Nachträgliche Verstärkung von F 2100 Stahlbetonbauteilen ... · Bauforschung Nachträgliche...

Bauforschung

Nachträgliche Verstärkung vonStahlbetonbauteilen mit Spritzbeton

F 2100

Fraunhofer IRB Verlag

F 2100

Bei dieser Veröffentlichung handelt es sich um die Kopiedes Abschlußberichtes einer vom Bundesmini sterium fürVerkehr, Bau- und Wohnungswesen -BMVBW- geför-derten Forschungsarbeit. Die in dieser Forschungsarbeitenthaltenen Darstellungen und Empfehlungen gebendie fachlichen Auffassungen der Verfasser wieder. Diesewerden hier unverändert wiedergegeben, sie gebennicht unbedingt die Meinung des Zuwendungsgebersoder des Herausgebers wieder.

Dieser Forschungsbericht wurde mit modernstenHochleistungskopierern auf Einzelanfrage hergestellt.

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MassivbauBaustofftechnologieKarlsruhe

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Abschlußbericht zum Forschungsvorhaben:

Nachträgliche Verstärkung von

Stahlbetonbauteilen mit Spritzbeton

von

Prof. Dr.-Ing. J. Eibl

Dipl.-Ing. H. Bachmann

Dipl.-Ing. F. Fath

Universität KarlsruheInstitut fur Massivbau und Baustofftechnologie

Abteilung MassivbauLeitung: Prof. Dr.-Ing. J. Eibl

1988

MassivbauBaustofftechnologieKarlsruhe

Abschlußbericht zum Forschungsvorhaben:


Stahlbetonbauteilen mit Spritzbeton

von



Dipl.-Ing. F. Fath

Universität KarlsruheInstitut fur Massivbau und Baustofftechnologie

Abteilung MassivbauLeitung: Prof. Dr.-Ing. J. Eibl

1988

Das diesem Bericht zugrundeliegende Forschungsvorhaben wurde durch Mittel

des Bundesministers für Raumordnung, Bauwesen und Städtebau gefördert

(Förderungskennzeichen BI 5-80 01 84-7) dem an dieser Stelle gedankt sei.

Gleichfalls möchten wir uns bei der Firma Torkret für die Ausführung der

Spritzbetonarbeiten bedanken.

Die Verantwortung für den Inhalt der Veröffentlichung liegt bei den

Autoren.

Inhaltsverzeichnis

1. Problemstellung und Zielsetzung

2. Durchgeführte Untersuchungen

2.1 Versuche mit Unterzügen

2.2 Versuche mit Stützen

3. Versuchsergebnisse

3.1 Versuchsergebnisse der Unterzüge

3.2 Versuchsergebnisse der Stützen

3.3 Vergleichsrechnungen zu den Unterzügen

3.3.1 Fachwerkmodell

3.3.2 Verbundtheorie

4. Diskussion der Ergebnisse


4.2 Durchgeführte Vergleichsrechnungen an Unterzügen


5. Mechanische Modelle

5.1 Mechanisches Modell des Unterzuges

5.2 Mechanisches Modell der Stütze

6. Bemessung und Konstruktion

6.1 Unterzüge

6.2 Stützen

7. Zusammenfassung

B. Literaturverzeichnis

1. Problemstellung und Zielsetzung

Es besteht in zunehmendem Maße ein Bedürfnis, Stahlbetonkonstruktionen

als Folge einer geänderten Nutzung in ihrer Tragfähigkeit zu verstärken.

Dies gilt für Decken, Unterzüge und Stützen in gleicher Weise.

Bei Decken ist dies vergleichsweise einfach, da dort leicht die zusätz-

lich notwendige Bewehrung unten an eingeschossenen Dübeln zunächst befe-

stigt und dann torkretiert werden kann. Selbstverständlich ist auch eine

Verstärkung durch Aufbeton unter Zuhilfenahme von Verbundmitteln z.B. von

Dübeln möglich. Hilfestellung kann hier dem Ingenieur die "Richtlinie für

die Ausbesserung und Verstärkung von Betonbauteilen mit Spritzbeton" [1]

des Deutschen Betonvereins bzw. zukünftig DIN 18551 "Spritzbeton" [2] so-

wie die Untersuchungen von Wierig [3] geben.

Probleme bereitet hingegen die Verstärkung von Unterzügen, bei denen nach

Bild 1 eine Spritzbetonschale zur Aufnahme einer zusätzlichen unteren

Längs— und einer Bügelbewehrung außerhalb des Auflagerbereichs aufge-

bracht wird. Ein tragfähiger Anschluß dieser Bügelbewehrung ist schwierig.

Die tatsächliche Tragfähigkeit einer solchen Verstärkung kann nur im Ver-

such überprüft werden.

Prinzipiell gleiche überlegungen gelten für nachträglich verstärkte Stüt-

zen nach Anlage 12. Auch hier wird die Verstärkung mittels einer Spritz-

betonumhüllung und eingelegter Bügelbewehrung ausgeführt, wobei des öfte-

ren schon versucht wurde, bislang ohne Erfolg, die Traglasterhöhung ra-

tional rechnerisch nachzuvollziehen.

Ziel des Forschungsvorhabens war es deshalb, die Verstärkungen an e i n—

f e 1 d r i g e n Unterzügen und Stützen mit Spritzbeton zu überprüfen

und Grundlagen für eine Bemessung solcher Verstärkungen zu schaffen. Von

besonderem Interesse war hierbei die Frage des Zusammenwirkens des Haft-

verbundes zwischen Alt— und Spritzbeton und der mechanischen Verbindungs-

mittel, sowie der Anschluß der zusätzlichen Bügel an den Altbeton.

Einflüsse aus Temperaturbeanspruchungen, Schwinden und Kriechen wurden

prinzipiell berücksichtigt, jedoch nicht im Versuch studiert.

- 2

2. Durchgeführte Untersuchungen


In einem Versuchsprogramm wurden neben Stützen bislang 6 Plattenbalken

mit und ohne Verstärkung geprüft. Dabei sollte unter der Annahme einer

ausreichenden Biegetragfähigkeit der Betondruckzone insbesondere die Mög-

lichkeit einer Erhöhung der Schubtragfähigkeit - zunächst auf etwa den

doppelten Wert der ursprünglichen Tragfähigkeit - studiert werden.

Zusätzlich konnten die Verfasser auf die Erfahrungen aus einem vorange-

gangenem Versuchsprogramm mit 4 weiteren Plattenbalken zurückgreifen, das

im folgenden ebenfalls kurz erläutert wird. Ein überblick über die Ver-

suchsprogramme geben die Anlagen 1, 2 und 3, wobei die Versuchskörper aus

dem vorangegangenem Versuchsprogramm mit B1, B2, Cl, C2 und die Versuchs-

körper aus dem letzten Versuchsprogramm mit Fl bis F6 bezeichnet sind.

Die Plattenbalken B1, B2, Cl und C2 wurden mit einer Stützweite von 2,50 m

und einer Höhe von 0,525 m ausgeführt. Die Abmessungen sowie die einge-

legte Bewehrung zeigen die Anlagen 4 und 5. In Anlage 8 sind die Mate-

rialkennwerte zusammengestellt. Balken 81 wurde in monolithischer Weise

betoniert und diente als Vergleichsbalken. Seine Bewehrung war für eine

zulässige Nutzlast von 320 kN als Einzellast in Feldmitte ausgelegt. Die

Balken B2, Cl und C2 wurden mit Spritzbeton verstärkt, wobei die Bügelbe-

wehrung und die Verankerung der zusätzlichen Bügel in der Druckplatte des

Altbetons variiert wurden. Die zu verstärkenden Plattenbalken waren für

eine zulässige Nutzlast von 160 kN bemessen, die Differenz von 160 kN zum

monolithischen Vergleichsbalken sollte mit der Spritzbetonumhüllung auf-

genommen werden.

Die Spritzbetonschale sowie die darinliegende Bewehrung endeten bei den

Balken B2, Cl und C2 ohne besondere Verankerungs- oder Aufhängemaßnahmen

vor dem Auflager.

Der Spritzbeton wurde nach vorhergehendem Sandstrahlen des Altbetones in

vollem Verbund mit dem Naßspritzverfahren aufgebracht. Der Altbeton hatte

zu diesem Zeitpunkt ein Alter von 28 Tagen. Um eine vorhandene Vorbela-

stung, wie dies praktisch der Fall sein wird, zu simulieren, wurde der

unverstärkte Träger mit Hilfe der in Anlage 6 dargestellten Stahlkon-

struktion mit ca. 60 % seiner rechnerischen Gebrauchslast vorbelastet.

Gleitkipplager S^

I

244 35

2,00 2,004, 00

380 450

Spritzbetonschale5F

12 ^24 0

Gleitkipplager i

35

- 3

Dabei wurde der unverstärkte Balken gegen einen an seinen Enden abge-

stützten überzug aus Stahl in Feldmitte nach unten gedrückt. An diesem

vorgebogenen Körper wurde sodann die Spritzbetonverstärkung aufgebracht,

das ganze Paket in einen Prüfstand eingebaut und dort mit der ursprüngli-

chen Gebrauchslast beginnend bis zum angestrebten Versagen belastet.

Ein Vergleich mit Trägern, die im ursprünglichen Zustand ohne Vorbela-

stung verstärkt worden waren, hat mit Ausnahme von den ersten, unteren

Laststufen keinerlei nennenswerte Unterschiede ergeben, weshalb bei den

für dieses Forschungsvorhaben durchgeführten nachfolgend beschriebenen

Versuchen auf die genannte Maßnahme zur Vorbelastung verzichtet wurde.

Aufgrund der Erfahrungen aus den vorangegangenen Versuchen Bi bis C2, bei

denen sich ein Versagen der Biegedruckzone einstellte, wurden die Ver-

suchsbalken Fl bis F6 neu dimensioniert, wobei vor allem die Biegedruck-

zone vergrößert wurde. Bild 1 zeigt die Lagerung und die Abmessungen der

Plattenbalken.

Endquerträger(nur bei Balken F6 ) Kernquerschnitt

Bild 1 Abmessungen der Plattenbalken Fl : F6

Um den gewünschten Schubzugbruch zu erzeugen wurde die Bügelbewehrung des

Kernquerschnittes nur für die rechnerische Gebrauchslast ausgelegt,

-4

während die Biegebewehrung für die 1,75fache Gebrauchslast ermittelt wur-

de. Die Dicke der Spritzbetonschale wurde aus herstellungstechnischen

Gründen und mit Rücksicht auf einen ausreichenden Korrosionsschutz der

Bewehrung auf 5,5 cm festgelegt, so daß sich die in Bild 1 angegebenen

Abmessungen ergaben.

In der Anlage 7 sind die Querschnitte und deren Bewehrung zusammenge-

stellt.

Mit dem unverstärkten Balken Fl, im folgenden auch mit Kernquerschnitt

oder Kernbeton bezeichnet, wurde eine untere Grenze der Tragfähigkeit

festgestellt. Die Abmessungen und die Bewehrung dieses Kernquerschnittes

blieb bei allen nachfolgend getesteten spritzbetonverstärkten Balken

gleich, so daß der Traglastzuwachs infolge der Spritzbetonverstärkung

leicht aus der Differenzbildung der erreichten Traglasten ermittelt wer-

den konnte.

Die maximal mögliche Traglaststeigerung mit der zusätzlich eingelegten

Bewehrung lieferte der monolithisch hergestellte Vergleichsbalken F2,

dessen Abmessungen dem des verstärkten Querschnittes entsprachen.

Die Kernquerschnitte der spritzbetonverstärkten Balken F3, F5 und F6 wur-

den wie der Balken Fl hergestellt und nach einer Erhärtungszeit von 28

Tagen zunächst einer zyklischen Vorbelastung unterworfen, um den gerisse-

nen Zustand des zu verstärkenden Altbetons näherungsweise zu beschreiben.

