 38,7 1,11 Quadrat 200x200 M

M8SE 90,9 26,8 1,04 Quadrat 200x200 M

M6 89,5 47,7 1,17 Quadrat 200x200 M

M6S 91,1 36,3 1,15 Quadrat 200x200 M

M6SE 91,2 26,8 1,04 Quadrat 200x200 M

Alle Platten außer der Vergleichsplatte „R“ werden mit 16 Gewindestangen verstärkt.

Beschreibungen und Angaben zu den Verstärkungselementen und Verankerungssystemen befinden

sich in Tabelle 7-12. fs,0 beschreibt die Durchschnittliche Kraft in den Gewindestangen, die zu

Beginn durch das Festziehen entsteht. Beim Probekörpern „M8a“wird diese Kraft bewusst sehr


41

geringgehalten, um den Einfluss der Vorspannung testen zu können. Zum Vergleich dient der

ansonsten ähnliche Probekörper „M8“.

Tabelle 7-12: Vertikal installierte Stahlbolzen mit verschiedenen Verankerungssystemen – Verstärkungselemente

– nach INÁCIO et al. (2012)


Verankerung Reihen

Stück/Reih

e dS

fs,0

[kN] Anordnung

[-] [-] [-] [mm]

Pro

bek

örp

er

R keine - - - -

[mm]

M10 große Ankerplatten 2 8 10 11,3

M8a große Ankerplatten 2 8 8 1,3


M8S kleine Ankerplatten 2 8 8 5,5

M8S

E

kleine, versenkte

Ankerplatten 2 8 8 6,0


M6S kleine Ankerplatten 2 8 6 2,7

M6S

E

kleine, versenkte

Ankerplatten 2 8 6 2,7

Da sich die Nutzhöhen, die Betonfestigkeiten und die Biegebewehrungsgrade der Versuche etwas

unterscheiden, bezieht sich die in Tabelle 7-13 angegebene Verstärkungswirkung nicht direkt auf

die Versagenslast des unverstärkten Versuches R, sondern auf berechnete Durchstanzwiderstände

von äquivalenten unverstärkten Vergleichsplatten. Dazu wird der Bemessungsansatz nach EC2

herangezogen und auf den durchgeführten Referenzversuch R kalibriert. Auskunft über die

Duktilität gibt der Wert w0,75. Dies ist der Mittelwert zweier vertikaler Verschiebungen, die in

einem Abstand von 0,75 m vom Mittelpunkt des Stützenquerschnittes entfernt liegen, relativ zur

Verschiebung des Mittelpunktes des Stützenquerschnittes. Bei allen Platten trat ein

Durchstanzversagen auf. Es wird angegeben, ob dies innerhalb oder außerhalb des verstärkten

Bereiches geschieht.


42

Tabelle 7-13: Vertikal installierte Stahlbolzen mit verschiedenen Verankerungssystemen – Ergebnisse - nach

INÁCIO et al. (2012)

Ergebnisse

Vu Verstärkungswirkung wo,75 Versagensart

[kN] [-] [mm] [-]

Pro

bek

örp

er

R 269 1,00 ~8,8 P

M10 405,9 1,54 ~24,0 P (außerhalb)

M8a 366,3 1,19 ~21,0 P (innerhalb)

M8 381 1,28 ~18,5 P (außerhalb)

M8S 352,3 1,22 ~16,5 P (inner- und außerhalb)

M8SE 273 1,15 ~12,0 P (innerhalb)

M6 331 1,12 ~10,5 P (innerhalb)

M6S 328,6 1,20 ~14,5 P (innerhalb)

M6SE 273,8 1,14 ~11,0 P (innerhalb)

Detaillierte Angaben zu den Versuchen befinden sich in Anhang 10 und Anhang 11.Die folgenden

Diagramme zeigen die Last-Verschiebungsbeziehungen der einzelnen Probekörper im Detail. Der

hellgraue Graph zeigt den Mittelwert der Verschiebungsmessungen in einer Entfernung von 300

mm vom Plattenmittelpunkt und der dunkelgraue Graph in einer Distanz von 750 mm.


43

Abbildung 7-15: Last-Verformungsdiagramme; entnommen aus INÁCIO et al. (2012)


44


Eine Steigerung der Tragfähigkeit kann durch die nachträglich installierten Stahlbolzen erzielt

werden und die verstärkten Platten weisen größere vertikale Verschiebungen als der nicht

verstärkte Vergleichskörper auf. Nur bei den Plattenausschnitten „M8“ und „M10“ kann ein

Fließen der Längsbewehrung erreicht werden, schließlich kommt es zum Durchstanzversagen

außerhalb des verstärkten Bereiches. Bei Vergleich der vertikalen Verschiebungen bei gleicher

Laststufe der Platten mit versenkten Ankerplatten und den anderen Systemen, zeigen diese größere

Verformungen, was auf die Verringerung des Betonquerschnittes zurückgeführt werden kann.

Insgesamt kann kein zu präferierendes Verankerungssystem ausgemacht werden. An einigen

Gewindestangen der inneren und der äußeren Reihe werden mit Hilfe von Dehnmessstreifen die

aufgenommenen Kräfte ermittelt. Es ist ersichtlich, dass bereits vor starten der Belastung, durch

das Anziehen der Muttern unterschiedliche Kräfte in den Gewindestangen herrschen. Die am

Anfang aufgebrachten Kräfte ändern sich bei Steigerung der Last kaum. Erst ab einem Lastniveau

über 70 % bis 95 % der Bruchlast, das entspricht dem Zeitpunkt, wenn der Schubriss beginnt, sich

zu öffnen, steigen die Kräfte in den Verstärkungselementen rasant an. Dies bedeutet, dass die

Verstärkung erst bei einer Last nahe der Versagenslast aktiviert wird. [INÁCIO et al. (2012)]

7.3.3 Schräg installierte Verstärkungsanker aus Stahl mit Verbund - MUTTONI et al.

(2008, 2010, Schweiz/Lichtenstein)

Das beschriebene System basiert auf einer Idee von HASSANZADEH, der bereits 1996 in einer

Publikation die Wirksamkeit nachträglich eingemörtelter, schräger Durchstanzbewehrung

veröffentlichte. Zwei Versuchsreihen mit Verstärkungsankern (2008 und 2010) wurden in

Zusammenarbeit der EPFL Lausanne mit der Firma Hilti durchgeführt [MUTTONI et al. (2008) und

FERNÁNDEZ RUIZ et al. (2010)].


Der Verstärkungsanker (Abbildung 7-16) besteht aus einem Bewehrungsstab, einem glatten Schaft

und einem Gewinde, wobei der Schaft und das Gewinde aus einem höherfesten Stahl bestehen als

der Bewehrungsstab. Der Ankerkopf setzt sich aus einer Injektionsscheibe, einer Kalottenscheibe

und einer Mutter zusammen. Die Durchstanzbewehrung wird von der Plattenunterseite unter einem

Winkel von 45 Grad installiert und strahlenförmig um die Stütze angeordnet. Die

Verankerungsstäbe sollten mindestens bis zur untersten Lage der oberen Zugbewehrung reichen.

Die Verankerung wird in eine Vertiefung gesetzt, damit die Durchstanzbewehrung mit

Brandschutzmörtel geschützt werden kann und die glatte Untersicht der Platte vorhanden bleibt.

Für eine schlupffreie Verankerung wird ein Verbundmörtel in den Ringspalt zwischen Anker und


45

Scheibe und in das Bohrlochende injiziert. Abbildung 7-17 zeigt schematisch die fertig installierte

Schubbewehrung im Schnitt.

Abbildung 7-16: Verstärkungsanker Hilti HZA-P; entnommen aus MUTTONI et al. (2008)

Abbildung 7-17: Anordnung Verstärkungsanker; entnommen aus MUTTONI et al. (2008)


Die Versuchsreihe von 2008 beinhaltet sechs Plattenausschnitte mit 3 m x 3 m x 0,25 m mit

verschiedenen Bewehrungsgraden und einer unterschiedlichen Anzahl von Ankerstäben sowie eine

unverstärkte Referenzplatte. Die am Rand verankerten Versuchskörper werden von unten mit einer

hydraulischen Presse belastet. Die Krafteinleitungsfläche mit 260 mm x 260 mm simuliert die

Stütze. Die Abspannung der Platte erfolgt ähnlich der gezeigten in Abbildung 7-14, aber die

Stahlbalken sind weiter in Richtung der Ecken gerückt und bilden kein vollständiges Quadrat mehr.

Die Versuchsreihe von 2010 umfasst sechs weitere Plattenausschnitte mit denselben Abmessungen,

auch die Vorgehensweise ist ident.

Die Parameter der einzelnen Platten sind in Tabelle 7-8 aufgelistet. Die Benennung derselben

Probekörper variiert zwischen den deutsch- und englischsprachigen Texten.


46

Tabelle 7-14: Schräg installierte Verstärkungsanker – Probekörper – nach MUTTONI et al. (2008) und FERNÁNDEZ

RUIZ et al. (2010)


d* fc fy ρLm,Z Form c1xc2 R/E/M

[mm] [N/mm²] [N/mm²] [%] [-] [mm] [-]

Pro

bek

örp

er

V1 (PV1) 210 34,0 709 1,50 Quadrat 260x260 M

V2 (PV2) 210 35,4 709 1,50 Quadrat 260x260 M

V3 (PV3) 210 35,6 709 1,50 Quadrat 260x260 M

V6 (PV6) 210 33,3 505 0,57 Quadrat 260x260 M

V7 (PV7) 210 33,8 505 0,57 Quadrat 260x260 M

V8 (PV8) 210 34,1 505 0,57 Quadrat 260x260 M

PV14 210 36,6 527 1,50 Quadrat 260x260 M

PV15 210 36,8 527 1,50 Quadrat 260x260 M

PV16 210 37,2 527 1,50 Quadrat 260x260 M

PV17 210 29,9 518 1,50 Quadrat 260x260 M

PV18 210 28,2 518 1,00 Quadrat 260x260 M

PV19 210 29,2 518 1,00 Quadrat 260x260 M

Die Verstärkungsanker besitzen alle einen Schaftdurchmesser von 16 mm. Bei allen Probekörpern

wird Verbund durch Injektion von Mörtel hergestellt. Die Anzahl der Bewehrungselemente variiert

(siehe Tabelle 7-15 und Abbildung 7-17).

Abbildung 7-18: Anordnung der Verstärkungsanker; entnommen aus MUTTONI et al. (2008)

Um in den Ergebnissen die schwankende Betonfestigkeit zu berücksichtigen, wird eine normierte

Tragfähigkeit Vu,n angegeben. Dafür wird eine Division der Bruchlast Vu durch die Quadratwurzel

aus der Betonfestigkeit fc vorgeschlagen. Die Verstärkungswirkung wird über Vergleich von Vu,n

mit Vu,n des Referenzversuches „V1“ berechnet. Abweichungen hinsichtlich der Streckgrenze fy der

Biegebewehrung werden beim Vergleich nicht berücksichtigt. Da der Biegebewehrungsgrad der

Platten „V6“, „V7“ und „V8“ deutlich niedriger ist als beim Referenzversuch „V1“, wird für diese


47

Platten die Verstärkungswirkung nicht angegeben. Als zusätzlicher Parameter wird die

Plattenverdrehung ψ gemessen.

Tabelle 7-15 Schräg installierte Verstärkungsanker – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach MUTTONI et

al. (2008) und FERNÁNDEZ RUIZ et al. (2010)


Reihen Stück/

Reihe s0

1 sv

2 Vu Vu,n

Verstärkungs-

wirkung ψ

Versagens-

art

[-] [-] [mm] [mm] [kN] [-] [-] [%] [-]

Pro

bek

örp

er

V1 (PV1) - - - - 974 167,04 1003 0,76 P

V2 (PV2) 3 8 200 200 1383 232,45 139 3 1,4 P

V3 (PV3) 3 12 150 150 1577 264,31 158 3 2,52 P

V6 (PV6) 4 8 150 150 850 147,3 k.V. 4,05 P/F

V7 (PV7) 4 8 150 150 854 146,89 k.V. 3,72 P/F

V8 (PV8) 4 4 150 150 833 142,65 k.V. 2,16 P/F

PV14 6 12 200 125 1517 250,75 150 3 2,44 P

PV15 6 12 150 150 1519 250,4 150 3 3,11 P

PV16 4 6 200 200 1195 195,93 1173 1,18 P

PV17 4 4 200 200 1040 190,19 114 3 0,88 P

PV18 4 6 200 200 1013 190,76 114 3 1,55 P

PV19 4 4 200 200 919 170,07 102 3 1,31 P

1Abstand Stützenrand zur ersten Reihe (vergleiche Abbildung 7-18)

2Abstand der anderen Reihen (vergleiche Abbildung 7-18)

3 bezogen auf Vu,n von V1(PV1) ohne Berücksichtigung des unterschiedlichen fy



48

Abbildung 7-19 zeigt das Verformungsverhalten der Probekörper.

Abbildung 7-19: Last-Rotationsdiagramme; entnommen aus MUTTONI et al. (2008) und FERNÁNDEZ RUIZ et al.

(2010)


Betrachtet man die ersten drei Probekörper, ist ersichtlich, dass bei hohem Biegebewehrungsgrad

die Tragfähigkeit durch zusätzliche Schubbewehrungselemente deutlich erhöht werden kann. Auch

die Rotationsfähigkeit steigt deutlich mit der zunehmenden Anzahl an Verstärkungselementen. Bei

den schwach bewehrten Platten „V6“, „V7“ und „V8“ verändert sich die Bruchlast bei veränderter

Anzahl an Bewehrungselementen kaum, die Rotationsfähigkeit jedoch schon. Diese Probekörper

versagen schlussendlich infolge von Durchstanzen, jedoch entstehen davor weite Risse, was für ein

Fließen der Biegebewehrung spricht. Die Versuchsplatten „PV14“ und „PV15“ besitzen eine große

Anzahl an nachträglich eingebauten Bewehrungselementen, die mit sechs Reihen weit um den

Stützenkopf verteilt eingebaut sind. Die Tragfähigkeit kann um ca. 50 % erhöht werden und auch


49

das Verformungsvermögen steigt. Das Durchstanzversagen entsteht schließlich nahe an der Stütze,

ausgelöst durch Versagen der Betondruckzone am Stützenanschnitt. „PV16“ und „PV17“ mit

wenigen Verstärkungsankern versagen ohne große Verformungen und weisen nur eine geringe

Steigerung der Tragfähigkeit auf. [MUTTONI et al. (2008) und FERNÁNDEZ RUIZ et al. (2010)]

7.3.4 Vertikal installierte, gerippte CFK-Stäbe – MEISAMI et al. (2013, Iran)

Den folgenden Versuchen liegt der Gedanke zugrunde, dass auf Grund der höheren Zugfestigkeit

von CFK im Vergleich zur Zugfestigkeit von Stahl, die Anzahl der benötigten

Verstärkungselemente reduziert werden kann und somit Arbeitszeit und Kosten gesenkt werden

können [MEISAMI et al. (2013)].


Die Verstärkungselemente aus CFK gleichen einem gerippten Betonstahlbewehrungsstab

(vergleiche Abbildung 7-20). Sie werden rund um den Stützenquerschnitt in einer oder mehreren

Reihen angeordnet. Zuerst werden vertikale Löcher vorbereitet und anschließend die CFK-Stäbe

eingebracht. Der Verbund zwischen den CFK-Stäben und dem Beton wird durch Epoxidharz

hergestellt.

Abbildung 7-20: Gerippter CFK-Stab; entnommen aus MEISAMI et al. (2013)


Die Versuchsreihe umfasst sechs Probekörper. Die Abmessungen der Plattenausschnitte betragen

1,2 m x 1,2 m. Die Probekörper werden an allen 4 Rändern gelagert und von oben mit einer

hydraulischen Presse belastet. Die linienförmigen Auflager sind um 10 cm vom Plattenrand nach

innen gerückt. Die Plattenstärke, der Bewehrungsgrad sowie die Streckgrenze des Betonstahls

variieren. Die Versuchsplatten repräsentieren Flachdeckensysteme mit 4 m x 4 m Spannweite und

einer Belastung von 5 kN/m² sowie zusätzlich zum Betongewicht einer Ausbaulast von 4 kN/m².

Die Daten zu den Probekörpern sind in Tabelle 7-16 angeführt.


50

Tabelle 7-16: Vertikal installierte, gerippte CFK-Stäbe – Probekörper – nach MEISAMI et al. (2013)


d fc fy ρLm,Z

1 ρLm,D

2 Form c1xc2 R/E/M

[mm] [N/mm²] [N/mm²] [%] [%] [-] [mm] [-]

Pro

bek

örp

er

CS40-2 80,5 41,1 345 1,1 0,38 Quadrat 150 x 150 M

FR2-8 80,5 36,6 345 1,1 0,38 Quadrat 150 x 150 M

SN2-8 80,5 37,7 345 1,1 0,38 Quadrat 150 x 150 M

CS40-3 74,1 42,4 420 2,2 0,35 Quadrat 150 x 150 M

FR3-8 74,1 43,5 420 2,2 0,35 Quadrat 150 x 150 M

FR3-24 74,1 43,5 420 2,2 0,35 Quadrat 150 x 150 M

1Verringerung der Stababstände unterhalb der Lasteinleitungsfläche

2regelmäßige Anordnung der Bewehrungsstäbe

Drei Plattenausschnitte werden mit den CFK-Stäben verstärkt. Zum Vergleich dienen zwei

Probekörper ohne Verstärkung und einer mit Stahlschrauben als Verstärkungsmaßnahme. Auch bei

den Stahlschrauben wird Epoxidharz zur Herstellung des Verbundes eingesetzt. Zusätzlich werden

diese aber mit kleinen Stahlplatten und Muttern verankert. Im Text der Veröffentlichung werden

die Stahlschrauben mit M20 betitelt. Bei der Auflistung der Eigenschaften der Versuchsplatten in

Tabellenform hingegen steht, dass es sich um M16 handelt. Die Anordnung der

Verstärkungselemente für acht beziehungsweise 24 Stück kann Abbildung 7-21 entnommen

werden. Die Eckdaten der Verstärkungselemente sind in Tabelle 7-17 aufgelistet.

Abbildung 7-21: Anordnung CFK-Rundstäbe (Abmessungen in mm) nach Meisami (2013)

Tabelle 7-17: Vertikal installierte, gerippte CFK-Stäbe – Verstärkungselemente – nach MEISAMI et al. (2013)


Beschreibung Anzahl fy bzw. ft dS Verbund

[-] [-] [N/mm²] [mm] [-]

Pro

bek

örp

er

CS40-2 - - - - -

FR2-8 CFK-Stäbe 8 ft=1400 12 Epoxidharz

SN2-8 Stahlschrauben 8 fy=320; ft=400 16/20? Epoxidharz

CS40-3 - - - - -



ECFK=120000N/mm²


51

Da sich bei der Überprüfung der Zylinderdruckfestigkeiten bei den einzelnen Probekörpern starke

Abweichungen zeigen, wird in der folgenden Tabelle 7-18 bei der Auflistung der Ergebnisse bei

den Lasten, der von den Autoren vorgeschlagene, normierter Wert angegeben, der die Schwankung

zwischen den Druckfestigkeiten der Referenzplatten und den dazugehörigen verstärkten Platten

berücksichtigt.

, , ,

/test n test c control c test

V V f f (0.6)

Vtest,n normierte Last unter Berücksichtigung der verschiedenen Betonfestigkeiten

Vtest gemessene Last des jeweiligen Probekörpers

fc,control Zylinderbetondruckfestigkeit der Vergleichsplatte (CS40-2 bzw. CS40-3)

fc,test Zylinderbetondruckfestigkeit des jeweiligen Probekörpers

Der Zeitpunkt t1 beschreibt das Beginnen des Fließens in der Längsbewehrung und t2 beschreibt

den Versagenszeitpunkt. Die Verschiebungen werden über die Differenz der Verschiebung in

Plattenmitte und der mittleren Verschiebung der Platteneckpunkte bestimmt. Die Duktilität

beschreibt das Verhältnis der Verschiebungen zum Zeitpunkt t1 zu t2.

Tabelle 7-18: Vertikal installierte, gerippte CFK-Stäbe – Ergebnisse – nach MEISAMI et al. (2013)

Ergebnisse

Vt1n Vt2n Verstärkungswirkung Duktilität Versagensart

[kN] [kN] [%] [mm]/[mm] [-]

Pro

bek

örp

er

CS40-2 146,1 224,1 1003 1,89 P

FR2-8 167,5 262,91 117

3 2,8 P

SN2-8 213,6 269,1 120

3 2,75 P/F

CS40-3 252,9 241,7 1004 1 P

FR3-8 244,7 282,62 117

4 1,31 P

FR3-24 297,1 4042 167

4 4,13 P/F

1bezogen auf fc von CS40-2 2bezogen auf fc von CS40-3 3bezogen auf Vt2n von CS40-2 4bezogen auf Vt2n von CS40-3

Das erste Diagramm in Abbildung 7-22 zeigt das Last-Verformungsverhalten der drei

vergleichbaren Plattenausschnitte „CS40-3“, „FR3-8“ und „FR3-24“. Das Diagramm rechts zeigt

jeweils die mit acht CFK-Stäben verstärkten Platten und die dazugehörigen Referenzplatten. Das

untere Diagramm vergleicht das Verhalten bei acht CFK-Stäben mit dem bei acht Stahlschrauben.

Der dritte Graph zeigt die dazugehörige Referenzplatte.


52

Abbildung 7-22: Last-Verformungsdiagramme; entnommen aus MEISAMI et al. (2013)


Die beiden Referenzplatten ohne Verstärkung versagen spröde, wobei ersichtlich ist, dass bei einer

Verdoppelung des Längsbewehrungsgrades, Erhöhung der Plattendicke sowie Steigerung der

Stahlfestigkeit der Biegebewehrung die Tragfähigkeit nur um 9 % steigt. Mit acht

Verstärkungselementen aus CFK kann die Tragfähigkeit für beide Plattentypen gegenüber der

unverstärkten Platten um 17 % gesteigert werden. Die Verstärkung mit acht Stahlschrauben führt

nur zu einer leicht höheren Steigerung der Tragfähigkeit als mit acht CFK Stäben aber zu einer

deutlichen Zunahme der Duktilität. Die Autoren nennen als mögliche Ursachen für den

Unterschied, dass die CFK-Stäbe nur über Verbund Kräfte weiterleiten können, während die

Schrauben zusätzlich mit Stahlplatten und Muttern verankert sind und dass sich CFK bei Versagen

spröde verhält, während Stahl fließt. Die Auslastung der Verstärkungselemente wird aber nicht

gemessen und es gibt auch keinen Hinweis darauf, dass ein Verstärkungselement selbst versagt.

Bei 24 CFK-Stäben nehmen die Traglast sowie die Verformbarkeit signifikant zu. Die Autoren

beschreiben das Versagen dieser Platte als duktil und mit Merkmalen eines Biegeversagens. Das

Last-Verformungsdiagramm zeigt keinen abrupten Lastabfall. Im Versagensbild ist aber die

Ausbildung eines Durchstanzkegels zu erkennen. Abbildung 7-23 zeigt den Unterschied im

Versagen anhand der beiden Zugseiten der vergleichbaren Platten „FR3-8“ und „FR3-24“.

Außerdem gibt es vom Probekörper „FR3-24“ ein Versagensbild von der Druckseite (Abbildung

7-23 unten). Dieses zeigt ein Durchstanzkegel, der außerhalb des verstärkten Bereichs liegt.


53

FR3-8 Zugseite

FR3-24 Zugseite

FR3-24 Druckseite

Abbildung 7-23: Versagensbilder; entnommen aus MEISAMI et al. (2013)

7.3.5 Vertikal installierte Betonschrauben aus Stahl – FEIX et al. (2012, Österreich),

WÖRLE (2014, Österreich) und LECHNER (2017, Österreich)

Die aus Stahl bestehenden Betonschrauben zeichnen sich durch ein selbstschneidendes Gewinde

und ihre Tragwirkung über Formschluss aus. Sie werden üblicherweise dazu verwendet, Lasten in

Betonbauteilen zu verankern. Neuere Untersuchungen zeigen aber, dass sie auch als

Schubverstärkungselemente zur nachträglichen Querkraft- bzw. Durchstanzverstärkung eingesetzt

werden können ([FEIX et al. (2012), WÖRLE (2014) und LECHNER (2017)].


