Diplomarbeit
Experimentelle und numerische Untersuchungen zum Biegetragverhalten von vorgespannten carbonbewehrten
Trägern aus HPC, UHPC und UHPFRC
Ausgeführt zum Abschluss des Masterstudiums Studiengang.
Eingereicht zur Erlangung des akademischen Grades des Akademischer Grad
an der Universität für Bodenkultur Wien am Institut für Konstruktiven Ingenieurbau.
Von
Markus Rohn, B.Sc.
Matr.-Nr. 01341046
Unter der Anleitung von
Univ. Prof. Dipl.-Ing. Dr. techn. Benjamin Kromoser, B.Sc.
Universität für Bodenkultur, Institut für Konstruktiver Ingenieurbau (IKI) Peter-Jordan-Straße 82, 1190 Wien, Österreich
mit Unterstützung von Dipl.-Ing. Mathias Hammerl, B.Sc.
Universität für Bodenkultur, Institut für Konstruktiver Ingenieurbau (IKI) Peter-Jordan-Straße 82, 1190 Wien, Österreich
Wien, im März 2021 ______________________
Eidesstaatliche Erklärung zur Masterarbeit
Ich erkläre eidesstattlich, dass ich die Arbeit selbständig angefertigt habe. Es wurden keine anderen als die angegebenen Hilfsmittel benutzt. Die aus fremden Quellen direkt oder indirekt übernommenen Formulierungen und Gedanken sind als solche kenntlich gemacht. Diese schriftliche Arbeit wurde noch an keiner Stelle vorgelegt.
St. Pölten, am 17. März 2021
Markus Rohn, BSc
Danksagung
Nach einer lehrreichen und aufregenden Studienzeit an der Universität für Bodenkultur beende ich mit dieser Diplomarbeit mein Studium Kulturtechnik und Wasserwirtschaft.
Ich möchte mich bei Herrn Univ. Prof. Dipl.-Ing. Dr. techn. Benjamin Kromoser bedanken, für die Möglichkeit, am Institut für konstruktiven Ingenieurbau mein Studium mit einer innovativen Diplomarbeit abschließen zu können. Weiters möchte ich mich bei Dipl.-Ing. Mathias Hammerl für die Betreuung und Organisation der experimentellen Untersuchungen bedanken. Ein weiterer Dank für die tatkräftige Unterstützung bei den experimentellen Versuchen gilt Dipl.-Ing. Dr. Johannes Kirnbauer, Dipl.-Ing. Nadine Stoiber und Dipl.-Ing. Matthias Braun.
Ein besonderer Dank gilt meinen Eltern - Silvia und Reinhard - meiner Großmutter Juliana und meiner Freundin Sophie, die mich während meines Studiums immer unterstützt und ermutigt haben.
Das Studium ermöglichte es, viele neue Bekanntschaften und Freundschaften zu machen. Bei Thomas, Christoph und Benjamin möchte ich mich auf diesem Wege für die moralische Unterstützung bedanken.
Kurzfassung
Im Zuge dieser Diplomarbeit wurde das Biegetragverhalten von Versuchsträgern aus hochfestem und ultrahochfestem Beton im Verbund mit Faserverbundkunststoffbewehrungen untersucht. Das Ziel dieser Arbeit ist es, den Einfluss der Vorspannung und das Materialverhalten von Faserverbundkunststoffen mit Hilfe von experimentellen und numerischen Untersuchungen weiter zu erforschen. Zu Beginn dieser Diplomarbeit wird auf die einzelnen Materialeigenschaften der Werkstoffe eingegangen. Nachfolgend werden die experimentellen Untersuchungen, die sich in zwei verschiedene Versuchsreihen unterteilen, dargestellt und erläutert. In der ersten Versuchsreihe kam es zum Einsatz von Kohlenstofffaserverbundkunstoff (CFK) - Lamellen im Verbund mit ultrahochfestem faserbewehrten Beton (UHPFRC). Dabei wurde der Einfluss der vorgespannten CFK-Lamelle auf das Biegetragverhalten, die Rissbildung und die Verformung untersucht. Die zweite Versuchsreihe untersuchte mit CFK-Stäben und -Textilmatten bewehrte hochfeste (HPC)- und ultrahochfeste Betonträger (UHPC). Um das Rissverhalten, die Verformung und das Biegetragverhalten zu analysieren, wurden unterschiedliche Konfigurationen der CFK-Stäbe, der Vorspannung, der Verankerung und des Betons variiert. Beide Versuchsreihen wurden anschließend mit Hilfe eines nichtlinearen FEM-Programmes modelliert, berechnet und den experimentellen Versuchsergebnissen gegenübergestellt.
Im Studium Kulturtechnik und Wasserwirtschaft an der Universität für Bodenkultur in Wien ist der ressourcenschonende Umgang mit natürlichen Werkstoffen und Energieträgern ein wichtiger Aspekt. Natürliche Ressourcen stehen nur begrenzt zur Verfügung, weswegen ein konsequent schonender und effizienter Umgang mit ihnen notwendig ist. Im Betonbau kommt es durch die Verwendung von Hochleistungswerkstoffen zu einem hohen Energieeinsatz [41].
Durch den Verbund von ultrahochfestem Beton mit Faserverbundkunstoffen entsteht durch die Korrosionsbeständigkeit von carbonfaserverstärkten Kunststoff die Möglichkeit, materialeffizientere und schlankere Bauteile zu entwickeln.
Abstract
In the course of this diploma thesis, the flexural behavior of test beams made of high performance- and ultra-high performance concrete in combination with fiber-reinforced composites was investigated. The aim of this thesis is to further investigate the influence of prestressing and the material behavior of fiber-reinforced composites by means of experimental and numerical investigations. At the beginning of this thesis, the individual material properties of the materials are discussed. In the following, the experimental investigations, which are divided into two different series of tests, are presented and explained.
The first series of tests involved the use of carbon fiber reinforced plastic (CFRP) laminates in combination with ultra-high performance fiber reinforced concrete (UHPFRC). The influence of the prestressed CFRP laminate on flexural performance, cracking and deformation was investigated. The second series of tests investigated high-performance concrete (HPC) and ultra-high performance concrete (UHPC) beams reinforced with CFRP bars and textile mats.
Individual configurations of CFRP bars, prestressing, anchorage, and concrete were varied to analyze cracking behavior, deformation, and flexural performance. Both sets of tests were then modeled and calculated using a nonlinear FEM program and compared with the experimental test results.
In the studies Civil Engineering and Water management at the University of Natural Resources and Life Sciences in Vienna, the resource-saving use of natural materials and energy sources is an important aspect. Natural resources are only available in limited extent, which is why a consistently careful an efficient use is necessary. In concrete construction, the use of high- performance materials results in a high energy input [41]. The combination of ultra-high performance concrete with fiber-reinforced composites, the corrosion resistance of carbon fiber-reinforced plastic makes it possible to develop more material-efficient and slimmer components.