Die Vorbelastung erfolgte mit ca. 5400 Lastwechseln, bei einer Unterlast

von 100 kN und einer Oberlast von 280 kN. Anschließend wurde die Spritz-

betonschale aufgebracht und nach weiteren 28 Tagen der gesamte Träger bis

zum Bruch belastet.

Um die praktische Ausführbarkeit der hier zur Frage stehenden Spritzbe-

tonverstärkung zu gewährleisten waren in mechanischer Hinsicht im wesent-

lichen die beiden folgenden Problempunkte zu lösen:

- Anschluß der Bügelbewehrung an die Druckzone

Kraftübertragung in der Anschlußfuge Altbeton - Spritzbeton

Bei dem Versuchsbalken F3 wurde deshalb die Spritzbetonschale zunächst in

vollem Verbund mit dem Kernbeton aufgebracht. Die Spritzbetonschale sowie

die darinliegende Bewehrung endeten ohne besondere Verankerungs- oder

Aufhängemaßnahmen vor dem Auflager des Kernquerschnittes.

L 90x50xE

/ ßuge'icos=d

Schwermahl

Bild 2 Bewehrungskorb der Spritzbetonschale

- 5

Die Bügel der Außenschale waren nach Bild 2 auf Winkeleisen aufgeschweißt,

die ihrerseits nach oben kraftschlüssig mit dem Flansch in größerem Ab-

stand verbunden waren. Die Anschlußart war außerdem von der Forderung be-

stimmt die Oberseite des Plattenbalkens möglichst nicht durch Bohrungen

oder ähnliches zu beeinträchtigen. Die Winkeleisen wiesen ihrerseits Boh-

rungen auf mit der Zielsetzung eine möglichst innige Verbindung zwischen

Alt- und Neubeton auch im Bereich der Winkel zu erreichen. Letztere hat-

ten die Aufgabe, einmal das ansonsten notwendige Anbohren des Flansches

bei jedem einzelnen Bügel durch Verbindungen in größeren Abständen zu

vermeiden, zum anderen sollte er als Längsaussteifung für den vorzuferti-

genden "Bügelkorb" dienen.

Der mit Stahifaserbeton verstärkte Balken F4 (vgl. Anlage 7) wurde im

Rahmen eines eigenen Forschungsvorhabens geprüft und wird lediglich zu

Vergleichszwecken hier erwähnt. Die Stahlfasern wurden in einer Konzen-

tration von 1,5 Vol.-% dem Spritzbeton zugegeben und ersetzten damit die

Bügelbewehrung. Die Befestigung bzw. Lagesicherung der Längsbewehrung er-

folgte durch Anschweißen an die Aufhängeprofile (vgl. Bild 3) sowie an

Flachstahllaschen, die mit Dübeln M6 am Steg des Kernquerschnittes befe-

stigt waren (vgl. Anlage 7). Die Abmessungen sowie die übrige Bewehrung

und die Versuchsdurchführung waren analog zu den anderen Balken dieser

Versuchsserie.

- 6

Der Versuchsbalken F3 sowie die vorher durchgeführten Versuche B2, Cl und

C2 haben gezeigt, daß bei sachgemäßer Ausführung von einer zugfesten Ver-

bindung zwischen ursprünglichem Beton und Verstärkungsschale ausgegangen

werden kann. Aus Sicherheitsüberlegungen fordert die Richtlinie für die

Ausbesserung und Verstärkung von Betonbauteilen mit Spritzbeton [1] den-

noch mit Rücksicht auf besondere Einwirkungen, wie z.B. Temperaturzwän-

gungen, daß mindestens 40 % der Verbundspannungen durch mechanische Ver-

bindungsmittel abgesichert werden müssen.

Mit Balken F5 (Anlage 7) sollte nun gezeigt werden, daß bei völligem Aus-

schalten des Verbundes und einem nur mehr in den Flansch gebohrten Zugan-

ker dennoch die Verstärkung voll aktiviert werden kann, so daß auf mecha-

nische Verbindungen in der Fläche prinzipiell verzichtet werden könnte.

Ausgangspunkt war die überlegung, daß es gelingen müßte einen T-Quer-

schnitt volltragend mit einem U-Querschnitt ausschließlich über eine

Längsschubkopplung zu verbinden.

Beim Balken F5 wurde deshalb der Verbund durch eine rundum aufgeklebte

Folie zwischen U- und T-Querschnitt ausgeschlossen. Als Verbindungsmittel

dienten (Anlage 7) 8 Dübel M12, die von unten in die Druckplatte einge-

bracht waren. Wie sich zeigte, war die Schubverbindung mit den 8 Dübeln

M12 nicht ausreichend dimensioniert, um die angreifende Schubkraft aufzu-

nehmen.

Dementsprechend wurde beim Balken F6 die Schubverbindung mit 16 Verbund-

ankern M20 verstärkt ausgeführt. Deren Bemessung erfolgte für eine nach

Zustand I ermittelte Schubkraft in der Schubfuge abzüglich einem Anteil,

der durch die in der Schubfuge wirkende Reibung übertragen wird. Weiter-

hin wurde eine Abpolsterung mittels Styropor zwischen der Unterkante des

Steges und dem Spritzbetonquerschnitt eingebaut (vgl. Anlage 7), womit

ein Auflegen des Steges auf den Spritzbeton verhindert werden sollte. Um

ein Versagen der Schubverbindung zu erreichen, wurde die Bügelbewehrung

der Spritzbetonverstärkung verdoppelt und zusätzlich die Verankerung der

Biegezugbewehrung des Kernquerschnittes mit außen aufgesetzten Ankerplat-

ten gesichert, damit kein vorzeitiger Verankerungsbruch auftritt.

Für die Spritzbetonverstärkung der Balken F5 und F6 war aufgrund des feh-

lenden Verbundes zwischen Alt- und Spritzbeton eine eigene Auflagerung

erforderlich. Prinzipiell gibt es für die in der Praxis auftretenden Fälle

zwei Möglichkeiten der Auflagerung, wie sie in Bild 3 dargestellt sind.

L80x55x12

tISpritzbetonschale^

j Bewehrung kann

Biegebewehrung über dem Auflager

^er Spritzbetonschale verankert werden

Querträger

- 7

Besteht die Möglichkeit den Spritzbeton über das Auflager zu führen, so

kann die Biegebewehrung in der bekannten Weise direkt über dem Auflager

verankert werden. Ist jedoch eine direkte Auflagerung der Spritzbeton-

schale infolge eines Querträgers oder einer Stahlbetonstütze nicht mög-

lich, so muß die Auflagerkraft der Spritzbetonverstärkung in den Kern-

querschnitt zurückgeführt und die Verankerung der Biegezugbewehrung durch

konstruktive Maßnahmen gesichert werden. Dabei ist zu beachten, daß die

Steifigkeit dieser Aufhängekonstruktion die Wirksamkeit der Verstärkungs-

maßnahmen in starkem Maße beeinflußt. In den Versuchen F5 und F6 wurden

hierfür beidseitig eingebaute Winkelprofile L 80x55x12 mm verwendet, an

denen die Biegezugbewehrung der Spritzbetonschale angeschweißt werden

konnte. Die Verbindung mit dem Kernquerschnitt erfolgte durch einen Bol-

zen M24 (vgl. Bild 3).

SPRITZBETONSCHALE MIT AUFHANGUNG

SPRITZBETONSCHALE MIT EIGENEM AUFLAGER

Bild 3 Auflagerausbildung für die Spritzbetonschale

Wegen der aufgeklebten Folie war bei den Balken F5 und F6 die Herstellung

der Verstärkungshülle mit Spritzbeton nicht möglich. Es wurde deshalb ein

dem Spritzbeton in seiner Zusammensetzung ähnlicher Beton aufbetoniert.

Die bei den Versuchen verwendeten Materialien sind in der Anlage 8 zusam-

mengestellt. Für den jeweils verwendeten Stahl wurden Zugversuche durch-

geführt, für den Beton bzw. Spritzbeton wurden die Würfeldruck-, Biegezug-

bzw. zentrische Zugfestigkeit sowie der Elastizitätsmodul ermittelt. Die

in Anlage 8 zusammengestellten Materialkennwerte sind Mittelwerte aus den

jeweiligen Probekörpern.

I I

1^ I^I i

-1 I I i ^ Ii I 1 1 1T — - C2)-- — —

+I I I 1 I

1 1 I 1 1

aln

- 8

Während der Versuche wurden die Verformungen und Verzerrungen im und am

Versuchskörper mit Dehnungsmeßstreifen und Wegaufnehmern gemessen. Die

Lage der Meßstellen sind in Bild 4 angegeben. Insgesamt wurden pro Ver-

suchskörper 16 Meßbügel - jeweils 8 Stück im Kernbeton und im Spritzbeton

- verwendet, von denen jeder mit 3 DMS pro Bügelschenkel bestückt war.

Somit konnte der Verlauf der Bügeldehnungen sowohl in Balkenlängsrichtung

als auch über die Bügelhöhe gemessen werden.

ANSICHT

SCHNITT1: DMS an den Bügeln

2: DMS an der Zugbewehrung

3: DMS an den Verbundankern

4: Wegaufnehmer für die Relativverschiebung

zwischen Kern und Zusatzschale

5: Wegaufnehmer für die Durchbiegung

6: DMS am Aufhängeprofil

Bild 4 Lage der Meßstellen am Plattenbalken

Von der Biegezugbewehrung wurde in Kern- und Spritzbeton je ein Meßstab

mit 9 DMS versehen. Neben der Last-Verschiebungskurve der hydraulischen

Presse sowie der Durchbiegung des Trägers wurde die Relativverschiebung

zwischen Kernbeton und Spritzbeton in der Dübelfuge mit induktiven Weg-

aufnehmern gemessen. Die Dehnungen der Verbundanker und der Aufhängepro-

file (vgl. Bild 3) wurden ebenfalls mit Hilfe von DMS registriert.

-9

Da bei gestörtem Flächenverbund dem Tragverhalten der Schubanker offen-

sichtlich entscheidende Bedeutung zukommt, wurden Zusatzversuche gemacht

bei denen an den Flanschen (Anlage 9 + 10) in gleicherweise wie in den

Hauptversuchen befestigte Winkeleisen relativ zum Betonquerschnitt ver-

schoben wurden. Dabei konnte eine unterschiedliche Reibung durch unter-

schiedliche Anpressdrücke zwischen Betonschale resp. Winkel und Beton-

flansch aktiviert werden. Entsprechende Kraft-Verschiebungskurven sind in

Anlage 11 wiedergegeben.


Da zunächst das grundlegende Tragverhalten spritzbetonverstärkter Stützen

zu erforschen war, blieben Einflüsse von Kriechen und Schwinden sowie

einer exzentrischen Belastung in den nachfolgend beschriebenen Versuchen

unberücksichtigt.

In einer Versuchsreihe wurden insgesamt 4 Stützen getestet. Unterschiede

bestanden bezüglich der Krafteinleitung und der Bügelbewehrung des Kraft-

einleitungsbereiches. Im einzelnen sind diese in der Anlage 12 darge-

stellt.

Während die Stützen A, C und D einen Kernquerschnitt von 20x20 cm und die

Spritzbetonschale mit einer Wanddicke von 4,5 cm aufwiesen, wurde die

Stütze B zu Vergleichszwecken monolithisch mit den Abmessungen 29x29 cm

hergestellt.

Die Bemessung des Kernquerschnittes - unverstärkter Querschnitt - erfolgte

für eine rechnerische Gebrauchslast von 500 kN, die der Vergleichsstütze B

für eine Gebrauchslast von 1000 kN. Die Bügelbewehrung wurde konstruktiv

unter Beachtung von DIN 1045 gewählt.

Die spritzbetonverstärkte Stütze A wurde nun mit demselben Bewehrungsgrad

und - in Summe mit dem Kernquerschnitt - mit annähernd derselben Bügelan-

zahl wie die der Vergleichsstütze B hergestellt.