In Abbildung 7-24 ist eine Betonschraube abgebildet. Am vorderen Teil des Bewehrungsstabes ist

ein betonschneidendes Gewinde angebracht. Am Ende befindet sich ein Anschlussgewinde für die

Krafteinleitung. Die Verstärkungselemente werden strahlenförmig um den Stützenquerschnitt

angeordnet. Die Montage erfolgt von der Plattenunterseite aus. Es werden Löcher mit einem etwas

geringeren Durchmesser als der Durchmesser des selbstschneidenden Gewindes vorgebohrt. Nach

der Reinigung der Bohrlöcher werden die Betonschrauben mit einem hydraulischen

Schlagschrauber installiert. Falls zusätzlich Verbundmörtel eingesetzt wird, wird dieser nach der


54

Reinigung der Bohrlöcher injiziert. Anschließend werden die Betonschrauben mit einer

Unterlegscheibe und einer Sechskantmutter verankert.

Abbildung 7-24: Betonschraube TSM B 22 (Abmessungen in mm); entnommen aus Wörle (2014)


Die Veröffentlichung von 2014 umfasst eine Versuchsreihe von vier Probekörpern („P01“- „P04“).

Die Plattenausschnitte repräsentieren eine Flachdecke mit fünf bis sechs Metern Spannweite bei

einer Plattenschlankheit von l/d = 35. Die Versuchskörper sind runde Plattenausschnitte mit einem

Durchmesser von 2,7 m und einer Dicke von 200 mm. Der Probekörper inkludiert ein Stück einer

kreisförmigen Stütze mit einem Durchmesser von 300 mm, das ohne Arbeitsfuge gleichzeitig mit

der Platte betoniert wird (Abbildung 7-25). Die Plattenausschnitte werden durch zwölf kreisförmig

angeordnete Ankerstangen gehalten.

Abbildung 7-25: Skizze Versuchsaufbau (Abmessungen in cm); entnommen aus WÖRLE (2014)

Der Biegebewehrungsgrad wird so gewählt, dass der Biegewiderstand der Platte deutlich höher als

der Durchstanzwiderstand ist, um ein frühzeitiges Biegeversagen der Versuchsplatten zu

vermeiden. Die Längsbewehrung in der Zugzone ist unregelmäßig angeordnet mit einem höheren

Bewehrungsgrad oberhalb der Stütze und abnehmenden Stabdurchmessern sowie zunehmende

Stababständen zu den Rändern hin. Die Druckzone ist schwach bewehrt. Die zweite Versuchsreihe

(„S01-P00“ - „S01-P01“) von 2016 wird mit demselben Versuchsaufbau durchgeführt. Die Serien

unterscheiden sich vor allem in der Anordnung der Biegezugbewehrung. Diese wird in der zweiten


55

Serie regelmäßig angeordnet. Außerdem ist der Durchmesser des Stützenstummels nur noch 250

mm. Die dritte Versuchsreihe aus 2017 umfasst weitere sechs Probekörper („S02-P01“ - „S02-

P06“), wobei jedoch drei davon zyklisch beansprucht werden und daher in Rahmen dieser Arbeit

nicht behandelt werden. Der Versuchsablauf und die Anordnung der Biegezugbewehrung sind

ident zu den Versuchen von 2016. Die geometrischen Parameter, Materialkennwerte und Angaben

zur Biegebewehrung sind in Tabelle 7-19 zusammengefasst. Detaillierte Angaben befinden sich im

Anhang 16.

Tabelle 7-19: Vertikal installierte Betonschrauben – Probekörper – nach WÖRLE (2014) und WALKNER et al.

(2017)


d fc,cube

1 fy ρLm,Z Form D R/E/M

[mm] [N/mm²] [N/mm²] [%] [-] [mm] [-]

Pro

bek

örp

er

P01 155 47,15 5502 2,24 Kreis 300 M

P02 155 47,28 5502 2,24 Kreis 300 M

P03 155 48,98 5502 2,24 Kreis 300 M

P04 155 45,39 5502 2,24 Kreis 300 M

S01-P00 161 40,7 5133 1,39 Kreis 250 M

S01-P01 160 40,7 5133 1,4 Kreis 250 M

S01-P02 164 40,8 5133 1,37 Kreis 250 M

S01-P03 161 40,9 5133 1,39 Kreis 250 M

S01-P04 161 41,8 5133 1,39 Kreis 250 M

S02-P01 161 34,1 6103 1,39 Kreis 250 M

S02-P02 161 33,0 6103 1,39 Kreis 250 M

S02-P03 161 32,7 6103 1,39 Kreis 250 M

1am Tag des Durchstanzversuches 2Angabe des Herstellers 3geprüft im Zugversuch

Die Anzahl der nachträglich installierten Betonschrauben wechselt zwischen 32 und 48 Stück. Die

Verstärkungselemente bilden acht beziehungsweise zwölf Strahlen um den Stützenquerschnitt. In

Abbildung 7-26 ist die Anordnung für die erste Versuchsreihe ersichtlich. In der zweiten und

dritten Versuchsreihe werden die Betonschrauben ebenfalls strahlenförmig verteilt, der Abstand der

ersten Reihe zum Stützenrand beträgt jedoch 6 cm und die Abstände zwischen den weiteren Reihen

betragen je 10 cm.


56

Abbildung 7-26: Anordnung Betonschrauben "P02"-"P03" (Abmessungen in mm) nach WÖRLE (2014)

Die Details zur Durchstanzverstärkung sind in Tabelle 7-20 gelistet. Die Einbautiefe der

Betonschrauben wechselt zwischen Ober- und Unterkante der Biegezugbewehrung. Bei der

Versuchsplatte „P03“ wird kein Verbundmörtel injiziert. Die Bezeichnung „48 TSM-B22-M20-320“

beispielsweise bedeutet 48 Stück Betonschrauben, Bohrlochdurchmesser 22 mm, Durchmesser des

Anschlussgewindes 20 mm und einer Länge der gesamten Schraube von 320 mm.

Tabelle 7-20: Vertikal installierte Betonschrauben – Verstärkungselemente – nach WÖRLE (2014) und WALKNER

et al. (2017)


Beschreibung

Einbautiefe

im Bezug zur

Biegezugbe-

wehrung

Reihe

n

Stück

/Reihe fy Verbund

[-] [-] [-] [-] [N/mm²] [-]

Pro

bek

örp

er

P01 keine - - - - -

P02 32 TSM-B16-M16-220 OK 4 8 5581 Verbundkleber

P03 32 TSM-B16-M16-220 OK 4 8 5581 kein Verbund

P04 32 TSM-B22-M20-315 OK 4 8 5581 Verbundkleber

S01-P00 keine - - - - -

S01-P01 32 TSM-B22-M20-635 OK 4 8 598 Verbundkleber

S01-P02 32 TSM-B22-M20-335 UK 4 8 812 Verbundkleber


S01-P04 keine - - - - -

S02-P01 48 TSM-B22-M20-320 UK 4 12 597 Verbundkleber


S02-P03 48 TSM-B16-M16-380 UK 4 12 481 Verbundkleber 1Durchschnitt der Streckgrenze der Betonschrauben der Versuche P02-P04

Die Versuchsergebnisse sind in der folgender Tabelle 7-21 zusammengefasst. Die Verstärkungsrate

beschreibt die Steigerung der Bruchlast bezogen auf die Bruchlast des zugehörigen unverstärkten

Probekörpers ohne Berücksichtigung der Schwankungen der Materialeigenschaften. Für die zweite

Versuchsreihe wird der Mittelwert der beiden Bruchlasten der unverstärkten Versuche


57

herangezogen. Für das Verformungsvermögen wird die vertikale Verschiebung in Plattenmitte wm

bezogen zu den Randlagern angegeben sowie die Plattenrotation ψ zwischen Plattenrand und

Plattenmitte.

Tabelle 7-21: Vertikal installierte Betonschrauben – Ergebnisse – nach WÖRLE (2014) und WALKNER et al. (2017)

Ergebnisse

Vu Verstärkungswirkung wm ψ Versagensart

[kN] [%] [mm] [mrad] [-]

Pro

bek

örp

er

P01 612 1001 ~7 ~5,83 P

P02 906 1481 ~13 ~10,38 P

P03 793 1301 ~12 (~16) ~10,00 (13,33) P

P04 937 1531 ~16 ~13,33 P

S01-P00 720 1032 13 10,55 P

S01-P01 858 1232 17 14,41 P

S01-P02 843 1212 15 12,35 P

S01-P03 986 1412 24 19,80 P

S01-P04 677 972 11 8,94 P

S02-P01 899 keine Vergleichsplatte 20 19,70 P



1bezogen auf P01

2bezogen auf die gemittelte Bruchlast von S01-P00 und S01-P04

Abbildung 7-28 zeigt die Last-Verformungskurven der Versuche. Die Verschiebung beschreibt den

Weg des Zylinderkolbens, das entspricht der Verschiebung in Plattenmitte. Die Kurve des

Probekörpers „S01-P04“ ist in zwei Diagrammen abgebildet.

Abbildung 7-27: Last-Verformungsdiagramme; entnommen aus WÖRLE (2014


58

Abbildung 7-28: Last-Verformungsdiagramme; entnommen aus WALKNER et al. (2017)


Betrachtet man Serie 1 zeigt sich, dass der Vergleichskörper „P01“ spröde versagt, wie es für eine

Platte mit sehr hohem Biegebewehrungsgrad unter konzentrierter Lasteinleitung charakteristisch

ist. Bei den verstärkten Plattenausschnitten kündigt sich das Versagen durch Abplatzen des Betons

in der Druckzone am Stützenrand an. Die Betonschrauben in der ersten Reihe rund um die Stütze


59

wandern aufgrund des geringen Durchmessers der Unterlagscheiben bei Belastung in den Beton

hinein. Aus diesem Grund werden in den Serien aus dem Jahr 2016 und 2017 größere Scheiben

verwendet. Dass eine schlupffreie Verankerung die Tragfähigkeit steigert, spiegelt sich in der

höheren Bruchlast bei den Versuchskörpern „P02“ und „P04“ mit Verbundmörtel im Vergleich

zum Versuchskörper „P03“ ohne Verbundmörtel wider. Durch Messungen während den Versuchen

und Sägeschnitte durch die Probekörper nach dem Versagen lässt sich rekonstruieren, dass beim

Versagen der Druckzone vertikale Lasten in die Betonschrauben weitergeleitet werden. Die

Zunahme der Kräfte führt schlussendlich zu lokalen Verankerungsversagen [WÖRLE (2014)].

In Versuchsreihe 2 zeigt sich wieder ein schlagartiges Versagen der unverstärkten

Plattenausschnitte. Die Probekörper „S01-P01“ und „S01-P0“ versagen mit ähnlich kleinen

Verformungen wie die unverstärkten Vergleichsplatten, jedoch kann die aufnehmbare Last deutlich

um jeweils ca. 20 % gesteigert werden. Mit 48 Betonschrauben bei „S01-P03“ kann die Last noch

einmal weiter gesteigert werden und auch die Verformungen nehmen zu. Die Auswertungen der

Schraubendehnungen zeigen wieder, dass die inneren beiden Betonschraubenreihen wesentlich

stärker aktiviert werden als die Schrauben in den äußeren Reihen um die Stütze. Unmittelbar nach

Erreichen der Bruchlast treten die größten Dehnungen auf, was bedeutet, dass nach dem Ausbilden

des Durchstanzkegels noch Spannungen vom Beton auf die Schrauben übertragen werden, bis es

zum Verankerungsversagen kommt.

Versuchsreihe 3 beinhaltet keinen unverstärkten Vergleichskörper. Vergleicht man aber „S02-P02“

mit „S02-P01“ erkennt man eine Zunahme der aufnehmbaren Last um ca. 9 %, wenn man bei

gleicher Anzahl und gleichem Durchmesser der Betonschrauben statt bis zur Unterkante bis zur

Oberkante der Biegezugbewehrung führt. Außerdem lässt sich erkennen, dass bei gleichbleibender

Anzahl und gleicher Einbautiefe (S02-P01 und S02-P03) bei einer Reduzierung des Querschnittes

des Bewehrungselementes von M20 auf M16 die Bruchlast nur um 4 % sinkt. [WÖRLE (2014),

WALKNER et al. (2017) und LECHNER (2017)].

7.3.6 Vertikal installierte CFK-Gitter - MEISAMI et al. (2014, Iran)

2014 führen MEISAMI et al. ihre Ideen zur Verstärkung mit faserverstärkten Kunststoffen weiter

und ersetzen die gerippten CFK-Rundstäbe durch CFK-Gitter.


Die Verstärkungselemente werden vom Stützenkopf ausgehend strahlenförmig verteilt. Dafür

werden vertikale Schlitze über die gesamte Plattendicke benötigt. Die CFK-Gitter werden, wie in

der folgenden Abbildung ersichtlich, in die Schlitze eingeführt und die Hohlräume mit Epoxidharz

aufgefüllt. Das Verstärkungselement selbst ist ein flaches Gewebe aus Carbonfasern [MEISAMI et

al. (2014)].


60

Abbildung 7-29: CFK-Gitter Skizze und Foto; entnommen aus MEISAMI et al. (2014)


Die Versuchsserie umfasst fünf Probekörper. Die Abmessungen der Plattenausschnitte betragen 1,2

m x 1,2 m x 0,105 m. Die Prüfkörper werden, 10 cm von den Plattenrändern hineingerückt,

linienförmig gelagert und von oben durch einen hydraulischen Zylinder belastet. Die

Biegebewehrung wird so gewählt, dass Durchstanzversagen zu erwarten ist. Einen Überblick über

die Parameter der Probekörper gibt Tabelle 7-22. In Anhang 18 finden sich die detaillierteren

Angaben.

Tabelle 7-22: Vertikal installierte CFK-Gitter – Probekörper – nach MEISAMI et al. (2014)

Nutzhöhe Beton Biegebewehrung Krafteinleitungsfläche/Stütze

d* fc fy ρLm,Z

1 ρLm,D

2 Form c1xc2 R/E/M

[mm] [N/mm²] [N/mm²] [%] [%] [-] [mm] [-]

Pro

bek

örp

er CS40 84 42,4 420 2,2 0,35 Quadrat 150 x 150 M

FG-8A 84 43,5 420 2,2 0,35 Quadrat 150 x 150 M

FG-16B 84 43,5 420 2,2 0,35 Quadrat 150 x 150 M

FG-16A 84 44,1 420 2,2 0,35 Quadrat 150 x 150 M

FG-24A 84 41,7 420 2,2 0,35 Quadrat 150 x 150 M



Das nachträgliche Verstärken mit den CFK-Gittern wird anhand von drei Probekörpern geprüft.

Zum Vergleich dienen der unverstärkte Probekörper „CS40“ und der Probekörper „FG-16B“ bei

welchem die Verstärkungselemente bereits vor dem Betonieren eingebaut werden. Die Form und

Abmessungen der verwendeten CFK-Gitter sind in Abbildung 7-30 ersichtlich. Die Gitter besitzen

eine Stärke von 3,5 mm.


61

Abbildung 7-30: Abmessungen CFK-Gitter nach MEISAMI et al. (2014)

Die benötigten rechteckigen Schlitze werden mit einer Grundfläche von 22 mm x 4 mm hergestellt.

Um die Hohlräume mit dem Epoxidharz befüllen zu können, werden die Enden der Schlitze

verstopft, da der Kleber erst nach einigen Stunden erhärtet. Die strahlenförmige Anordnung der

CFK-Gitter bei acht beziehungsweise 24 Stück erfolgt ident zu jener in Abbildung 7-21. Bei 16

Stück fehlt die äußerste Reihe verglichen mit der Anordnung bei 24 Stück. Die Daten zur

Verstärkung sind in Tabelle 7-23 zusammengefasst.

Tabelle 7-23: Vertikal installierte CFK-Gitter – Verstärkungselemente – nach MEISAMI et al. (2014)


Beschreibung Anzahl ft Verbund

[-] [-] [N/mm²] [-]

Pro

bek

örp

er CS40 keine Verstärkung - - -

FG-8A nachträgliche Verstärkung 8 1400 Epoxidharz

FG-16B Verstärkung vor dem Betonieren 16 1400 -



ECFK=100000 N/mm²

Die Angabe der Zeitpunkte und Berechnung der normierten Lasten und der Verstärkungswirkung

und die Bestimmung der Verschiebungen und der Duktilität erfolgt analog zu 7.3.4.

Tabelle 7-24: Vertikal installierte CFK-Gitter – Ergebnisse – nach MEISAMI et al. (2014)

Ergebnisse

Vt1n Vt2n Verstärkungswirkung Duktilität Versagensart

[kN] [kN] [%] [mm]/[mm] [-]

Pro

bek

örp

er CS40 225,9 241,7 100

1 1,14 P

FG-8A 250,4 309,8 1281 1,87 P

FG-16B 239,2 298,5 1241 1,53 P

FG-16A 228,1 349,8 1451 1,93 P/F

FG-24A 246,6 378,1 1561 2,63 P/F

1bezogen auf Vt2n von CS40


62

Abbildung 7-31 zeigt die Last-Verformungsbeziehungen aller Probekörper.



Mit Hilfe der CFK-Gitter kann eine deutliche Steigerung der Tragfähigkeit erzielt werden. Jedoch

ist eine große Anzahl notwendig, um die Verformbarkeit maßgebend zu beeinflussen. Beim

Prüfkörper „FG-16A“ sprechen die Autoren von einem gemischten Schub- und Biegeversagen. Bei

Erreichen der Tragfähigkeit ist ein deutlicher Abfall in der Last-Verschiebungskurve ersichtlich. In

der Veröffentlichung wird eine Verstärkung dieses Probekörpers um 49 % angegeben, woraus sich

diese berechnet, ist nicht ersichtlich. Bei 24 Verstärkungselementen kann die Tragfähigkeit um

56% gesteigert werden. Die Autoren sprechen von einem Biegeversagen. Jedoch ist im

Versagensbild ein Durchstanzkegel sichtbar und auch die Last-Verformungskurve fällt nach

Erreichen der maximalen Last ab.


63

FG-24A Zugseite FG-24A Druckseite

Abbildung 7-32: Versagensbilder; entnommen aus MEISAMI et al. (2014)

Auf Grund der geringen Abmessungen der Probekörper kann keine endgültige Aussage über die

Effektivität der Verstärkungsmethode getroffen werden. Die Auswertung der an zwölf CFK-Gittern

installierten Dehnmessstreifen zeigt, dass die Gitter im Schnitt noch dreimal so weit gedehnt

werden könnten, bevor Versagen eintritt. Bei einer größeren Plattenstärke könnten möglicherweise

über die Zunahme der Verbundlänge mehr Kräfte in die CFK-Gitter übertragen werden. [MEISAMI

et al. (2014)]

7.3.7 Vertikal installierte CFK-Bündel mit Fächern - MEISAMI et al. (2015, Iran)

Eine weitere Idee zur Ertüchtigung ist der Einsatz von vertikal durch die Platte geführten Bündeln

aus mehreren Strängen von Fasern, die an der Plattenober- und -unterseite fächerartig gespreizt

werden und zur Verankerung mit Epoxidharz verklebt werden [MEISAMI et al. (2015)].


Das Verstärkungselement ist ein Bündel aus mehreren Strängen, das im mittleren Teil entsprechend

der Plattendicke in Epoxidharz getränkt wird (Abbildung 7-33).


64

Abbildung 7-33: CFK-Bündel mit Fächer; entnommen aus MEISAMI et al. (2015)

Rund um den Stützenquerschnitt werden die Verstärkungselemente strahlenförmig installiert. Dafür

werden zuerst vertikale Löcher gebohrt und diese von Betonstaub gereinigt. Scharfe Kanten an den

Rändern der Bohrlöcher müssen abgerundet werden. Anschließend kann das Bündel eingeführt

werden. Der Raum zwischen dem Bündel und dem Bohrloch wird mit einem hochviskosen

Epoxidharz verfüllt. Die beiden Enden jedes Bündels werden fächerartig gespreizt und mit einem

dünnflüssigen Epoxidharz getränkt. Abbildung 7-34 zeigt die Anordnung der CFK-Bündel und die

fertige Installation.

Abbildung 7-34: Einbau der CFK-Bündel mit Fächer; entnommen aus MEISAMI et al. (2015)


Die Versuchsreihe umfasst drei Plattenausschnitte, wobei der Versuchsaufbau jenen in 7.3.4 und

7.3.6 gleicht und als unverstärkte Vergleichsplatte wird der Probekörper „CS40-3“ aus 7.3.6

herangezogen. Die Angabe der Bewehrungsgrade schwankt bei gleicher Bewehrungsführung leicht

zwischen der Veröffentlichung von MEISAMI et al. (2015) und MEISAMI et al. (2014). Tabelle 7-25

listet die wichtigsten Parameter zu den Plattenausschnitten. Detaillierte Angaben befinden sich in

Anhang 20.

Tabelle 7-25: Vertikal installierte CFK-Bündel mit Fächern – Probekörper – nach MEISAMI et al. (2015)

Nutzhöhe Beton Biegebewehrung Krafteinleitungsfläche/Stütze

d

1 fc fy ρLm,Z

1 ρLm,D

2 Form c1xc2 R/E/M

[mm] [N/mm²] [N/mm²] [%] [%] [-] [mm] [-]

Pro

bek

örp

er

CS40-3 74,1 42,4 420 2,4 0,33 Quadrat 150 x 150 M

FF3-8 74,1 44,8 420 2,4 0,33 Quadrat 150 x 150 M

FF3-16 74,1 44,8 420 2,4 0,33 Quadrat 150 x 150 M

FF3-24 74,1 44,8 420 2,4 0,33 Quadrat 151 x 150 M 2Verringerung der Stababstände unterhalb der Lasteinleitungsfläche



65

Die Querschnittsfläche eines Bündels beträgt 12,6 mm². Die Anordnung erfolgt gleich wie die der

gerippten CFK-Stäbe beziehungsweise der CFK-Gitter (siehe Abbildung 7-21). Die Bestimmung

der Verschiebungen, der Duktilität und der normierten Kräfte sowie die Definition der

verschiedenen Zeitpunkte erfolgen analog zu den Versuchen im Kapitel 7.3.4. Der

Verstärkungsgrad bezieht sich auf die normierten Bruchlasten im Vergleich zur normierten

Bruchlasten der Referenzplatte.

Tabelle 7-26: Vertikal installierte CFK-Bündel mit Fächern – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach

MEISAMI et al. (2015)


Anzahl Verbund Vt1n Vt2n

Verstärkungs-

wirkung Duktilität Versagensart

[-] [-] [kN] [kN] [%] [mm]/[mm] [-]

Pro

bek

örp

er

CS40-3 keine - 225,9 241,7 1001 1,14 P

FF3-8 8 Epoxidharz 236,6 322,3 1331 1,65 P

FF3-16 16 Epoxidharz 232,6 416,9 1731 2,71 P/F

FF3-24 24 Epoxidharz 222,4 462,3 1911 4,23 P/F

1bezogen auf Vt2n von CS40-3

Abbildung 7-35 zeigt das Last-Verforungsverhalten der Platten. Die Verschíebung wird, wie in

7.3.4 erklärt, bestimmt.



Die Ergebnisse zeigen, dass die Tragfähigkeit der Platten durch den Einsatz dieser

Verstärkungselemente deutlich erhöht werden kann, und dass mit einer Erhöhung der Anzahl der

Bündel eine Steigerung der Tragfähigkeit einhergeht. Die Autoren bezeichnen beim Einsatz von 24

Verstärkungselementen das Versagen als Biegeversagen. Jedoch bildet sich auch wieder ein


66

Durchstanzkegel (vergleiche Abbildung 7-36Fehler! Verweisquelle konnte nicht gefunden

werden.). Durch Dehnmessstreifen an der Biegezugbewehrung in der Mitte der Platte ist

erkennbar, dass beim Einsatz von 24 Bündeln beinahe alle Längsbewehrungsstäbe ins Fließen

kommen [MEISAMI et al. (2015)].

Abbildung 7-36: Versagensbild „FF3-24 Zugseite“; entnommen aus MEISAMI et al. (2015)

Interessant ist der direkte Vergleich der Ergebnisse mit den Versuchen aus 7.3.4, der auf Grund der

ähnlichen Versuchsplatten möglich ist. Die gerippten CFK-Stäbe weisen einen Durchmesser von

12 mm auf, während der der Bündel ca. 4 mm beträgt. Die Steigerung der Tragfähigkeit bei 24

Verstärkungselementen beträgt bei den CFK-Stäben 67 % und bei den Bündeln 91 %, obwohl die

Gesamtquerschnittsfläche bei den Bündeln wesentlich geringer ist.