Inhaltsverzeichnis
1 Einleitung ... 1
1.1 Problemstellung ... 2
1.2 Zielsetzung ... 2
2 Werkstoffe ... 3
2.1 Ultrahochfester Beton (UHPC) ... 3
2.1.1 Allgemeines zu UHPC ... 3
2.1.2 Einsatzbereiche von UHPC ... 3
2.1.3 Eigenschaften von UHPC ... 4
2.1.4 Materialzusammensetzung... 6
2.1.5 W/Z-Wert ... 7
2.1.6 W/B-Wert ... 7
2.1.7 Fasern ... 8
2.2 Hochfester Beton ... 9
2.3 Normalbeton... 9
2.4 Ultrahochfester Beton (mit Stahlfasern (UHPFRC)) ... 9
2.5 Faserverbundkunststoffe (FVK) ...10
2.5.1 CFK-Lamellen ...12
2.5.2 CFK-Stäbe ...13
2.6 Verankerungen für Zugelemente aus CFK ...14
2.7 CFK-Textilbewehrung ...16
2.7.1 Einsatzbereiche von Textilbewehrung ...17
3 Vorspannung ...18
3.1 Vorspannung von CFK–Lamellen und CFK–Stäben ...19
4 Experimentelle Untersuchungen der 1. Versuchsreihe ...21
4.1 Allgemeines...21
4.2 Verwendete Materialien ...21
4.2.1 UHPFRC ...21
4.2.2 CFK-Lamelle ...23
4.2.3 Stahlimplantat ...24
4.3 Versuchskörper ...29
4.4 Herstellung der Versuchskörper ...31
4.4.1 Aufbringen der Vorspannkraft ...32
4.4.2 Betonieren der Versuchskörper ...36
4.5 Versuchsaufbau 1. Versuchsreihe ...37
4.5.1 Digitale Bildkorrelation (DIC) ...38
5 Ergebnisse der experimentellen Untersuchungen ...40
5.1 Allgemeines...40
5.2 Ergebnisse der 1. Versuchsreihe ...40
5.3 Finite Elemente Analyse ...45
5.3.1 Allgemeines ...45
5.3.2 Darstellung der modellierten Verbundträger ...46
5.3.3 Auflager ...46
5.3.4 ATENA-Funktionsweise ...47
5.3.5 Standard Newton-Raphson-Verfahren ...48
5.3.6 Materialeigenschaften und Verbindungen ...48
5.3.7 Vorspannung ...52
5.3.8 Ergebnisse der numerischen Untersuchungen ...53
6 Experimentelle Untersuchungen der 2. Versuchsreihe ...56
6.1 Allgemeines...56
6.2 Verwendete Materialien ...56
6.2.1 Beton ...56
6.2.2 Textil ...59
6.2.3 CFK–Stäbe ...60
6.3 Versuchskörper ...62
6.4 Herstellung der Versuchskörper ...63
6.4.1 Einkleben der CFK - Stäbe ...63
6.4.2 Aufbringung der Vorspannkraft ...65
6.4.3 Betonieren der Träger ...68
6.5 Versuchsaufbau 2. Versuchsreihe ...69
6.5.1 Digitale Bildkorrelation (DIC) ...71
7 Ergebnisse der experimentellen Untersuchungen ...72
7.1 Allgemeines...72
7.2 Versagensmechanismen ...72
7.3 Ergebnisse der 2. Versuchsreihe ...74
7.4 Finite Element Berechnung ...95
7.4.1 Darstellung der modellierten Verbundträger ...95
7.4.2 Lastfälle ...96
7.4.3 Materialeigenschaften ...96
7.4.4 Ergebnisse der numerischen Untersuchungen ... 101
8 Schlussfolgerung ... 107
1
1 Einleitung
Stahlbeton kann in der Regel die Vorteile von Beton und Baustahl optimal kombinieren. Dabei wird Beton im Druckbereich und Baustahl idealerweise im Zugbereich angeordnet [3]. Für die Verbundwirkung ist der Beton ebenfalls im Zugbereich erforderlich, hat dort jedoch keine tragende Wirkung. Weil Stahl vor Korrosion geschützt werden muss und es eine geforderte Mindestbetonüberdeckung gibt, ist es schwierig, schlankere Querschnitte zu konstruieren.
Dieser Nachteil kann durch Ersetzen des Baustahls mit Faserverbundkunststoffen (FVK) kompensiert werden. Durch die Korrosionsbeständigkeit von FVK ist die Produktion von schlankeren und leichteren Bauteilen möglich. Durch die Herstellung von kleineren Querschnitten können nicht nur die Materialkosten gesenkt werden, sondern auch die Transportkosten z.B. im Fertigteilbau [3]. Im Zuge dieser Diplomarbeit wurde anhand von Experimenten versucht, durch die Kombination von Hochleistungswerkstoffen in Form von hochfestem und ultrahochfestem Beton und Faserverbundkunstoffen schlankere und leichtere Bauteile zu bauen. Ultrahochfester Beton (engl.: Ultra High Perfomance Concrete) besitzt aufgrund seines dichten Gefüges eine hohe Dauerhaftigkeit und kann Druckfestigkeiten von mehr als 150 N/mm² erreichen. Um die Duktilität des ultrahochfesten Betons (UHPC) zu verbessern, werden häufig Stahlfasern ergänzt, die das Nachbruchverhalten verbessern. Mit einer Reduktion der Bauteildimensionen geht eine Reduktion der Steifigkeit einher. Der E-Modul von FVK ist zudem meist geringer als der von Baustahl, wodurch der limitierende Faktor die Gebrauchstauglichkeit ist. Um die Gebrauchstauglichkeit zu verbessern, wurden in den experimentellen Untersuchungen die Versuchsträger vorgespannt und mit schlaff bewehrten Trägern verglichen. Als Bewehrungen in Form von Textilmatten, Lamellen und Stäben wurden in dieser Diplomarbeit Kohlenstofffaserverbundwerkstoff-Materialien (CFK) verwendet. Aufgrund der hohen Zugfestigkeit ist es möglich, sehr hohe Lasten mittels Vorspannung aufzunehmen, wodurch die Gebrauchstauglichkeit durch Reduzierung der Verformungen und Rissweiten verbessert werden kann. Durch die Kombination von Stahlfasern und CFK-Lamellen sowie der Kombination von Textilmatten und CFK-Stäben ergeben sich Unterschiede im Trag- und Verformungsverhalten gegenüber konventionellem Stahlbeton. Für die Berechnung von Tragwerken aus CFK-bewehrtem UHPC werden deswegen Modelle und Verfahren benötigt, welche das Trag-, Verformungs- und Rissverhalten ausreichend präzise beschreiben und so eine werkstoffgerechte Konstruktion erlauben. Auf Basis der durchgeführten experimentellen Untersuchungen erfolgte daher eine Nachrechnung in einem nichtlinearen Finite Elemente Programm. Die Ergebnisse der numerischen Untersuchungen wurden anschließend mit den experimentellen Ergebnissen gegenübergestellt und erläutert.
2
1.1 Problemstellung
Systeme zur Vorspannung von CFK-Bewehrungen wurden wissenschaftlich bereits untersucht, allerdings gibt es noch keine am Markt erhältlichen Vorspannsysteme. Deshalb lag in der Versuchsvorbereitung das Hauptaugenmerk auf der Aufbringung der Vorspannkraft. Für die Vorspannung der CFK-Lamellen in der 1. Versuchsreihe wurden spezielle Stahlimplantate modelliert, geprüft und angefertigt. Dies geschah in Zusammenarbeit mit DI Nadine Stoiber im Zuge ihrer Diplomarbeit [6]. In der 2. Versuchsreihe wurden ebenfalls CFK-Stäbe mit Hilfe von speziellen Metallzylindern vorgespannt.
1.2 Zielsetzung
Das Ziel dieser Diplomarbeit ist es, den Einfluss der Vorspannung auf das Biegetragverhalten, die Verformung und das Rissverhalten zu untersuchen. Weiters wurden im Zuge der Experimente folgende 4 Parameter auf deren Einfluss untersucht:
1) Bewehrungsstäbe (besandet, umwickelt, eingefräst) 2) Betonart
3) Endverankerung 4) Vorspannkraft
Durch Experimente soll gezeigt werden, dass der Einsatz von vorgespannten Carbonbewehrungen im Verbund mit hochfestem Beton geringere Querschnittsabmessungen ermöglicht. Weiters wurden die experimentellen Ergebnisse mit den theoretischen Ergebnissen verglichen und gegenübergestellt. Ein besonderes Interesse liegt in der Bestimmung und Beschreibung der Versagensmechanismen.
3
2 Werkstoffe
2.1 Ultrahochfester Beton (UHPC)
2.1.1 Allgemeines zu UHPC
Erste Entwicklungsarbeiten von ultrahochfestem Beton (UHPC) wurden Ende der 80er Jahre in Kanada und Frankreich durchgeführt. Das Ziel bestand darin, einen Beton mit hohen Festigkeiten und einer hohen Dauerhaftigkeit zu erzeugen [12]. In Österreich kam es in den Jahren 2005 - 2006 an der TU Graz zu den ersten Versuchen mit UHPC. Dabei lag der Schwerpunkt in der praktischen Anwendung für die konstruktive Planung und in der Bauausführung auf Baustellen [23].