Um die Vorbelastung der Stütze A zu simulieren wurde der Kernquerschnitt

- unverstärkter Querschnitt - nach 28 Tagen mittels einer mittig einge-

legten Gewindestange vorgespannt (vgl. Anlage 12). Die Vorspannkraft lag

bei 60 % der rechnerischen Gebrauchslast. Unmittelbar danach wurde die

Oberfläche des Kernquerschnittes sandgestrahlt, die Spritzbetonschale

aufgebracht und nach deren Aushärtung (28 Tage) der Versuchskörper bis

zum Bruch belastet.

- 10 -

Dabei blieb die vormals aufgebrachte Vorspannkraft erhalten, indem die

überstehende Gewindestange zunächst abgeschnitten und eine zweite Anker-

platte mit einer mittigen Aussparung für den Kopf der Gewindestange auf-

gesetzt wurde (vgl. Anlage 12). Damit konnte trotz der überstehenden Mut-

ter der Gewindestange eine nahezu gleichmäßige Krafteinleitung erreicht

werden. Die Krafteinleitung erfolgte hier nur über den Kernquerschnitt

(20x20 cm), um den Effekt eines fehlenden Kontaktes zwischen Spritzbeton-

hülle und dem belastenden Bauteil, wie er bei nachträglichem Erstellen

der Spritzbetonschale in der Praxis auftritt, zu simulieren (Anlage 12).

Weil die rechnerische Bruchlast von 2100 kN bei Stütze A nicht erreicht

werden konnte, wurde für die ansonsten gleich ausgeführte Stütze C die

Bügelbewehrung der Spritzbetonhülle verdoppelt. Vorspannung, Lasteinlei-

tung und Versuchsdurchführung erfolgten wie bei der Stütze A.

Bei der Stütze D wurde als weitere Modifizierung eine, in der Praxis oft

vorhandene, Stahlbetondecke durch einen am Stützenkopf umlaufenden Stahl-

betonkranz simuliert (vgl. Anlage 12). Hiermit sollte im wesentlichen der

Einfluß des Kontaktes zwischen Stahlbetondecke und Spritzbetonhülle auf

den Stützenkopfbereich untersucht werden. In gleicher Weise wie bei den

Stützen A und C wurden die Vorspannkraft aufgebracht und der Versuch

durchgeführt.

Neben der Stauchung der Stützen wurden die Dehnungen der Längs- und Bü-

gelbewehrung mit Hilfe von Dehnungsmeßstreifen ermittelt. In Kern und

Hülle wurden je 2 symmetrisch angeordnete Längsstäbe mit jeweils 5 DMS

versehen, von denen 3 im Lasteinleitungsbereich und 2 in Stützenmitte la-

gen. Bei den Bügeln wurden 3 Stück im Lasteinleitungsbereich und 2 Stück

in Stützenmitte mit je 2 DMS bestückt. Um die Dehnungen direkt verglei-

chen zu können, wurden die DMS immer paarweise in Kern und Hülle ange-

bracht.

3. Versuchsergebnisse

3.1 Versuchsergebnisse der Unterzüge

Von den Balken Bl, B2, Cl und C2 aus der vorangegangenen Versuchsserie

werden hier nur die wesentlichen Ergebnisse in kurzer Form erläutert.

In den Anlagen 15 und 16 sind die Dehnungen der Biegezugbewehrung für die

Balken Cl und C2 bei mehreren Laststufen dargestellt. Während sich in den

unteren Laststufen noch nahezu gleiche Dehnungen in Kern und Spritzbeton

einstellten, stiegen die Dehnungen im Spritzbeton mit zunehmender Last

über die Dehnungen des Kernquerschnittes an und überschritten bereits vor

dem Erreichen der Bruchlast die Fließgrenze. Nachdem die Biegezugbeweh-

rung des Kernquerschnittes ebenfalls die Fließgrenze überschritten hatte,

erfolgte eine Einschnürung der Biegedruckzone, was schließlich zum Versa-

gen derselben führte.

Bei den Bügeldehnungen der Balken Cl und C2, in Anlage 17 exemplarisch

für den Balken Cl dargestellt, läßt sich zunächst kein nennenswerter Un-

terschied zwischen Kernbügel und Spritzbetonbügel feststellen. Erst im

Bereich der Bruchlast überschreiten die Dehnungen der Kernbügel nahe am

Auflager die Stahlfließgrenze, während die Bügeldehnungen im Spritzbeton

die Fließgrenze gerade erreichen.

Desweiteren sind in den Anlagen 13 und 14 die Last-Verschiebungs-Diagramme

für die einzelnen Versuche wiedergegeben. Die Kurve für den monolithisch

hergestellten Vergleichsbalken 81 zeigt bei einer Last von 836 kN ein

Fließplateau und erreicht bei 932 kN die Bruchlast. Ein nahezu analoges

Verhalten ergibt sich bei den spritzbetonverstärkten Balken B2, Cl und C2.

In den Ankerstangen resp. Dübeln im Flansch konnten im Gebrauchslastbe-

reich keine erkennbaren Dehnungen gemessen werden. Im Bruchzustand stie-

gen die Dehnungen auf Werte zwischen 0,3 : 1,0 0/00 an. Umgerechnet

ergeben diese Werte ca. 5 : 20 % der gemessenen Bügelkräfte.

Zusammenfassend können aus den erläuterten Ergebnissen der Balken Bl, B2,

Cl und C2 folgende Erkenntnisse abgeleitet werden:

- Die Bruchlast des monolithisch hergestellten Balkens kann mit einer in

vollem Verbund aufgebrachten Spritzbetonverstärkung ebenfalls erreicht

werden.

- Die gemessenen Dehnungen deuten darauf hin, daß der Flächenverbund

zwischen Kern und Spritzbeton bis weit über den Gebrauchszustand hin-

aus voll wirksam war und erst in der Nähe des Bruchzustandes versagte.

- Letzteres steht in übereinstimmung mit den gemessenen geringen Kräften

in den Ankerstangen resp. Dübeln.

- 12 -

Die wesentlichen Ergebnisse der Balkenversuche Fl bis F6 sind in den An-

lagen 22 bis 33 dargestellt. Im folgenden werden diese für die einzelnen

Versuche erörtert.

Bei den unverstärkten resp. monolithisch hergestellten Vergleichsbalken

Fl und F2, deren Last-Verformungs-Diagramme in Anlage 22 dargestellt sind,

waren aufgrund der unterdimensionierten Bügelbewehrung breite Schubrisse

zu beobachten (vgl. Anlagen 18 und 19). Dabei überschritten nahezu sämt-

liche Bügeldehnungen die Fließgrenze. Aus den gemessenen Dehnungsverläu-

fen der Biegezugbewehrung, welche in Anlage 25 über die Balkenlänge auf-

getragen sind, wird deutlich, daß sich bei weiterer Laststeigerung immer

mehr ein Sprengwerk ausbildete, was letztlich zum Versagen des Betons im

Auflagerbereich führte (vgl. Anlage 18 und 19). Die Dehnungen der Biege-

zugbewehrung blieben hierbei mit maximal 2 0 /0o unterhalb der Fließ-grenze. Die Vorgabe einer Verdopplung der Bruchlast des unverstärkten

Balkens Fl von 660 kN konnte mit dem monolithisch hergestellten Balken F2

mit einer Bruchlast von 1243 kN, das entspricht einer Steigerung von

89 %, annähernd erreicht werden.

Analog zu den Balken Fl und F2 stellten sich bei dem Balken F3 neben Bie-

gerissen ebenfalls markante Schubrisse ein, die mit steigender Belastung

schnell an Größe zunahmen (Anlage 20). Die Bügeldehnungen, in Anlage 29

für die Laststufen 400 kN und 826 kN aufgetragen, stiegen zunächst in

Kern und Spritzbeton annähernd gleichmäßig an und erreichten, bei ca.

65 % der Bruchlast die Fließgrenze, wobei die Beanspruchung der Spritzbe-

tonbügel über derjenigen des Kernquerschnittes lag. Obgleich die Bügel im

Spritzbeton bis weit über ihre Streckgrenze beansprucht wurden, konnten

in den Dübel M12 mit denen die Bügel über ein Winkelprofil (vgl. Bild 2)

an den Druckflansch des Kernquerschnitts angeschlossen waren, nur unwe-

sentliche Kräfte gemessen werden, welche in Anlage 32 dargestellt sind.

Anlage 26 zeigt die Dehnungen der Längsbewehrung bei den Laststufen

400 kN, 826 kN und im Bruchzustand bei 1075 kN. Während in den unteren

Laststufen gleiche Dehnungen in Kern und Spritzbeton zu beobachten waren,

sanken die Dehnungen im Auflagerbereich des Spritzbetones mit steigender

Belastung aufgrund der Kraftumlagerung in den Kernquerschnitt stark ab.

Gleichzeitig wuchsen die Dehnungen im Kernquerschnitt überproportional an,

so daß sich im Bruchzustand eine über die Balkenlänge nahezu konstante

Zugkraft in der Biegezugbewehrung des Kernquerschnittes ergab. Der Bruch

- 13 -

erfolgte wie bei den Balken Fl und F2 durch die überlastung des Auflager-

bereichs bei einer Last von 1075 kN. Die Sollbruchlast des Vergleichsbal-

kens F2 von 1243 kN konnte jedoch nicht erreicht werden. Mit zunehmender

äußerer Last versagte bei F3 und F4 allmählich der Flächenverbund - die

mechanischen Verbundmittel konnten diesen nicht ersetzen - so daß insbe-

sondere die Zugkraft von der Hülle nicht mehr voll auf den Kern überge-

leitet werden konnte. Ein Verankerungsbruch der Kern-Zug-Bewehrung leitet

dann das Versagen ein.

Für den in gleicher Weise ausgeführten, jedoch anstelle von schubbewehr-

tem Spritzbeton mit Stahlfaserbeton verstärkten Balken F4 sind die gemes-

senen Dehnungen der Biegezugbewehrung in Anlage 26 dargestellt. Sowohl

bei der Biegezugbewehrung als auch beim Versagen zeigte sich ein zu Bal-

ken F3 analoges Verhalten. Die Bruchlast von 1107 kN liegt nur unwesent-

lich über derjenigen von Balken F3.

Bei den Balken F5 und F6 war anstelle des Spritzbetons eine Zusatzschale

aufbetoniert worden, die durch eine Folie sowie einer unteren Abpolste-

rung vom Kernquerschnitt getrennt war und somit ein Haftverbund ausge-

schlossen werden konnte.

Die für den Balken F5 in den Anlagen 27 und 30 aufgetragenen Stahldehnun-

gen zeigen einen signifikanten Unterschied zwischen Kern und Zusatzscha-

le. Während die Bügeldehnungen im Kern bei einer Last von ca. 600 kN be-

reits die Streckgrenze erreichen, liegen die Bügeldehnungen in der Zu-

satzschale nur knapp über 1 O/oo. Analoges Verhalten zeigen die Dehnun-

gen der Biegezugbewehrungen. Demnach konnte beim Balken F5 lediglich eine

Verstärkung durch die Eigensteifigkeit der U-förmigen Zusatzschale -

praktisch keine Kopplung - erzielt werden. Die in den Dübeln gemessenen

Zugkräfte (Anlage 32) liegen zwar über denjenigen des Balkens F3, sind

aber mit maximal 25 kN doch relativ gering. Wie schon bei den vorangegan-

genen Balken versagte schließlich der Auflagerbereich des Kernquerschnit-

tes bei der recht geringen Bruchlast von 942 kN.

Aufgrund der Erkenntnisse beim Balken F5 wurde die Schubverbindung des

Balkens F6 mit 12 Verbundankern M20 verstärkt ausgeführt. Wie die Stahl-

dehnungen in den Anlagen 28 und 31 zeigen, konnte damit nun ein nahezu

monolithisches Mittragen der Zusatzschale erreicht werden. Die Stahldeh-

nungen der Zusatzschale lagen zwar etwas unterhalb der Dehnungen im Kern-

querschnitt, stiegen aber mit zunehmender Last in gleichem Verhältnis an.