7.3.8 Reparatur nach Durchstanzen mit vorgespannten, vertikalen Stahl-Gewinde-

Stangen - ASKAR (2015, Ägypten)

Dieses Verstärkungskonzept für bereits beschädigte Stützen-Decken-Verbindungen umfasst das

Einbringen von neuem Beton und die Installation einer Schubbewehrung im durchstanzgefährdeten

Bereich. Die als Schubbewehrung fungierenden Stahlgewindestangen werden zusätzlich

vorgespannt [ASKAR (2015b)].


Da das System für Verbindungen vorgesehen ist, bei dem es bereits zu Durchstanzversagen

gekommen ist, muss im ersten Schritt der beschädigte Beton entfernt werden und der Rest der

Stütze, der in die Platte hineingedrückt ist, muss mit einer hydraulischen Presse entfernt werden.

Anschließend wird die Platte sorgsam von Staub und losen Betonstücken gereinigt. Um Verbund

zwischen dem neu betonierten Beton und der alten Betonoberfläche herzustellen, wird ein


67

Epoxidkleber eingesetzt. Nach dem Aushärten des Betons kann die Schubbewehrung installiert

werden. Die Verstärkungselemente bestehen aus auf die passende Länge abgeschnittenen

Gewindestangen, sehr kleinen Stahlankerplatten, Unterlegscheiben und Muttern. Es werden

Bohrlöcher mit einem größeren Durchmesser als jener der Gewindestangen gebohrt. Diese werden

anschließend gereinigt und mit einem Epoxidkleber verfüllt. Anschließend werden die

Gewindestangen eingeführt und die Vorspannkraft wird mit einem Drehmomentenschlüssel

aufgebracht. In der rechten Ecke der Abbildung 7-37 sind der alte und rund um die Stütze der

erneuerte Beton erkennbar. Außerdem ist die strahlenförmige Anordnung der Schubbewehrung

rund um die Stütze ersichtlich.

Abbildung 7-37: Vorspannen der Stahlgewindestangen; entnommen aus ASKAR (2011b)


Vier Probekörper werden bis zum Durchstanzversagen belastet, anschließend verstärkt und bis zum

erneuten Versagen belastet. Die quadratischen Plattenausschnitte unterscheiden sich in ihrer

Geometrie, in den Abmessungen des mitbetonierten Stützenschummels und in der Bewehrung

(vergleich Tabelle 7-27). Die Probekörper werden 10 cm von den Plattenrändern hineingerückt auf

einem steifen Stahlrahmen gelagert und befestigt. Zusätzlich zur Biegebewehrung, zu der es keine

Angaben zur Stahlsorte, den Stabdurchmessern oder Anordnung gibt, wird in der Mitte der

Plattendicke eine Bewehrungsmatte verlegt (vergleiche Abbildung 7-38), die als

Durchstanzbewehrung fungiert. Diese soll über den durchstanzgefährdeten Bereich hinausreichen

und außerhalb verankert werden (erklärt beispielsweise in IBRAHIM et al. (2016)).

Abbildung 7-38: Bewehrungsmatte als Durchstanzverstärkung; nach IBRAHIM et al. (2016)


68

Tabelle 7-27: Vertikale, vorgespannte Stahlgewindestangen – Probekörper – nach ASKAR (2015b)

Nutzhöhe Beton Bewehrung Krafteinleitung/Stütze2

d* fc,cube,alt fc,cube,neu ρLm,Z ρLm,mitte1 Form c1xc2

v.d.V. n.d.V. [mm] [N/mm²] [N/mm²] [%] [%] [-] [mm]

Pro

bek

örp

er

N4(40) NR(40)-4 160 41,7 42,2 0,47 0,327 Quadrat 160x160

N5(40) NR(40)-5 140 43,1 42,2 0,47 0,327 Quadrat 250x250

B1(40) NR(40)-6 140 39,8 42,2 0,24 0,327 Quadrat 160x160

B3(40) NR(40)-7 140 41,8 42,2 0,97 0,327 Quadrat 160x160 1Bewehrungsmatte in der Mitte der Plattendicke

2alle Stützen Mittelstützen

v.d.V. vor dem Verstärken / n.d.V. nach dem Verstärken

Nach dem Versagen der unverstärkten Platten werden diese verstärkt. Alle Gewindestangen

besitzen einen Schaftdurchmesser ds von 9,5 mm. Die Zugfestigkeit fy von 418 N/mm² wird im

Zugversuch festgestellt. Die Anordnung der Bewehrungselemente ist in Abbildung 7-39 ersichtlich.

Beim Probekörper NR(40)-6 fehlt die zweite Reihe. Eine Vorspannkraft von je 5 kN wird

aufgebracht.

Abbildung 7-39: Anordnung der Stahlgewindestangen (Abmessungen in mm); nach ASKAR (2015b)

Die vertikale Verschiebung w wird in Plattenmitte gemessen. Die Verstärkungswirkung bezieht

sich immer auf dieselbe Platte beim ersten Versagen vor dem Verstärken.


69

Tabelle 7-28: Vertikale, vorgespannte Stahlgewindestangen – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach

ASKAR (2015b)


Anzahl fy Vu w Versagensart

Pro

bek

örp

er

v.d.V. [-] [N/mm²] [kN] [mm] [-]

N4(40) - - 477,09 3 P

N5(40) - - 430,9 6 P

B1(40) - - 246,24 7 P

B3(40) - - 384,75 4,5 P


Anzahl fy Vu w Versagensart Verstärkungswirkung

n.d.V. [-] [N/mm²] [kN] [mm] [-] [-]

NR(40)-4 16 418 580 12 P/F 122

NR(40)-5 16 418 450 16 P/F 104

NR(40)-6 8 418 300 17 P 122

NR(40)-7 16 418 400 14 P/F 104

Detaillierte Angaben zu den Versuchen befinden sich in Anhang 29 und Anhang 22.


In den unterschiedlichen erzielten Verstärkungswirkungen spiegelt sich die Variation der Parameter

der Probekörper wider. Bei gleichem Bewehrungsgrad aber unterschiedlichen Verhältnissen der

Lasteinleitungsfläche zur Nutzhöhe („NR(40)-4“ und „NR(40)-5“) sieht man, dass bei der Platte

mit einem geringen c/d-Verhältnis, die Last deutlich gesteigert werden kann. Bei Probekörper

„NR(40)-6“, der einen sehr geringer Biegebewehrungsgrad aufweist, kann eine signifikante

Laststeigerung erreicht werden, während bei der am stärksten biegebewehrten Platte „NR(40)-7“

die aufnehmbare Last beinahe gleich bleibt. Das Verformungsvermögen der Platten nimmt bei

allen Probekörpern deutlich zu. [ASKAR (2015b)]

Interessant ist der große Einfluss der vorgespannten Schubbewehrung auf die Steifigkeit der

Platten. Während beispielsweise bei den vertikal installierten Scherbolzen (7.3.1) die Steifigkeit der

Platten durch die Schubbewehrung sich kaum ändert, nimmt bei diesen Versuchen die Steifigkeit

der Platten ab. Dies könnte darauf schließen lassen, dass der Austausch des Betons die Steifigkeit

maßgeblich beeinflusst.


70

Abbildung 7-40: Vergleich der Steifigkeiten in den Versuchen mit vertikal installierten Scherbolzen und

vorgespannten Stahlgewindestangen; entnommen aus POLAK (2005) und ASKAR (2015b)


Zahlreiche weitere Möglichkeiten zum nachträglichen Einbringen von Schubbewehrung bestehen.

Versuchsbeschreibung dazu finden sich beispielsweise in:

ASKAR (2015a): „Repair of R/C flat plates failing in punching by vertical studs.”

Die Versuchsreihe umfasst acht Platten, welche zuerst bis zum Versagen belastet werden

und anschließend repariert werden. Der beschädigte Beton wird ausgetauscht und

Stahlgewindestangen werden im durchstanzgefährdeten Bereich installiert.

EL-SAYED et al (2016): „Repair and Strengthening of R.C Flat Slab Connection with Edge

Columns against Punching Shear.”

An Hand von 13 Plattenausschnitten in einem verkleinerten Maßstab wird die Effektivität

von nachträglich installierten Bügeln aus CFK, GFK und Stahl bei Eckverbindungen

geprüft.

7.4 Erhöhung des Schub- und Biegewiderstandes

In der Literatur lassen sich auch Verstärkungskonzepte finden, die eine Erhöhung des

Durchstanzwiderstandes durch eine gleichzeitige Verbesserung des Schub- und Biegewiderstandes

zu erzielen versuchen.

7.4.1 Kombination von Stahlplatten mit Verbund und Stahlbolzen – EBEAD / MARZOUK

(2002, Katar)

Bei der Kombination von geklebten Stahlplatten an der Ober- und Unterseite der Betonplatten rund

um den Stützenquerschnitt und der Installation von Stahlbolzen soll die zusätzliche

Schubbewehrung gleichzeitig für eine vollständige Interaktion zwischen den Stahlplatten und dem

Beton sorgen [EBEAD/MARZOUK (2002)].


71


Vom Stützenrand bis mindestens zu einem Abstand von zweimal der Nutzhöhe werden auf die

Ober- und Unterseite der Betonplatte Stahlplatten geklebt und diese mit Stahlbolzen verbunden.

Abbildung 7-41 zeigt eine Skizze der Verstärkungsmaßnahme im Schnitt, in der Draufsicht und ein

Foto der Stahlbolzen.

Abbildung 7-41: Verstärkungssystem: Schnitt und Draufsicht und Foto der Stahlbolzen; entnommen aus EBEAD /

MARZOUK (2002)

Für die Montage werden die Löcher für die Stahlbolzen vorgebohrt und die Betonoberflächen

aufgeraut. Beides wird anschließen mit einem Vakuumsauger von Staub und kleinen Partikeln

gereinigt. Das Epoxidharz wird auf die Stahlplatten aufgebracht, welche davor mit einem

Lösungsmittel von Öl und Staub gesäubert werden müssen. Nachdem die Stahlplatten auf die Ober-

und Unterseite geklebt werden, werden die Stahlbolzen installiert. Diese werden vor dem

Einbringen in Epoxidkleber getaucht. Zuletzt werden die Muttern mit einem

Drehmomentenschlüssel angezogen.


Anhand von fünf Versuchsplatten wird die Effektivität der Verstärkungsmethode untersucht. Mit

1,9 m x 1,9 m x 0,15 m repräsentieren die Plattenausschnitte Flachdecken mit einer Spannweite

von 4,75 m. Eine Besonderheit beim Versuchsaufbau besteht in den mitbetonierten Stützen. Ober-

und unterhalb der Platte wird ein Stützenstück von 85 cm mitbetoniert. Die Platten werden entlang

der Ränder gelenkig gelagert. Die Parameter der Probekörper werden nicht variiert, lediglich die

unvermeidbaren Unterschiede in der Betonfestigkeit unterscheiden die Platten. Der Vollständigkeit

halber sind die Parameter in Tabelle 7-29 aufgelistet und detaillierte Angaben befinden sich in

Anhang 23.


72

Tabelle 7-29: Kombination Stahlplatten mit Verbund und Stahlbolzen – Probekörper – nach EBEAD/MARZOUK

(2002)


d* fc fy

1 ρLm,Z Øx,Z=Øy,Z Form c1xc2 R/E/M

[mm] [N/mm²] [N/mm²] [%] [mm]/[mm] [-] [mm] [-]

Pro

bek

örp

er C 110 33 435-450 1,01 Ø15 Quadrat 250x250 M

A1 110 30 435-450 1,01 Ø15 Quadrat 250x250 M

A2 110 33 435-450 1,01 Ø15 Quadrat 250x250 M

A3 110 37 435-450 1,01 Ø15 Quadrat 250x250 M

A4 110 35 435-450 1,01 Ø15 Quadrat 250x250 M 1die Ergebnisse der Zugversuche liegen zwischen diesen Werten

Vier Plattenausschnitte werden verstärkt und eine Platte dient als Referenzplatte. Vor dem

Verstärken werden die Platten mit einer Last, die 50% der Bruchlast der unverstärkten

Referenzplatte entspricht, belastet, um eine Schädigung zu erzeugen. So entsteht eine reale

Instandsetzungssituation. Während des Verstärken wird die Last wieder entfernt. Dies simuliert ein

Verstärken ohne Verkehrslasten und mit Abstützungen der Decke. Die Stahlplatten und Bolzen

werden nach vier verschiedenen Mustern angeordnet (siehe Abbildung 7-42). Bei den L-förmigen

Stahlplatten werden die sich berührenden Kanten zusammengeschweißt.

A1 A2

A3 A4

Abbildung 7-42: Anordnung Stahlplatten und Bolzen; entnommen aus EBEAD / MARZOUK (2002)

In der Veröffentlichung werden die Lasten beim Auftreten der ersten Risse im Beton, dies passiert

bereits bei der ersten Belastung vor dem Verstärken, die Lasten beim ersten Fließen der

Biegebewehrung (t1) und die Lasten beim Versagen (t2) angegeben. Außerdem werden jeweils die

dazugehörigen Verformungen bekanntgegeben. Zusätzlich werden die Steifigkeiten der Platten

bestimmt. Die detaillierten Werte sind in Anhang 24 gelistet. Zusammengefasst sind die Ergebnisse

in Tabelle 7-30. Die Duktilität beschreibt das Verhältnis der Verformungen vom Zeitpunkt t2 zum

Zeitpunkt t1.


73

Tabelle 7-30: Kombination Stahlplatten mit Verbund und Stahlbolzen – Verstärkungselemente und Ergebnisse –

nach EBEAD/MARZOUK (2002)


1 Ergebnisse

Beschreibung

Anzahl

Bolzen Vt1 Vt2 wt2

Verstärkungs-

wirkung2

Duktilität Versagens-

art

[-] [-] [kN] [kN] [mm] [-]

[mm/

mm] [-]

Pro

bek

örp

er

C keine - 375 412 24,5 100 1,17 P/F

A1 2 L-Platten

um die Stütze 16 670 678 27,5 165 1,45 F

A2 3 L-Platten

um die Stütze 16 560 650 23 158 1,35 F

A3 4 L-Platten

um die Stütze 8 582 645 28 157 1,29 F

A4 4 rechteckige

Platten als Kreuz 8 440 560 27 136 1,72 k.A.

1 Platten: d=6mm, fy=248000 N/mm², ft=400000 N/mm², E=191000N/mm² Bolzen: ASTM A325 ds=19mm

2 bezogen auf Vt2 von C


Die Verstärkungsmethode erscheint insgesamt sehr effizient, wobei die der Einsatz der L-förmigen

Stahlplatten vorzuziehen ist. Für den Probekörper „A4“ wird der Versagensmodus nicht explizit

beschrieben, aber er wird nicht unter Biegeversagen aufgezählt. Für die Probekörper „A1“ bis

„A3“, bei denen es zu einem Biegeversagen kommt, kann im Durchschnitt eine Steigerung der

Tragfähigkeit von 59,6 % und eine Zunahme der Duktilität von 16,9 % erzielt werden [EBEAD /

MARZOUK (2002)].

7.4.2 Aufbeton mit Schub- und Biegebewehrung – AMSLER et al. (2014, Schweiz)

Aufbeton ermöglicht zusätzliche Biege- und Schubbewehrung sowie eine Erhöhung der statischen

Nutzhöhe.


Die Verstärkung besteht aus mehreren Komponenten. Rund um den Stützenquerschnitt werden

strahlenförmig Gewindestangen als Durchstanzbewehrung installiert. Schubverbinder sorgen für

den Verbund zwischen dem alten und dem neuen Beton. Weiteres wird zusätzliche

Biegebewehrung verlegt. An den Rändern der Platten wird eine Verankerungsbewehrung

eingebaut. Bevor die zusätzliche Betonschicht betoniert wird, wird die Oberfläche des alten Betons

aufgeraut. Der obere Teil der Abbildung 7-43 zeigt Skizzen der verschiedenen Elemente und der

untere Teil zeigt die räumliche Anordnung mit Hilfe eines Fotos.


74

Abbildung 7-43: Komponenten bei der Verstärkung mit Aufbeton; entnommen aus AMSLER et al. (2014)

7.4.2.2 Versuch und Ergebnisse

Die Verstärkung mit Aufbeton wird anhand eines Großversuches ohne einer Vergleichsplatte

durchgeführt. Die quadratische Platte ist 3,3 m x 3,3 m groß und im unverstärkten Zustand 22 cm

stark. Die Platte ist in der Mitte auf einer Stütze gelagert und wird durch 16 Zugpressen, die radial

angeordnet sind, belastet. Die Anordnung der Zugpressen ist in Abbildung 7-43 ersichtlich. Die

Biegebewehrung ist unregelmäßig angeordnet. In der Veröffentlichung befindet sich keine bemaßte

Skizze, aber die Biegebewehrung im unverstärkten Teil ist gleich angeordnet wie die in Abbildung

7-43 sichtbare, zusätzliche Biegebewehrung im Aufbeton. Die Bewehrungsstäbe sind mit

aufgestauchten Köpfen versehen. Die Stahlfestigkeiten werden in Double-Punch-Versuchen

geprüft, wobei die angegebenen Werte für fy den statischen Fließgrenzen aus den Versuchen

entsprechen.


75

Tabelle 7-31: Aufbeton – Probekörper – nach AMSLER et al. (2014)

Nutzhöhe Beton Biegebewehrung Stütze

d* fc fy Ø14 fy Ø16 ρLm,Z Øx,Z=Øy,Z Form D R/E/M

[mm] [N/mm²] [N/mm²] [N/mm²] [%] [mm] [-] [mm] [-]

Pro

be-

kö

rper

VA1 222 52,21 533 478 1,51 31Ø16 Kreis 300 M

+Aufbeton 266 11,062 533 478 1,26 +31Ø14 Kreis 300 M

1 Betonfestigkeit des zuerst betonierten Teiles am Tag des Versuches (53 Tage alt)

2 Betonfestigkeit des Aufbetons Tag des Versuches (7 Tage alt)

Bevor die Verstärkung stattfindet, wird der Probekörper für 21 Tage mit 500 kN (inklusive

Eigengewicht) belastet, um Langzeiteinflüsse zu simulieren Während des Verstärkens wird die Last

auf 300 kN reduziert. Details zu den Verstärkungselementen befinden sich in Tabelle 7-32. Die

eingesetzten Schubverbinder bestehen aus Gusseisen und sind in der folgenden Abbildung 7-44 zu

sehen.

Abbildung 7-44: Schubverbinder Hilti HCC-B; entnommen aus HILTI (2018)

Insgesamt werden 124 Schubverbinder und ca. 104 Verankerungsbewehrungen installiert. Für die

40 Gewindestangen ist die exakte Anordnung bekannt. Sie werden in acht Strahlen, die regelmäßig

rund um den Stützenquerschnitt angeordnet sind, verteilt. Die erste Reihe ist 15 cm vom

Stützenrand entfernt, die zweite 11 cm, die dritte 10 cm und die weiteren Reihen 14 cm. Die

Verformung der Platte wird mit Hilfe von 16 induktiven Wegaufnehmern kontinuierlich gemessen.

Angegeben sind die Verformungen zum Zeitpunkt des Versagens. Es wird für die beiden

orthogonalen Richtungen x und y jeweils der Mittelwert der Messdaten, von den beiden am

weitesten von der Stütze entfernten Messpunkten, angegeben. Die angegebene Versagenslast Vu

beinhaltet die aufgebrachte Last, das Eigengewicht der Platten sowie das Gewicht der Zugpressen.


76

Tabelle 7-32: Aufbeton – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach AMSLER et al. (2014)


Gewindestangen 40 Stück, fy=593N/mm², dS=16mm, dB=20mm

Schubverbinder 124 Stück, Gusseisen, d=14mm, dB=16mm, Hilti HCC-B,

Verankerungsbewehrung ca. 104 Stück, fy=461N/mm², Ø12mm, dB=16mm

Biegebewehrung 2x31Ø14, fy=533N/mm², B500B, Anco-Fix

Beton 8cm, fc=11,06N/mm²

Verbund Epoxidkleber

Ergebnisse VA1+Aufbeton

Vu wx wy Versagensart

[kN] [mm] [mm] [-]

2400 41 38 F


Konkrete Verstärkungswirkung kann keine bestimmt werden, da es keine Vergleichsplatte gibt. Die

Autoren vergleichen das experimentelle Ergebnis mit Berechnungen nach dem EC2 und der

Theorie des kritischen Schubrisses. Die Bruchlast, berechnet nach dem EC2 für die verstärkte

Platte beträgt 2030 kN. Das ist eine Steigerung verglichen mit dem berechneten Wert für die

unverstärkte Platte von 20,1 % [AMSLER et al. (2014)].

Weitere Versuche wären notwendig, um eine Aussage über die Verstärkungswirkung, die richtige

Wahl der statischen Nutzhöhe oder beispielsweise die Anzahl der benötigten Schubverbinder zu

treffen. Außerdem wäre, da die Betonfestigkeit Einfluss auf den Durchstanzwiederstand nimmt,

interessant, wie sich das Ergebnis bei höherer Betonfestigkeit des Aufbetons verändert.


Eine aktuelle Forschung zur gleichzeitigen Erhöhung des Schub- und Biegewiderstandes wird im

folgenden Artikel beschrieben:

BARROS et al. (s.a.): „Flexural and shear/punching strengthening of RC beams/slabs using

hybrid NSM-ETS technique with innovative CFRP laminates”. Das Verstärkungssystem

wird hauptsächlich an Balken und nur anhand einer Platte getestet. Im Gegensatz zur

NSM-Methode, beschrieben in 7.2.4, werden die CFK-Streifen nicht in Schlitze gepresst,

sondern mit ihrer Breitseite in Vertiefungen geklebt. Die Abkürzung ETS steht für

„embedded trough section“ und meint, dass Schlitze durch den Betonquerschnitt

geschnitten und Streifen als Schubbewehrung hineingeklebt werden. Durch U-förmige

CFK-Streifen werden beide Methoden kombiniert. Wobei für die Verstärkung der Platte

die Schenkel unter 30 Grad abgebogen werden. Die Schenkel verankern die Zugbewehrung

und schneiden gleichzeitig mögliche Schubrisse. Bei der geprüften verstärkten Platte

werden orthogonal U-förmige CFK-Streifen verklebt, sowie zusätzlich noch gerade CFK-


77

Streifen an der Zugseite. Die Ergebnisse sind vielversprechend. Im Vergleich zur

unverstärkten Referenzplatte kann die Versagenslast um ca. 30% gesteigert werden. Auch

die Duktilität der Platte nimmt deutlich zu. Es bilden sich auch Biegerisse. Schlussendlich

reißen aber einige Schenkel ab, worauf die Platte infolge Durchstanzen versagt.

7.5 Aufbringen einer Vorspannung

Während bei vielen Verstärkungsmaßnahmen erst durch eine weitere Verformung der Platte die

Verstärkungselemente aktiviert werden, liegt die Idee der Vorspannung darin, aktiv zu verstärken.

7.5.1 Vorgespannte Stahllitzen mit Verankerung durch Verbund – FARIA et al. (2011,

Portugal)

Bei diesem System wird über die gesamte Länge der vorgespannten Litze Verbund hergestellt.

Dadurch soll das Problem von hohen, lokalen Ankerkräften umgangen werden. [FARIA et al.

(2011)]


Wie im ersten Teil der in Abbildung 7-45 ersichtlich, werden Stahllitzen von der Druckseite der

Platte zur Zugseite geführt, dort umgelenkt und wieder zur Druckseite geführt. Es können mehrere

Stahllitzen nebeneinander und in eine Richtung oder orthogonal angeordnet werden. Bei der

obersten Geschossdecke könnten die Litzen direkt über die Stütze geführt werden. Der zweite Teil

der Abbildung zeigt ein Foto von der Umlenkung der Litzen, die nach der Installation unter dem

Fußboden versteckt werden muss.

Abbildung 7-45: Skizze und Foto vorgespannte Stahllitzen; nach bzw. entnommen aus FARIA et al. (2011)


78

Der Einbau der Litzen erfolgt in mehreren Schritten. Zuerst werden Löcher gebohrt, in welche die

Stahllitzen eingeführt werden. Dann werden die Litzen vorgespannt (vergleiche Abbildung 7-46).

Dafür benötigt es eine justierbare Strebe, die den horizontalen Teil der Vorspannkraft trägt und an

beiden Enden mit einem mechanischen Stellglied ausgestattet ist, welches die gewünschte Neigung

vorgibt.

Abbildung 7-46: Vorspannen der Stahllitzen; nach FARIA et al. (2011)

Anschließen wird der Verbund hergestellt und die Enden der Bohrlöcher abgedichtet. Wenn der

Kleber getrocknet ist, kann die Strebe entfernt werden und die Enden der Litzen, die zur

Vorspannung über die Deckenunterseite hinausragen, werden abgeschnitten. Da die Länge der

Strebe verstellbar ist und die Neigung der Stellglieder variiert werden kann, kann die Strebe bei

weiteren Verstärkungsvorhaben wiederverwendet werden.