Unter geeigneten Bedingungen können Betonteile mit Druckfestigkeiten von mehr als 150 N/mm² hergestellt werden. Die hohen Druckfestigkeiten ermöglichen baustoff- und raumsparende Konstruktionen, was wirtschaftliche Vorteile mit sich bringt [11]. Mit einem spezifischen Gewicht von rund 26 kN/m³ ist UHPC nur etwas schwerer als Normalbeton und hat ein Drittel des spezifischen Gewichts von Stahl [21]. Weitere Untersuchungen zeigten, dass die Hydration und Dichtheit durch das Aufbringen hoher Drücke in Verbindung mit Wärme verbessert werden kann [11]. Ein nicht zu vernachlässigender Aspekt im Zusammenhang mit dem Einsatz von UHPC sind jedoch die hohen Materialkosten, die durch den hohen Gehalt an Zement, Silikastaub und anderen Zusatzstoffen entstehen [3].
2.1.2 Einsatzbereiche von UHPC
Ein gutes Beispiel für den Einsatz von UHPC ist die, aus Sprengwerkbögen bestehende Wildbrücke in Völkermarkt (siehe Abb. 2.1). Die hohen Druckfestigkeiten von UHPC ermöglichen geringere Querschnittsabmessungen und bringen einen Gewichtsvorteil mit sich.
Dadurch konnten im Vergleich mit gewöhnlichem Stahlbeton größere Spannweiten ausgeführt werden. Außerdem konnte dadurch die Bauzeit verringert werden. Bei dem Bauwerk mit einer Gesamtlänge von 157 m wurden die zwei parallelen Sprengwerkbögen mit 69 m und einem Stich von 18,3 m aus dünnwandigen faserbewehrten UHPC-Hohlkastenfertigteilsegmenten hergestellt.
Durch die hohe Dauerhaftigkeit des Betons entsteht ein geringerer Wartungsaufwand und eine längere Lebensdauer [19,20]. Der Baustoff ist sehr vielfältig, wodurch die Anwendungsbereiche sehr breit gefächert sind. Er findet Anwendung in der Ortbeton- und Fertigbetonbauweise, bei Sanierungen sowie Verstärkungen von bestehenden schadhaften Stahlbeton- und Spannbetontragwerken [21].
4
Abb. 2.1: Wildbrücke Völkermarkt - vorgespanntes Bogentragwerk aus UHPC-Segmentfertigteilen [19]
2.1.3 Eigenschaften von UHPC
Ultrahochfester Beton ist charakterisiert durch ein dichtes Gefüge, das durch ein komplexes Herstellungsverfahren unter Zugabe besonderer Betonbestandteile entsteht und wenige Störungen aufweist. Dieses Gefüge, welches durch den hohen Zementanteil und die Einarbeitung von reaktivem Mikrosilika entsteht, erreicht eine hohe Packungsdichte, welche dem UHPC im Vergleich zu normal- bzw. hochfesten Betonen eine höhere Steifigkeit beschert.
Ein weiterer Vorteil vom dichten Gefüge ist die Beständigkeit gegenüber chemischen und physikalischen Angriffen sowie der damit verbundenen höheren Dauerhaftigkeit. Es können Druckfestigkeiten von mehr als 150 N/mm² erreicht werden. Die Zugfestigkeit liegt zwischen 6 und 15 N/mm² und die Biegezugfestigkeit bei 10-30 N/mm². Das Elastizitätsmodul befindet sich im Bereich von rund 50.000 N/mm² [2]. UHPC ist bis zu einer Auslastung von 80% - 90%
seiner Druckfestigkeit annähernd linear elastisch. Bei Erreichen der maximalen Last tritt der Bruch schlagartig ein (siehe Abb. 2.2) [2].
Wichtig für das Erreichen einer hohen Festigkeit und Dichtigkeit ist der sogenannte W/Z- Wert, der einen großen Einfluss auf das Porenvolumen hat (siehe Kapitel 3.2, 3.3). Während bei Normalbeton der W/Z-Wert im Bereich von ca. 0,50 liegt, sollte er bei UHPC unter 0,25 liegen.
Solch ein geringer W/Z-Wert ist nur durch das Beimengen von Zusatzmitteln erreichbar und macht den Beton zudem auch erst verarbeitbar [2].
5 Die Leistungsfähigkeit von UHPC beruht zusammengefasst auf folgenden vier Faktoren [41]:
einem niedrigen Wasser-/ Bindemittelwert
einem hohen Feststoffgehalt
einer hohen Packungsdichte
Abb. 2.2: Spannungs-Dehnungs-Linien normal-, hoch-, und ultrahochfester Beton; aus [1]
6
2.1.4 Materialzusammensetzung
Während bei Normalbeton eine 3-Komponenten-Mischung typisch ist, kommt es bei UHPC zu einer 5-Komponenten-Mischung (siehe Abb. 2.3). Bei UHPFRC kommt eine weitere Phase mit den Fasern hinzu. Eine 5-Komponenten-Mischung beinhaltet folgende Komponenten [7]:
Zement
Anmachwasser
Gesteinskörner (z.B. Quarz- und Basaltsande, Basaltsplitt, Bauxit)
Zusatzstoffe (z.B. Silikastaub, Quarzmehl, Mikrosilika)
Zusatzmittel (z.B. Fließmittel, Luftporenbildner, Verzögerer)
Bei der Herstellung von UHPFRC werden zusätzlich hinzugefügt:
Fasern (z.B. Stahlfasern)
Abb. 2.3: Prozess bei der Verwendung von Fließmittel und Microsilika [15]
7
2.1.5 W/Z-Wert
Die Vorrausetzungen für eine gute Verkittung der Zuschlagskörner durch den Zementstein sind die Zementfestigkeitsklasse und das Masseverhältnis Wasser zu Zement. Je höher der Wasserzementwert, desto niedrigere Festigkeiten erreicht der Beton (siehe Abb. 2.4). Eine größere Menge an Wasser bedeutet, dass während der Aushärtung mehr davon verdunstet, wodurch mehr Hohlräume im Körper entstehen. Das führt zu einer höheren Wasserdurchlässigkeit und Witterungsempfindlichkeit [2].
𝑊
𝑍 =𝑀𝑎𝑠𝑠𝑒 𝑊𝑎𝑠𝑠𝑒𝑟 [𝑘𝑔]
𝑀𝑎𝑠𝑠𝑒 𝑍𝑒𝑚𝑒𝑛𝑡 [𝑘𝑔]
2.1.6 W/B-Wert
Bei Hochleistungsbetonen wird der Begriff des W/Z-Wertes oft durch den Wasser-Bindemittel- Wert (W/B-Wert) ersetzt. Dieser Wert gibt das Verhältnis von Wasser zu der Summe von Zement und den reaktiven Zusatzstoffen an. Werden dem Beton flüssige Zusatzstoffe (z.B.
Fließmittel) beigemengt, so sind diese im Wasseranteil zu berücksichtigten [2]. Der W/B-Wert sollte bei rund 0,20 liegen [11].
𝑊
𝐵 = 𝑀𝑎𝑠𝑠𝑒 𝑊𝑎𝑠𝑠𝑒𝑟 [𝑘𝑔]
∑ 𝑀𝑎𝑠𝑠𝑒 𝐵𝑖𝑛𝑑𝑒𝑚𝑖𝑡𝑡𝑒𝑙 [𝑘𝑔]
Abb. 2.4: Vergleich der Betondruckfestigkeit der einzelnen Betonarten in Abhängigkeit des W/Z Wertes [5]
8
2.1.7 Fasern
UHPC weist ein vergleichsweises sprödes Materialverhalten und eine geringe Bruchzähigkeit auf. Um seine Eigenschaften dahingehend zu verbessern, werden UHPC zweckmäßig bestimmte Fasern hinzugegeben. Das wesentliche Potential der Fasern liegt in der Aufnahme von Zugspannungen nach der ersten Rissbildung im Beton.