- 14 -

Der Verlauf der Bügeldehnungen in Anlage 31 für die Laststufe P = 1002 kN

darf dabei nicht falsch interpretiert werden. Auch hier sind die Dehnun-

gen von Kern und Spritzbeton noch affin. Hier ist lediglich die Grenze

erreicht worden bei der gerade jeweils ein Meßbügel des geringfügig hohen

belasteten Kernes zu fließen begann. Sowohl im Kernquerschnitt als auch

in der Zusatzschale überschritten die Bügeldehnungen die Fließgrenze,

während die Längsdehnungen im Bruchzustand maximal 2 0 /0o erreichten.Das Nachlaufen der Stahldehnungen in der Zusatzschale kann sowohl auf die

Nachgiebigkeit der Aufhängung als auch auf die Nachgiebigkeit der Verbin-

dungsmittel zurückgeführt werden. Letzteres zeigte sich durch einen, die

Verbundanker umlaufenden Riß in der Anschlußfuge Zusatzschale - Druck-

platte. Weiterhin konnten in den Verbindungsmitteln erhebliche Kräfte

festgestellt werden. In Anlage 33 sind die über die Meßstellen gemittel-

ten Zugkräfte in den Verbundankern aufgetragen. Summiert man die Zugkräf-

te in den Aufhängeprofilen und dem ersten Dübelpaar auf, so ergibt sich

eine fiktive Auflagerkraft der Zusatzschale von 275 kN. Dies entspricht

einem Anteil von 46 % der gesamten Auflagerkraft von 602 kN.

Ebenfalls in Anlage 33 sind die in der Anschlußfuge gemessenen Relativ-

verschiebungen zwischen der Zusatzschale und dem Kernquerschnitt aufge-

tragen. Nach einer zunächst gleichmäßigen Verschiebung bis ca. 0,05 mm

erfolgte ein wohl auf die oben erwähnte Rißbildung zurückzuführendes Aus-

einanderdriften der gemessenen Verschiebungskurven. Unter Beachtung der

bei Stahlbeton üblichen Streuungen kann jedoch eine über die Balkenlänge

konstante Relativverschiebung festgestellt werden.

Auch bei Balken F6 konnte das bereits beschriebene Bruchverhalten - Ver-

sagen des Auflagers - der vorangegangenen Balken beobachtet werden (An-

lage 21). Die Bruchlast lag mit 1204 kN nur geringfügig unterhalb der an-

gestrebten Bruchlast des Vergleichsbalkens F2 von 1243 kN.

3.2 Versuchsergebnisse der Stützen

Bei allen Stützenversuchen war die Tragfähigkeit durch ein Versagen der

Lasteinleitungsbereiche begrenzt (Anlage 34 bis 37). Zunächst zeigten

sich Längsrisse in der Spritzbetonhülle und bei weiterer Laststeigerung

ein Abplatzen der äußeren Betondeckung. Die erzielten Bruchlasten sind in

der Anlage 12 angegeben. In den Anlagen 38 bis 42 sind weitere Meßergeb-

nisse graphisch aufgetragen.

- 15 -

Anlage 38 zeigt für Stütze A den Verlauf der Längsdehnungen des Beweh-

rungsstahles über die Stützenhöhe. Im Bruchzustand bei F = 2000 kN läßt

sich ein Lasteinleitungsbereich von ca. 50 cm erkennen. Die Stahlstau-

chungen bleiben mit ca. - 1,3 0 /00 deutlich unterhalb der Fließgrenze.

In Anlage 39 sind die Stauchungen der Längsbewehrung sowie die Verschie-

bung der Vergleichsstütze B in Abhängigkeit der Last aufgetragen. Mit

- 2,5 0/oo liegen die Stahlstauchungen signifikant über den Dehnungen

der spritzbetonverstärkten Stützen A, C und D.

Die gemessenen Stahldehnungen der Stützen C und D sind in den Anlagen 40

und 41 dargestellt. Bei beiden Stützen zeigte sich erwartungsgemäß im

Lasteinleitungsbereich der unverstärkten Stützen eine Erhöhung der Bügel-

beanspruchung. Obwohl die Last bei Stütze C allein über die unverstärkte

Stütze eingebracht wurde, konnte bei den Bügeln der Spritzbetonhülle ein

analoges Verhalten festgestellt werden. Die maximalen Bügeldehnungen von

1,5 0 /oo lagen selbst im Bruchzustand weit unterhalb der Stahlfließ-

grenze. Gleiches gilt für die Stauchungen der Längsbewehrung mit maxi-

mal -1,4 0 /00. Deren Verlauf über die Stützenhöhe entsprach bei Stütze

C dem der Stütze A während bei der am Stützenkopf mit einem Stahlbeton-

kranz verstärkten Stütze D die Stahlstauchungen unmittelbar am Anschnitt

zum Stahlbetonkranz wieder abnahmen (vgl. Anlage 41). Ein Vergleich der

Last-Verschiebungs-Diagramme beider Stützen in Anlage 42 zeigt für die

Stütze C eine wesentlich größere Verformung bei einer geringeren Bruch-

last.

3.3 Vergleichsrechnungen zu den Unterzügen

3.3.1 Fachwerkmodell

Wie die Versuchsergebnisse gezeigt haben, kann mit Hilfe von mechanischen

Verbindungsmitteln ein nahezu monolithisches Tragverhalten der Platten-

balken erreicht werden. Hierzu wurde für den Versuchsbalken F6 eine Ver-

gleichsrechnung mit dem nachfolgend beschriebenen Fachwerkmodell durchge-

führt. Diese sollte nur dazu dienen das Tragverhalten zu verstehen, um

daraus später ein Bemessungskonzept ableiten zu können.

Um dessen Tragverhalten bis zur Bruchlast möglichst gut beschreiben zu

können, wurden die in Bild 5 dargestellten, vielfach statisch unbestimm-

ten Fachwerke verwendet. Dabei sind der unverstärkte Träger (Kern) sowie

A : KERN

B : HÜLLE

C : VERBINDUNG

- 16 -

die Verstärkung (Hülle) in zwei unabhängige Fachwerke getrennt. Deren

Verbindung durch die Verbundanker und das Aufhängeprofil am Trägerende

wurde ebenfalls mit einem Fachwerk resp. einem Einzelstab abgebildet. Die

Fachwerke A, B und C liegen alle in einer Ebene, wobei Fachwerk C die

Obergurte von A und B verbindet.

Bild 5 Fachwerkmodelle

Für die Berechnung wurden weiterhin die in Bild 6 dargestellten teilweise

nichtlinearen Stoffgesetze verwendet, um die Steifigkeitsverhältnisse,

die von entscheidender Bedeutung sind, möglichst gut zu erfassen. Dabei

konnten für die Nachgiebigkeit der Verbundanker die Ergebnisse aus den

Gs

Gsu

Gsy

-E

Gsr

EsEsyE5r

a ) Beton b.) Bewehrungsstahl c. ) Verbundanker (Abscheren)

- 17 -

Zusatzversuchen (vgl. Anlagen 9, 10 und 11) verwendet werden. Die Beton-

druckstreben und das Aufhängeprofil wurden linear elastisch angenommen.

Für die Zugstäbe im Beton - Längsbewehrung und Bügel - hingegen, wurde

ein einfaches nichtlineares Stoffgesetz verwendet, welches das Mitwirken

des Betons zwischen den Rissen berücksichtigt.

Bild 6 Stoffgesetze

Einige Rechenergebnisse sind im Vergleich mit den Meßergebnissen in den

Anlagen 43 und 44 dargestellt. Sie lassen erkennen daß - nach Untersu-

chung mehrerer Varianten - schließlich ein Fachwerk mit entsprechenden

Steifigkeiten gefunden werden konnte, bei dem die Rechenergebnisse mit

den Versuchen hinreichend übereinstimmen. Dieses Fachwerk bildete sodann

für die weitere Interpretation der Versuchsergebnisse und der vorgeschla-

genen Bemessung eine wertvolle Hilfe.

3.3.2 Verbundtheorie

Zur Anwendung kam die von Möhler in [4] entwickelte Theorie des nachgie-

bigen Verbundes. Sowohl die Differentialgleichungen des nachgiebigen Ver-

bundes als auch deren Lösungen für den Lastfall "Einzellast in Feldmitte"

sind bereits abgeleitet, so daß lediglich die Stoff- und Querschnittswerte

BI = E6 Ii = 0,0794 1d'0 kNcm2

[kNm]

3,6 10 [x10-5cm')

372

300

zz

w-

10 [x10-5cm1]6,76

[kNm]

0987

0800

500

IT

I = 0,30 10 t0 kNcm2T

B I = Eb

- 18 -

ermittelt werden mußten. Die verwendeten Kennwerte sind in Bild 7 zusam-

mengestellt. Zum Vergleich wurde die Berechnung sowohl für den ungerisse-

nen Beton (Zustand I) als auch für den voll gerissenen Beton (Zustand II)

durchgeführt, wobei U die Spritzbetonschale und T den Plattenbalken be-

zeichnet.

^

24,(12y 24 .60

Eb= 32 500 N/mm2

ßR= 0,85 ß„= 44,3 N/mm2

ri5= 500 N/mm2

A5 = 29,5 cm2

b= 29600 N/mm2

N= 33 N/mm2

ß5= 500 N/mm2

A 5 = 25,1 cm2

BIj w„ = 86 000= - 0,22 10t0 kNcm2 BII - ö 0000 s=0 ,045 1010 kNcm2

Bild 7 Querschnitts- und Materialkennwerte

Die Nachgiebigkeit der Verbindungsmittel wurde aus den Ergebnissen der

Zusatzversuche (vgl. Anlage 11) vereinfachend zu

P u..

Cv = a

= 1250 kN/cm

Du

angenommen.

Desweiteren wurde ein ebenfalls von Möhler [4] beschriebenes und von

Wölfel [5] erweitertes Näherungsverfahren verwendet, welches u.a. Eingang

in DIN 1052 für die Bemessung von verdübelten Holzbalken gefunden hat.

- 19 -

Bei starrem Verbund kann das äußere Moment entsprechend den Teilbiege-

steifigkeiten auf die Einzelquerschnitte und den Verbundteil aufgeteilt

werden. Diese ergeben sich im einzelnen zu

BT = E T • I T , B U = EU • I U

S ET• AT• E U •A U 2B - ET •AT

+E U •AU • e

mit e als Abstand der Einzelschwerpunkte.

Das Näherungsverfahren beruht nun auf der Annahme, daß bei verschiebli-

chem Verbund mit einer abgeminderten Biegesteifigkeit B des Verbund-

teils gerechnet werden kann:

1 BS

(3-s = (1+k) B

BSwobei k = B •

I Q • Q dxund S Q =

e l

• Cv • e 2

S Q I M M dx Dü

Die Schubsteifigkeit des Verbundteils SQ ergibt sich aus der Nachgie-

bigkeit der Verbindungsmittel C. Die Querschnitts- und Materialkenn-

werte wurden Bild 7 entnommen.

In Anlage 45 sind die erzielten Rechenergebnisse tabellarisch zusammenge-

stellt. Zum Vergleich wurden die Werte für starren Verbund in der An-

schlußfuge ermittelt.