Die Verstärkungsmethode wird anhand von sieben Platten geprüft. Der Versuchsaufbau ist in der

folgenden Abbildung 7-47 dargestellt. Die Abmessungen der Plattenausschnitte betragen 2,3 m x

2,3 m, die Höhen variieren.

Abbildung 7-47: Versuchsaufbau vorgespannte Stahllitzen; entnommen aus FARIA et al. (2011)

Die Biegebewehrung ist regelmäßig angeordnet und es gibt zwei verschiedene Anordnungen. Der

Biegebewehrungsgrad ist gering und die Plattenschlankheit groß, da dieses Verstärkungssystem für


79

solche Gegebenheiten vorgesehen ist. Einen Überblick über die Probekörper gibt Tabelle 7-33.

Detaillierte Angaben befinden sich in Anhang 27.

Tabelle 7-33: Gespannte Stahllitzen mit Verbund – Probekörper – nach FARIA et al. (2011)


d fc,cube fy

Ø10

1 ρLm,Z Ø/S,x,Z=Ø/S,y,Z Form c1xc2 R/E/M

[mm] [N/mm²] [N/mm²] [%] [mm]/[mm] [-] [mm] [-]

Pro

bek

örp

er

DF1 69 31 561 1,91 Ø10/60 Quadrat 200x200 M

DF2 67 33 561 1,97 Ø10/60 Quadrat 200x200 M

DF3 67 31,5 561 1,97 Ø10/60 Quadrat 200x200 M

DF4 88 24,7 678 1,20 Ø10/75 Quadrat 200x200 M

DF5 85 26 678 1,24 Ø10/75 Quadrat 200x200 M

DF6 84 26,3 678 1,26 Ø10/75 Quadrat 200x200 M

DF7 89 27 678 1,19 Ø10/75 Quadrat 200x200 M

1geprüft im Zugversuch

Alle eingesetzten Litzen haben einen Durchmesser von 15,5 mm und ein Elastizitätsmodul von

197 400 N/mm². Die im Zugversuch geprüfte Litze versagt bei 273 kN. Die Verstärkungselemente

werden unter einer Belastung von ca. 40 % der Bruchlast der Platte „DF1“ installiert. Die

Bohrlöcher mit einem Durchmesser von 18 mm werden von der Plattenoberseite aus gebohrt und

anschließen gebürstet und mit Luft gereinigt. Die exakten Längen und Winkel der Bohrlöcher

werden nachgemessen, um die passende, zuvor in Kleinversuchen ermittelte, Vorspannkraft für

jede einzelne Litze zu berechnen. Die Litzen werden vor dem Einbringen von Rost, Öl und Staub

gereinigt. Die Vorspannkraft wird schrittweise von beiden Enden der Litze gleichzeitig

aufgebracht. Der Kleber wird von unten injiziert, wobei Luftblasen vermieden werden müssen. Bei

der Platte „DF7“ kann der Kleber nicht einwandfrei injiziert werden. Die Probekörper „DF1“ und

„DF4“ dienen als unverstärkte Vergleichsplatten. Die anderen Platten werden jeweils mit zwei

parallelen Litzen in Richtung der geringeren statischen Nutzhöhe vorgespannt außer „DF7“, welche

mit vier Litzen in zwei orthogonale Richtungen vorgespannt wird. Die Anordnung bei zwei Litzen

ist in Abbildung 7-45 ersichtlich und mit vier Litzen in Abbildung 7-47. Die Verformung der

Platten wird in den Richtungen parallel und rechtwinkelig zu den Litzen und im Plattenmittelpunkt

gemessen. Abbildung 7-48 zeigt die Messpunkte. Die Verformung der Platten wird nicht zum

Zeitpunkt des Versagens, sondern bei verschiedenen Laststufen angegeben. In Tabelle 7-34

beschreiben die Verformungen die Mittelwerte der Messpunkte 6 und 7 beziehungsweise 1 und 5,

die jeweils 800 mm vom Stützenmittelpunkt entfernt liegen, relativ zur Verschiebung im

Messpunkt 3 bei der letzten Laststufe vor dem Versagen.


80

Abbildung 7-48: Messpunkte Verschiebung; entnommen aus FARIA et al. (2011)

Die in Tabelle 7-34 angegebenen Versagenslasten Vu inkludieren das Eigengewicht der Platte. Die

Verstärkungswirkung der Platten wird wie in 7.3.2.2 berechnet, jedoch wird die Limitation des

Maßstabfaktors k mit 2 bei der Berechnung des Durchstanzwiderstandes ignoriert.

Tabelle 7-34: Gespannte Stahllitzen mit Verbund – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach FARIA et al.

(2011)


Beschreibung

An-

zahl Vu

1

Verstärkungs-

wirkung wparallel wrechtw.

Last-

stufe

Versa-

gensart

[-] [-] [kN] [-] [mm] [mm] [kN] [-]

Pro

bek

örp

er

DF1 keine 0 190,72 12 12,1 - 180 P

DF2 in Richtung der

geringeren stat. Nutzhöhe 2 272,94 1,44

2 12,3 11,9 270 P

DF3 in Richtung der


2 9,7 10,5 240 P

DF4 keine 0 199 13 8,4 7,2 180 P

DF5 in Richtung der

geringeren stat. Nutzhöhe 2 295 1,51

3 11,1 12,6 290 P

DF6 in Richtung der


3 10,5 12,2 290 P

DF7 in zwei orthogonale

Richtungen 4 319,52 1,54

3 10,1 10,7 315 P

1 inkludiert das Eigengewicht

2 bezogen auf DF1

3 bezogen auf DF4

In Anhang 28 befinden sich detaillierte Angaben zu den Verstärkungselementen wie beispielsweise

die Größe der aufgebrachten Vorspannkräfte.


Alle Probekörper versagen mit Durchstanzen und das Verformungsvermögen der Platten ändert

sich kaum. Die Ergebnisse stimmen sehr gut mit der vorhergesagten Wirkung aus 5.1.5 anhand der

Theorie des kritischen Schubrisses übereint. Die aufnehmbare Vertikalkraft steigt deutlich an.

Insbesondere bei den schwächer bewehrten Platten „DF4“ bis „DF7“ ist die Steigerung mit etwa 50

% signifikant. Jedoch erwartet man bei der Platte „DF7“, die als einzige mit vier Litzen verstärkt


81

wird, eine Steigerung verglichen mit den Probekörpern „DF5“ und „DF6“, die aber nicht eintritt.

Das ist wahrscheinlich auf die Probleme beim Injizieren des Verbundmittels zurückzuführen.

Daraus lässt sich schließen, dass ein einwandfreier Einbau selbst unter Laborbedingungen

schwierig ist, dieser aber für die Tragwirkung entscheidend wäre. Da sich die gemessenen

beziehungsweise berechneten Werte der Verschiebungen parallel und rechtwinkelig zu den Litzen

nur leicht unterscheiden, kann davon ausgegangen werden, dass die Steifigkeit der Platten nicht nur

in Richtung der Litzen beeinflusst wird. Bei gleicher Last weisen die unverstärkten Referenzplatten

größere Rissbreiten als die verstärkten Platten auf. Die Autoren weisen besonders auf die

Effektivität dieser Verstärkungsmaßnahme in Bezug auf die Gebrauchstauglichkeit hin. [FARIA et

al. (2011)]

7.5.2 Vorgespannte CFK-Schlaufen mit mechanischer Verankerunng – KOPPITZ et al

(2014, Schweiz)

Bereits 2010 meldet KOPPITZ ein Patent für Verstärken mit vorgespannten CFK-Schlaufen an. In

der Veröffentlichung von 2014 wird eine Weiterentwicklung des Systems vorgestellt. Die Anker

für die CFK-Schlaufen werden von einem Stahlrahmen gestützt.


CFK-Schlaufen werden von der Druckseite der Platte zur Zugseite geführt, dort im Bereich der

Stütze horizontal verlegt dann und wieder zur Druckseite geführt (vergleiche Abbildung 7-49). Die

vorgespannten CFK-Schlaufen werden mechanisch verankert. Die Anker werden durch einen

horizontalen Stahlrahmen gestützt. Die horizontalen Komponenten der Vorspannkraft können von

der Stahlplatte abgetragen werden, was zu einer Entlastung des Betons führt. Der Stahlrahmen wird

mit Schrauben an der Deckenunterseite befestigt. Diese verhindern gleichzeitig Beulen der Platte

unter Druck. Wie in Abbildung 7-49 rechts erkennbar, sind acht CFK-Schlaufen pro Stütze

vorgesehen.

Abbildung 7-49: Vorgespannte CFK-Schlaufen Skizze Schnitt und Foto; entnommen aus KOPPITZ et al. (2014)


82

Der Ablauf der Montage wird folgendermaßen beschrieben: Zuerst werden die schrägen Kanäle für

die CFK-Schlaufen gebohrt und die Anker sowie die Platte an der Decke befestigt. Anschließend

werden die CFK-Schlaufen eingeführt. An den Enden der CFK-Schlaufen werden Stahlbolzen

durch diese Schlaufen und die Anker durchgesteckt. Durch Zurückziehen der Stahlbolzen werden

die CFK-Schlaufen vorgespannt.


Das Verstärkungskonzept wird anhand von drei Platten getestet. Die 3,2 m x 3,2 m großen Platten

werden von 20 bis 24 hydraulischen Pressen, die kreisförmig, mit einem Abstand von 1,5 m vom

Zentrum entfernt angeordnet sind, belastet. Die Stütze wird durch eine 25 cm x 25 cm große

Stahlplatte simuliert.

Abbildung 7-50: Versuchsstand Skizze Draufsicht (Abmessungen in mm) und Foto; entnommen aus KOPPITZ et al.

(2014)

Die höhen der Platten variieren. Die Biegebewehrung wird so gewählt, dass der Bewehrungsgrad

aber bei allen Platten bei 1,5 % liegt. Die Bewehrungsstäbe werden gleichmäßig angeordnet. Die

Stahlfestigkeiten werden anhand von fünf Zugversuchen je Durchmesser geprüft. Die Betonsorte

wird so gewählt, dass es einen 30 bis 40 Jahre alten Beton repräsentieren soll. Zusammengefasst

werden die Daten der Probekörper in Tabelle 7-35. Detaillierte Angaben befinden sich in Anhang

30.

Tabelle 7-35: Vorgespannte CFK-Streifen – Probekörper – nach KOPPITZ et al. (2014)


d* fc fy ρLm,Z Ø/Sx,Z Ø/Sy,Z Form c1xc2 R/E/M

[mm] [N/mm²] [N/mm²] [%] [mm]/[mm] [mm]/[mm] [-] [mm] [-]

Pro

be-

körp

er Sr1 200 48,1 521 1,5 Ø16/100 Ø16/100 Quadrat 250 x 250 M

Sr2 138 43,1 515 1,5 Ø20/100 Ø20/100 Quadrat 250 x 250 M

Sr3 264 44,2 525 1,5 Ø22/100 Ø22/100 Quadrat 250 x 250 M


83

Die Platten werden vor der Installation der CFK-Streifen vorbelastet, um eine reale

Verstärkungssituation zu simulieren. Die Belastung der Platten „Sr1“ und „Sr2“ erfolgt über 20

Pressen, die der stärksten Platte „Sr3“ über 24 Pressen. Die aufgebrachte Vorbelastung entspricht

65 % der theoretischen Durchstanzlast der unverstärkten Platten. Die CFK-Streifen sind 12,5 mm

stark und 30 mm breit. Sie werden durch eine Hülse aus Glasfasern und durch eine Plastikfolie

geschützt. Die CFK-Streifen verlaufen unter einem Winkel von 34°. Die Abmessungen und die

Stärken der Stahlplatten variieren bei den drei Probekörpern (vergleiche Abbildung 7-51).

Abbildung 7-51: Stahlplatte mit verschiedenen Abmessungen für die Probekörper „Sr1“, „Sr2“ und „Sr3“;

entnommen aus KOPPITZ et al. (2014)

Die Vorspannkraft P0 beschreibt den Mittelwert der aufgebrachten Vorspannung auf die acht CFK-

Streifen je Platte. Die Größe der Vorspannung wird so gewählt, dass sie ca. 30 % der theoretischen

Versagenslast der CFK-Streifen entspricht. Zur Berechnung der Verstärkungswirkung wird von

den Autoren für jede Platte eine theoretische Durchstanzlast ohne Verstärkung berechnet. Es wird

aber keine Angabe gemacht, nach welchem Ansatz diese berechnet wird. Die Verschiebung wird

anhand von zehn Verschiebungsmessern gemessen. Angegeben wird als Verschiebung w der

Mittelwert zweier Verschiebungen (Abbildung 7-52 w1 und w6) an den Plattenrändern, die auf der

schwächeren Achse liegen, die sich aufgrund der unterschiedlichen Nutzhöhen in x- und y-

Richtung der Platte ergibt.


84

Abbildung 7-52: Positionen der Verschiebungsmesser (Angaben in mm); entnommen aus KOPPITZ et al. (2014)

In der folgenden Tabelle 7-36 werden die Daten zur Verstärkung und den Versuchsergebnissen

zusammengefasst.

Tabelle 7-36: Vorgespannte CFK-Schlaufen – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach KOPPITZ et al. (2014)


Anzahl ftm1 Verbund

Dicke

Stahlplatte P0 Vberechnet Vu

Verstärkungs-

wirkung w

Versagens

-art

[-] [N/mm²] [-] [mm] [kN] [kN] [kN] [%] [mm] [-]

Pro

be-

körp

er Sr1 8 1820 kein 20 203 1010 1981 196 19,8 P

Sr2 8 1820 kein 25 199 524 1073 205 37 P

Sr3 8 1820 kein 20 208 1510 2515 167 11,6 P 1mittlere Zugfestigkeit der CFK-Schlaufen


Ohne Referenzplatte ist es schwierig, die Verstärkungswirkung zu beurteilen. Bezogen auf die

berechneten Durchstanzlasten ist erkennbar, dass besonders bei sehr schlanke Platten eine deutliche

Steigerung möglich ist. In den Last-Verformungskurven (Abbildung 7-53) wird der Belastungspfad

inklusive der Phase der Be- und Entlastung gezeigt. Diese zeigen ein steiferes Verhalten der Platten

nach der Verstärkung. In den Diagrammen wird versucht, die unterschiedlichen Parameter der

Probekörper zu kompensieren und vergleichbare Kurven zu erzeugen. [KOPPITZ et al. (2014)]


85

Abbildung 7-53: Normierte Last-Verformungskurven inklusive Belastungspfad; entnommen aus KOPPITZ et al.

(2014)

7.5.3 Vorgespannte und nicht vorgespannte CFK-Platten mit Verbund und

mechanischer Verankerung – ABDULLAH et al (2013; Ägypten)

Die unterschiedlichen Auswirkungen von vorgespannten und nicht vorgespannten, kreuzweise

verklebten und zusätzlich mechanisch gehaltenen CFK-Platten auf den Durchstanzwiderstand

werden untersucht.


An der Zugseite der Platte werden acht CFK-Platten verklebt. Im Falle einer Vorspannung werden

diese zusätzlich mit keinen Stahlplatten befestigt (vergleiche Abbildung 7-54.


86

Abbildung 7-54: Vorgespannte CFK-Platten; entnommen aus ABDULLAH et al. (2013)

Die Montage umfasst mehrere Arbeitsschritte. Zuerst werden dort, wo die CFK- Platten in einem

späteren Schritt aufgeklebt werden, ca. zwei Millimeter tiefe Bahnen vorbereitet. Während des

Schleifens werden Staub und kleine Betonreste abgesaugt, um eine saubere Betonoberfläche zu

gewährleisten. Der Verbundkleber wird auf die vorbereiteten Bahnen der Betonplatte und auf die

CFK- Platten aufgebracht. Dadurch wird die Entstehung von Luftblasen vermieden. Die nicht

vorgespannten CFK-Platten werden mit Hilfe einer Gummiwalze fest auf den Beton gedrückt. Bei

geplanter Vorspannung werden die CFK-Platten hingegen mit kleinen Stahlplatten befestigt. Die

Stahlplatten werden außerhalb des CFK-Querschnittes im Beton befestigt, um die CFK-Platten

nicht zu beschädigen. Durch Anziehen der Befestigungsschrauben der Stahlplatten, werden die

CFK-Platten auf den Beton gedrückt und müssen nicht zusätzlich festgewalzt werden. Die

Vorspannung wird dann der Reihe nach auf die acht CFK-Platten aufgebracht. Wie in Abbildung

7-54 ersichtlich, wird die Kraft durch eine kleine, hydraulische Presse aufgebracht. Bei Erreichen

der gewünschten Vorspannkraft werden die Befestigungsschrauben der Ankerplatten fest

angezogen, so dass der Kleber dann unter Druck trocknet. Außerdem werden die

Sicherungsmuttern des Vorspanngerätes angezogen, um eine gleichbleibende Belastung während

des Aushärtens des Klebers zu gewährleisten. Abschließend werden die Sicherungsmuttern

langsam wieder gelöst.


87

Da das Verstärkungskonzept anhand eines Plattenausschnittes und nicht in einer realen

Verstärkungssituation gezeigt wird, ist nicht klar, wie die Abspannklemme gestützt werden soll,

wenn der Stahlrahmen nicht rund um die Platte gelegt werden kann.


Die Versuchsreihe umfasst fünf Platten, wobei eine Platte als Referenzplatte dient, eine Platte ohne

Vorspannung getestet wird und drei Platten mit unterschiedlich großen Vorspanngraden untersucht

werden. Um eine bereits geschädigte Platte zu simulieren, werden die Probekörper mit einer 15 mm

tiefen Kerbe in einem Abstand von zweimal der Nutzhöhe d* vom Mittelpunkt der Stütze aus

geschwächt (siehe Abbildung 7-55). Die Probekörper werden in einem Abstand von 10 cm zu den

Rändern linienförmig gelagert. Ein kleines Stück der Stütze mit einer Höhe von 15 cm wird mit der

Platte mitbetoniert. Mit einer hydraulischen Presse wird die Last auf den Stützenstummel

aufgebracht.

Abbildung 7-55: Skizze Draufsicht Kerbe und Verstärkungselemente; nach ABDULLAH et al. (2013)

Die Biegebewehrung wird regelmäßig angeordnet. Im Druckbereich der Platte wird keine

Bewehrung verlegt. Die Materialparameter des Stahls werden mittels Versuchen bestimmt. Für die

Betondruckfestigkeit wird ein Mittelwert angegeben, der anhand von Zylindern bestimmt wird.

Zusammengefasst werden die Eigenschaften der Probekörper in Tabelle 7-37.


88

Tabelle 7-37: Vorgespannte und nicht vorgespannte CFK-Streifen – Probekörper – nach ABDULLAH et al. (2013)


d* fc fy ρLm,Z Øz Form c1xc2 R/E/M

[mm] [N/mm²] [N/mm²] [%] [mm]/[mm] [-] [mm] [-]

Pro

bek

örp

er RS0 118

35,5

570 2,65 Ø12 Quadrat 250 x 250 M

RS-F0 118 570 2,65 Ø12 Quadrat 250 x 250 M

RS-F7 118 570 2,65 Ø12 Quadrat 250 x 250 M

RS-F15 118 570 2,65 Ø12 Quadrat 250 x 250 M

RS-F30 118 570 2,65 Ø12 Quadrat 250 x 250 M

Die eingesetzten CFK-Platten weisen einen Querschnitt von 1,2 mm x 100 mm auf. Die Anordnung

der CFK-Platten ist in Abbildung 7-55 ersichtlich, wobei die Stahlplatten nur im Falle einer

Vorspannung angebracht werden. Laut Herstellerangaben besitzen die CFK-Platten eine

Zugfestigkeit ft von 2970 N/mm² und ein Elastizitätsmodul von 172 000 N/mm². In Tabelle 7-38

beschreibt der Zeitpunkt t1 das Beginnen des Fließens der Biegebewehrung. Bei den vorgespannten

Platten wird versagen die Platten, ohne dass die Biegebewehrung zu fließen beginnt. Der Zeitpunkt

t2 beschreibt das Versagen. Die Verstärkungswirkung bezieht sich auf die Referenzplatte „RS0“ Die

Verschiebung wt2 wird in der Plattenmitte zum Zeitpunkt des Versagens gemessen.

Tabelle 7-38: Vorgespannte und nicht vorgespannte CFK-Platten – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach

ABDULLAH et al. (2013)


Anzahl P0 Verbund Verankerung Vt1 Vt2

Verstärk-

ungs-

wirkung

wt2 Versagens

-art

[-] [kN] [-] [-] [kN] [kN] [%] [mm] [-]

Pro

bek

örp

er RS0 - - - - 171,6 284 100 27,3 P/F

RS-F0 8 0 Epoxidharz keine 273,4 405,2 143 21,4 P

RS-F7 8 43 Epoxidharz Stahlplatten - 220 77 16,3 P




89

Die Last-Verformungsbeziehungen sind für alle Probekörper in Abbildung 7-56 abgebildet.

Abbildung 7-56: Last-Verformungsbeziehungen; entnommen aus ABDULLAH et al. (2013)


Bei der Referenzplatte „RS0“ bilden sich weite Biegerisse und sie verhält sich duktil.

Schlussendlich bildet sich aber ein Durchstanzkegel, was sich im plötzlichen Abfall in der Last-

Verformungskurve widerspiegelt. Die verstärkte, aber nicht vorgespannte Platte „RS-F0“ verhält

sich steifer als die Referenzplatte. Die Versagenslast kann um 43 % gesteigert werden. Bei allen

Platten mit vorgespannten CFK-Platten löst sich der Verbund zwischen den CFK-Platten und dem

Beton, worauf sich ein Durchstanzkegel bildet. Außerdem kommt bei keiner dieser Platten die

Biegebewehrung ins Fließen. Bei der Platte „RS-F7“ kann die Versagenslast um 8 % gesteigert

werden, die Duktilität nimmt deutlich ab. Bei den Probekörpern „RS-F7“ und „RS-F15“ nimmt nicht

nur die Duktilität deutlich ab, sondern auch die Versagenslast der Referenzplatte kann bei weitem

nicht erreicht werden. [ABDULLAH et al. (2013)]

7.6 Vergrößerung der lastabtragenden Fläche

Zu den ersten Entwicklungen im Bereich der nachträglichen Verbesserung des

Durchstanzverhaltens gehören Methoden, die eine Vergrößerung der lastabtragenden Fläche

bewirken. Beispiele dazu sind die von LUO und DURRANI 1994 entwickelten trapezförmigen

Stahlelemente, die unterhalb der Flachdecke um die Stütze herum angeordnet werden. Die

Stahlelemente werden so fest miteinander verschraubt, dass sie alleine durch die Klemmwirkung

halten, ohne an der Stütze oder Decke verankert zu werden [WIDIANTO (2006)]. HASSANZADEH

und SUNDQVIST prüften 1998 die Verstärkungswirkung von bewehrten Stützenerweiterungen mit

Spritzbeton und den Einsatz von Stahlprofilen. Der Fokus dieser Studie lag auf der Verstärkung

von Brücken [WIDIANTO (2006) und ERDOGAN (2010)].


90

Trapezförmige Stahlprofile

Bewehrter Spritzbeton

Stahlprofile

Abbildung 7-57: Beispiele zur Vergrößerung der lastabtragenden Fläche; entnommen aus LUO / DURRANI (1994)

und HASSANZADEH / SUNDQVIST (1998)

In aktuellen Veröffentlichungen lassen sich kaum Methoden finden, die auf einer Vergrößerung der

lastabtragenden Fläche basieren. Das im Folgenden vorgestellte Verstärkungssystem wird in einer

Kombination aus Reparatur und Verstärkung getestet.

7.6.1 Reparatur und Verstärkung durch Installation eines Stahlkragens – WIDIANTO

(2006, USA)

In einer sieben Platten umfassenden Versuchsreihe werden verschiedene Verstärkungs- und

Reparaturmaßnehmen unter statischer und zyklischer Last getestet. Unter anderem wird die

Verstärkungswirkung eines Stahlkragens unter statischer Last geprüft. [WIDIANTO (2006)]


Die Montage des Stahlkragens inklusive der dazugehörigen Reparaturmaßnahmen wird an einer

beschädigten aber nicht komplett zerstörten Stützen-Decken-Verbindung vorgestellt (Abbildung

7-58).