Um ein günstigeres Rissverhalten, eine höhere Zugfestigkeit und ein duktiles Bauteilverhalten zu erhalten, werden dem UHPC deshalb ca. 1-4 V-% Fasern beigemengt [3]. Während dem Mischvorgang werden dabei die Fasern in den Beton untergemischt. Nach dem Erstriss im Beton nehmen die Stahlfasern Zugkräfte auf, wodurch das Nachbruchverhalten verbessert wird. Ein besonderes Merkmal bei UHPC ist hierbei, dass aufgrund der hohen Dichtigkeit des UHPC-Gefüges eine mögliche Korrosion der Stahlfasern keinen nachteiligen Einfluss auf die Dauerhaftigkeit hat [3]. Es kommen verschiedene Stahlfasern mit unterschiedlichen Längen, Querschnitten, Festigkeiten und Endverankerungen zum Einsatz. Die Stahlfasern werden von zahlreichen Herstellern produziert, was zu einer Vielzahl unterschiedlicher Arten von Fasern führt.
Die mechanischen Eigenschaften von Stahlfasern sind in Tab. 2.1 dargestellt [2].
Tab. 2.1: Mechanische Eigenschaften von Stahlfasern [2]
Kenndaten Stahlfaser
E-Modul [kN/mm²] 160 bis 210 Zugfestigkeit [N/mm²] 270 bis > 1000
Bruchdehnung [%] 1 bis 10
Dichte [g/cm²] 7,85
9
2.2 Hochfester Beton
Bei Druckfestigkeiten vonüber 60 N/mm² spricht man von hochfestem Beton. Das Erreichen dieser Druckfestigkeiten ist, ähnlich wie beim ultrahochfestem Beton, nur mit einer entsprechenden Betonrezeptur möglich. Bei der Herstellung kommt es ebenso zum Einsatz von Mikrosilika, Silikastaub und vielen weiteren Zusatzstoffen. Vor allem der W/Z-Wert ist gegenüber Normalbeton in einem niedrigeren Bereich von ca. 0,2-0,4 zu halten. Das ist nur mit der Zugabe von Zuschlagstoffen und Zusatzmitteln möglich [2].
2.3 Normalbeton
Bei Normalbeton handelt es sich um Beton mit Würfeldruckfestigkeiten im Bereich von 15 N/mm² bis 60 N/mm². Normalbeton besteht aus einer 3-Komponenten-Mischung, er beinhaltet Zement, das Anmachwasser sowie Zuschläge.
2.4 Ultrahochfester Beton (mit Stahlfasern (UHPFRC))
Bei UHPC tritt der Bruch aufgrund spröden Materialverhaltens bei Erreichen der maximalen Festigkeit schlagartig ein. Anforderungen an die Sicherheit fordern oft duktilere Bauteile [29].
Durch die Zugabe von Stahlfasern bekommt der ultrahochfeste Beton ein duktileres Materialverhalten. Im Weiteren wird die Biegezugfestigkeit dadurch ebenfalls signifikant erhöht. Bei den UHPFRC-Mischungen ist grundsätzlich zu beobachten, dass die maximal erreichbare Biegezugspannung annähernd doppelt so groß ist wie diejenige, die beim Auftreten der ersten Risse auftritt [13]. Die Stahlfasern sorgen für ein ausgeprägteres Nachbruchverhalten, nachdem die ersten Risse entstanden sind [14]. Ein weiterer positiver Aspekt ist die Reduzierung der Rissabstände und der Rissbreiten [21].
10
2.5 Faserverbundkunststoffe (FVK)
Allgemeines
Erstmals Anwendung fanden Kohlenstofffaserverbundkunststoffe (CFK) im Bauwesen in den 1990er Jahren [4]. Faserverbundkunststoffe (FVK) werden schon seit den 1960er Jahren im Bauwesen verwendet. Bewehrungen aus FVK weisen in Bezug auf ihr geringes Eigengewicht eine hohe Tragfähigkeit auf. Deswegen kommen sie als Verstärkungen von bestehenden Bauwerken vermehrt zum Einsatz. FVK besteht aus Verstärkungsfasern und einer Kunststoffmatrix. Faserverbundkunststoffe weisen im Vergleich zu den Verstärkungsfasern einen geringeren E-Modul und Festigkeiten auf. Die Verstärkungsfasern (Filamente) bestehen beispielweise aus AR-Glas, Carbon oder Aramid.
In dieser Masterarbeit kommt es zum Einsatz von CFK in Form von Lamellen, Stäben und textiler Bewehrung. FVK besitzen ein linear- elastisches Materialverhalten und versagt spröde.
Faserverbundkunststoffe sind gegen Korrosion beständig, wodurch geringere Betonüberdeckungen möglich werden. Ein weiterer Vorteil gegenüber Stahlbewehrung ist das niedrigere Eigengewicht. Weiters verfügen sie über einen leicht negativen Ausdehnungskoeffizienten. Die Zugfestigkeit von Carbonfasern, die für die Herstellung von FVK verwendet werden, liegt zwischen 3,0 - 5,8 GPa und liegt damit deutlich über der des Stahls (siehe Tab. 2.2). Der E-Modul von Carbonfasern ist stark von der Faserart abhängig und beträgt 250 – 650 GPa. Mittlerweile gibt es aufgrund der ansteigenden Nachfrage von Faserverbundkunstoffen als Betonbewehrung Richtlinien und Regelungen für die Konstruktion von FVK-Bauteilen [37].
Herstellung
Das Herstellungsverfahren von Kohlenstoff- oder Carbonfasern ist ein Spinnprozess. Dort werden die Fasern gleich orientiert. Für die Carbonfasern wird vermehrt das auf erdölbasierte Polyacrylnitril (PAN) und Mesophasenpech verwendet. Wenige Änderungen der Bedingungen bei der Herstellung, wie etwa die der Temperatur oder des Verstreckungsgrades, führen dabei zu unterschiedlichen Steifigkeiten und Festigkeiten [37]. So können die Fasern an verschiedenste Anforderungen angepasst werden [37]. Einzelne Carbonfasern können nicht als Bauelement verwendet werden. Sie benötigen zur Formstabilität, Lagersicherheit und zum Schutz vor mechanischer Beschädigung eine Kunststoffmatrix. Weiters bewirkt die Matrix eine Kraftübertragung zwischen den Fasern. Die Filamente (Fasern) werden an der Oberfläche mit einem Schlichteüberzug versehen um einen besseren Verbund mit der Polymermatrix zu gewährleisten und anschließend zu Faserbündeln (Rovings) zusammengeführt.
11 CFK-Stäbe und CFK-Lamellen werden meist mit dem Strangzieh-Verfahren (Pultrusion) hergestellt. Dabei werden die auf Spulen aufgewickelten Faserbündel parallel zueinander gerichtet. CFK-Textile werden hingegen mit der Kettenwirktechnik hergestellt. Die dabei entstehenden Multiaxialgelege bestehen aus bis zu sieben Lagen von parallelen Verstärkungsfäden, welche unterschiedlich zueinander orientiert sind [33]. Um die Fasern vor mechanischer, chemischer und physikalischer Schädigung zu schützen, werden dabei die Faserbündel durch ein Harzbad geführt und anschließend in Kunstharz getränkt. Danach werden die Faserbündel in die endgültige Form gebracht und unter Wärme ausgehärtet [35].
Vor oder nach dem Erhärten kann die Bewehrungsoberfläche mit Sand bestreut werden oder mit einer weiteren Faser umflochten werden, um eine Profilierung zu erhalten. Eine weitere Möglichkeit zur Oberflächenprofilierung besteht darin, dass ein Profil eingefräst wird. In Tab.
2.2 sind die Eigenschaften von Stahl und verschiedenen Fasern dargestellt.