4. Diskussion der Ergebnisse


In der vorangegangenen Versuchsserie mit den Balken Bl bis C2 konnte die

Bruchlast des monolithisch hergestellten Balkens B1 von den mit Spritzbe-

ton verstärkten Balken B2, Cl und C2 ebenfalls erzielt werden. Die Mes-

sungen ergaben in den Ankerstangen resp. Dübeln und im oberen Bereich der

und

- 20 -

Spritzbetonbügel nur geringe Kräfte, während sich in der mittleren und

unteren Zone der Bügelschenkel recht beachtliche Kräfte fanden. Daraus

läßt sich erkennen, daß der Haftverbund zwischen Alt- und Spritzbeton

voll wirksam war und die Schubkräfte an den Seitenflächen des Steges

übertragen wurden. Es bleibt zu vermuten, daß sich in den Endbereichen

der Spritzbetonschale aufgrund der Krafteinleitung vom Kernquerschnitt in

die Spritzbetonschale eine Zone mit zerstörtem Verbund einstellte. Dies

hatte jedoch auf die Tragfähigkeit des Trägers wegen des knapp vorher

eingetretenen Biegeversagens in Feldmitte keinen Einfluß mehr.

Im Gegensatz dazu waren die Versuchsbalken Fl bis F6 für ein Schubzugver-

sagen bemessen. Erwartungsgemäß konnte bei dem mit vollem Verbund ausge-

führten Balken F3 zunächst ein nahezu monolithisches Tragverhalten beob-

achtet werden. Aufgrund des später geschädigten Verbundes im Auflagerbe-

reich mußte sodann die gesamte Belastung allein durch den Kernquerschnitt

abgetragen werden, was unter anderem infolge der zu gering bemessenen Bü-

gelbewehrung zum Versagen des Auflagers führte. Beim Balken F3 konnte so-

mit zwar die Wirksamkeit des Verbundes gezeigt werden, das Ziel die Trag-

fähigkeit auf die des monolithisch hergestellten Vergleichsbalkens F2 zu

erhöhen wurde jedoch nicht voll erreicht.

Die Ausführung einer Spritzbetonverstärkung ist daher von der zu verstär-

kenden Bewehrung resp. dem zu verstärkenden Trägerbereich abhängig. Ist

die Schubbewehrung resp. der Auflagerbereich zu verstärken, so sind, vor-

ausgesetzt die Spritzbetonschale wird nicht eigens aufgelagert, gesonder-

te Maßnahmen im Auflagerbereich zur Kraftrückführung in

den Kern erforderlich, so daß das Auflager bzw. die Verankerung der Bie-

gezugkraft im Kern nicht vorzeitig versagen. Ist dagegen die Biegetragfä-

higkeit zu erhöhen, so kann eventuell auf eine Auflagerung

der Spritzbetonverstärkung völlig verzichtet werden, wenn die Schub- und

Biegezugbewehrung des Kernquerschnittes im Auflagerbereich die zusätzli-

che Belastung aufnehmen kann. Die Lastüberleitung erfolgt dabei im Innen-

bereich durch Flächenverbund resp. Verbundmittel.

Der ohne Haftverbund ausgeführte Balken F6 zeigte ein nahezu monolithi-

sches Tragverhalten mit dem Unterschied zu den anderen Versuchen, daß

hier im oberen Bereich der Zusatzbügel und in den Verbundankern erhebli-

che Kräfte festgestellt wurden. Die gemessenen Relativverschiebungen in

der Schubfuge (vgl. Anlage 33) ergaben eine annähernd gleichmäßige Ver-

schiebung aller Verbundanker, woraus sich unter der Annahme einer reinen

Schnitt Ansicht

AV = Nachgiebigkeit der AufhängungZA = Zugkraft im Aufhängeprofi(ZD = Zugkraft in den Dübeln

Bild 8 Nachgiebigkeit der Auflagerung

- 21 -

Abscherbeanspruchung für alle Verbundanker dieselben Kräfte ergeben müß-

ten. Anlage 33 zeigt aber, daß die Zugkräfte in den Verbundankern zum

Auflager hin kontinuierlich zunahmen. Ein Grund hierfür liegt in der in-

direkten Auflagerung der Spritzbetonschale. Wie sich aus einfachen

Gleichgewichtsbetrachtungen erkennen läßt, muß die auf die Zusatzschale

wirkende äußere Last durch das Ankerprofil und die Verbundanker wieder in

den Kernquerschnitt zurückgeführt werden (vgl. Bild 8). Dabei ist die Be-

lastung der Verbundanker um so geringer, je steifer die Aufhängekonstruk-

tion am Trägerende ist.

Die Auflagerkraft der Spritzbetonverstärkung ergibt sich aus der Differenz

der Auflagerkräfte zwischen dem unverstärkten Balken Fl und dem verstärk-

ten Balken F6 zu 272 kN. Vergleicht man diese nun mit der Summe der ge-

messenen Zugkräfte im Ankerprofil (ZA ) und den Verbundankern (Z D ) von

522 kN (vgl. Anlage 33), so ergibt sich eine Differenz von 250 kN. Diese

Differenzkraft läßt darauf schließen, daß die Bügelzugkräfte im Sinne der

Fachwerktheorie über die Verbundanker in der Druckzone des T-Querschnittes

verankert wurden, und sich gleichzeitig eine schräge Druckkraft über die

Verbundfuge einstellte (vgl. auch Bild 9).

-22-

Wie bereits in Abschnitt 3.3.1 angedeutet wurde, kommt den Steifigkeits-

verhältnissen, insbesondere der Steifigkeit resp. Nachgiebigkeit der Ver-

bindungsmittel, eine wichtige Bedeutung zu. Bei zu geringer Steifigkeit

der Verbindungsmittel ist die erforderliche Verformung, bis die Verbin-

dungsmittel Kräfte übertragen, zu groß, so daß sich bei steigender Be-

lastung des zu verstärkenden inneren Trägers beim Erreichen der Stahl-

fließgrenze in diesem ein Sprengwerk ausbildet. Dadurch wird zunehmend

der Auflagerbereich überlastet. Dieser kann u.U. durch einen Veranke-

rungsbruch bereits bevor die Verbundmittel ihre Tragfähigkeit erreichen,

versagen. Es ist deshalb auf die Verwendung von steifen Verbindungsmit-

teln zu achten.

4.2 Durchgeführte Vergleichsrechnungen an Unterzügen

Die Vergleichsrechnungen nach Abschnitt 3.3.1 resp. 3.3.2 zeigen in Ober-

einstimmung mit den Messungen, daß das System der verstärkten Unterzüge

auf zwei nachgiebig gekoppelte, gerissene Stahlbetonbalken mit T bzw.

U-förmigen Querschnitt zurückgeführt werden kann, wenn im Falle des zer-

störten Flächenverbundes - Balken F6 - eine hinreichende mechanische Ver-

dübelung vorhanden ist. Vorausgesetzt wurde hierbei , daß die angreifende

Schubkraft T nach Bild 9 in eine vertikale Zug- und eine schräge Druck-

kraft zerlegt werden kann.

Die Tragfähigkeit eines monolytisch hergestellten Querschnitts kann so

ohne Schwierigkeit erreicht werden.

Bild 9 Zerlegung der Schubkraft

- 23 -

Im Falle eines wirksamen Flächenverbundes wird die gleiche Tragfähigkeit

bei vergleichbarer Bewehrung erreicht, ohne daß die Verdübelungsmittel

nennenswerte Beanspruchungen erfahren.

Mithin kann festgestellt werden, daß entsprechende Verbundmittel einen

ausfallenden Flächenverbund voll ersetzen können.

Die Tragfähigkeit setzt sich additiv aus den Anteilen:

- Traglast der beiden ungekoppelten Querschnitte T bzw. U entsprechend

ihrer Steifigkeit bei gleicher Durchbiegung und

- Traglast resultierend aus der Koppelungskraft T infolge nachgiebigen

Verbundes, die am oberen Träger T mit Abstand e T bzw. am unteren Trä-

ger U mit Abstand e u

zum jeweiligen Schwerpunkt angreift (Bild 10),

bzw. resultierend aus einem Flächenverbund.


Die Versuchsergebnisse zeigen eine starke Abhängigkeit der Traglast von

der Bügelbewehrung in den Endbereichen der Stütze. Daher kann das beob-

achtete Bruchverhalten folgendermaßen interpretiert werden:

Der im Endbereich der Stütze infolge der Krafteinleitung entstehende

Querdruck im Beton, erzeugt in den Bügeln der Spritzbetonhülle sowohl

Ririgngkräfte als auch Biegemomente. Aufgrund der relativ geringen Biege-

steifigkeit der Bügel haben diese nun das Bestreben von der Rechteckform

in die Kreisform überzugehen (vgl. Bild 11). Daher wird die Betondeckung

nach überschreiten der Betonzugfestigkeit abgesprengt und die umschnüren-

de Wirkung der Bügelbewehrung geht verloren. Eine weitere Laststeigerung

ist nun nicht mehr möglich.

Hieraus läßt sich folgern, daß die Traglasterhöhung im wesentlichen aus

der durch die Umschnürung ermöglichten, höheren Druckfestigkeit des alten

Stützenkerns besteht. Wie die Dehnungszunahme der Längsbewehrung in der

Spritzbetonschale zeigt, resultiert aus der durch den Querdruck bedingten

Reibung eine Oberleitung der Längsdruckkraft in den äußeren Spritzbeton-

mantel der Stütze. Dies wiederum hat eine Abnahme der Bügeldehnungen in

der Spritzbetonschale zur Folge.

- 24 -

Aus den gemessenen Verformungen resp. Dehnungen und den Versuchsbeobach-

tungen können weiterhin folgende Erkenntnisse abgeleitet werden:

Die kleinere Bruchlast von Stütze A gegenüber Stütze C ist wohl auf

deren geringere Bügelbewehrung im Lasteinleitungsbereich zurückzufüh-

ren, während für die höhere Bruchlast der Stütze D die günstigere

Lasteinleitung verantwortlich gemacht werden kann (vgl. Anlage 12).

- Aus den Dehnungen der Bügel- und Längsbewehrung (Anlagen 38, 40, 41)

läßt sich erkennen, daß die Einleitung der Kraft vom Kernquerschnitt

in die Spritzbetonschale bei den hier untersuchten, quadratischen

Stützen nach einer Einleitungslänge von ca. 1,5•d abgeschlossen ist.

Außerhalb dieser Einleitungsbereiche verhalten sich die verstärkten

Stützen annähernd wie die monolithisch hergestellte Stütze B.

- Wird die Belastung nur über den Kernquerschnitt eingeleitet - Stütze

A, C - fällt die Dehnung der Längsbewehrung in der Spritzbetonschale

am Stützenkopf mit steigender Belastung gegen Null hin ab, was auf

eine fortschreitende Zerstörung der Verbundfuge im Einleitungsbereich

hinweist (Anlagen 38 und 40). Im Bruchzustand zeigten sich zwischen

Kern und Spritzbetonschale bis zu 1 cm große Verschiebungen.

Bei der Stütze D konnte zumindest ein Teil der Last direkt über Kon-

taktdruck in die Spritzbetonschale eingeleitet werden. Deren Tragver-

halten resp. Versagen unterscheidet sich jedoch nicht wesentlich von

dem der Stützen A und C (Anlage 41).

- Die Dehnungen der Bügel im Spritzbeton lagen im Einleitungsbereich

über denen der Kernbügel. Beide hatten im Augenblick der Höchstlast

noch nicht die Fließgrenze erreicht (vgl. Anlage 40 und 41).

As

4---1Tdx ---r

A s

- 25 -

5 Mechanische Modelle

5.1 Mechanisches Modell des Unterzuges

Das mechanische Modell geht aus von Bild 10 mit der Koppelungskraft T.

Damit erhält man für den:

C=x

M u , N u = Jr T(C) dCc=o

c=x

MT ' N T = —= T (C) dC0

Träger U

Träger T

(5.1)

(5.2)

N u = - N T =N

E M = M u + MT + N•ns (5,3)

Bild 10 Mechanisches Modell des Plattenbalkens

- 26 -

Die Aufteilung des Gesamtmoments wird durch Verformungsbedingungen

bestimmt, welche Möhler in [4] für einen linear elastischen Werkstoff

abgeleitet hat. Für den Werkstoff Stahlbeton in gerissenem Zustand ist

eine entsprechende Berechnung aufwendig, weshalb in Abschnitt 6 für die

praktische Bemessung eine sinnvolle Vereinfachung angegeben wird.