Abbildung 7-58: Beschädigte Stützen-Decken-Verbindung; entnommen aus WIDIANTO (2006)

Der Stahlkragen wird aus vielen Komponenten zusammengesetzt. Wie in Abbildung 7-59

ersichtlich, besteht dieser aus zwei langen und zwei kürzeren quadratischen Hohlprofilen, die den

Stützenquerschnitt umschließen. Diese werden durch Gewindestangen verbunden. Als

Unterlegscheiben dienen rechteckige Stahlplatten. Gestützt werden die Hohlprofile durch zwei

Winkel-Profile, welche durch angeschweißte Bleche versteift sind. Nicht erkennbar sind acht


91

Gewindestangen mit einem kleineren Durchmesser als die der sichtbaren Gewindestangen mit

denen die Hohlprofile an der Decke befestigt werden.

Abbildung 7-59: Stahlkragen; entnommen aus WIDIANTO (2006)

Vor der Montage werden bereits bestehenden Rissen an der Unterseite der Decken-

Stützenverbindung mit Silikon versiegelt. Unebene Stellen der Decke und der Stütze, die später mit

dem Stahlkragen in Berührung kommen, werden abgeschliffen. Die Seitenflächen der Stütze, die

zwischen den Komponenten des Kragens eingeschlossen werden, werden aufgeraut. Auf die

Oberseite der Hohlprofile wird Mörtel aufgebracht. Anschließen werden die Hohlprofile an die

Decke und die Stütze gepresst und um die Hohlprofile in die richtige Position zu bringen werden

diese mit den kleineren Gewindestangen an der Decke befestigt. Anschließend werden die zwei

längeren Hohlprofile mit vier Gewindestangen verbunden. Die Winkelprofile werden zur Montage

mit Schraubzwingen an den Hohlprofilen befestigt und anschließend durch vier Gewindestangen

verbunden. Alle verbleibenden Spalten zwischen den Winkeln und den Hohlprofilen und der Decke

werden mit Mörtel verfüllt. Die Muttern der kleineren Gewindestangen, die zur Positionierung der

Hohlprofile dienen, werden gelockert, damit diese nicht als Schubbewehrung wirken. Abschließend

werden die Risse an der Plattenoberseite mit einem während der Verarbeitung sehr flüssigem

Zweiphasenepoxidharz verfüllt.

7.6.1.2 Versuch und Ergebnisse

Die Verstärkungswirkung eines Stahlkragens bei statischer Belastung wird anhand einer Platte mit

4,267 m x 4,267m x 0,152 m geprüft. Die Platte wird zuerst ohne dem Stahlkragen soweit belastet,

bis sich ein Durchstanzkegel bildet, anschließend entlastet, repariert und verstärkt und dann erneut

bis zum Versagen belastet.

Die Bewehrung und Abmessungen des Probekörpers werden so gewählt, dass der Plattenausschnitt

eine typische Flachdeckenkonstruktion eines Hochhauses, errichtet in der Mitte des 20.

Jahrhunderts in den USA, im Maßstab 2:3 repräsentiert. Der Versuchsstand wird in Abbildung 7-60


92

gezeigt. Die Platte wird von vier vertikalen Streben gehalten. Am Foto sind mehr Streben zu sehen,

da die Platte bei den Versuchen unter zyklischen Lasten an mehreren Stellen gehalten wird. Es ist

aber erkennbar, dass nicht alle Streben aktiviert werden. Die festgehaltenen Punkte werden so

gewählt, dass sie den Wendepunkten der Platten, die zuvor mittels einer FEM-Berechnung

abgeschätzt wurden, entsprechen. Die Stützen werden seitlich 122 cm ober- bzw. unterhalb von der

Plattenmittelebene festgehalten. Diese Punkte repräsentieren die Wendepunkte der Stützen eines

Mittelgeschoßes.

Abbildung 7-60: Versuchsstand, Abmessungen in cm; entnommen aus bzw. nach WIDIANTO (2006)

Die Bewehrung in der Zugzone der Platte wird, wie in Abbildung 7-61 links ersichtlich,

unregelmäßig angeordnet. In den Eckbereichen gibt es keine Längsbewehrung. Auch die

Bewehrung in der Druckzone wird unregelmäßig angeordnet (vergleiche Abbildung 7-61 rechts).

Die ungewöhnlichen Maße der Bewehrungsstäbe und Abstände stammen aus der Umrechnung von

Zoll in Millimeter.


93

Abbildung 7-61: Anordnung Biegebewehrung: links Druckzone, rechts Zugzone; nach WIDIANTO (2006)

Zusammengefasst werden die Daten des Probekörpers in Tabelle 7-39. „G0.5“ bezeichnet den

Probekörper bei erstmaliger Belastung und „RcG0.5“ nach der Installation des Stahlkragens. Die

Angaben zu den Materialfestigkeiten sind ursprünglich in [psi] beziehungsweise [ksi] angegeben.

Die Stahlfestigkeiten der Bewehrung werden in Zugversuchen ermittelt. Zusätzliche Angaben

befinden sich in Anhang 34.

Tabelle 7-39: Stahlkragen – Probekörper – nach WIDIANTO (2006)

Nutz-

höhe Beton Biegebewehrung Stütze

d* fc

fy

(Ø9,5)

fy

(Ø12,7) ρL,Z

Ø/Sx,Z

= Ø/Sy,Z Form c1xc2 R/E/M

[mm] [N/mm²] [N/mm²] [N/mm²] [%] [mm]/[mm] [-] [mm] [-]

Probe-

körper

G0.5 127 ~311 ~434 ~455 0,5

3

10Ø12,7/203

& 10Ø9,5/216 Quadrat 406x406 M

RcG0.5 127 ~322 ~434 ~455 0,5

3

10Ø12,7/203

& 10Ø9,5/216 Quadrat 406x406 M

1 Betonalter 53 Tage


3 im Bereich (c+3*h)

Bevor die Platte repariert und der Stahlkragen montiert wird, wird die Last komplett entfernt. Zu

den Festigkeiten der Komponenten des Stahlkragens wird keine Angabe gemacht. Insgesamt wird

die lastabtragende Fläche um 4945 cm² vergrößert und ist somit viermal so groß als zuvor. Der

Probekörper versagt vor dem Verstärken mit Durchstanzen, wobei der kritische Schubriss am

Stützenrand beginnt. Nach dem Verstärken bildet sich ebenfalls ein Durchstanzkegel, der am Rand

des Stahlkargens beginnt.


94

Abbildung 7-62: Versagensbild; entnommen aus WIDIANTO (2006)

Die Verstärkungswirkung bezieht sich auf die Versagenslast des ersten Durchstanzversuches. Die

Verschiebung w wird an der Presse gemessen. Angaben zum Stahlkragen und zu den

Versuchsergebnissen befinden sich in Tabelle 7-40.

Tabelle 7-40: Stahlkragen – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach WIDIANTO (2006)


Vu Verstärkungs

-wirkung w

Versagens-

art

[kN] [%] [mm] [-]

Pro

bek

örp

er

G0.5 keine 310,9 100 ~25 P

RcG0.5

Hohlprofile 20,3x20,3x1 [cmxcmxcm]

450,6 145 ~38 P

L-Profile 20,3x15,2x2 [cmxcmxcm]

Steifen t=1,3 [cm]

Unterlegscheiben t=2 [cm]

Gewindestangen dS=2,5 [cm]

Verbund Mörtel [-]


Das Verstärkungs- und Reparaturkonzept an sich funktioniert. Die Platte versagt nicht im

reparierten Bereich und der kritische Schubriss entsteht am Rand des Stahlkragens, was

dafürspricht, dass ein ausreichender Verbund zwischen dem Kragen und der Stütze vorhanden ist.

Eine Steigerung der Tragfähigkeit um 45 % kann erzielt werden. [WIDIANTO (2006)]

Vergleich und Fazit

95

8 Vergleich und Fazit

Um eine empirisch begründete Aussage zu treffen, welche Verstärkungsmaßnahme bei einem

Probekörper mit bestimmten vorhandenen Eigenschaften (Plattenschlankheit, Betonfestigkeit,

Biegebewehrungsgrades, Stützenabmessungen, etc.) das beste Ergebnis liefern würde, ist die

Anzahl der vorhandenen Versuchsergebnisse zu gering. Es gibt nur wenige Versuche, bei denen bei

gleicher Anordnung der Verstärkungselemente unter Änderung eines anderen Parameters erneut

geprüft wurde. Auch findet man bei den Versuchen in den verschiedenen Veröffentlichungen keine

Platten mit annähernd gleichen Eigenschaften, anhand derer man zwei Verstärkungsmethoden

konkret vergleichen könnte. Ausnahmen bilden die Versuche mit gerippten CFK-Stäben, CFK-

Gittern und CFK-Bündeln, die anhand sehr ähnlicher Probekörper und mit identischem

Versuchsaufbau- und ablauf an derselben Universität geprüft wurden.

Allgemein können aber folgende Aussagen getroffen werden:

Verstärkungssysteme mit Stahlkomponenten ohne Vorspannung bewirken einen positiven

Effekt bezüglich der Duktilität.

Bei Verstärkungselementen aus faserverstärkten Kunststoffen sind die Verankerung

beziehungsweise der Verbund ausschlaggebende Kriterien für die Effektivität der

Verstärkungsmaßnahme.

Durch jede Verstärkungsmaßnahme wird nicht nur die Tragfähigkeit sondern auch die

Duktilität verändert, wobei dies je nach Verstärkungsmethode ein duktileres oder ein

spröderes Verhalten bedeuten kann.

Einen Überblick über die Eckdaten der untersuchten Verstärkungsmethoden gibt Tabelle 8-1. Es ist

jedoch zu beachten, dass bei den angegebenen Verstärkungswirkungen die Art der Berechnung

variiert und, dass bei Verstärkungsmethode Nr. 3, welche die höchste Verstärkungswirkung

aufweist, der einzige Versuch vorliegt, bei dem die Kontrollplatte nicht mit Durchstanzen versagt.

Der ursprüngliche Biegebewehrungsgrad ist bei diesem Versuch deutlich geringer gewählt als bei

allen anderen Versuchen und in der Praxis unüblich. Nur dadurch kann durch eine nachträgliche

Erhöhung des Biegebewehrungsgrades die Versagenslast so weit gesteigert werden. Ebenso ist bei

Verstärkungsmethode Nr. 2, welche eine Verdoppelung der Tragfähigkeit aufweist, zu beachten,

dass dies nur durch die Verstärkung der Durchbrüche und nicht durch die Erhöhung des

Durchstanzwiderstandes erreicht wird. Verstärkungsmaßnahme Nr.16 führt nur ohne Vorspannung

der CFK-Platten zu einem positiven Ergebnis. Das Vorspannen der CFK-Platten reduziert die

Tragfähigkeit und Duktilität. Bei einer Beurteilung der Maßnahmen bezüglich ihres Platzbedarfs ist

Fazit

96

ersichtlich, dass beinahe alle installiert werden können, ohne diesen maßgeblich zu beeinflussen.

Nur die Methoden Nr. 12 und 13 verringern die Raumhöhe und Nr. 17 greift in die Architektur ein.

Auch die Montage spielt eine entscheidende Rolle bei der Bewertung verschiedener Methoden.

Soll der Fußbodenaufbau nicht entfernt werden, können Methode Nr.6, 7 und 8 nur von der

Plattenunterseite aus installiert werden. Jedoch muss darauf geachtet werden, bestehende

Bewehrung nicht oder möglichst wenig zu beschädigen. Der Aufwand der Montage variiert stark

bei den verschiedenen Verstärkungsmethoden. Besonders einfach und robust erscheint Methode

Nr. 8. Jedoch werden in den Veröffentlichungen keine vergleichbaren Angaben zum Zeitaufwand

der Montage gemacht. Für baupraktische und ökonomische Überlegungen wäre der

Arbeitsaufwand ein wichtiger Indikator. Wichtig zu beachten ist auch, dass lediglich die Methoden

Nr. 5 und 8 sofort mit der Montage belastbar sind, wobei sich Methode Nr. 8 besonders

auszeichnet, da dies die Einzige ist, die bei Aufrechterhaltung der Nutzung auf der Decke eingebaut

werden kann. Unter Laborbedingungen bereits fehleranfällig ist Verstärkungsmethode Nr. 13.

Tabelle 8-1: Vergleich der Verstärkungssysteme

Vergleich

Nr. Verstärkungsmaßnahme Kapitel Anzahl verstärkter

Probekörper

max. Verstärkungs-

wirkung (P/F)

Platz-

bedarf

1 Kreuzweise verklebte CFK-Lamellen mit

Ankerschrauben 7.2.1 3 136% (P) gering

2 Geklebte, lange CFK-Streifen bei Platten

mit Durchbrüchen 7.2.2 8 205% (P)

sehr

gering

3 Schichten aus textilbewehrtem Mörtel 7.2.3 5 318% (F) gering

4 Vertikal installierte Scherbolzen aus Stahl 7.3.1 9 147% (F) gering

5 Vertikal installierte Stahlbolzen

(verschiedenen Verankerungen) 7.3.2 8 1,54 (P) gering

6 Schräg installierte Verstärkungsanker aus

Stahl mit Verbund 7.3.3 11 158% (P) kein

7 Vertikal installierte, gerippte CFK-Stäbe 7.3.4 3 167% (P/F) kein

8 Vertikal installierte Betonschrauben aus

Stahl 7.3.5 9 153% (P) gering

9 Vertikal installierte CFK-Gitter 7.3.6 3 156% (P/F) gering

10 Vertikal installierte CFK-Bündel mit

Fächern 7.3.7 3 191% (P/F) gering

11 Reparatur mit vorgespannten, vertikalen

Stahl-Gewinde-Stangen 7.3.8 4 122%(P/F) gering

12 Kombination von Stahlplatten mit

Verbund und Stahlbolzen 7.4.1 4 165% (F) gering

13 Aufbeton mit Schub- und

Biegebewehrung 7.4.2 1 - (F) groß

14 Vorgespannte Stahllitzen mit

Verankerung durch Verbund 7.5.1 5 1,54(P) groß

15 Vorgespannte CFK-Schlaufen 7.5.2 3 - (P) mittel

16 Vorgespannte und nicht vorgespannte

CFK-Platten 7.5.3 5 146% (P) gering

17 Reparatur Stahlkragen 7.6.1 1 145% (P) groß

Vergleich und Fazit

97

Vergleich

Nr. Montage Kommentar

1 Einfach; nur von der Deckenoberseite aus verliert an Duktilität

2 Einfach; nur von der Deckenoberseite aus, außer

bei den Durchbrüchen

Duktilität Zu- und Abnahme; temperaturempfindlich,

Durchbruchverstärkung mehr Auswirkung als

Biegeverstärkung

3 Großflächig; nur von der Plattenoberseite aus verliert an Duktilität; sehr geringe vorhandene

Biegebewehrung ermöglicht große Steigerung

4 Einfach; von beiden Seiten aus; Achtung

bestehende Bewehrung Duktilität nimmt deutlich zu; auch bei Randstützen getestet

5 Einfach; von beiden Seiten; Achtung bestehende

Bewehrung bestes Ergebnis bei großen Ankerplatten

6 Einfach; nur von der Deckenunterseite aus;

Achtung bestehende Bewehrung Mörtel als Brandschutz, aber Kleber wird bei Hitze weich

7 Einfach; von Ober- oder Unterseite aus; Achtung

bestehende Bewehrung

erst bei großer Anzahl von CFK-Stäben (24) steigt die

Duktilität und Versagenslast deutlich

8 Einfach; nur von Deckenunterseite aus versucht,

aber auch von Oberseite aus möglich; Achtung


bessere Ergebnisse bei Eindringtiefe bis Oberkante

Biegezugbewehrung; Duktilität nimmt zu

9 Einfach; von Ober- und Unterseite aus; Achtung


Duktilität nimmt zu; sehr kleine Probekörper

>Aussagekraft für Verbund?

10 Einfach; von Ober- und Unterseite aus; Achtung


bei großer Anzahl von CFK-Bündeln steigt die Duktilität

deutlich

11 Mäßig aufwändig; von Ober- und Unterseite aus;

Achtung bestehende Bewehrung

bei niedrigem Bewehrungsgrad und hoher Lastkonzentration

beste Wirkung; Duktilität nimmt zu

12 Mäßig aufwändig; von Ober- und Unterseite aus;

Achtung bestehende Bewehrung Duktilität nimmt zu

13 Sehr aufwändig; nur von Deckenoberseite aus keine Vergleichsplatte

14 Sehr aufwändig und fehleranfällig; von Ober- und

Unterseite aus; Achtung bestehende Bewehrung Duktilität nimmt ab

15 Von Ober- und Unterseite aus; mäßig aufwändig keine Referenzplatte

16

Großflächig von Deckenoberseite aus; ohne

Vorspannung nicht aufwändig, mit Vorspannung

mäßig aufwändig und nicht klar, wie es bei einer

bestehenden Flachdecke zu montieren ist

ohne Vorspannung: Tragfähigkeit kann gesteigert werden,

Duktilität nimmt ab; mit Vorspannung: Tragfähigkeit wird

reduziert, Duktilität nimmt ab; Probleme aufgrund

Verbundversagens

17 Aufwändig; an Deckenunterseite/Stütze -

LAPI et al. (2016) kommen bei einer Beurteilung verschiedener Verstärkungsmethoden zu

folgendem Schluss: Ein großer Teil der bestehenden Flachdecken besitzt bereits einen sehr hohen

Biegebewehrungsgrad. In diesem Fall ist eine Erhöhung des Biegebewehrungsgrades nicht effektiv.

Das Einbringen einer Schubbewehrung hingegen ist sehr effektiv, da die Verstärkungskapazität nur

durch das Versagen der Betondruckstrebe am Stützenanschnitt begrenzt wird. Außerdem sind der

Arbeitsaufwand sowie der Materialbedarf gering und es wird kaum zusätzliches Gewicht auf die

Decke aufgebracht. Aufbeton steigert gleichzeitig die Biegetragfähigkeit in der Feldmitte und den

Durchstanzwiderstand, was bei einer Umnutzung eines Gebäudes gleichzeitig notwendig werden

kann. Eine Vergrößerung der lastabtragenden Fläche erhöht nicht nur den Durchstanzwiderstand,

sondern bewirkt auch eine positive Veränderung der Gesamttragfähigkeit eines Gebäudes bei

Erdbeben. KENEL und KELLER (2013) ergänzen jedoch, dass bei einer Vergrößerung der

lastabtragenden Fläche zu beachten ist, dass in vielen bestehenden Gebäuden die Biegebewehrung

im Stützbereich oft zu kurz verankert oder zu kurz gestoßen ist. Dies kann bei einer Verschiebung

der gestützten Fläche dazu führen, dass zusätzliche Biegebewehrung notwendig wird.

Fazit

98

Anhand der analysierten Versuchsreihen kann zur Installation einer Schubbewehrung ergänzt

werden, dass die Effektivität einer nachträglich installierten Schubbewehrung maßgebend von der

Verankerung abhängt.

Die Literaturrecherche zeigt, dass die Möglichkeiten Flachdecken gegen Durchstanzen zu

ertüchtigen, vielfältig sind. Nicht nur, dass auf viele unterschiedliche Parameter, die den

Durchstanzwiderstand prägen, Einfluss genommen werden kann, auch dass dies mit

unterschiedlichen Materialien erfolgen kann, führt zu vielen sich grundlegend unterscheidenden

Varianten. Teilweise scheinen Weiterentwicklungen notwendig und bei einigen

Verstärkungssystemen wären umfassendere Versuchsreihen interessant.

Zurzeit scheint jedoch unter Abwägung aller Eigenschaften und der Kosten die Verstärkung mit

vertikalen Betonschrauben aus Stahl für die Praxis am ehesten geeignet. Zu den Vorteilen zählen

die sofortige Belastbarkeit, die einfache und schnelle Montage von einer Seite der Decke aus,

sowie das robuste Tragverhalten unter Brandbeanspruchung. Zusätzlich wurde dieses

Verstärkungssystem auch schon für dynamische Lasten erfolgreich getestet.

Quellen

99

Quellen

ABBAS et al. (2015): Abbas H.; Abadel A.; Almusallam T.; Al-Salloum Y.: Effect of CFRP and

TRM Strengthening of RC Slabs on Punching Shear Strength. In: Latin American Journal of

Solids and Structures, Vol 12, S. 1616-1640, 2015

ABDULLAH et al. (2013): Abdullah A.; Bailey C.; Wu Z.: Tests investigating the punching shear of

a column-slab connection strengthened with non-prestressed or prestressed FRP plates. In:

Construction and Building Materials, Vol. 48, S. 1134–1144, 2013

AMSLER et al.: Amsler M.; Thoma K.; Heinzmann D.: Mit Aufbeton verstärkte Durchstanzplatte -

Versuch und Nachrechnungen. In: Beton- und Stahlbetonbau 109 (2014), Heft 6, S. 394-402,

Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG, Berlin

ANIL et al. (2014): Anil O; Kina T; Salmani V.: Effect of opening size and location on punching

shear behavior of two-way RC slabs. In: Magazine of Concrete Research, Volume 66, Issue

18, S. 955-966, September 2014

ASKAR (2015a): Askar H. S.: Repair of R/C flat plates failing in punching by vertical studs. In:

Alexandria Engineering Journal, Vol 54, S. 541–550, 2015

ASKAR (2015b): Askar H. S.: Usage of prestressed vertical bolts for retrofitting flat slabs damaged

due to punching shear. In: Alexandria Engineering Journal, Vol.: 54, S. 509–518, 2015

BARROS et al. (s.a.): Barros J.; Rezazadeh M.; Costa I.; Baghi H.; Hosseini M.; Mastali M.;

Laranjeira J.: Flexural and shear/punching strengthening of RC beams/slabs using hybrid

NSM-ETS technique with innovative CFRP laminates. Universität Minho, Portugal

BEUTEL (2002): Beutel R.: Durchstanzen schubbewehrter Flachdecken im Bereich von

Innenstützen. Universität Aachen, Dissertation, 2002

BAKIS et al. (2002): Bakis C.E.; Bank L.C.; Brown V.L.; Cosenza E.; Davalos J.F.; Lesko, J.J.,

Machida A.; Rizkalla S.H.; Triantafillou T.C.: Fiber-Reinforced Polymer Composites for

Construction – State-of-the-Art Review. In: Journal of Composites for Construction, Vol. 6(2),

S. 73-87., 2002

BROOKS et al. (2014): Brooks G. in Zusammenarbeit mit Studenten der Universität Texas,

veröffentlicht unter: https://buildingfailures.wordpress.com/1995/06/11/sampoong-

department-store-collapse/, abgerufen am 10.4.2018

CONCRETE SOCIETY (2000): Design Guidance for Strengthening Concrete Structures using Fibre

Composite Materials. Concrete Society Technical Report No. 55, S. 69, Crowthorne,

Berkshire, UK, 2000

CRISWELL (1974): Criswell M. E.: Static and dynamic response of reinforced concrete slab

column connections. In: ACI Publication SP-42, Shear in Reinforced Concrete – Volume 2,

SP 42-31 (1974), S. 721-746

DE ROSE (1997): De Rose D.: The Rehabilitation of a Concrete Structure using Fibre Reinforced

Plastics. MASc thesis, University of Toronto, Toronto, Ontario, Kanada, S. 177

DURUCAN/ANIL (2015): Durucan C.; Anil Ö.: Effect of opening size and location on the punching

shear behavior of interior slab–column connections strengthened with CFRP strips. In:

Engineering Structures 105 (2015), S. 22–36

Quellen

100

EBEAD et al (2002): Ebead U.; Marzouk H.; Lye L.: Strengthening of Two-Way Slabs Using FRP

Materials: A Simplified Analysis Based on Response Surface Methodology. Conference

Paper: 2nd World Engineering Congress, Sarawak, Malaysia, 22-25 July 2002

EBEAD/MARZOUK (2002): Ebead U.; Marzouk H.: Strengthening of Two-Way Slabs Using Steel

Plates. In: ACI Structural Journal, Vol.99, Nr. 1, January-February 2002, S. 23-31

El-Sayed et al. (2016): El-Sayed K.; Kahlil N.; Omar M.: Repair and Strengthening of R.C Flat

Slab Connection with Edge Columns against Punching Shear. In: Advances in Research, Vol.