Tab. 2.2: Eigenschaften von Fasern und Stahl im Vergleich [35]
Faser + Stahl
E-Modul [GPa]
Zugfestigkeit [GPa]
Bruchdehnung [%]
Dichte [g/cm³]
Querdehnzahl [-]
E - Glas 73 - 75 3,4 - 3,6 46 - 48 2,5 - 2,7 0,2
AR- Glas 73 - 76 1,8 - 3,5 25 - 43 2,7 -
Aramid 80 - 186 3,4 - 3,8 20 - 40 1,45 0,35
Carbon 250 - 650 3,0 - 5,8 4 - 20 1,6 - 2,0 0,2
Stahl 210 3,0 - 5,0 18 - 26 7,9
12
2.5.1 CFK-Lamellen
Lamellen aus FVK sind schon in vielen Bereichen erforscht, jedoch besteht im Verbundverhalten noch Aufholbedarf [36]. Die Anwendungsbereiche von CFK-Lamellen sind breit gefächert. Sie finden Anwendung bei der Erhöhung von Traglasten sowie zur Verbesserung der Gebrauchstauglichkeit bei der Bauteilsanierung [16]. Versuche zeigen, dass sich die Vorspannung von CFK-Lamellen positiv auf den Gebrauchszustand und den Bruchzustand auswirkt. Im Gebrauchszustand verbessert sich das Verformungsverhalten und die Rissbildung. Im Grenzzustand der Tragfähigkeit kommt es zur Erhöhung der Traglast [24].
Deswegen werden CFK-Lamellen immer häufiger zur Tragwerksverstärkung verwendet.
Mittlerweile gibt es mehrere Verfahren für die Anwendung von Lamellen zur Verstärkung von Tragwerken. CFK-Lamellen können die Materialien Stahlbeton, Mauerwerk, Stahl und auch Holz statisch verstärken [16]. Sie können zur nachträglichen Tragwerksverstärkung schlaff oder vorgespannt auf Betonoberflächen aufgeklebt (siehe Abb. 2.5) oder in Schlitze eingeklebt werden (siehe Abb. 2.6). Die ersten Versuche mit eingeschlitzten Lamellen fanden an der TU München statt [40].
Abb. 2.5: Oberflächig verklebte CFK-Lamellen, S&P-Laminate [16]
13
Abb. 2.6: Tiefgaragensanierung mit Hilfe von in Schlitzen eingeklebten CFK-Lamellen [27]
2.5.2 CFK-Stäbe
Verschiedene CFK-Stäbe unterscheiden sich optisch durch ihre Profilierung sowie Oberflächenbeschaffenheit (siehe Abb. 2.7). Durch die große Bandbreite an FVK-Stäben gibt es auch Unterschiede im Matrixsystem, Faserart und dem Herstellungsverfahren. Deswegen sind Vergleiche schwierig und die Einführung von normativen Regelungen und Richtlinien wird erschwert. Bei der Erforschung von CFK-Stäben besteht aktuell noch ein großer Bedarf [37].
Abb. 2.7: unterschiedliche Profilierungen bei FVK-Stäben [37]
Die Charakterisierung der CFK-Stäbe erfolgt anhand der mechanischen Kenngrößen Steifigkeit, Festigkeit und Bruchdehnung sowie ihrem Verhalten bei der Überschreitung der Zugtragfähigkeit. Die konventionellen Stabprüfmethoden von Stahlstäben sind bei Carbonstäben nicht anwendbar. Grund dafür ist die Querdruckempfindlichkeit aufgrund ihrer Anisotropie [37].
14
2.6 Verankerungen für Zugelemente aus CFK
Aufgrund der Querdruckempfindlichkeit von CFK-Stäben und CFK-Lamellen wird im Bauwesen die Verwendung von materialgerechten Verankerungssystemen für das Testen und das Vorspannen der CFK-Zugelemente notwendig [37]. Die häufigste Unterscheidung erfolgt in Verbundverankerung und mechanische Verankerung. Bei der Verbundverankerung (siehe I. Vergussverankerungen) werden Bewehrungselemente eingeklebt und die Last wird über
einen Verbund zwischen Kleber und Stab eingeleitet. Bei mechanischen Verankerungen (siehe II. Klemmverankerungen) kommt es meistens zu einem Querdruck auf den Stab,
wodurch ein Ausziehen verhindert wird. In dem folgenden Abschnitt werden zwei Verankerungsmöglichkeiten vorgestellt.
I. Vergussverankerungen:
Dabei kann die Verankerung von CFK-Stäben durch einen Vergusskörper aus mineralischem Mörtel oder einer Kunststoffmatrix mit dem Metallzylinder ausgebildet und dadurch in Verbindung gebracht werden. Durch die Vergussmasse entsteht zwischen dem CFK-Stab und dem Metallzylinder eine schubfeste Verbindung. Durch einen dreidimensionalen Spannungszustand im, als Zugring wirkenden Zylinder wird das Abplatzen der Vergussmasse verhindert. In Abb. 2.8 ist ein Verankerungskörper mit konusförmiger Innengeometrie für CFK- Stäbe dargestellt. In Unterkapitel 6.4.1 wird das Einkleben der CFK-Stäbe in die Verankerungskörper genauer erläutert.
Abb. 2.8: Verankerungskörper für CFK-Stäbe
15 II. Klemmverankerungen
Bei den Klemmkeilverankerungen (siehe Abb. 2.9) dürfen die Keile nicht direkt auf die CFK-Elemente gepresst werden, um Schäden an den Fasern zu vermeiden. Deswegen werden zwischen dem Keil und dem CFK-Element weiche Materialien wie Kupfer und Aluminium zur gleichmäßigen Pressverteilung angebracht. Durch das Vorspannen der Schrauben von Klemmverbindungen kann eine Druckspannung normal zum Stab in Höhe der Vorspannkraft hergestellt werden. So lassen sich Spannungsspitzen im Lasteinleitungsbereich vermeiden [4].
Abb. 2.9: Klemmverankerungen für CFK- Zugelemente [4]
16
2.7 CFK-Textilbewehrung
Durch die leichte Verformbarkeit von Textilmatten können verschiedenste Geometrien gestaltet werden. Textile Matten finden deshalb nicht nur in der Baubranche Verwendung, sondern auch im künstlerischen Bereich. Die Textilbewehrung besteht aus Multifilamentrovingen, welche zur Verbesserung der Verbundeigenschaften in Reaktionsharzen oder wässrigen Dispersionen getränkt werden [38]. CFK-Bewehrungen in Form von bi- oder multiaxialen Gittergelegen bieten durch die variable Anordnungsmöglichkeit der Verstärkungsgarne hohe Festigkeiten und Steifigkeiten entlang der Faser. Im Verbund müssen sie höhere Steifigkeiten und Festigkeiten als der Beton besitzen, um die Tragfähigkeit nach Rissbildung zu gewährleisten. Durch die geringen Abstände der Rovinge entsteht eine regelmäßige Rissverteilung sowie eine qualitativ höherwertige Betonoberfläche. Die textile Bewehrung wird in bi- und multiaxialen Strukturen (siehe Abb. 2.10) hergestellt [33].
Abb. 2.10: bi- und multiaxiale textile Bewehrung aus Carbon [33]
17
2.7.1 Einsatzbereiche von Textilbewehrung
Die dargestellte Fuß- und Radwegbrücke (siehe Abb. 2.11) wurde aus textilbewehrtem Beton hergestellt. Die Brücke wurde für die Landesgartenschau in Oschatz 2006 fertigstellt. Die Gehwegbreite liegt bei 2,50 m und die Stützweite bei ca. 9 m. Zur Herstellung wurde Feinbeton mit einem Größtkorn von 2 mm und einer Druckfestigkeit von 70 N/mm² verwendet. Der von der TU Dresden entwickelte Baustoff kam dabei im Rahmen des Sonderforschungsbereiches 528 „Textile Bewehrungen zur bautechnischen Verstärkung und Instandsetzung“ erstmal als Tragkonstruktion eines Ingenieurbauwerks zum Einsatz [43]. Aufgrund der Korrosionsbeständigkeit der textilen Bewehrung konnten dünnwandige und filigrane Elemente erzeugt werden [32].