5.2 Mechanisches Modell der Stütze

Das mechanische Modell der Stützenverstärkung mit einem bewehrten Spritz-

betonmantel beruht im wesentlichen in der durch die Umschnürung ermög-

lichten, höheren Druckfestigkeit des alten Stützenkerns. Dies wird aus

den Versuchen A/C (Anlage 12) deutlich, bei denen am oberen Stützenrand

die Last direkt in den Kern eingeleitet wurde. Natürlich resultiert wei-

ter ab von der Einleitungsstelle als Folge des Querdruckes und der durch

die zusätzliche Last bedingten Längsverformung der Stütze eine überlei-

tung der Längsdruckkraft in den äußeren Spritzbetonmantel der Stütze

(Bild 11).

Eine Fuge im äußeren Mantel z.B. als Folge eines Schwindrisses, wird

ein Rückfließen der Kraft mit einer entsprechend hohen Querbeanspruchung

des Mantels, wie an der oberen Einleitungsstelle, bewirken (Bild 11a),

aber zu keiner prinzipiellen Verminderung der Traglast führen. Auch das

Kriechen kann nur eine Vergleichmäßigung der Spannungsverteilung bewirken.

Geht man von dieser Vorstellung aus, so kommt man zu folgenden stark ver-

einfachten mechanischen Vorstellungen:

Die horizontale Beanspruchung der Zusatzbügel resultiert aus einem Quer-

druck (Bild lle, f):

V M.

(^+ I W' !) •xh^

i = x,y (5.4)

wenn Xh einen "Querdruckbeiwert" bezeichnet, wobei wie bei umschnürten

Stützen die Beschränkungen M x/V • d <= d bzw. M /V • b <= d erforderlich sind. y

d,

Belastung Pr 1—r1 T 1 1 -1

Spritzbeton-schole

Stütze

d

3 3 3 3 3 3 3 /3orr 33 33 i.^/ / / / // / / / V 3 3 3 3 3 3 / 3/ 3 3 3 3 3 3 3 3 .3 3 3 3 3 3 3 i3 3. 3 3 3 3 3 3

b

- 27 -

Bild 11 Mechanisches Modell der Stützen

Für die notwendige Summe der Bügelbewehrung gilt dann:

V M

(Ä+Iw I) •kh•b

aS,xßS

bzw.V M

(Ä + I W—" I) • kh • d

xaS ,Y ßs

(5.5)

(5.6)

wobei a s,x , a S,Y die Bügelbewehrung/lfm bezeichnet.

-28-

Daß diese überlegungen zunächst nur für annähernd quadratische Umschnürun-

gen gilt versteht sich. Man wird bei sehr ungleichen Verhältnissen d/b > a

Zwischenverankerungen z.B. nach Bild llc vorsehen müssen.

6 Bemessung und Konstruktion

6.1 Unterzüge

Unter der Voraussetzung einer ausreichenden plastischen Biegefähigkeit

(Rotationskapazität) des Querschnitts resp. plastischen Verformbarkeit

der Verbundmittel kann die Bemessung im Bruchzustand allein unter Berück-

sichtigung der Gleichgewichtsbedingungen erfolgen. Dies scheint nach dem

statischen Grenzwertsatz der Plastizitätstheorie näherungsweise ver-

tretbar. Zur Bemessung der Unterzüge wird folgende Vorgehensweise vorge-

schlagen:

Man ermittelt für den monolithischen Querschnitt - starrer Verbund - die

erforderliche Biegebewehrung. Der Anteil des U-Trägers ergibt sich durch

Differenzbildung mit der vorhandenen Biegebewehrung des T-Trägers.

Bild 12 Bemessung der Plattenbalken

-29-

Damit ergibt sich die Schubkraft T u (x) im Bruchzustand indem man nach

Bild 12 entlang der Fuge A-A die übertragene Kraft

Tu ( x ) = I Z S( x )I - P8(x)1 (6.1)

ermittelt.

Mit Rücksicht auf den stets vorhandenen Flächenverbund wird in sinngemä-

ßer Anlehnung an die Spritzbetonrichtlinie empfohlen von T u nur einen

Anteil a • T u der Bemessung zu Grunde zu legen. Teilt man den globalen

Sicherheitsbeiwert von 1,75 gleichmäßig auf Last Y L =-/1,75 . und Ma-

terialseite 1M

=-/1,75' auf und verzichtet bei der üblicherweise vor-

liegenden Materialerkundung auf den Materialsicherheitsbeiwert YM so

gilt näherungsweise:

a•T u =7/1,75 • T oder a = 0,75 (6.2)

Mit Rücksicht auf den Flächenverbund erscheint es deshalb durchaus ver-

tretbar nur für 2/3 • T u zu bemessen, d.h. a = 0,67 zu wählen.

Die konstruktive Ausbildung erfolgt den Versuchen entsprechend, d.h. die

Längsstäbe werden innerhalb der Zusatzbügel angeordnet, letztere an Win-

kelprofile mit Lochdurchbrüchen angeschweißt und in "Körben" vorgefertigt

(vgl. Bild 2). Diese Winkelprofile sind sodann mit hinreichend steifen

Verbundmitteln z.B. Dübeln im oberen Flansch in größeren Abständen zu be-

festigen.

Die Dübel können ausschließlich für Zug bei einer unter 45° geneigten

schrägen Druckkraft bemessen werden (Bild 9, 10).

6.2 Stützen

Stützen werden mit zugfest geschlossenen, in engem Abstand angeordneten

Bügeln über die ganze Stützenlänge umschnürt. Bei Verhältnissen d/b >2

sollten Durchankerungen vorgesehen werden. Diese werden zweckmäßig in

größeren Abständen unter Verwendung z.B. eines Flachstahles, an den die

Bügel kraftschlüssig angeschweißt werden, angeordnet (Bild llc).

Die Bemessung der Bügel erfolgt nach Gl. (5,4, 5.5 und 5.6), wobei nach

dem derzeitigen Stand der Erkenntnisse Xh = 0,3 zu setzen wäre.

Die maximale Exzentrizität sollte zunächst d - <0,16 bleiben.

Diese Werte sollen in einem gerade begonnenen weiteren Forschungsvorhaben

im einzelnen noch bestätigt werden.

-30-

7 Zusammenfassung

Neben 4 Stützen wurden insgesamt 6 spritzbetonverstärkte e i n f e 1 d-

r i g e Plattenbalken geprüft. Das Ziel der Versuche war es die ur-

sprüngliche Tragfähigkeit der Stützen, und bei den Plattenbalken insbe-

sondere deren Schubtragfähigkeit auf etwa den doppelten Wert zu erhöhen.

Zeitabhängige Einflüsse wie Schwinden und Kriechen sowie Zwängungen z.B.

aus Temperaturdehnungen blieben dabei außeracht.

Die Versuchsstützen bestanden aus den unverstärkten Kernquerschnitten von

20 x 20 cm und einer Spritzbetonschale mit einer Auftragsdicke von 4,5 cm.

Die Stützenhöhe betrug 2,50 m. Eine exzentrische Belastung wurde nicht

berücksichtigt. Variiert wurden sowohl die Fläche der Lasteinleitung als

auch die Bügelbewehrung in der Spritzbetonschale. Eine Vorbelastung der

unverstärkten Stütze, wie sie in der Praxis wohl auftreten wird, wurde

mittels einer mittigen Vorspannung simuliert. Die Bemessung der unver-

stärkten Stütze erfolgte für eine Gebrauchslast von 500 kN, die der ver-

stärkten Stütze für eine Last von 1000 kN. Die angestrebte Bruchlast von

2100 kN konnte mit der Spritzbetonverstärkung im wesentlichen erreicht

werden.

Der Bruch trat bei allen Versuchen durch ein Versagen der Lasteinlei-

tungszone insbesondere durch großflächiges Ablösen der äußeren Beton-

deckung ein. Eine stärkere Bügelbewehrung im Lasteinleitungsbereich wirk-

te sich günstig auf die Tragfähigkeit der Stützen aus. Es hat sich bei

den hier durchgeführten Versuchsstützen gezeigt, daß mit einer entspre-

chenden Bewehrung die Bruchlast der unverstärkten Stütze durchaus auf den

doppelten Wert gesteigert werden kann.

Abschließend wurde mit dem mechanischen Modell der umschnürten Säule ein

Bemessungskonzept für die Spritzenverstärkung erarbeitet. Weitere Bestä-

tigungsversuche für diese Empfehlung werden derzeit durchgeführt.

Die Versuchsserie der Plattenbalken bestand aus 2 monolithisch herge-

stellten Vergleichsbalken und 4 spritzbetonverstärkten Unterzügen. Die

beidseits gelenkig gelagerten Träger mit einer Stützweite von 4,00 m wur-

den durch eine Einzellast in Feldmitte belastet. Die Verstärkung erfolgte

durch einen Spritzbetonauftrag von 4,5 cm auf die Seitenflächen und die

Unterseite des Steges. Die Bügel der Spritzbetonschale waren auf Winkel-

eisen aufgeschweißt, die ihrerseits mit dem Flansch des Plattenbalkens

kraftschlüssig verbunden waren. Die Spritzbetonschale endete teilweise

ohne eigene Auflagerung oder wurde mit Winkelprofilen und Stahlbolzen im

Steg des Plattenbalkens verankert.

- 31 -

Um eine gewisse Vorschädigung zu simulieren wurde der unverstärkte Träger

zunächst einer zyklischen Vorbelastung unterworfen, bis sich ein nahezu

abgeschlossenes Rißbild eingestellt hatte. Im Anschluß daran wurde die

Spritzbetonschale aufgebracht und nach deren Erhärtung der Träger bis zum

Bruch belastet. Eine Vorbelastung des unverstärkten Trägers während des

Spritzbetonauftrages hat nach den Erfahrungen der Verfasser aus früheren

Versuchen keinen nennenswerten Einfluß auf das Tragverhalten des ver-

stärkten Trägers, so daß bei der hier in Frage stehenden Versuchsreihe

darauf verzichtet wurde.

Der Bruch erfolgte bei allen Versuchen durch einen Verankerungsbruch der

Biegezugbewehrung im Plattenbalken.

Bei den Versuchen zeigte sich als Folge des Flächenverbundes zwischen Alt-

und Neubeton ein volles Mitwirken der Spritzbetonschale. Die angeordneten

Verbundmittel blieben praktisch ohne Beanspruchung. Es bereitete keine

Schwierigkeit die angestrebte Verdoppelung der ursprünglichen Tragfähig-

keit zu erreichen.

Um für Zwecke einer Bemessung ein Ausfallen dieses Flächenverbundes zu

simulieren, wurde bei zwei Balken der Flächenverbund zwischen Alt- und

Neubeton mittels einer Folie und einer unteren Abpolsterung ausgeschlos-

sen. Auch hier konnte die Bruchlast des monolythisch hergestellten Ver-

gleichsbalkens erreicht werden. Mit den dabei verwendeten Verbundmitteln

wurden sodann Zusatzversuche durchgeführt mit dem Ziel deren Nachgiebig-

keit mit und ohne Reibung als Folge des Anpressdruckes zwischen T- und

U-Querschnitt zu studieren.

Eine Vergleichsberechnung mittels einer Fachwerktheorie half das Tragver-

halten dieses Verbundsystems zu bestätigen bzw. zu verstehen.

Aus den so gewonnenen Erkenntnissen wurde schließlich auch ein Bemes-

sungsvorschlag für zu verstärkende, einfeldrige Plattenbalken auf einer

entsprechenden mechanischen Modellvorstellung entwickelt.

Eine Erweiterung auf durchlaufende Plattenbalkensysteme ist geplant.