8(3), S. 1-22, Article no.AIR.30352, 2016

ETTER et al. (2009): Etter S.; Heinzmann D.; Jäger T.; Marti P.: Versuche zum

Durchstanzverhalten von Stahlbetonplatten. Institut für Baustatik und Konstruktion, IBK-

Bericht Nr. 324, Eidgenössische Technische Hochschule Zürich, Schweiz, 2009

ERDOGAN (2010): Erdogan H.: Improvement of Punching Strength of Flat Plates by using Carbon

Fiber Reinforced Polymer (CFRP) Dowels. Middle East Technical University; Dissertation;

2010

FARIA et al. (2011): Faria D. M.V.; Lúcio V. J.G.; A. P. Pinho Ramos: Strengthening of flat slabs

with post-tensioning using anchorages by bonding. In: Engineering Structures, Vol 33 (2011),

S. 2025–2043

FARIA et al. (2014): Faria D.M.V.; Einpaul J.; Ramos A.P.; Fernández Ruiz M.; Muttoni A.: On

the efficiency of flat slabs strengthening against punching using externally bonded fibre

reinforced polymers. In: Construction and Building Materials, Vol. 73, S. 366-377 (2014),

Niederlande

FEIX et al. (2012): Feix J.; Wörle P.; Gerhard A.: Ein neuer Ansatz zur Steigerung der

Durchstanztragfähigkeit bestehender Stahlbetonbauteile. In: Bauingenieur Band 87 (April

2012), Hauptaufsatz S. 149-155

FEIX/WALKNER (2012): Feix J.; Walkner R.: Betonbau – Grundlagen der Bemessung nach EC2;

Studia Universitätsverlag

FEIX (2013): Feix J.: Verstärkungs- und Instandsetzungsmaßnahmen an Betonüberbauten mittels

Betonschrauben. USB-Stick zur Fachtagung der Fachbeauftragten und Planungsingenieure für

konstruktiven Ingenieurbau (DB Netze), Erfurt 10.-11. September 2013*

FEIX (2014): Feix J.: Neue Verfahren zur Verstärkung bestehender Tragwerke unter dynamischen

Lasten wie z.B. Brückentragwerke. In: Tagungsband 12. Fachtagung Baustatik Baupraxis, TU

München, Februar 2014, S. 483-490*

FEIX/LECHNER (2014): Feix J.; Lechner J.: Development of a new shear strengthening method for

existing concrete bridges. 10th Japanese German Symposium, TU München, September 2014,

Proceedings, S. 59-60*

FEIX et al. (2014): Feix J.; Lechner J; Wörle P.: Ein einfaches Verfahren zur Steigerung der

Durchstanztraglast von Bestandsdecken. In: Festschrift zum 60. Geburtstag von Prof. Hegger,

Festkolloquium an der RWTH Aachen am 31.Oktober 2014, S. 243-256*

FEIX (2015): Feix J.: Nachträgliche Verstärkung von Bauwerken durch Betonschrauben, Theorie

und Grundlagen, Tagungsunterlagen auf Stick zu VDEI - 1. Tagung Brückensanierung,

Nürnberg, 5.November 2015*

FEIX/LECHNER (2015): Feix J.; Lechner J.: Zur Entwicklung von innovativen

Verstärkungsmethoden für dynamisch belastete Bauwerke. In: Festschrift zum 75. Geburtstag

von Prof, Sparowitz, Graz, 4.Dezember 2015, S.19-30*

Quellen

101

FEIX et al. (2016): Feix J.; Lechner J.; Schneider R: Nachträgliche Verstärkung von

Betonbauwerken mit Betonschrauben. In: EI der Eisenbahningenieure (Hrsg. VDEI Verband

Deutscher Eisenbahn-Ingenieure e.V.), Ausgabe 02/16, Februar 2016, S.28-33*

FEIX (2016): Feix J.: Nachträgliche Verstärkungsmaßnahmen erläutert an praxisbezogenen

Beispielen. 4. Symposium Eisenbahnbrücken und Konstruktiver Ingenieurbau der VDEI

Akademie für Bahnsysteme, Hochschule für angewandte Wissenschaft München 25.-26.

Februar 2016, Tagungsunterlagen elektronisch*

FEIX et al. (2016): Feix J.; Lechner J.; Walkner R.; Spiegel M.: Betonschrauben als

Querkraftverstärkung für dynamisch belastete Stahlbetonbauteile. In: Tagungsband zum 3.

Grazer Betonkolloquium, TU Graz, 29.-30. September 2016, S.65-73*

FEIX (2017): Feix J.: Wie man Betonbrücken mit Verbundankerschrauben verstärken kann. In:

Bayrische Staatszeitung Nr. 26, 30.Juni 2017), S.29, Bautechnik*

FEIX/LECHNER (2017): Concrete Screws as Post-Installed Reinforcement,. Proceedings (USB-

Stick), 3rd

International Symposium on Connections between Steel and Concrete (ConSC

2017), 27.-29. 2017, Stuttgart, S.549-559*

FEIX/LECHNER (2017): Querkraft und Durchstanzverstärkung von Bestandsbrücken mit

Betonschrauben, Digitale Fassung des Tagungsbeitrages auf der Homepage des VDI-

Wissensforums , VDI-Konferenz Zukunftsprogramm Brückenmodernisierung, 29.-30.

November 2017, Bonn*

FERNÁNDEZ RUIZ/MUTTONI (2009): Fernández Ruiz M.; Muttoni A.: Applications of the critical

shear crack theory to punching of R/C slabs with transverse reinforcement. In: ACI Structural

Journal, Vol. 106 (2009), No. 4, S. 485-450

FIB (2001a): CEB/fib Task Group: technical report, Bulletin 12: Punching of structural concrete

slabs. International Federation for Structural Concrete (fib), Lausanne, Schweiz, 2001

FIB (2001b): Externally Bonded FRP Reinforcement for RC Structures. Bulletin No. 14,

International Federation for Structural Concrete (fib), Lausanne, Schweiz, S. 130

HALLGREN (1996): Hallgren M.: Punching Shear Capacity of Reinforced High Strength Concrete

Slabs. Royal Institute of Technology, Department of Structural Engineering, KTH Stockholm.

Bulletin No. 23, PhD-Thesis, 1996

HASSANZADEH/SUNDQVIST (1998): Hassanzadeh G.; Sundqvist H.: Strengthening of Bridge Slabs

on Columns. In: Nordic Concrete Research, NCR 21 1998/2, The Nordic Concrete Federation

HILTI (2018): https://www.hilti.at/d%C3%BCbeltechnik/ankerstangen-und--

elemente/r3425#nav/close, abgerufen am 10.04.2018

IBRAHIM et al. (2016): Ibrahim A.; El-Metwally; Asker H.; El Zareef M.: Effect of mid-thickness

rebar mesh on the behaviour and punching shear strength of interior slab–column connection.

In: HBRC Journal (2016) Vol 12, S. 272–283

INÁCIO et al. (2012): Inácio M.; Ramos A.; Faria D.: Strengthening of flat slabs with transverse

reinforcement by introduction of steel bolts using different anchorage approaches. In:

Engineering Structures, Vol. 44 (2012), S. 63–77

KENEL/KELLER (2013): Kenel A.; Keller T.: Externer Stahlpilz zur nachträglichen Erhöhung des

Durchstanzwiderstandes von bestehenden Flachdecken. Gutachten, S.20, 2013

Quellen

102

KOPPITZ et al. (2013): Koppitz R.; Kenel A.; Keller T.: Punching shear of RC flat slabs – Review

of analytical models for new and strengthening of existing slabs. In: Engineering Structures,

Vol. 52 (2013), S. 123–130

KOPPITZ et al. (2014): Koppitz R.; Kenel A.; Keller T.: Punching shear strengthening of flat slabs

using prestressed carbon fiber-reinforced polymer straps. In: Engineering Structures, Vol76

(2014), S. 283–294

KORDINA/NÖLTING (1986): Kordina K.; Nölting D.: Tragfähigkeit durchstanzgefährdeter

Stahlbetonplatten - Entwicklung von Bemessungsvorschlägen. In: Schriftenreihe des DAfStb,

Heft 371, Ernst&Sohn, Berlin, 1986

KOUTAS / BOURNAS (2017): Koutas L.N.; Bournas D.A.: Flexural Strengthening of Two-Way RC

Slabs with Textile-Reinforced Mortar: Experimental Investigation and Design Equations. In:

Journal of Composites for Construction, Vol. 21 (1), S. 04016065-1- 04016065-11

LAPI et al. (2016): Lapi M.; Martini D.; Zagli E.; Orlando M.; Ramos A.; Spinelli P.: Comparison

of flat slab strengthening techniques against punching-shear. Conference Paper; 4th Workshop

on "The New Boundaries of Structural Concrete" - University of Naples Federico II - ACI

Italien, 2016

LECHNER/FEIX (2016): Lechner J.; Feix J.: Development of an efficient shear strengthening

method for dynamically loaded structures. Proceedings 11th fib International PhD Symposium

in Civil Engineering, The University of Tokyo, Japan, 29.-31.August 2016*

LECHNER/FEIX (2016): Lechner J.; Feix J.: Zur numerischen Modellierung von Schubversuchen

mit nachträglicher Querkraftverstärkung. In: Tagungsband zum 3. Grazer Betonkolloquium,

TU Graz, 29.-30.Septmeber 2016, S.293-304*

LECHNER (2017): Lechner, J.: Ein neues Verfahren zur nachträglichen Querkraftverstärkung von

Stahlbetonbauteilen, Dissertation, Universität Innsbruck, 2017

LECHNER/FEIX (2017): Einfluss der Setztiefe von Betonschrauben auf die Wirkung der

Querkraftverstärkung. In: Tagungsband Innsbrucker Bautage 2017, Universität Innsbruck,

23.Februar 2017, (Innsbruck – Massivbau und Brückenbau, Band 6), S.88-110*

LECHNER et al. (2017): Lechner, J.; Fleischhacker N.; Waltl C.; FeixJ.: Zum Verbundverhalten

von Betonschraubdübeln mit großem Durchmesser. In: Beton und Stahlbetonbau 112 (2017),

Heft 9, September 2017, Fachthema S.589-600*

LIAO et al. (1998): Liao K.; Schultheisz C.R.; Hunston D.L.; Brinson C.L.: Long-term Durability

of Fiber-Reinforced Polymer-Matrix Composite Materials for Infrastructure Applications: A

Review. In: Journal of Advanced Materials, Vol.40(4), S. 3-40, 1998

LIPS et al. (2012): Lips S.; Fernández Ruiz M. F.; Muttoni A.: Experimental Investigation on

Punching Strength and Deformation Capacity of Shear-Reinforced Slabs. In: ACI Structural

Journal, Vol. 109 (2012), No. 6, S. 889-900

LUO/DURRANI (1994): Luo Y; Durrani A.: Seismic Retrofit Strategy for Non-Ductile Flat-Plate

Connections. 5th U.S. National Conference on Earthquake Engineering, Chicago, Illinois, July

1994, Vol.3, S. 627-636

MEISAMI et al. (2013): Meisami M.H.; Mostofinejad D.; Nakamura H.: Punching shear

strengthening of two-way flat slabs using CFRP rods. In: Journal of Composites for

Construction, Vol.99 (2013), S. 112–122

Quellen

103

MEISAMI et al. (2014): Meisami M.H.; Mostofinejad D.; Nakamura H.: Punching Shear

Strengthening of Two-Way Flat Slabs with CFRP Grids. In: Journal of Composites for

Construction, Vol. 18, Issue 2, S. 04013047-1 - 04013047-10, April 2014

MEISAMI et al. (2015): Meisami M.H.; Mostofinejad D.; Nakamura H.: Strengthening of flat slabs

with FRP fan for punching shear. In: Journal of Composites for Construction, Vol.119 (2015),

S. 305–314

MORENO et al. (2015): Moreno C.; Ferreira D.; Bennani A.; Sarmento A.; Noverraz M.: Punching

Shear Strengthening of Flat Slabs: CFRP and Shear Reinforcement. Conference Paper:

Concrete – Innovation and Design, fib Symposium, Kopenhagen, 18.-20. Mai, 2015

MUTTONI (2003): Muttoni A.: Schubfestigkeit und Durchstanzen von Platten ohne

Querkraftbewehrung, In: Beton- und Stahlbetonbau, Ernst & Sohn, Berlin, Vol. 98, S. 74–84,

2003

MUTTONI (2008): Muttoni A.: Punching Shear Strength of Reinforced Concrete Slabs without

Transverse Reinforcement. In: ACI Structural Journal/July-August 2008, S. 440-450

MUTTONI/FERNÁNDEZ RUIZ (2008): Muttoni, A., Fernández Ruiz, M.: Shear strength of

members without transverse reinforcement as a function of the critical shear crack width. In:

ACI Structural Journal, Vol. 105, No. 2, S. 163–172, 2008

MUTTONI et al. (2008): Muttoni A.; Fernández Ruiz M.; Kunz J.: Nachträgliche

Durchstanzbewehrung zur Verstärkung von Stahlbetonflachdecken. In: Bauingenieur, Band

83; Dezember 2008, S. 503-511

NANNI (2003): Nanni, A.: North American Design Guidelines for Concrete Reinforcement and

Strengthening Using FRP: Principles, Applications, and Unresolved Issues. In: Construction

and Building Materials, Vol. 17, S. 439-446, 2003

NEALE (2000): Neale K.W.: FRPs for Structural Rehabilitation: a Survey of Recent Progress. In:

Progress in Structural Engineering and Materials, Vol.2, S. 133-138., 2000

OZBOLT (1995): Ozbolt J.: Maßstabseffekt und Duktilität von Beton- und

Stahlbetonkonstruktionen. Fakultät für Bauingenieur- und Vermessungswesen der Universität

Stuttgart, Habilitationsschrift, 1995

PAULAY/LOEBER (1974): Paulay T.; Loeber P. J.: Shear transfer by aggregate interlock. In: ACI

Special Publication, Vol. 42 (1974), No. 1, S. 1-15

POLAK (2005): M. Polak: Ductility of Reinforced Concrete Flat Slab-Column Connections. In:

Computer-Aided Civil and Infrastructure Engineering, Vol. 20 (2005), S. 184–193

RAMOS et al. (2000): Ramos A.; Lucio V.; Regan P.: Repair and Strengthening Methods of Flat

Slabs for Punching. Conference Paper

REDDIT (2016):

https://www.reddit.com/r/CatastrophicFailure/comments/49vv26/in_1995_the_sampoong_dep

artment_store_collapsed/, abgerufen am 23.05.2018

RUIZ et al. (2010): Ruiz M.; Muttoni A.; Kunz J.: Strengthening of Flat Slabs Against Punching

Shear Using Post-Installed Shear Reinforcement. In: ACI Structural Journal, July-August

2010, Title no. 107-S43, S. 434-442

SANTOS et al. (2014): Santos G.; Nicácio W.; Lima A.; Melo G.: Punching strengthening in flat

plates of reinforced concrete with carbon fiber reinforced polymer (CFRP) - Sistema de

reforço à punção de lajes lisas de concreto armado com polímeros reforçados com fibra de

Quellen

104

carbono (PRFC). In: Revista ibracon de estruturas e materiais – Ibracon structures and

material journal, Vol. 7, Number 4 (August 2014), S. 592-625

SPIEGL et al. (2017): Spiegl M.; Walkner R.; Feix J.: Erweiterte Untersuchung zur

Durchstanzverstärkung mittels Betonschrauben. In: Tagungsband Innsbrucker Bautage 2017,

Universität Innsbruck, 23.Februar 2017, (Innsbruck Massivbau – und Brückenbau, Band 6),

S.11-142*

SPIEGL et al. (2017): Spiegl M.; Walkner R.; Feix J.: Durchstanzertüchtigung mittels

Betonschrauben – Wirkung des Systems unter statischer und zyklischer Belastung. In:

Beiträge zur 5. DAfStb-Jahrestagung mit 58. Forschungskolloquium, Forschungskolloquium,

Forschungskolloquium Band 2, TU Kaiserslautern, 20.-21.September 2017, S.93-105*

SUTER/MOREILLON (2008): Suter R.; Moreillon L.: Strengthening of concrete slabs by bonded

reinforcement to increase punching resistance. Conference Paper: Fourth International

Conference on FRP Composites in Civil Engineering (CICE2008), 22.-24. Juli 2008, Zürich,

Schweiz

TENG et al. (2003): Teng J.G.; Smith S.T.; Yao J.; Chen J.F.: Intermediate crackinduced

debonding in RC beams and slabs. In: Construction and Building Materials, Vol.17, S. 447-

462, 2003

THE CONCRETE SOCIETY (2018):http://www.concrete.org.uk/fingertips-

nuggets.asp?cmd=display&id=457; abgerufen am 28.03.20187

TRIANTAFILLOU (1998): Triantafillou T.C.: Strengthening of Structures with Advanced FRPs. In:

Progress in Structural Engineering and Materials, Vol.1(2), pp. 126-134, 1998

URBAN/TARKA (2010): Urban T.; Tarka J.: Strengthening of Slab-Column Connections with CFRP

Strips. In: Archives of Civil Engineering - The Journal of Polish Academy of Sciences, LVI,

2, S. 193-212, 2010

VANDERBILT (1972): Vanderbilt M. D.: Shear strength of continuous plates. In: Journal of the

Structural Division, Vol. 98 (1972), No. 5, S. 961-973

WALKNER (2014): Walkner R.: Kritische Analyse des Durchstanznachweises nach EC2 und

Verbesserung des Bemessungsansatzes - Critical review of EC 2 regarding punching and

improving the design approach. Universität Innsbruck, Dissertation, 2014

WALKNER et al. (2017): Walkner R.; Spiegel M.; Feix J. im Auftrag des Bundesministeriums für

Verkehr, Innovation und Technik; Abteilung für Mobilitäts- und Verkehrstechnologien:

Innovative Durchstanzertüchtigung von Plattenbrücken mittels Betonschrauben. Universität

Innsbruck, 2017

WALTL et al. (2016): Waltl C.; Fleischhacker N.; Feix J.: Zur Dehnungsmessung im

Kraftübertragungsbereich von Betonschraubankern, In: Tagungsband zum 3.

Betonkolloquium, TU Graz, 29.-30.September 2016, S.65-73*

WIDIANTO (2006): Widianto M.S.E.: Rehabilitation of Reinforced Concrete Slab-column

Connections for Two-way Shear. University of Texas Austin, Dissertation, 2006

WOOD (s.a.): Wood J.: Pipers Row Car Park, Wolverhampton - Quantitative Study of the Causes

of the Partial Collapse on 20th March 1997.

WÖRLE/FEIX (2013): Wörle P.; Feix J.: Ein neuer Ansatz zur Steigerung der Tragfähigkeit

durchstanzgefährdeter Stahlbetonbauteile. In: Tagungsband Innsbrucker Bautage 2013,

Universität Innsbruck, 2.Juli.2013 (Band 5), S. 197-215*

Quellen

105

WÖRLE (2014): Wörle P.: Enhanced shear punching capacity by the use of post installed concrete

screws. In: Engineering Structures, Vol. 60 (2014), S. 41–51

YAGI et al. (1997): Yagi K.; Tanaka T.; Sakai H.; Otaguro H: Durability of Carbon Fiber Sheet for

Repair and Retrofitting. Non-metallic (FRP) Reinforcement for Concrete Structures.

Proceedings of the Third International Symposium (FRPRCS-3), Sapporo, Japan. 16. Oktober

14, Vol. 2, S. 259-266.

ZINK (2000): Zink M.: Zum Biegeschubversagen schlanker Bauteile aus Hochleistungsbeton mit

und ohne Vorspannung. Forschung für die Praxis - Universität Leipzig, König, G. (Hrsg.), B.

G. Teubner, Stuttgart, Leipzig, 2000

* weitere Referenzen

Appendix

A1

Appendix

Inhaltsverzeichnis

Anhang 1: Kreuzweise verklebte CFK-Lamellen – Probekörper – URBAN / TARKA (2010) ......................................................................................................... A3

Anhang 2: Kreuzweise verklebte CFK-Lamellen – Verstärkungselemente und Ergebnisse – URBAN / TARKA (2010)................................................................ A3

Anhang 3: Geklebte, lange CFK-Streifen – Probekörper – nach DURUCAN / ANIL (2015) ........................................................................................................... A4

Anhang 4: Geklebte, lange CFK-Streifen – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach DURUCAN / ANIL (2015) ................................................................. A5

Anhang 5: Textilbewehrter Mörtel – Probekörper – nach KOUTAS / BOURNAS (2017) ................................................................................................................ A6

Anhang 6: Textilbewehrter Mörtel – Verstärkungselemente – nach KOUTAS / BOURNAS (2017)................................................................................................. A7

Anhang 7: Textilbewehrter Mörtel – Ergebnisse – nach KOUTAS / BOURNAS (2017) ................................................................................................................... A7

Anhang 8: Vertikal installierte Scherbolzen – Probekörper – nach POLAK (2005) ....................................................................................................................... A8

Anhang 9: Vertikal installierte Scherbolzen – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach POLAK (2005) .............................................................................. A9

Anhang 10: Vertikal installierte Stahlbolzen mit verschiedenen Verankerungssystemen – Probekörper – nach INÁCIO et al. (2012) ....................................... A10

Anhang 11: Vertikal installierte Stahlbolzen mit verschiedenen Verankerungssystemen – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach INÁCIO et al. (2012)

...................................................................................................................................................................................................................................................... A10

Anhang 12: Schräg installierte Verstärkungsanker – Probekörper – nach MUTTONI et al. (2008) und FERNÁNDEZ RUIZ et al. (2010) ..................................... A11

Anhang 13: Schräg installierte Verstärkungsanker – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach MUTTONI et al. (2008) und FERNÁNDEZ RUIZ et al. (2010)

...................................................................................................................................................................................................................................................... A12

Anhang 14: Vertikal installierte, gerippte CFK-Stäbe – Probekörper – nach MEISAMI et al. (2013) .......................................................................................... A13

Anhang 15: Vertikal installierte, gerippte CFK-Stäbe – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach MEISAMI et al. (2013)................................................. A13

Anhang 16: Vertikal installierte Betonschrauben – Probekörper – nach WÖRLE (2014) und WALKNER et al. (2017) ............................................................... A14

Anhang 17: Vertikal installierte Betonschrauben – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach WÖRLE (2014) und WALKNER et al. (2017) ...................... A15

Appendix

A2

Anhang 18: Vertikal installierte CFK-Gitter – Probekörper – nach MEISAMI et al. (2014)......................................................................................................... A16

Anhang 19: Vertikal installierte CFK-Gitter – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach MEISAMI et al. (2014) ............................................................... A16

Anhang 20: Vertikal installierte CFK-Bündel mit Fächern – Probekörper – nach MEISAMI et al. (2015) .................................................................................. A17

Anhang 21: Vertikal installierte CFK-Bündel mit Fächern – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach MEISAMI et al. (2015) ......................................... A17

Anhang 22: Vertikale, vorgespannte Stahlgewindestangen – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach ASKAR (2015b) ................................................... A18

Anhang 23: Kombination Stahlplatten mit Verbund und Stahlbolzen – Probekörper – nach EBEAD / MARZOUK (2002) .......................................................... A19

Anhang 24: Kombination Stahlplatten mit Verbund und Stahlbolzen – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach EBEAD / MARZOUK (2002) ................. A19

Anhang 25: Aufbeton – Probekörper – nach AMSLER et al. (2014) ............................................................................................................................................. A20

Anhang 26 Aufbeton – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach AMSLER et al. (2014) ..................................................................................................... A20

Anhang 27: Gespannte Stahllitzen mit Verbund – Probekörper – nach FARIA et al. (2011) ....................................................................................................... A21

Anhang 28: Gespannte Stahllitzen mit Verbund – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach FARIA et al. (2011) .............................................................. A22

Anhang 29: Vertikale, vorgespannte Stahlgewindestangen – Probekörper – nach ASKAR (2015b) ............................................................................................ A23

Anhang 30: Vorgespannte CFK-Schlaufen – Probekörper – nach KOPPITZ et al. (2014) ........................................................................................................... A24

Anhang 31: Vorgespannte CFK-Schlaufen – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach KOPPITZ et al. (2014) .................................................................. A24

Anhang 32: Vorgespannte und nicht vorgespannte CFK-Platten – Probekörper – nach ABDULLAH et al. (2013) ...................................................................... A25

Anhang 33: Vorgespannte und nicht vorgespannte CFK-Platten – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach ABDULLAH et al. (2013) ............................ A25

Anhang 34: Stahlkragen – Probekörper – nach WIDIANTO (2006) .............................................................................................................................................. A26

Anhang 35: Stahlkragen – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach WIDIANTO (2006)..................................................................................................... A26

Appendix

A3

Anhang 1: Kreuzweise verklebte CFK-Lamellen – Probekörper – URBAN / TARKA (2010)

Abmessungen Nutzhöhe Beton Biegebewehrung Krafteinleitung/Stütze

L B H d fc,cube

1 fy

2 Ø12 ρLm,Z Ø/Sx,Z=Ø/Sy,Z Ø/Sx,D=Ø/Sy,D Form c1xc2 R/E/M

[m] [m] [m] [mm] [N/mm²] [N/mm²] [%] [mm]/[mm] [mm]/[mm] [-] [mm] [-]