Abb. 2.11: Brücke aus textilbewehrtem Beton zur Eröffnung der Landesgartenschau in Oschatz 2006 [32].
18
3 Vorspannung
Es gibt verschiedenste Arten von Vorspannung. Die Vorspannung kann unterteilt werden nach [31]
dem Grad der Vorspannung o Teilweise Vorspannung o Volle Vorspannung
der Art des Verbundes
o Vorspannung mit sofortigem Verbund o Vorspannung mit nachträglichem Verbund
o Interne oder externe Vorspannung ohne Verbund
Anfangs wurden vorgespannte Bauteile erzeugt, um die Materialkosten zu reduzieren sowie zur Vergrößerung der Spannweiten [30]. Das Prinzip der Vorspannung wird unter anderem im Stahlbau, Glasbau und im Membranbau angewendet. Wenn man im Bauwesen von Vorspannung spricht, denkt man unwillkürlich an Beton. In den 1950er Jahren beeinflusste der Spannbeton durch ausgereifte Technologien die Konstruktionsweise von Brückenbauten.
Durch Vorspannung können gezielt innere Beanspruchungen, wie etwa die Schnittgrößen und Spannungen sowie die Gebrauchstauglichkeit durch z.B. die Reduzierung der Verformungen und Rissweiten beeinflusst werden. In Abb. 3.1 wird die elastische Dehnung der Druck- und Zugzone bei voller Vorspannung dargestellt. Die zur Vorspannung benötigte Arbeit wird meist durch mechanische Vorrichtungen erzeugt [44]. Die entstehenden Druckspannungen überlagern sich dabei mit den äußeren Lasten und beeinflussen somit den Spannungs- und Verformungszustand günstig. In Abb. 3.1 wird die gesamte Zugzone des Betonquerschnittes überdrückt, wodurch Rissbildung und Verformung reduziert werden. Vorgespannter Beton bleibt aufgrund der Laststeigerung viel länger im ungerissenen Zustand I als „schlaff bewehrter“ Beton. Die höhere Steifigkeit im Zustand I führt dabei zu geringeren Verformungen.
Abb. 3.1: Darstellung der Druck- und Zugzonen bei voller Vorspannung [30]
19
3.1 Vorspannung von CFK–Lamellen und CFK–Stäben
Die verfügbaren Verankerungssysteme zur Vorspannung von CFK-Lamellen sind meist sehr schwer, groß, aufwendig in der Herstellung und müssen vor Korrosion geschützt werden [26].
Bei der Endverankerung von Lamellen ist darauf zu achten, dass es zu keiner Kombination von hohem Querdruck, hohem Querdruckgradienten und hoher Schubspannung am Verankerungsende kommt, um einen vorzeitigen Faserbruch oder ein interlaminares Versagen des Verbundwerkstoffes zu unterbinden. Deswegen wurde an der TU Wien die Composite Wedge Technik (siehe Abb. 3.2) für die Vorspannung und die Verankerung beim
„eingeschlitzten Lamellen Verfahren“ entwickelt [26].
Abb. 3.2: Composite Wedge Verankerung, Draufsicht
Für die Lasteinleitung von punktuellen Lasten in dünnwandige CFK-bewehrte UHPC-Träger wurden bereits mehrere Implantate entwickelt und getestet (siehe Abb. 3.3) [1]. Ein zentrales Element der Entwicklung ist dabei die Verbindung zwischen dem CFK-Stab und dem Stahlteil.
Das Ziel der Implantate ist das Erreichen einer gleichmäßigen Verteilung der auftretenden Spannungen im Bereich der Lasteinleitung. Die eingeleiteten Druckspannungen werden dabei von der Zahnung des Implantats aufgenommen. Für die Verbindung von Implantat und Stab kann z.B. ein Epoxidharz verwendet werden, welches Zugspannungen aufnimmt (siehe Abb.
3.3 unten, rechtes Implantat); beim linken und mittleren Implantat in Abb. 3.3 erfolgte die Lasteinleitung über Verbund mit dem Beton.
20
Abb. 3.3: Untersuchter Träger (oben) und verschiedene Implantate (unten) [1]
21
4 Experimentelle Untersuchungen der 1. Versuchsreihe
4.1 Allgemeines
Dieses Kapitel befasst sich mit dem Versuchsaufbau, der Versuchsdurchführung und der Auswertung der Ergebnisse der ersten Versuchsreihe. Die erste Versuchsreihe bestand aus 3 Biegeversuchen an, mit CFK-Lamellen bewehrten UHPFRC-Trägern. Zwei der drei Versuchsträger wurden vorgespannt. Es wurde anhand von Biegeversuchen der Einfluss der Vorspannkraft auf das Rissverhalten, die Verformung und das Tragverhalten der Versuchskörper untersucht.
4.2 Verwendete Materialien 4.2.1 UHPFRC
Das Mischverhältnis des UHPFRC ist in Tab. 4.1 ersichtlich.
Tab. 4.1: Mischverhältnis UHPFRC
UHPFRC-Mischung Bezeichnung Menge [kg/m³]
Wasser Wasser 153
Fließmittel MasterGlenium ACE 430 34
Konsistenzhalter MasterSure Sky 911 14
Schwinde-Reduzierendes Mittel MasterLife SRA 895 1
Entlüfter MasterFinsih DF 370 17
Zement CEM I 52,5 N C3A-frei 690
Zusatzstoff reaktiv Elkem Mikrosilika 940U 172
Zusatzstoff inert QM 10000 344
Sand QS 0,1-0,5 850
Stahlfaser 12,5/0,175 40
Stahlfaser 12,5/0,3 190
PVA-Faser 6 mm - 0.75
22 Die trockenen Bestandteile wurden zuerst gemischt, um die Konglomerate aufzubrechen und eine gute Vormischung zu erzielen. Danach wurden die Flüssigkeiten beigemengt. Folgende Mischreihenfolge wurde eingehalten (Tab. 4.2):
Tab. 4.2: Mischreihenfolge UHPFRC
Mischreihenfolge Mischdauer [s]
Cem, MS, QM, QS, Fasern 300
Wasser, FM, MF 30
Mischen 120
Gesamt 450
Das Schwinden wird durch das beigemengte schwindreduzierende Zusatzmittel abgemindert, welches zusätzlich die Neigung zur Rissbildung und Verformung in der Aushärtephase reduziert. Weiters wird durch die Kombination von Fließmittel und Entlüfter die Verarbeitbarkeit verbessert. Zusatzstoffe dienen zur Erhöhung der Packungsdichte. Im Weiteren tragen die reaktiven Zusatzstoffe zur Erhöhung der Festigkeit bei.
23
4.2.2 CFK-Lamelle
In der ersten Versuchsreihe wurde die „S&P C-Laminate Typ HM (200/2000) 60/1,4“
verwendet (siehe Abb. 4.1). Dabei handelt es sich um eine CFK-Lamelle, die hauptsächlich zur Tragwerksverstärkung eingesetzt wird [16]. Die CFK-Lamelle wurde von der Firma S&P Handels GmbH mit Firmensitz in Traiskirchen, Niederösterreich bezogen. Weitere Daten können dem Datenblatt im Anhang A und Tab. 4.3 entnommen werden.