-32-

B. Literaturverzeichnis

[1] DAfStb.: Richtlinien für die Ausbesserung und Verstär-

kung von Betonbauteilen mit Spritzbeton, 1983

Deutscher Ausschuß für Stahlbeton

[2] DIN 18551: Spritzbeton (Neufassung ist in Vorbereitung)

[3] Wierig, H.-J.,

Scholz, E.:

Traglastversuche an nachträglich mit Spritzbeton

verstärkten, auf Biegung beanspruchten Platten.

Abschlußbericht für DFG-Auftrag IRB, Stuttgart,

Bericht T 1021

[4] Mähler, K.: Ober das Tragverhalten von Biegeträgern und

Druckstäben mit zusammengesetztem Querschnitt

und nachgiebigen Verbindungsmitteln. Habilita-

tion Karlsruhe 1956

[5] Wölfel, E.: Nachgiebiger Verbund. Eine Näherungslösung und

deren Anwendungsmöglichkeiten.

Der Stahlbau 6/1987

Nr. B a l ken QuerschnittBruchlast

[ k N I

Bi

1,5QH,

mono li thischerVerg le ichs balken

,

931C \IIn

00 t tn.....„-.4.

21

B2voller Verbund

Ankerstangen 932• .. ...................... ttktk.:..tkki:.:it;*...m.!..t1::::÷!-!4+...:::;:-"t•N

+4,-12

cevo l I er Verbund

An kers tangen943::::::.:.::.....:.:.:.:.... ..• ..::":::::,:::,::::„:::::..:::.,:::,:::.:.::::::.:::::::::

C2 13vo 1 ler Verbund

DO be l 0 6 mm884..........................:.:...::::::::::„...»..:.::::::::....:::::::.:.:.:.:.::::::::::::::::::::::::::::.:::...........:44,:.+:44.......,.,:i4;..,......,.......i.,...,._••••••„......••............... .... .........

Unterzugversuche Übersicht

Ni. Balken Querschnitt Bruchlast[kW

F160

unverstärkterVergleichsbalken 660

r1

12

°; °',^

4 00

F2 Ifi3monolithischerVergleichsbalken 1243

23

F3 voller VerbundDübel M 12 1075f

I^


Ni Bal ken Querschnitt Bruch lastf kN)

F 4

60t----t•

Fa se r spritzbeton 1100 c•-. L.._•4-4,-12

J (NIa):„

4 00

F5 ohne Verbund 6 be I M 12 942ir - - — • -

F6 .:.: .:. ••••...: • " ....1:.:•:•:::•::7:•:•:•:•1:::•:•::::11:•::::•:•:•:: .:::::::::: ohne Verbund Verbundanker M 20 1 204 — - - •-...- - -

• •....•.. ..•.•.•.•.•.•.


(A)

^6 /e=10 cm

m8 /e=6,7cm

6025

145 210 145

Balken B2170

10 010

Spritzbeton

08/e= 10 cm

0b8/e= 20 cm

Balken Bi

08/e=15 cmSpritzbeton

145 [451. 120 145 145

500 ^

08/e=15 cmSpritzbeton

500

Anlage 4

Balken Cl

Balken C2

Querschnitte der Plattenbalken B1, B2, Cl, C2

Balken B280

0 4.

25300

}20 }t} 12;4} 20 ; ... 20 454 15

80 52 80

Balken Cl Schnitt A-A

17

15 22 ;10; 10; 10; . ^ ; 4 10 }5} 12 }5

25

300

AO 1 ; 10{1010*

21

60

I^Tl'22 15

25 10 5 12 5 10 1015 10

25300

0

Anlage 5

Schnitt A-A

80 17

rsk

00 o

P = 932 kN(Bruchlast)

P = 943 k N

Balken C2Dübel 0.6

Schnitt A-A

P = 884 kN

Ansicht der Plattenbalken B2, Cl, C2

3035

2o

480

20

Kruflaufnehmer C 2 -11- I

Probekörper

Glei kipplager

- 12501 250

1

/

/ ///// //

/ /// ' / /

/ z,///

/ / //

/

/ ,

/

Betonelement

135

800

1435

Versuchsaufbau zur Vorbelastung der Balken B2, Cl, 02

Balken F1 Balken F2 Balken F3 Balken F4 Balken F5 Balken F6

20• .

16xM12 8xM12 16xM20e = 50c e =1,0m e = 50cm

59

6025 60256025 12025 • rr 0

16025

.8022 6025y +8022

•I

i +8020r1

i^,

r +8020•

-x-12 -4- - t 21 -+

•

Dubel M6

Kern —'Kern"'";_ Styropor ,''' ;, 0Folie '' .:..........

""'"'”jFolie , ^^^„ ad

Bügel Bügel

nur Kern monolithisch Vergleich mit Spritzbeton, Verbund Faserspritzbeton, Verbund Rufbeton . Folie Auf beton • Styropor «Folie

as ,L = 29,5 cm 2 as,L = 59,0 als,t. = 59,9 as,i. = 59,9 as,L = 54,6 as,t. = 54,6

a s,Bü = 2,55cm3m as,ei; = 5,70 as.Bii = 2,55 a' ,1„„ = 2,55 as.eii = 2,55 asB Ü = 2,55

aS,Bi; = 2,65 a s,Bü = 2,65 0S.BÜ = 5,30

/ I I $ I

r=71 r71It7f]11I

P= 660 kN P= 1243 kN P= 1075 kN P = 1100 kN P= 942 k N P= 1204 kN

Querschnitt der Unterzüge

Beton: Kern Würfeldruckfestigkeit: 455 N/mm2

Biegezugfestigkeit: 66 N/mm2

E-Modul: 31.500 N/mm2

Balken Fl - F6

Stahl: 515 N/mm2

652 N/mm 2

210.000 N/mm2

Fließgrenze:

Bruchgrenze:

E-Modul:

(Balken F4) E-Modul: 32.310 N/mm2

Anlage 8

Materialkennwerte

Balken B1, B2, Cl, C2

Stahl: Fließgrenze: 493 N /mm2

Bruchgrenze: 632 N/mm2

E-Modul: 210.000 N /mm2

Beton: E-Modul aus Prüfzylinder 0 150, h = 300 (mm)

Rohdichte: 2,33 kg/dm 3

Höchstlast: 772,21 kN

Druckfestigkeit: 43,70 N /mm2

E-Modul: 33.250 N/mm2

Spritzbeton Würfeldruckfestigkeit: 487 N /mm2

(Balken F3) zentrische Zugfestigkeit: 17 N /mm2

E-Modul: 25.370 N /mm2

Schale Würfeldruckfestigkeit:

(Balken F5, F6) Biegezugfestigkeit:

E-Modul:

389 N/mm2

47 N/mm2

29.600 N/mm2

Faserbeton Zylinderdruckfestigkeit: 46 N/mm 2

cnt-- Spannstä be

M 20 Verbund-anker

L 90x60x8

Folie Styropor 5 mm

24 12 24

6Q

1.00 10

25 2550

ANSICHT

SCHNITT

DRAUFSICHT Legende:

Auf beton (bzw. Spritzbeton)

2222 Lasteinleitungsplatten

Wegaufnehmer

Versuchsaufbau der Zusatzversuche

Anlage 10

Versuchsaufbau der Zusatzversuche

Testkörper

04 0,8 1,2Verschiebung Kern - Hülle

16 s[mm]

^__ __ ^ Vorspannkratt 200

i iIBalken F6mit Vorsponnung

Dübel

Test 2

t

2

i—-- Dübet

i^

1

91 - _ .

0,4

0,2

0,0

kN

Anlage 11

P [MN]

0,4

t—

0,2

0,0

—^ Balken F6 Test 1Vorspannung

12

fohne— Dübel--- Dübel

P [MN]

0,8Verschiebung Kern - Hülle

s [mm]

Ergebnisse der Zusatzversuche

Anlage 12

Stütze nur Kern A B C D

Querschnitt^ 4 018 4^14 4422 4414 4 014

or ^^

las

i ^^

! .

^

^ ^, ,^'i %

^ Aj, 20 Jr, 45 20 4 5 29,i, ,, 4 20 45 45 20 14/5

29 29 29

Bü. 08 Bü. 0 8 B ü. ^ 8 üB. 08 B 0 8Längsschni tt 3 Bü. 0 10

lf3 ^. tt) \Ma,. ^ ^tf) ^ ^

U')}h I ,. ^^- ^ ^.

^^ -4-lr

_

NM

O ^ i. -c

ON^ NO^A.-A.- NNE

^^^

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^MIN

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ON^ 'c

=

4,- tI)^ .,k. Z' ^t

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L---'t-

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'

4,k =

M.in:

^ ,

o

^^^

_^ —,i,

t--.4"'''^

^

Last -Vorspannung

..,:,n.P P P P

'^'^ein(eitung

.v..a //////^ %/////Y//// %////i/.,^^^^^

i; II

1 V ^45 20 ^ 29 ,, ).4 20 ^^ 20

Traglast[kN]

P= 2000 P= 2876 P= 2186 P= 2395

Stützenversuche - Übersicht

Balken BI

W(mmJ

10 20 30 40 'm--

Balken B2

W(mm)

900

600

^J

300

Anlage 13

Durchbiegung in Balkenmitte

10 20 30 40Durchbiegung in Balkenmitte

900

-4-600

(r)

300

Balken C2

Wlmm^ n.n

90C

600

^0-J

300

884

Anlage 14



3

2

0

67Mefistellen

30 I. 30 28 ^ 18 30 j, 30 ^, 67 Ba l ken länge [cm]

^/l

milisk\^ \ -- SpritzbetonKern

P1111 `'^®^ P = 843 kN^^ ', . °°°°`°

riP = 751 kNSolo

-----._

P= 503 kNPae„„iim.P = 323 kN

Dehnung der Biegebewehrung Balken Cl ^

2

1

^^ ^

' ^^

\ ^ ,

,'

../Al

^`^

`--- Spritzbeton

Kern

1111111`^

P = 804 kN^'^,,_ .,,_

ri _.- "" P= 503 k N^^^^^^ _

• P=322 kN

Mefjstellen

^

67 30 30 28 18 30 ; 30 67

Balkenlänge [cm]

Dehnung der Biegebewehrung Balken C2

3,0

E [%o}

2,5

2,0

1,5

1,0

0,5

0

P =848kNj

(/4

^

J/

^

^J

n I

, o hP848kN 1

\ r^ -- - Spritzbeton

®//

_"--

®®%

^v__

^

;^\e

^ Kern^

r

v ; i‘r

A

iI,^

J

. JJ

;

^,P= 503kN

^ ^ ` ^`\

^

P = 503 kN

^.IP = 323 kN

/

/I/^^J

^^,

^ `^^`

v'

® ^ P=323 kN

0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0

Balkenlänge Em]

Dehnungen der Bügel Balken C1

Anlage 1B

fl

SPRIT Z BETONBALKEN- 185 3148 0015LASTSTUFEPERIODE -30,1 0 85 BRUCH

Ansicht Balken F1

Auflagerbereich Balken F1

Anlage 19

S PRITZBE TONBALKEN 2853, 46 00 lbLASTPERIODE 3

.10.ftb '

Ansicht Balken F2


SPRITZBETON853148 0016BALKEN 328-686LAST 1079 KN

Anlage 20

Ansicht Balken F3


B A2L0K.

.876OHNE VERBUND

LAST:1200 KN85 3148 00 8

i •

Anlage 21

Ansicht Balken F6

0, 80

BRUGMLRST 660 KN

L ^ 4.00 MV (L/2)

_ V (L/4)i

0,64

E 0,48

w

Y 0,32

0,16

126 8 10 14 16

Anlage 22Last -Durchbiegung Balken Fl (Kern)

Durchbiegung [mm]

Last-Durchbiegung Balken F2 (monolithisch)

6 8 10

Durchbiegung [mm]0

4 12

14

16

0 2 4 12 14 16

1,2

Ar"_,s--

1,0

BRUCHL AS T 1107 KN

0,8

0,4

0,2

06 8 10

Durchbiegung [mm]

L - 4,00

V

Anlage 23

Last-Durchbiegung Balken F3 (mit Spritzbeton)

1,2

1,0

0,8

Z

0,6

0,4

0,2

0

^^,,c :,_ ..