Pro

bek

örp

er

S-2 2,3 2,3 0,18 145 48,3 573,2 0,51 Ø12/150 Ø8/150 Quadrat 250x250 M

WT-CF-8 2,3 2,3 0,18 150 48,3 573,2 0,49 Ø12/150 Ø8/150 Quadrat 250x250 M

WT-CF-K-8 2,3 2,3 0,18 148 48,3 573,2 0,50 Ø12/150 Ø8/150 Quadrat 250x250 M

WT-CF-K-16 2,3 2,3 0,18 149 48,3 573,2 0,50 Ø12/150 Ø8/150 Quadrat 250x250 M

1 Mittelwert aller Probekörper

2 Mittelwert der geprüften Stäbe (niedrigster Wert fy=565,6 N/mm² höchster Wert fy=580,8 N/mm²

Anhang 2: Kreuzweise verklebte CFK-Lamellen – Verstärkungselemente und Ergebnisse – URBAN / TARKA (2010)


Lamellen

1 Verbund Schrauben Vu Verstärkungswirkung

3 w

4 Versagensart

[-] [-] [-] [kN] [%] [mm] [-]

Pro

bek

örp

er

S-2 keine - keine 495 100 ~22 P

WT-CF-8 1 Lage gesamt 8 Streifen Epoxidharz M10 550 111 ~11 P

WT-CF-K-8 1 Lage gesamt 8 Streifen Epoxidharz ca. 402 M10 625 126 ~8 P

WT-CF-K-16 2 Lagen gesamt 16 Streifen Epoxidharz 80 M10 675 136 ~9 P

11,4 mm stark, 90 mm breit, ECFK = 174000 N/mm²

2keine Angabe im Text, in der Skizze nicht exakt erkennbar

3 bezogen auf Vu von S-2

4 Verschiebung im Plattenmittelpunkt

Appendix

A4

Anhang 3: Geklebte, lange CFK-Streifen – Probekörper – nach DURUCAN / ANIL (2015)

Abmessungen Nutzhöhe Beton Biegebewehrung Krafteinleitung/Stütze Öffnungen

L B H d* fc ρLm,Z ρLm,D Ø/Sx,Z ≙ Ø/Sy,Z Ø/Sx,D ≙ Ø/Sy,D fy Form c1xc2 R/E/M Beschreibung

1

[m] [m] [m] [mm] [N/mm²] [%] [%] [mm]/[mm] [mm]/[mm] [N/mm²] [-] [mm] [-] [-]

Pro

bek

örp

er

Specimen 1 2 2 0,12 105 20,83 0,39 0,33 Ø10/175 Ø10/215 480 Quadrat 200x200 M keine

Specimen 2 2 2 0,12 105 20,56 0,39 0,33 Ø10/175 Ø10/215 480 Quadrat 200x200 M 300x300mm


Specimen 4 2 2 0,12 105 21,23 0,39 0,33 Ø10/175 Ø10/215 480 Quadrat 200x200 M 500x500mm²






1 Anordnung siehe Abbildung 7-3

Appendix

A5

Anhang 4: Geklebte, lange CFK-Streifen – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach DURUCAN / ANIL (2015)


1 Ergebnisse

Beschreibung Vu Vu o.V. Verstärkungswirkung

2 w

3 wmax

4 w o.V. wmax o.V. w/w o.V. wmax/wmax o.V. Versagensart

[-] [kN] [kN] [%] [mm] [mm] [mm] [mm] [mm]/[mm] [mm]/[mm] [-]

Pro

bek

örp

er

Specimen 1 keine 193,03 193 100 37,47 37,99 37 38 1,01 1,00 P

Specimen 2 an Öffnung und Zugseite 161,18 99 163 35,41 45,66 18 39 1,97 1,17 P








1 ECFK= 231000 N/mm² / Stärke=12 mm / ft=4100 N/mm² / Verbund mit Epoxidharz / Anordnung siehe Abbildung 7-3

o.V. ohne Verstärkung ANIL et al. (2014)

2 bezogen auf die Bruchlast der dazugehörige Versuchsplatte von Anil et al. (2014)

3 und 4 siehe Abbildung 7-4

Appendix

A6

Anhang 5: Textilbewehrter Mörtel – Probekörper – nach KOUTAS / BOURNAS (2017)

Abmessungen1 Nutzhöhe Beton Biegebewehrung

3 Krafteinleitung/Stütze

L B H d fc,cube2 ρLm,Z ρLm,D Ø/Sx,Z ≙ Ø/Sy,Z fy Form

4 c1xc2

R/E/

M

[m] [m] [m] [mm] [N/mm²] [%] [%] [mm]/[mm] [N/mm²] [-] [mm] [-]

Pro

bek

örp

er CON 1,8 1,8 0,1 k.A. 19,80 0,17 0 Ø6/200 470 Quadrat 650x650 M

C1 1,8 1,8 0,1 k.A. 19,80 0,17 0 Ø6/200 470 Quadrat 650x650 M

C2 1,8 1,8 0,1 k.A. 19,80 0,17 0 Ø6/200 470 Quadrat 650x650 M

C1_part 1,8 1,8 0,1 k.A. 22,20 0,17 0 Ø6/200 470 Quadrat 650x650 M

G3 1,8 1,8 0,1 k.A. 22,20 0,17 0 Ø6/200 470 Quadrat 650x650 M

C3_cr 1,8 1,8 0,1 k.A. 22,20 0,17 0 Ø6/200 470 Quadrat 650x650 M

1 effektive Spannweite wegen Lagerung 1,5 m

k.A. keine Angaben zu d oder zur Betondeckung

2 Mittelwert der jeweils drei Probekörper, die am gleichen Tag getestet werden

3 im Feld regelmäßig angeordnet, am Rand zu Schlaufen gebogen, in den Ecken zusätzliche Bewehrung 4 keine durchgehende Krafteinleitungsfläche, 4 Punkte, siehe Abbildung 7-6

Appendix

A7

Anhang 6: Textilbewehrter Mörtel – Verstärkungselemente – nach KOUTAS / BOURNAS (2017)


Beschreibung

Textil-Bewehrungsgrad

(in eine Richtung) E fmc

1 Stärke je Lage

[-] [%] [N/mm²] [N/mm²] [mm]

Pro

bek

örp

er

CON keine - - - -

C1 1 Lage CFK-Gewebe über die ganze Zugseite 0,095 225000 33,100 0,095

C2 2 Lagen CFK-Gewebe über die ganze Zugseite 0,190 225000 33,100 0,095

C1_part 2 Lagen CFK-Gewebe kreuzweise (1 Lage pro Richtung), 50% der Zugseite 0,048 225000 36,600 0,095

G3 3 Lagen GFK-Gewebe über die ganze Zugseite 0,132 74000 36,600 0,044

C3_cr 3 Lagen CFK-Gewebe über die ganze Zugseite 0,285 225000 36,600 0,095

1 Mittelwert der Mörteldruckfestigkeit für die Probekörper, die am gleichen Tag getestet werden

Anhang 7: Textilbewehrter Mörtel – Ergebnisse – nach KOUTAS / BOURNAS (2017)

Ergebnisse

Vcr Vu Verstärkungswirkung1 Steifigkeit ungerissen Steifigkeit gerissenen w

2 Versagensart

[kN] [kN] [%] [kN/mm] [kN/mm] [mm] [-]

Pro

bek

örp

er CON 40,00 95 100 10 1 52 F

C1 70,000 207 218 14 4 37 F

C2 90,000 291 306 18 8 35 P

C1_part 75,000 178 187 24 6 25 F

G3 90,000 142 149 22 4 20 F

C3_cr - 301 317 - 11 35 F

1 bezogen auf Vu von CON

2 beschreibt die vertikale Verschiebung im Plattenmittelpunkt bei Vu

Appendix

A8

Anhang 8: Vertikal installierte Scherbolzen – Probekörper – nach POLAK (2005)

Abmessungen Nutzhöhe Beton Biegebewehrung Krafteinleitung/Stütze Öffnungen

L B H d fc ρLm,Z ρLm,D Form c1xc2 M/V R/E/M Beschreibung

[m] [m] [m] [mm] [N/mm²] [%] [%] [-] [m] [-] [-] [-]

Pro

bek

örp

er

SB1 1,5 1,5 0,12 k.A. 44,0 1,20 0,55 Quadrat k.A. - M keine




SB5 1,5 1,5 0,12 k.A. 44,0 1,20 0,55 Quadrat k.A. - M 4 je 70x70mm

SB6 1,5 1,5 0,12 k.A. 44,0 1,20 0,55 Quadrat k.A. - M 2 je 70x70mm

XXX 1,92 1,54 0,12 k.A. 33,0 0,75 0,45 Quadrat k.A. 0,30 R keine

SF0 1,92 1,54 0,12 k.A. 31,5 0,75 0,45 Quadrat k.A. 0,30 R 150x150mm

HXXX 1,92 1,54 0,12 k.A. 36,5 0,75 0,45 Quadrat k.A. 0,62 R keine

XXX-R 1,92 1,54 0,12 k.A. 33,0 0,75 0,45 Quadrat k.A. 0,30 R keine

SF0-R 1,92 1,54 0,12 k.A. 32,0 0,75 0,45 Quadrat k.A. 0,30 R 150x150mm

HXXX-R 1,92 1,54 0,12 k.A. 33,5 0,75 0,45 Quadrat k.A. 0,62 R keine

SX-1SR 1,92 1,54 0,12 k.A. 40,2 0,75 0,45 Quadrat k.A. 0,30 R keine

SX-2SR 1,92 1,54 0,12 k.A. 40,2 0,75 0,45 Quadrat k.A. 0,30 R keine

SX-2SB 1,92 1,54 0,12 k.A. 40,0 0,75 0,45 Quadrat k.A. 0,30 R keine

SH-2SR 1,92 1,54 0,12 k.A. 40,2 0,75 0,45 Quadrat k.A. 0,30 R 150x150mm

k.A. keine Angabe

Appendix

A9

Anhang 9: Vertikal installierte Scherbolzen – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach POLAK (2005)


Beschreibung Reihen Stück/Reihe dS Vt1 Vt2 Mt2n

Verstärkungs

wirkung wt1 wt2 Duktilität Versagensart

[-] [-] [-] [mm] [kN] [kN] [kN] [%] [mm] [mm] [mm/mm] [-]

Pro

bek

örp

er

SB1 keine - - - 240 253 - 1001 11,5 12 1,0 P

SB2 Scherbolzen 2 8 k.A. 224 364 - 1441 13,0 28 2,2 P/F

SB3 Scherbolzen 3 8 k.A. 260 372 - 1471 15,5 33 2,1 F




XXX keine - - - 75 125 38 1002 4,0 16 4,0 P

SF0 keine - - - 75 110 33 1003 5,0 15 3,0 P

HXXX keine - - - 50 69 46 1004 2,5 6,8 2,7 P

XXX-R einbetonierte Kopfbolzendübel 6 k.A. 9,5 75 154 46 1232 3,4 27 7,9 F

SF0-R einbetonierte Kopfbolzendübel 6 k.A. 9,5 75 146 44 1333 3,5 26 7,4 F

HXXX-R einbetonierte Kopfbolzendübel 6 k.A. 9,5 50 85 56 1234 2,5 11 4,4 P/F

SX-1SR Scherbolzen 1 k.A. 12,7 65 151 45 - 4,6 27 5,9 P/F

SX-2SR Scherbolzen 2 k.A. 12,7 65 155 47 - 3,7 46 12,4 F

SX-2SB Scherbolzen 2 k.A. 12,7 65 162 49 - 4,6 40 8,7 F

SH-2SR Scherbolzen 2 k.A. 12,7 65 141 42 - 5,1 31 6,1 F 1 bezogen auf Vt2 SB1/

2 bezogen auf Vt2 XXX/

3 bezogen auf Vt2 SF0/

4 bezogen auf Vt2 HXXX

t1…1.Fließen der Biegebewehrung/t2…Versagen

Duktilität…wt1/wt2

k.A. keine Angabe

Appendix

A10

Anhang 10: Vertikal installierte Stahlbolzen mit verschiedenen Verankerungssystemen – Probekörper – nach INÁCIO et al. (2012)


L B H d fc,cube ρLm,Z Ø/Sx,Z = Ø/Sy,Z Ø/Sx,D = Ø/Sy,D Form c1xc2 R/E/M

[m] [m] [m] [mm] [N/mm²] [%] [mm]/[mm] [mm]/[mm] [-] [mm] [-]

Pro

bek

örp

er

R 1,8 1,8 0,12 87,1 39,3 1,2 Ø10/75 Ø6/200 Quadrat 200x200 M

M10 1,8 1,8 0,12 83,5 41,9 1,25 Ø10/75 Ø6/200 Quadrat 200x200 M

M8a 1,8 1,8 0,12 93,5 47,9 1,12 Ø10/75 Ø6/200 Quadrat 200x200 M

M8 1,8 1,8 0,12 90,3 47,7 1,16 Ø10/75 Ø6/200 Quadrat 200x200 M

M8S 1,8 1,8 0,12 94,1 38,7 1,11 Ø10/75 Ø6/200 Quadrat 200x200 M

M8SE 1,8 1,8 0,12 90,9 26,8 1,04 Ø10/75 Ø6/200 Quadrat 200x200 M

M6 1,8 1,8 0,12 89,5 47,7 1,17 Ø10/75 Ø6/200 Quadrat 200x200 M

M6S 1,8 1,8 0,12 91,1 36,3 1,15 Ø10/75 Ø6/200 Quadrat 200x200 M

M6SE 1,8 1,8 0,12 91,2 26,8 1,04 Ø10/75 Ø6/200 Quadrat 200x200 M

Anhang 11: Vertikal installierte Stahlbolzen mit verschiedenen Verankerungssystemen – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach INÁCIO et al. (2012)


Verankerung Reihen Stück/Reihe dS fS,0 f0,2 E Vu Verstärkungswirkung

1 wo,75

2 Versagensart

[-] [-] [-] [mm] [kN] [N/mm²] [N/mm²] [kN] [-] [mm] [-]

Pro

bek

örp

er

R keine - - - - -

269 1 ~8,8 P

M10 große Ankerplatten 2 8 10 11,3 534 223000 405,9 1,54 ~24 P (außerhalb)

M8a große Ankerplatten 2 8 8 1,3 523 20000 366,3 1,19 ~21 P (innerhalb)

M8 große Ankerplatten 2 8 8 5,9 523 20000 381 1,28 ~18,5 P (außerhalb)

M8S kleine Ankerplatten 2 8 8 5,5 587 217000 352,3 1,22 ~16,5 P (inner- und außerhalb)

M8SE kleine, versenkte Ankerplatten 2 8 8 6,0 587 217000 273 1,15 ~12 P (innerhalb)

M6 große Ankerplatten 2 8 6 3,5 421 197000 331 1,12 ~10,5 P (innerhalb)

M6S kleine Ankerplatten 2 8 6 2,7 530 195000 328,6 1,2 ~14,5 P (innerhalb)

M6SE kleine, versenkte Ankerplatten 2 8 6 2,7 530 195000 273,8 1,14 ~11 P (innerhalb) 1Berechnung erklärt in 7.3.2.2

2Mittelwert zweier vertikaler Verschiebungen, die in einem Abstand von 0,75 m vom Mittelpunkt des Stützenquerschnittes entfernt liegen, relativ zur Verschiebung des Mittelpunktes des Stützenquerschnittes

innerhalb…innerhalb des verstärkten Bereichs / außerhalb…außerhalb des verstärkten Bereichs

Appendix

A11

Anhang 12: Schräg installierte Verstärkungsanker – Probekörper – nach MUTTONI et al. (2008) und FERNÁNDEZ RUIZ et al. (2010)


L B H d* fc fy ρLm,Z Form c1xc2 R/E/M

[m] [m] [m] [mm] [N/mm²] [N/mm²] [%] [-] [mm] [-]

Pro

bek

örp

er

V1 (PV1) 3 3 0,25 210 34,0 709 1,50 Quadrat 260x260 M

V2 (PV2) 3 3 0,25 210 35,4 709 1,50 Quadrat 260x260 M

V3 (PV3) 3 3 0,25 210 35,6 709 1,50 Quadrat 260x260 M

V6 (PV6) 3 3 0,25 210 33,3 505 0,57 Quadrat 260x260 M

V7 (PV7) 3 3 0,25 210 33,8 505 0,57 Quadrat 260x260 M

V8 (PV8) 3 3 0,25 210 34,1 505 0,57 Quadrat 260x260 M

PV14 3 3 0,25 210 36,6 527 1,50 Quadrat 260x260 M

PV15 3 3 0,25 210 36,8 527 1,50 Quadrat 260x260 M

PV16 3 3 0,25 210 37,2 527 1,50 Quadrat 260x260 M

PV17 3 3 0,25 210 29,9 518 1,50 Quadrat 260x260 M

PV18 3 3 0,25 210 28,2 518 1,00 Quadrat 260x260 M

PV19 3 3 0,25 210 29,2 518 1,00 Quadrat 260x260 M

Appendix

A12

Anhang 13: Schräg installierte Verstärkungsanker – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach MUTTONI et al. (2008) und FERNÁNDEZ RUIZ et al. (2010)


fy Reihen Stück/Reihe s0

1 sv

2 Verbund Vu Vu,n

3 Verstärkungswirkung ψ Versagensart

[N/mm²] [-] [-] [mm] [mm] [-] [kN] [-] [-] [%] [-]

Pro

bek

örp

er

V1 (PV1) 500 - - - - Mörtel 974 167,04 1004 0,76 P

V2 (PV2) 500 3 8 200 200 Mörtel 1383 232,45 1394 1,40 P

V3 (PV3) 500 3 12 150 150 Mörtel 1577 264,31 1584 2,52 P

V6 (PV6) 500 4 8 150 150 Mörtel 850 147,30 k.V. 4,05 P/F

V7 (PV7) 500 4 8 150 150 Mörtel 854 146,89 k.V. 3,72 P/F

V8 (PV8) 500 4 4 150 150 Mörtel 833 142,65 k.V. 2,16 P/F

PV14 500 6 12 200 125 Mörtel 1517 250,75 1504 2,44 P

PV15 500 6 12 150 150 Mörtel 1519 250,40 1504 3,11 P

PV16 500 4 6 200 200 Mörtel 1195 195,93 1174 1,18 P

PV17 500 4 4 200 200 Mörtel 1040 190,19 1144 0,88 P

PV18 500 4 6 200 200 Mörtel 1013 190,76 1144 1,55 P

PV19 500 4 4 200 200 Mörtel 919 170,07 1024 1,31 P

1Abstand Stützenrand zur ersten Reihe (vergleiche Abbildung 7-18)

2

Abstand der anderen Reihen (vergleiche Abbildung 7-18)

3Berücksichtigung der Betonfestigkeiten

4bezogen auf Vu,n von V1(PV1) ohne Berücksichtigung des unterschiedlichen fy


Appendix

A13

Anhang 14: Vertikal installierte, gerippte CFK-Stäbe – Probekörper – nach MEISAMI et al. (2013)


L B H d

1 fc fy ρLm,Z

2 ØZ ρLm,D

3 ØD Form c1xc2 R/E/M

[m] [m] [m] [mm] [N/mm²] [N/mm²] [%] [mm] [%] [mm] [-] [mm] [-]

Pro

bek

örp

er

CS40-2 1,2 1,2 0,085 80,5 41,1 345 1,1 10 0,38 6 Quadrat 150 x 150 M

FR2-8 1,2 1,2 0,085 80,5 36,6 345 1,1 10 0,38 6 Quadrat 150 x 150 M

SN2-8 1,2 1,2 0,085 80,5 37,7 345 1,1 10 0,38 6 Quadrat 150 x 150 M

CS40-3 1,2 1,2 0,105 74,1 42,4 420 2,2 16 0,35 6 Quadrat 150 x 150 M

FR3-8 1,2 1,2 0,105 74,1 43,5 420 2,2 16 0,35 6 Quadrat 150 x 150 M

FR3-24 1,2 1,2 0,105 74,1 43,5 420 2,2 16 0,35 6 Quadrat 150 x 150 M

1 Angabe der Autoren kann nicht nachvollzogen werden



Anhang 15: Vertikal installierte, gerippte CFK-Stäbe – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach MEISAMI et al. (2013)


Beschreibung Anzahl fy bzw. ft dS Verbund Vt1 Vt1n Vt2 Vt2n Verstärkungswirkung wt1 wt2 Duktilität Versagensart

[-] [-] [N/mm²] [mm] [-] [kN] [kN] [kN] [kN] [%] [mm] [mm] [mm]/[mm] [-]

Pro

bek

örp

er

CS40-2 keine - - - - 146,1 146,1 224,1 224,1 1001 5,3 - 1,89 P

FR2-8 CFK-Stäbe 8 ft=1400 12 Epoxidharz 158,1 167,5 248 262,9x 117

1 5,4 15,1 2,8 P

SN2-8 Stahlschrauben 8 fy=320; ft=400 16 Epoxidharz 204,6 213,6 257,9 269,3x 120

1 6,7 18,4 2,75 F

CS40-3 keine - - - - 225,9 252,9 241,7 241,7 1002 6,4 6,4 1 P

FR3-8 CFK-Stäbe 8 ft=1400 12 Epoxidharz 247,8 244,7 286,3 282,6xx

1172 6,8 8,9 1,31 P

FR3-24 CFK-Stäbe 24 ft=1400 12 Epoxidharz 303 297,1 412 404xx

672 7,1 29,3 4,13 F

t1…erstes Fließen der Biegebewehrung / t2…Versagen / n…Berücksichtigung der Betondruckfestigkeit

ECFK=120000N/mm²

1bezogen auf Vt2n von CS40-2 / 2bezogen auf V2n von CS40-3

w…Durchschnitt der relativen Verschiebungen der Eckpunkte

Appendix

A14

Anhang 16: Vertikal installierte Betonschrauben – Probekörper – nach WÖRLE (2014) und WALKNER et al. (2017)


RPlatte H d fc,cube

1 fy ρLm,Z Ø/Sx,Z = Ø/Sy,Z Ø/Sx,D = Ø/Sy,D Form D R/E/M

[m] [m] [mm] [N/mm²] [N/mm²] [%] [mm]/[mm] [mm]/[mm] [-] [mm] [-]

Pro

bek

örp

er

P01 1,35 0,2 155 47,15 5502 2,24 Unregelmäßig

4 Ø10/100 Kreis 300 M

P02 1,35 0,2 155 47,28 5502 2,24 unregelmäßig

4 Ø10/100 Kreis 300 M

P03 1,35 0,2 155 48,98 5502 2,24 unregelmäßig

4 Ø10/100 Kreis 300 M

P04 1,35 0,2 155 45,39 5502 2,24 unregelmäßig

4 Ø10/100 Kreis 300 M

S01-P00 1,35 0,2 161 40,7 5133 1,39 Ø16/90 Ø8/90 Kreis 250 M

S01-P01 1,35 0,2 160 40,7 5133 1,4 Ø16/90 Ø8/90 Kreis 250 M

S01-P02 1,35 0,2 164 40,8 5133 1,37 Ø16/90 Ø8/90 Kreis 250 M

S01-P03 1,35 0,2 161 40,9 5133 1,39 Ø16/90 Ø8/90 Kreis 250 M

S01-P04 1,35 0,2 161 41,8 5133 1,39 Ø16/90 Ø8/90 Kreis 250 M

S02-P01 1,35 0,2 161 34,1 6103 1,39 Ø16/90 Ø8/90 Kreis 250 M

S02-P02 1,35 0,2 161 33,0 6103 1,39 Ø16/90 Ø8/90 Kreis 250 M

S02-P03 1,35 0,2 161 32,7 6103 1,39 Ø16/90 Ø8/90 Kreis 250 M

1am Tag des Durchstanzversuches

2Angabe des Herstellers/3geprüft im Zugversuch

4vermehrte Biegebewehrung im Bereich der Stütze, Abnahme zu den Rändern

Appendix

A15

Anhang 17: Vertikal installierte Betonschrauben – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach WÖRLE (2014) und WALKNER et al. (2017)


Beschreibung

Einbautiefe

Im Bezug zur

Biegezugbewehrung

Reihen Stück/

Reihe fy Verbund Vu

Verstärkungs-

rate wm

4 Ψ5

Versagens-

art

[-] [-] [-] [-] [N/mm²] [-] [kN] [%] [mm] [mrad] [-]