Die Vorteile dieser Lamellen sind u.a. [16]:
Sehr hohe Zugfestigkeit
Korrosionsbeständigkeit
Geringes Eigengewicht und geringe Bauteilhöhe
Beliebige Lieferlängen
Ausgezeichnetes Verhalten bei Ermüdung
Einfache, flexible und wirtschaftliche Verstärkungstechnik
Abb. 4.1: CFK-Lamelle „S&P C-Laminate Typ HM (200/2000) 60/1,4“ [16]
Tab. 4.3: C-Lamelle, Auszug aus dem Datenblatt [16]
Lamellentyp HM (200/2000) 60/1,4
Querschnitt [mm²]
Zugfestigkeit [N/mm²]
E-Modul [N/mm²]
Bruchdehnung [%]
Dichte ρ [kg/m³]
CFK-Lamelle 84 ≥2.800 205.000 1,35 1.600
24
4.2.3 Stahlimplantat
Dieses Unterkapitel behandelt die Vorversuchsreihe zur geometrischen Ausbildung des Stahlimplantats im Lasteinleitungsbereich der Lamelle. Das Ziel dieser Versuche war es, die Geometrie der Verzahnung zu optimieren. Das zur Verwendung kommende Stahlimplantat sollte dabei größere Zugkräfte als die aufzubringende Vorspannkraft aufnehmen können. Die Zugversuche fanden in Zusammenarbeit mit DI Nadine Stoiber im Zuge ihrer Diplomarbeit statt. Nähere Infos finden sie in der Diplomarbeit von DI Nadine Stoiber [6].
Verschiedene konfigurierte Implantate
Ein wichtiger Schritt für die Aufbringung der Vorspannkraft auf die CFK-Lamelle bestand in der Modellierung, der Berechnung und der Herstellung der Stahlimplantate. Es wurden verschiedene Öffnungen, unterschiedliche Verzahnungen und Größen (siehe Abb. 4.2) modelliert und hergestellt. Für die Bemessung und Herstellung der ersten Versuchsreihe wurde der Stahl S235 verwendet. Für die zweite Versuchsreihe kam der rostfreie Stahl 1.4462 zum Einsatz. Die Stahlimplantate wurden mittels Hochdruckwasserstrahlschneider aus einem 30 mm dicken Blech geschnitten.
Abb. 4.2: Übersicht der Stahlimplantate von DI Nadine Stoiber, li. 1. Versuchsreihe, re. 2. Versuchsreihe [6]
25 Versuchsvorbereitung der Stahlimplantate
Vor der Durchführung der Auszugsversuche wurden die S&P CFK-Lamellen HM (20/200) in die Stahlimplantate eingeklebt. Die CFK-Lamelle wurde dabei zuerst auf eine einheitliche Länge von 30 cm geschnitten und anschließend im Bereich der Verklebung mit einem Schleifpapier aufgeraut. Das Aufrauen sollte dabei einen besseren Verbund zwischen der CFK-Lamelle und dem als Vergusskörper verwendeten Kleber gewährleisten. Für das Einkleben wurde der Kleber FIS EM PLUS 390 S von der fischer Deutschland Vertriebs GmbH verwendet. Die Trocknungszeit des Klebers liegt je nach Temperatur bei 15-24 Stunden. Beim Einkleben wurde besonders auf eine porenfreie Verfüllung geachtet. Weiters war es wichtig, die CFK-Lamellen symmetrisch in die Implantate einzukleben, um eine gleichmäßige Querpressung zu gewährleisten.
Die Verzahnung der Stahlimplantate wurde vor dem Einkleben der ersten Versuchsreihe mit einem Teflon-Spray der Firma Ballistol eingesprüht und bei der zweiten Reihe mit dem Gleitmittel microGleit DF 921 bestrichen. Das Gleitmittel soll dabei ein Rutschen des Klebekörpers begünstigen, und somit zu einer besseren Verkeilung beitragen. Bei optimaler Verdichtung verkeilt sich der verklebte Körper gegen die Verzahnung des Implantats (siehe Abb. 4.3), was zu einer größeren möglichen Aufnahme von Zugkräften führt.
Abb. 4.3: Verkeilung des Implantats (Skizze von DI Nadine Stoiber) [6]
26 Zugversuche
Die Zugversuche fanden am 06.02.2019 und am 19.02.2019 in der „Prüfhalle des Instituts für konstruktiver Ingenieurbau“ an der Universität für Bodenkultur am Standort Türkenschanze statt. Für die Versuche wurde die, in Abb. 4.4 dargestellte dynamische Mehrzweckprüfmaschine LFV 63-HH von der Firma Walter + Bai AG verwendet. Die maximale Last liegt bei 63 kN.
Abb. 4.4: Mehrzweckprüfmaschine der Firma Walter+Bai AG mit einer maximalen Kraft von 63kN [6]
27 Auf die Versuchskörper wurde beidseitig eine Befestigung zur Stabilisierung der Wegaufnehmer angebracht. Als Anschlag für die Wegaufnehmer wurden Holzkörper aufgeklebt (siehe Abb. 4.5). Die Versuche wurden weggesteuert mit einer Geschwindigkeit von 0,5 mm/min durchgeführt. Das lose Ende der Lamelle wurde, um ein Ausrutschen zu verhindern, mit beigelegtem Schleifpapier in den oberen Backen eingeklemmt.
Abb. 4.5: Versuchsaufbau des Stahlimplantats mit eingeklebter Lamelle (Skizze von DI Nadine Stoiber) [6]
28 Ergebnisse
Nach dem Auswerten der Zugversuche wurde das Implantat mit den besten Ergebnissen hinsichtlich der Auszugkraft (siehe Tab. 4.4) für die 1. Versuchsreihe mit CFK-Lamellen vorgespannten UHPFRC-Träger verwendet. Das Implantat B 1.2 stammt aus der zweiten Auszugsversuchsreihe (siehe Abb. 4.2). Es handelt sich dabei um ein Implantat mit seitlich aufgeschweißten Platten. Diese verhinderten bei den Zugversuchen ein Aufbiegen der
„Maulöffnung“ der Implantate.
Tab. 4.4 Ausgewähltes Implantat
Implantat Nr.: Öffnung Kraft [kN] Verschiebung [mm]
B 1.2 Breite Öffnung 52,5 1,6
29
4.3 Versuchskörper
Die Abmessungen und Querschnitte der drei, mit CFK-Lamellen bewehrten UHPFRC-Träger waren identisch. Die Versuchsträger unterschieden sich nur anhand der Größe der Vorspannkraft und an der Ausführung des Lamellenabschlusses an der rechten Seite. Bei den Trägern V10.1 und V11.1 wurde zur Aufbringung der Vorspannkraft die CFK-Lamelle beidseitig in ein Stahlimplantat eingeklebt (siehe Abb. 4.7). Beim nicht vorgespannten Träger V9.1 schloss die CFK-Lamelle an der rechten Seite bündig mit dem Beton ab (siehe Abb. 4.6).
Der Träger V9.1 stammte aus der Versuchsreihe von DI Nadine Stoiber [6] und diente zum Vergleich der vorgespannten UHPFRC-Träger mit einem nicht vorgespannten UHPFRC-Träger. In Abb. 4.8 ist der Schnitt durch die Träger V9.1, V10.1 und V11.1 dargestellt.
Die Vorspannkräfte, Abmessungen, Betonarten und Lamellen der zu untersuchenden Träger sind in Tab. 4.5 aufgelistet.