^?

^sxr^0^

, ,•^

, •- -

,

,.

_ ,

BRUCHLAST 1075 KNL ^ 4.00 M

V ( 1/2 )

V ( L /4)

fr

0

1^P

fi .,

1 .

•,

'4

.^►gi n

.

0 6 8 10

Durchbiegung [mm]

Last-Durchbiegung Balken F4 (Stahlfaserspritzbeton)

12

142

4 16

aer'er^,

,e.....

-b....,-

,..o--------

BRUCHLRST 942 KN

e

,^/

//^^/

^I^/

.

, •

^,,,,

i

I - 4. 00 M

V (L/2)

V (L/4)_ __

/,

¢/

^.

1,0

0,8

Y 0,4

0,2

0

Anlage 24

Last -Durchbiegung Balken F5

4 6 8 10

Durchbiegung [mm]

Last -Durchbiegung Balken F6

0

2 12 14

16

1,2

1, 0

0,8

Z

0,6

0,4

0,2

0

/ ^,.Qi

/

,.''.

/Ax"

^' ^ BRUCHLAST 1204 KN

Ir L400,

M

V ( L /2)

_ V ( L /4)

>,,

.

0 6 8 10

Durchbiegung [ m m J

12

14

16

18

E Woo I3

/><\

Balken Fl Balken F2

P- 645 kN

P -571kN

P = 447 kN

P = 150 kN

P = 898kN

200

400Balkenlänge [cm]

Dehnungen der Biegezugbewehrung Balken Fl, F2

Balken F3 Balken F4

xKern

Spritzbeton

P =1075kN P =1101kN

200

1

/E Wool

P = 453 kN 1 (

Balkenlänge [cm]^_ --♦°' I,

LOUö

t(o

Dehnungen der Biegezugbewehrung Balken F3, F4

KernSpritzbeton

-a,, ^,R..411,',`

a ` ^r ^

Balkenlänge [cml200 400

Dehnung der Biegezugbewehrung Balken F5

Dehnung der Biegezugbewehrung Balken F6

Balkenlänge [cm]200 400

r.

xiKernSpritzbeton

I 1

^ ^

I 1

I I

Kern

----Spritzbeton

► 1

I I

I 1

I t

I 1

2- I I

I ►

I I

I i

I I

I • I

I n

200Balkenlänge [cm] 400

E4üge(dehnungen Balken F3

3-

KernSpritzbeton

2

^1

P =646kN

P = 497 kNG

^^Ae ^ \b

aC

Balkenlänge [cm] 400200

Bügeldehnungen Balken F5

KernSpritzbeton

E Yo 0

3-

2

1

I ABalkenlänge [cm] 400

200

Bügeldehnungen Balken F6

Aufhängeprofi( 350x50mm

500

Fp (kN1

50

40

30

20

10

0

-10

Anlage 32

Dübelkräfte Balken F3

Kräfte im Aufhängeprofil und Dübel Balken F5

500 1000 Last [kW

Verbundanker M20

0 ®® d A®= Aufhängeprofil L 55x80x12

fr/A / O

•/ . ^ O

• //a , X^/• X^^^o---O

50

0

0

xo

15

0 4 0,8 1 2 s [mml 1,6

Bruchlast 1204 k

Anlage 33

Kräfte im Aufhängeprofil und Verbundanker Balken F6

Verschiebung Kern - Hülle Balken F6

LASTSTUFE 1723.06.83

83 40 46 0166

83.40 46_ 0166..19

SPRITZBETONSTUETZE A

Anlage 34

Stütze A nach dem Versuch

Ankerplatten zur Vorspannung der Stütze A

Anlage 35

Versuchsaufbau Stütze B

zerstörter Stützenkopf Stütze B

Anlage 36

AnsichtStütze C

Stützenkopf

Stütze C

Anlage 37

Ansicht Stütze D

Vorspannung der Stütze D

------"I-- -.—

40 80 120 x0,0

I-0,5

KernSpritzbetonsumo Immi AMEN,

-1,5

E

-1,0

x120so40

Anlage 38

F= 989 kNE L [%o]^

F= 2000 k NE L [%o]

KernMONO 1n11111101N, Spritzbeton

-1,5

a-1,0 a— ems saw moo ^a^

0.^.

-0,5 1410o^

0,0

Dehnung der Längsbewehrung - Stütze A

Anlage 39

0 -1,00 - 2,00 EL [°/001

Dehnung der Längsbewehrung - Stütze B

Last - Verschiebung - Stütze B

H ülleK ern

Gebrauch

P = 1002 kN

STÜTZE C- Kern---- Hülle

Last:1002 kN

SO 100

Hoehe cm

00 150 X

E

2.5000 2

0.5

Dehnung der BügelES o

Bruch

P 2186kN

Bs 0

STUTZE C— Kern--- Hülle

Last: 2186 kN

50 100 150Hoehe cm

H ülleK ern

50 100Hoehe cm

150

Es,LEs,L

STUTZE CME EI —Here'-'-- Kee

kiiiiii IN._ __1n1111111111111

- 2.5 STUTZE C00

--- KernHülle

O00 Last:1002 kN 0

- 1.5 -1.5

1--- 0.5 - 0.5

Anlage 40

STÜTZE C

Dehnung der Längsbewehrung

ES,L

Gebrauch

Bruch

P. 1002 kN

P= 2186kN

so too 150Hoehe cm

0s7^:-zE

0 1 20--,- Kä -- -HCr%

1ee^E^,: fee-

20 40 60 80 100 120

hoehe cm

Gebra uchP= 1001 kN

Bruch

P= 2395 kN

20

Dehnung der Bügel

Es,c

► X20 40 60 80 100 120

Hoe he cm

BruchP= 2 406 kN

E L 1%cl

50 100

Anlage 41

STÜTZE D

Dehnung der Längsbewehrung

ES,L

Gebra uchP= 1001 kN

2186kN

5 10Verkürzung [mm]

Stütze C

Kraft [MN]

2,4

1,8

1,2 2.4 3,6 4,8Verkürzung [mm]

Stütze D

2 395 kN

Anlage 42

Last - Verschiebung - Stütze C, D

Lr) Messung— - - Rechnung

ANSICHT

IF)

"if 4.00 254,

, 4.50 ^

\LÄNGSBEWEHRUNG

X

2.0 X [ml

Messung— - - Rechnung X

2,0 X [ml10

1,00.0

P = 400 KN

Messung- - — Rechnung

2.01 X [mj

1,000

Anlage 43

Dehnungen der Längsbewehrung BALKEN F6Vergleich : Berechnung - Messung

SCHNITT

AS Hülle

AKern

Durchbiegung hw Icmi

P. Hülle

Anlage 44

Dehnungen der Schubbewehrung - Balken F6

Vergleich : Berechnung- Messung

LAST [KW

LAST [Kt,.)

Anlage 45

Schubkraft [-m] Schubkraft [Dübel]

starrer Verbund Zustand I

O.S

5,50 140,0

(T = I )

n. WÖLFEL Zustand I 1,18 29,5

(Näherung) Zustand II 1,72 42,9

n. MÖNLER Zustand I 1,68 41,9

(Lösung der DGL) Zustand II 2,19 54,7

gemessene Zugkräfte in max. Z = 65 kN/Dübel

den Verbundankern

(vgl. Anlage 28)

min. Z = 28 kN/Dübel

max. Durchbiegung Relativverschiebung

n. MÖHLER Zustand I

(Lösung der DGL) Zustand II

0,50 cm

0,63 cm

0,07 cm

0,09 cm

gemessene Verformungen

Balken F6 (Anlage 19 und 28)

1,70 cm — 0,10 cm

Rechenergebnisse der Verbundtheorie

INSTITUT FOR MASSIVBAU[] N [l BAUSTOFFTECHNOLOGIEUN|VER3nAT KARLSRUHE (TH)

ABTEILUNG MASSIVBAU

M PAPROF. DR: I N8 . J . BBL KARLSRUHE

Kurzbericht

zum Forschungsvorhaben:

(Englische Fassung)


3tahlbetonbauteilen mi1 3pri1zbetun

(FörU8ruDgskennZeich8n: BI 5-80 01 84-7)

von



Dipl ' -lng. F. Fath

Postanschrift : Institut für Massivbau undoaum^mmh Karlsruhe uofemnsc»^m: Amramne" aarten Fernsprecher: mrc,/ans-xcrrAbtedung Massivbau • Postfach 6380 • 7500 Karlsruhe 1 7500 Karlsruhe 1 Fernschreiber: Universrtat 07826 521 uni CI

Executive Summary

STRENGTHENING OF REINFORCED CONCRETE STRUCTURES

WITH SHOTCRETE

(Förderungskennzeichen: BI 5-80 01 84-7)

by



Dipl.-Ing. F. Fath

ay-

The aim of this research project is to strengthen reinforced concrete

T-beams and columns up to twice their original carrying capacity. Such

measures become more and more necessary if old concrete structures expe-

rience a different use, e.g. when parkdecks are to be used as stores of

warehouses or a private residence is changed to a workshop etc.

While slabs can easily be strengthened by attaching an additional rein-

forcing mesh affixed by means of anchor bolts and subsequent shotcrete,

problems arise with usual T-beams. Expecially if the shear capacity of

latter has to be increased, additional stirrups plus longitudinal rein-

forcement have to be applied within a rather thin layer of shotcrete

around the web of the old T-beam. The question arises how these addi-

tional stirrups can be connected to the old beam so as to transfer forces

from the web to the shotcrete shell.

Six T-beams strengthened in such manner were tested to failure:

One representing the original beam, four shotcrete strengthened beams and

one monolithically cast beam with the ,new web dimensions and reinforce-

ment as the strengthened beam.JThe additional reinforcement of the

strengthened beams consisted of longitudinal reinforcement and stirrups

welded to two steel angels. The latter were placed at the corners between

the web and the flange and anchored to the flange of the old beam by

anchor bolts.

The four beams to be strengthened were preloaded according to the actual

situation on site, reinforced as described above, shotcreted and then

loaded up to failure.

As bond between the old and new concrete cannot be garanteed in any case,

a bond breaker was placed on the webs of two of these four beams while

the webs of the two other beams were sand blasted before shotcreting. In

all cases the intended double carrying capacity could be reached. With

effective bond through sand blasting, forces in the angles' anchor bolts

are very small, while when bond is eleminated these forces become very

large. For safty reasons a mixture of both, i.e. effective bond and

anchor bolts is recommended. Design formulas are given for that purpose.

- 2

Also four short reinforced columns have been investigated. One served

again as a reference monolithically cast to represent the intended column

with double carrying capacity and three other columns were strengthened

by additional ties and longitudinal reinforcement within the shotcrete

shell.

The inner columns were preloaded and their surfaces sand blasted before

being shotcreted, all columns were loaded up to failure, with the load

applied to the inner part of the column only except in the monolithic

reference columns where the load was applied to the whole cross section.

The results showed that the carrying capacity of columns could also be

doubled by means of these strengthening schemes. Failure occured by

spalling of the outer concrete shell. The strengthening mechanism could

be explained as follows: Both the inner and the outer stirrups hinder

lateral dilatancy, thus increasing the axial strength along a short

length at both ends, friction between the original column and the outer

shell allows the axial forces to be transferred to the outer shell in

case of a load applied to the inner column only. If cracks occur in the

outer shell disturbing the flow of axial forces in that shell, these

forces are transferred back to the inner column circumventing the dis-

turbed cracked zone and then flowing out again to the outer shell beyond

the cracked zone. The cracked zone thus causes a double path for transfer

of forces. Therefore shrinkage cracks do not influence the carrying

capacity as claimed by some authors.

Nachträgliche Verstärkung von F 2100 Stahlbetonbauteilen ... · Bauforschung Nachträgliche...

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