Pro

bek

örp

er

P01 keine - - - - - 612 - ~7 ~5,83 P

P02 32 TSM-B16-M16-220 OK 4 8 5581 Verbundkleber 906 48

2 ~13 ~10,38 P

P03 32 TSM-B16-M16-220 OK 4 8 5581 kein Verbund 793 30

2 ~12 (~16) ~10,00 (13,33) P

P04 32 TSM-B22-M20-315 OK 4 8 5581 Verbundkleber 937 53

2 ~16 ~13,33 P

S01-P00 keine - - - - - 720 - 13 10,55 P

S01-P01 32 TSM-B22-M20-635 OK 4 8 598 Verbundkleber 858 233 17 14,41 P

S01-P02 32 TSM-B22-M20-335 UK 4 8 812 Verbundkleber 843 213 15 12,35 P

S01-P03 48 TSM-B22-M20-635 OK 4 12 598 Verbundkleber 986 413 24 19,80 P

S01-P04 keine - - - - - 677 - 11 8,94 P

S02-P01 48 TSM-B22-M20-320 UK 4 12 597 Verbundkleber 899 k.V. 20 19,70 P

S02-P02 48 TSM-B22-M20-320 OK 4 12 597 Verbundkleber 984 k.V. 24 20,05 P

S02-P03 48 TSM-B16-M16-380 UK 4 12 481 Verbundkleber 860 k.V. 18 14,92 P

Beschreibung: Stückzahl TSM-dBohrloch - dSAnschlussgewinde - lBetonschraube [mm]

1durchschnittliche Streckgrenze der Betonschrauben der Versuche P02-P04

2bezogen auf P01

3bezogen auf die gemittelte Bruchlast von S01-P00 und S01-P04

4vertikale Verschiebung in Plattenmitte bezogen zu den Randlagern

5Plattenrotation zwischen Plattenrand und Plattenmitte


Appendix

A16

Anhang 18: Vertikal installierte CFK-Gitter – Probekörper – nach MEISAMI et al. (2014)

Abmessungen Nutzhöhe Beton Biegebewehrung Krafteinleitungsfläche/Stütze

L B H d* fc fy ρLm,Z

1 ØZ ρLm,D



Pro

bek

örp

er CS40 1,2 1,2 0,105 84 42,4 420 2,2 Ø16 0,35 Ø6 Quadrat 150 x 150 M

FG-8A 1,2 1,2 0,105 84 43,5 420 2,2 Ø16 0,35 Ø6 Quadrat 150 x 150 M

FG-16B 1,2 1,2 0,105 84 43,5 420 2,2 Ø16 0,35 Ø6 Quadrat 150 x 150 M

FG-16A 1,2 1,2 0,105 84 44,1 420 2,2 Ø16 0,35 Ø6 Quadrat 150 x 150 M

FG-24A 1,2 1,2 0,105 84 41,7 420 2,2 Ø16 0,35 Ø6 Quadrat 150 x 150 M



Anhang 19: Vertikal installierte CFK-Gitter – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach MEISAMI et al. (2014)


Beschreibung Anzahl ft Verbund Vt1 Vt1n Vt2 Vt2n Verstärkungswirkung wt1 wt2 Duktilität Versagensart

[-] [-] [N/mm²] [-] [kN] [kN] [kN] [kN] [%] [mm] [mm] [mm]/[mm] [-]

Pro

bek

örp

er CS40 keine Verstärkung - - - 225,9 225,9 241,7 241,7 100

1 6,4 7,3 1,14 P

FG-8A nachträgliche Verstärkung 8 1400 Epoxidharz 253,6 250,4 313,8 309,8 128,21 5,4 10,1 1,87 P

FG-16B Verstärkung vor dem Betonieren 16 1400 - 242,3 239,2 302,3 298,5 123,51 5,5 8,4 1,53 P

FG-16A nachträgliche Verstärkung 16 1400 Epoxidharz 232,6 228,1 347,6 349,8 144,71 4,4 8,5 1,93 P/F

FG-24A nachträgliche Verstärkung 24 1400 Epoxidharz 244,6 246,6 375 378,1 156,41 3,8 10 2,63 F


ECFK=100000 N/mm²

1bezogen auf Vt2n von CS40


Appendix

A17

Anhang 20: Vertikal installierte CFK-Bündel mit Fächern – Probekörper – nach MEISAMI et al. (2015)

Abmessungen Nutzhöhe Beton Biegebewehrung Krafteinleitungsfläche/Stütze

L B H d

1 fc fy ρLm,Z

2 ØZ ρLm,D



Pro

bek

örp

er

CS40-3 1,2 1,2 0,105 74,1 42,4 420 2,4 Ø16 0,33 Ø6 Quadrat 150 x 150 M

FF3-8 1,2 1,2 0,105 74,1 44,8 420 2,4 Ø16 0,33 Ø6 Quadrat 150 x 150 M

FF3-16 1,2 1,2 0,105 74,1 44,8 420 2,4 Ø16 0,33 Ø6 Quadrat 150 x 150 M

FF3-24 1,2 1,2 0,105 74,1 44,8 420 2,4 Ø16 0,33 Ø6 Quadrat 151 x 150 M

1 Angabe der Autoren kann nicht nachvollzogen werden



Anhang 21: Vertikal installierte CFK-Bündel mit Fächern – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach MEISAMI et al. (2015)


Anzahl Verbund Vt1 Vt1n Vt2 Vt2n Verstärkungswirkung wt1 wt2 Duktilität Versagensart

[-] [-] [kN] [kN] [kN] [kN] [%] [mm] [mm] [mm]/[mm] [-]

Pro

bek

örp

er

CS40-3 keine - 225,9 /225,9 241,7 241,7 1001 6,4 7,3 1,14 P

FF3-8 8 Epoxidharz 243,2 236,6 331,2 322,3 1331 5,2 8,6 1,65 P

FF3-16 16 Epoxidharz 239,1 232,6 428,5 416,9 1731 5,2 14,1 2,71 P/F

FF3-24 24 Epoxidharz 228,6 222,4 475,1 462,3 1911 4,3 18,2 4,23 F


1bezogen auf Vt2n von CS40-3


Appendix

A18

Anhang 22: Vertikale, vorgespannte Stahlgewindestangen – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach ASKAR (2015b)


1 Ergebnisse

Anzahl fy Vcr Vu w2 Versagensart

Pro

bek

örp

er

v.d.V. [-] [N/mm²] [kN] [kN] [mm] [-]

N4(40) - - 153,6 477,09 3 P

N5(40) - - 125 430,9 6 P

B1(40) - - 92,3 246,24 7 P

B3(40) - - 107,3 384,75 4,5 P

Verstärkungselemente1 Ergebnisse

Anzahl3 fy

4 Vcr Vu w

2 Versagensart Verstärkungswirkung

n.d.V. [-] [N/mm²] [kN] [kN] [mm] [-] [-]

NR(40)-4 16 418 460 580 12 P/F 122

NR(40)-5 16 418 360 450 16 P/F 104

NR(40)-6 8 418 250 300 17 P 122

NR(40)-7 16 418 340 400 14 P/F 104 1ds=9,5mm

2 vertikale Verschiebung in Plattenmitte

3Anordnung siehe Abbildung 7-39


Appendix

A19

Anhang 23: Kombination Stahlplatten mit Verbund und Stahlbolzen – Probekörper – nach EBEAD / MARZOUK (2002)


L B H d* fc fy

1 ρLm,Z ρLm,D Øx,Z=Øy,Z Øx,D=Øy,D Form c1xc2 R/E/M

[m] [m] [m] [mm] [N/mm²] [N/mm²] [%] [%] [mm]/[mm] [mm]/[mm] [-] [mm] [-]

Pro

bek

örp

er C 1,9 1,9 0,15 110 33 435-450 1,01 0,3 Ø15 Ø10 Quadrat 250x250 M

A1 1,9 1,9 0,15 110 30 435-450 1,01 0,3 Ø15 Ø10 Quadrat 250x250 M

A2 1,9 1,9 0,15 110 33 435-450 1,01 0,3 Ø15 Ø10 Quadrat 250x250 M

A3 1,9 1,9 0,15 110 37 435-450 1,01 0,3 Ø15 Ø10 Quadrat 250x250 M

A4 1,9 1,9 0,15 110 35 435-450 1,01 0,3 Ø15 Ø10 Quadrat 250x250 M

1die Ergebnisse der Zugversuche liegen zwischen diesen Werten

Anhang 24: Kombination Stahlplatten mit Verbund und Stahlbolzen – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach EBEAD / MARZOUK (2002)


1 Ergebnisse

Beschreibung

2

Anzahl

Bolzen Vcr

3 wcr Vt1 wt1 Vt2 wt2

Verstärk-

ungs-

wirkung4

Duktilität5

Anfangs-

Steifigkeit

v.d.V.

Anfangs-

Steifigkeit

n.d.V.

Versagen-

sart

[-] [-] [kN] [mm] [kN] [mm] [kN] [mm] [-] [mm/mm] [kN/mm] [kN/mm] [-]

Pro

bek

örp

er C keine - 89 4,85 375 21 412 24,5 100 1,17 18,1 - P/F

A1 2 L-Platten um die Stütze 16 100 3,9 670 19 678 27,5 165 1,45 18,5 55,9 F

A2 3 L-Platten um die Stütze 16 111 4,25 560 17 650 23 158 1,35 18,7 37,8 F

A3 4 L-Platten um die Stütze 8 85 4,05 582 21,7 645 28 157 1,29 17,8 35,9 F

A4 4 rechteckige Platten als

Kreuz 8 100 3,85 440 15,7 560 27 136 1,72 19,2 24,1 k.A.

1 Platten: d=6mm, fy=248000 N/mm², ft=400000 N/mm², E=191000N/mm² Bolzen: ASTM A325 ds=19mm

2Anordnung siehe Abbildung 7-42

3vor Verstärken der Platte, da die Platten vor dem Verstärken bereits belastet werden

4 bezogen auf Vt2 von C

5wt2/wt1

t1…erstes Fließen der Biegebewehrung/ t2 Versagen / k.A. ..keine Angabe/ v.d.V. … vor dem Verstärken/ n.d.V. …nach dem Verstärken

Appendix

A20

Anhang 25: Aufbeton – Probekörper – nach AMSLER et al. (2014)

Abmessungen Nutzhöhe Beton Biegebewehrung

3 Stütze

4

L B H d* fc fy Ø10 fy Ø14 fy Ø16 ρLx,Z ρLy,Z Øx,Z=Øy,Z Øx,D=Øy,D Form D R/E/M

[m] [m] [m] [mm] [N/mm²] [N/mm²] [N/mm²] [N/mm²] [%] [%] [mm] [mm] [-] [mm] [-]

Probekörper VA1 3,3 3,3 0,22 222 52,2

1 480 533 478 1,45 1,56 31Ø16 31Ø10 Kreis 300 M

VA1 + Aufbeton 3,3 3,3 0.3 266 11,06 2 480 533 478 1,22 1,29 31Ø16+31Ø14 31Ø10 Kreis 300 M

1 Betonfestigkeit des zuerst betonierten Teiles am Tag des Versuches (53 Tage alt)

2 Betonfestigkeit des Aufbetons, Tag des Versuches (7 Tage alt)

3fy entspricht fy,statisch in Double-Punch Versuchen, unregelmäßige Anordnung

4Stütze entspricht nicht der Krafteinleitungsfläche

Anhang 26 Aufbeton – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach AMSLER et al. (2014)

Verstärkungselemente1 Ergebnisse VA1+Aufbeton

Gewindestangen 40 Stück, fy2=593N/mm², dS=16mm, dB=20mm Vu

3 2400 [kN]

Schubverbinder 124 Stück, Gusseisen, d=14mm, dB=16mm, Hilti HCC-B, wx4 41 [mm]

Verankerungsbewehrung 104 Stück, fy2=461N/mm², Ø12mm, dB=16mm wy

4 38 [mm]

Biegebewehrung 2x31Ø14, fy=533N/mm², B500B, Anco-Fix Versagensart F [-]

Beton fc=25,1N/mm² 3inkludiert das Eigengewicht der Platte und der Pressen

Verbund Epoxidkleber 4Mittelwert der gegenüberliegenden Randverschiebungen

1es stehen keine bemaßten Pläne für die Anordnung zur Verfügung

2fy entspricht fy,statisch in Double-Punch Versuchen

Appendix

A21

Anhang 27: Gespannte Stahllitzen mit Verbund – Probekörper – nach FARIA et al. (2011)


L B H d fc,cube fy

Ø10

1 fy Ø6

1 ρLm,Z Ø/Sx,Z=Ø/Sy,Z Ø/Sx,D=Ø/Sy,D Form c1xc2 R/E/M

[m] [m] [m] [mm] [N/mm²] [N/mm²] [N/mm²] [%] [mm]/[mm] [mm]/[mm] [-] [mm] [-]

Pro

bek

örp

er

DF1 2,3 2,3 0,1 69 31 561 537 1,91 Ø10/60 Ø6/200 Quadrat 200x200 M

DF2 2,3 2,3 0,1 67 33 561 537 1,97 Ø10/60 Ø6/200 Quadrat 200x200 M

DF3 2,3 2,3 0,1 67 31,5 561 537 1,97 Ø10/60 Ø6/200 Quadrat 200x200 M

DF4 2,3 2,3 0,12 88 24,7 678 656 1,20 Ø10/75 Ø6/200 Quadrat 200x200 M

DF5 2,3 2,3 0,12 85 26 678 656 1,24 Ø10/75 Ø6/200 Quadrat 200x200 M

DF6 2,3 2,3 0,12 84 26,3 678 656 1,26 Ø10/75 Ø6/200 Quadrat 200x200 M

DF7 2,3 2,3 0,12 89 27 678 656 1,19 Ø10/75 Ø6/200 Quadrat 200x200 M


Appendix

A22

Anhang 28: Gespannte Stahllitzen mit Verbund – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach FARIA et al. (2011)


1 Ergebnisse

Litzen Beschreibung Anzahl P0

2 P1

3 ΔP1-Versagen

4 Vu

5

Verstärkungs-

wirkung6

wparallel6 wrechtwinkelig

6 Laststufe

9 Versagensart

[-] [-] [-] [kN] [kN] [kN] [kN] [-] [mm] [mm] [kN] [-]

Pro

bek

örp

er

DF1 - keine 0 - - - 190,72 17 12,1 - 180 P

DF2 S1 in Richtung der

geringeren stat. Nutzhöhe 2

64,8 48 36,3 272,94 1,44

7 12,3 11,9 270 P

S2 62,1 40,5 36,3



55 50,5 27,6 254,64 1,36

7 9,7 10,5 240 P

S2 63 52 26,6

DF4 - keine 0 - - - 199 1 8 8,4 7,2 180 P



73,6 58,3 17,8 295 1,51

8 11,1 12,6 290 P

S2 75,8 59,4 38,2



64,2 53,9 25,1 292,72 1,5

8 10,5 12,2 290 P

S2 74,9 74,3 22,4

DF7

S1

in zwei orthogonale

Richtungen 4

66,9 55,3 11,8

319,52 1,548 10,1 10,7 315 P

S2 65,2 51,5 11,2

S3 75,7 46,4 -13,1

S4 77,2 33 0

1 dLitze=15,5mm; ELitze=197400N/mm²; dBohrloch=18mm

2 anfangs aufgebrachte Vorspannkraft

3Vorspannkraft nach Kraftübertagung durch den Verbund

4Zunahme der Vorspannkraft von P1 bis PVersagen

5 inkludiert das Eigengewicht

6Berechnung siehe 7.5.1.2

7bezogen auf DF1 8bezogen auf DF4

9Laststufe auf die sich wparallel bzw. wrechtw. bezieht

Appendix

A23

Anhang 29: Vertikale, vorgespannte Stahlgewindestangen – Probekörper – nach ASKAR (2015b)

Abmessungen Nutzhöhe Beton Bewehrung1 Krafteinleitung/Stütze

L B H d* fc,cube,alt fc,cube,neu ρLm,Z ρLm,mitte2 Form c1xc2 R/E/M

vor dem Verstärken nach dem Verstärken [m] [m] [m] [mm] [N/mm²] [N/mm²] [%] [%] [-] [mm] [-]

Pro

bek

örp

er

N4(40) NR(40)-4 1,2 1,2 0,18 160 41,7 42,2 0,47 0,327 Quadrat 160x160 M

N5(40) NR(40)-5 1,2 1,2 0,14 140 43,1 42,2 0,47 0,327 Quadrat 250x250 M

B1(40) NR(40)-6 1,2 1,2 0,14 140 39,8 42,2 0,24 0,327 Quadrat 160x160 M

B3(40) NR(40)-7 1,2 1,2 0,14 140 41,8 42,2 0,97 0,327 Quadrat 160x160 M

1keine Angaben zur Anordnung, Stahlsorte, Stabdurchmesser

2Bewehrungsmatte in der Mitte der Plattendicke

Appendix

A24

Anhang 30: Vorgespannte CFK-Schlaufen – Probekörper – nach KOPPITZ et al. (2014)

Abmessungen Nutzhöhe Beton Biegebewehrung Stütze

L B H d* fc fy,Z fy,D ρLm,Z Ø/Sx,Z Ø/Sy,Z Ø/Sx,D Ø/Sy,D Form c1xc2 R/E/M

[m] [m] [m] [mm] [N/mm²] [N/mm²] [N/mm²] [%] [mm]/[mm] [mm]/[mm] [mm]/[mm] [mm]/[mm] [-] [mm] [-]

Pro

be-

körp

er Sr1 3,2 3,2 0,257 200 48,1 521 534 1,5 Ø16/100 Ø16/100 Ø12/100 Ø12/100 Quadrat 250 x 250 M

Sr2 3,2 3,2 0,187 138 43,1 515 534 1,5 Ø20/100 Ø20/100 Ø12/100 Ø12/100 Quadrat 250 x 250 M

Sr3 3,2 3,2 0,325 264 44,2 525 534 1,5 Ø22/100 Ø22/100 Ø12/100 Ø12/100 Quadrat 250 x 250 M

Anhang 31: Vorgespannte CFK-Schlaufen – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach KOPPITZ et al. (2014)


Anzahl ACFK1 ftm

2 Verbund

Dicke

Stahlplatte P0 Vberechnet Vu

Verstärkungs-

wirkung3

w4 Versagensart

[-] [mm²] [N/mm²] [-] [mm] [kN] [kN] [kN] [%] [mm] [-]

Pro

be-

körp

er Sr1 8 375 1820 kein 20 203 1010 1981 196 19,8 P

Sr2 8 375 1820 kein 25 199 524 1073 205 37 P

Sr3 8 375 1820 kein 20 208 1510 2515 167 11,6 P 1Querschnittsfläche der CFK-Streifen 12,5 mm x 30 mm

2mittlere Zugfestigkeit der CFK-Streifen

3bezogen aud die berechnete Durchstanzlast, keine Angabe nach welchem Ansatz

4Durchschnitt zweier Verschiebungen am Rand der Platte, gemessen an der schwächeren Achse, die sich auf Grund der verschiedenen Nutzhöhen in x- und y-Richtung ergeben

Appendix

A25

Anhang 32: Vorgespannte und nicht vorgespannte CFK-Platten – Probekörper – nach ABDULLAH et al. (2013)

Abmessungen Nutzhöhe Beton Biegebewehrung Stütze

L B H d* fc fy ρLm,Z ρLm,D Øy,z Øx,z Form c1xc2 R/E/M

[m] [m] [m] [mm] [N/mm²] [N/mm²] [%] [%] [mm] [mm] [-] [mm] [-]

Pro

bek

örp

er RS0 1,8 1,8 0,15 118

35,5

570 2,65 0 Ø12 Ø12 Quadrat 250 x 250 M

RS-F0 1,8 1,8 0,15 118 570 2,65 0 Ø12 Ø12 Quadrat 250 x 250 M

RS-F7 1,8 1,8 0,15 118 570 2,65 0 Ø12 Ø12 Quadrat 250 x 250 M

RS-F15 1,8 1,8 0,15 118 570 2,65 0 Ø12 Ø12 Quadrat 250 x 250 M

RS-F30 1,8 1,8 0,15 118 570 2,65 0 Ø12 Ø12 Quadrat 250 x 250 M

Anhang 33: Vorgespannte und nicht vorgespannte CFK-Platten – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach ABDULLAH et al. (2013)


Anzahl ft P0 reff

1 Verbund Verankerung Vcr Vt1 Vt2

Verstärkungs-

wirkung wt2

2

Versagens

-art

[-] [N/mm²] [kN] [%] [-] [-] [kN] [kN] [kN] [%] [mm] [-]

Pro

bek

örp

er RS0 - - - - - - 57 171,6 284 100 27,3 P/F

RS-F0 8 2970 0 0 Epoxidharz keine 76,1 273,4 405,2 143 21,4 P

RS-F7 8 2970 43 7,5 Epoxidharz Stahlplatten 131,4 - 220 77 16,3 P

RS-F15 8 2970 45 15 Epoxidharz Stahlplatten 148,6 - 240 85 15,2 P

RS-F30 8 2970 93 30 Epoxidharz Stahlplatten 115 - 307 108 14,8 P

ECFK 172 000 N/mm²

t1…1. Fließen der Bewehrung/ t2...Versagen

1Verhältnis der bleibenden Vorspannkraft zur theoretisch max. aufnehmbaren Kraft in der CFK-Platte

2Verschiebung in Plattenmitte zum Zeitpunkt der max. aufnehmbaren Last

Appendix

A26

Anhang 34: Stahlkragen – Probekörper – nach WIDIANTO (2006)

Abmessungen

Nutz-

höhe Beton Biegebewehrung

3 Stütze

L B H d* psi fc

ksi,y #3

(Ø9,5) fy #3

ksi,y #4

(Ø12,7) fy #4 ρL,Z Ø/Sx,Z = Ø/Sy,Z Øx,D=Øy,D Form c1xc2 R/E/M

[m] [m] [m] [mm] [-] [N/mm²] [-] [N/mm²] [-] [N/mm²] [%] [mm]/[mm] [mm]/[mm] [-] [mm] [-]

Probe-

körper

G0.5 4,267 4,267 0,152 127 4550 ~311 63 ~434 66 ~455 0,5

4

10Ø12,7/203

und 10Ø9,5/216 31Ø10 Quadrat 406x406 M

RcG0.5 4,267 4,267 0,152 127 4630 ~322 63 ~434 66 ~455 0,5

4

10Ø12,7/203

und 10Ø9,5/216 31Ø10 Quadrat 406x406 M

psi…Pfund/Quadratzoll ksi…1000 Pfund/Quadratzoll



3 vermehrte Biegebewehrung im Stützenstreifen, vergleiche Abbildung 7-61

4 im Stützenstreifen

Anhang 35: Stahlkragen – Verstärkungselemente und Ergebnisse – nach WIDIANTO (2006)


Hohlprofile L-Profile Steifen Unterlegscheiben Gewindestangen Verbund Vu Verstärkungswirkung w2 Versagensart

[cmxcmxcm] [cmxcmxcm] [cm] [cm] [cm] [-] [kN] [%] [mm] [-]

Probe-

körper

G0.5 keine keine keine keine keine - 310,9 100 ~25 P

RcG0.5 20,3x20,3x1 20,3x15,2x2 t=1,3 t=2 dS=2,5 Mörtel 450,6 145 ~38 P

1Vergrößerung der lastabtragenden Fläche insgesamt um 4945 cm²; Material Stahl, aber keine genaueren Angaben 2 in Plattenmitte

Verpflichtungs- und Einverständniserklärung

Ich erkläre, dass ich meine Masterarbeit selbständig verfasst und alle in ihr verwendeten

Unterlagen, Hilfsmittel und die zugrunde gelegte Literatur genannt habe.

Ich nehme zur Kenntnis, dass auch bei auszugsweiser Veröffentlichung meiner Masterarbeit die

Universität, das/die Institut/e und der/die Arbeitsbereich/e, an dem/denen die Masterarbeit

ausgearbeitet wurde, und die Betreuerin/nen bzw. der/die Betreuer zu nennen sind.

Ich nehme zur Kenntnis, dass meine Masterarbeit zur internen Dokumentation und Archivierung

sowie zur Abgleichung mit der Plagiatssoftware elektronisch im Dateiformat pdf ohne

Kennwortschutz bei der/dem Betreuer/in einzureichen ist, wobei auf die elektronisch archivierte

Masterarbeit nur die/der Betreuerin/Betreuer der Masterarbeit und das studienrechtliche Organ

Zugriff haben.

Innsbruck, am 29.08.2018

Methoden zur Durchstanzverstärkung bei Flachdecken Analyse ...

Documents

Transcript of Methoden zur Durchstanzverstärkung bei Flachdecken Analyse ...