Trägerkonfiguration V9.1
Abb. 4.6: Trägerkonfiguration V9.1
Trägerkonfiguration V10.1, V11.1
Abb. 4.7: Trägerkonfiguration V10.1 und V11.1
30 Schnitt der Träger V9.1, V10.1, V11.1
Abb. 4.8: Schnitt der Träger V9.1, V10.1, V11.1
Tab. 4.5: Übersicht der vorgespannten mit CFK-Lamellen bewehrten UHPFRC Träger der 1. Versuchsreihe
Träger Vorspannkraft [kN]
CFK-Lamelle Beton Länge [mm]
Höhe [mm]
Breite [mm]
V9.1 keine HM (200/2000) 60/1,4 UHPFRC 2070 200 30
V10.1 20 HM (200/2000) 60/1,4 UHPFRC 2070 200 30
V11.1 25 HM (200/2000) 60/1,4 UHPFRC 2070 200 30
31
4.4 Herstellung der Versuchskörper
Die Herstellung der vorgespannten UHPFRC-Träger mit CFK-Lamellen fand am 15.05.2019 im Labor der Technischen Universität Wien (Institut für Hochbau und Technologie) statt. Zu Beginn wurden die Lamellen in die Stahlimplantate eingeklebt. Das Einkleben erfolgte mit den gleichen Schritten wie bei den vorangegangenen Zugversuchen der Stahlimplantate. Es waren insgesamt drei vorgespannte Träger vorgesehen. Die Verbundträger wurden dabei so konstruiert, dass die CFK-Lamelle unterhalb des UHPFRC-Trägers lag (siehe Abb. 4.8). Der einzige Unterschied bestand darin, dass beide Seiten der CFK-Lamelle in ein Stahlimplantat eingeklebt werden mussten. Beide Implantate dienten dabei zur Einleitung der Vorspannkraft;
das linke Implantat in Abb. 4.9 diente zudem zur Aufbringung der Vorspannkraft. Die
„Implantat-Endstücke“ wurden als Winkel mit Kopfbolzen aus demselben Material hergestellt (siehe Abb. 4.9). Die an den Implantaten angeschweißten Kopfbolzen dienten einem besseren Verbund mit dem ultrahochfesten faserbewehrten Beton und sollten ein frühzeitiges Ausziehen vermeiden. Auf beide Implantaten wurden Gewindemuffen aufgeschweißt, um mit Hilfe von Gewindestangen eine Vorspannung mit einer hydraulischen Pumpe zu ermöglichen (siehe Unterkapitel 4.4.1). Danach konnte mit dem Bau der Schalung begonnen werden. Für die Schalung wurden beschichtete Sperrholzplatten und OSB-Platten verwendet. Die Vorgehensweise zur Aufbringung der Vorspannkraft sowie beim Betonieren werden in den nächsten Abschnitten ausführlich erklärt und dargestellt.
Abb. 4.9: links, Verwendete Stahlimplantate; rechts, das „Implantat-Endstück“
32
4.4.1 Aufbringen der Vorspannkraft
Der gesamte Aufbau zur Vorspannung der CFK-Lamellen ist in Abb. 4.10 dargestellt. Um die Vorspannkraft optimal auf die unten liegende CFK-Lamelle des UHPFRC-Trägers aufbringen zu können, wurde ein stabiler Unterbau für die Schalung und ein Widerlager für die Einleitung der Vorspannkraft benötigt. Hierfür wurde ein Stahlträger des Typs IPE 200, der mit beidseitig montierten Stahlplatten aufgerüstet wurde, verwendet (siehe Abb. 4.11). Über den Stahlträger konnte nun die Vorspannkraft mit einer hydraulischen Pumpe auf die Lamelle aufgebracht werden. Diese ist in Abb. 4.11 rechts dargestellt. Die Krafteinleitung konnte dabei über eine Kraftmessdose an der gegenüberliegenden Seite kontrolliert und abgelesen werden (siehe linkes Bild in Abb. 4.11). Vor dem Aufbringen der Vorspannkraft wurden zur Überprüfung der Dehnung in die Mitte der Lamelle zwei Dehnmessstreifen (DMS) mit einem Spezialkleber aufgebracht (siehe Abb. 4.12). Die DMS dienten zur Überwachung der Dehnung der CFK-Lamelle während der Kraftübertragung. Über das Spannungs-Dehnungsverhältnis konnte so die Kraft in der Lamelle zusätzlich kontrolliert werden (siehe Abschnitt Dehnmessstreifen). Um einen möglichen Vorspannkraftverlust zu registrieren, wurden die Werte der Kraftmessdose sowie die der Dehnmessstreifen über eine Dauer von 7 Tagen aufgezeichnet. Beim Vorspannen des ersten Trägers mit einer vorgesehenen Vorspannkraft von 40 kN kam es bei einer Lasteinleitung von ca. 31 kN zum Auszug der Lamelle aus dem Implantat. Die Ursache dafür war eine nicht optimal verklebte CFK-Lamelle (siehe Abb. 4.13).
Um einen weiteren Auszug zu verhindern, entschied man sich für das Aufbringen von Vorspannkräften mit 20 kN und 25 kN, was ohne Komplikationen erfolgte.
Abb. 4.10: Aufbau beim Vorspannen der 1. Versuchsreihe
33
Abb. 4.11: Kraftmessdose links, Hydraulikpumpe rechts;
Abb. 4.12: Aufbringung von Dehnmessstreifen
34 Kontrolle der Vorspannkraft mit DMS
Die Werte der DMS wurden über einen Zeitraum von 7 Tagen inklusive der Belastung und Entlastung aufgezeichnet. Mit Hilfe der Kraft, der Querschnittsfläche, der Spannung und der Dehnung konnte der E-Modul berechnet und als Kontrollwert herangezogen werden. Der E- Modul der CFK-Lamelle betrug 205.000 N/mm² (siehe Tab. 4.3).
Durch die Dehnung ε und die Spannung σ erhält man den E-Modul.
Formel E-Modul: 𝐸 =
Für die Berechnung der Spannung σ benötigt man die Kraft F und die Querschnittsfläche A.
Formel Spannung: 𝜎 =
Abb. 4.13: Auszug der Lamelle bei einer Vorspannkraft von P=31kN
35 Dem Kraft-Zeit-Diagramm in Abb. 4.14 und Abb. 4.15 ist zu entnehmen, dass die auf die CFK-Lamellen aufgebrachten Vorspannkräfte (gemessen mit der Kraftmessdose) über einen Zeitraum von 7 Tagen konstant blieben. Der Wert des E-Moduls variiert zu Beginn der Kraftübertragung. Die Differenz ist dabei auf die unterschiedlichen Vorspannkräfte zurückzuführen, da die Spannung proportional zur Dehnung ist. Das E-Modul-Zeit-Diagramm zeigt jedoch, dass es zu einer Veränderung der Steifigkeit über den Messzeitraum kam was beispielsweise auf ein Schwinden des Betons oder eine Relaxation der CFK-Lamelle zurückgeführt werden kann. Diese Daten basieren auf den Messungen der DMS. Somit konnten die Vorspannkräfte und der E-Modul für die späteren numerischen Versuche herangezogen werden.
Abb. 4.14: DMS, Kraft - Zeit – Diagramm
Abb. 4.15: DMS, E-Modul - Zeit-Diagramm
36
4.4.2 Betonieren der Versuchskörper
Nach dem Aufbringen der Vorspannkraft konnte am 15.05.2019 im Labor der Technischen Universität Wien mit dem Betonieren begonnen werden. Als Mischgerät wurde ein Eirich R 02 Vac Intensivmischer (siehe Abb. 4.16) verwendet.
Zusätzlich wurden Probekörper zur Bestimmung der Materialeigenschaften betoniert. Die Probekörper bestanden aus Prismen und Würfeln und wurden nach einer Aushärtephase von 14 Tagen auf Ihre Eigenschaften getestet. Die Ermittlung der Druckfestigkeit und Biegezugfestigkeit erfolgte nach den Bestimmungen der ÖN EN 12390 Teil 4 und Teil 5 [28,45]. Es wurden jeweils 3 Versuche durchgeführt. In Tab. 4.6 sind die ermittelten Ergebnisse angegeben.
Tab. 4.6: Festigkeitseigenschaften UHPFRC (Mittelwerte)
Biegezugfestigkeit ƒct [MPa]
Druckfestigkeit ƒct [MPa]
E-Modul E [MPa]
Dichte ρ [kg/m³]
Alter [d]
UHPFRC 34,5 197 49.002 2,495 14
Abb. 4.16: li.: Intensivmischer Eirich R 02 Vac, re.: betonieren der Träger
37
4.5 Versuchsaufbau 1. Versuchsreihe
Die Versuche fanden am 18.06.2019 in der Prüfhalle des Instituts für konstruktiven Ingenieurbau an der Universität für Bodenkultur statt. Die Lagerung der Träger war für eine Verschiebung gesperrt und für eine Verdrehung offen. An der rechten Seite wurden die Träger auf einem vertikal gesperrten Auflager und einem dazwischen liegenden Elastomer gelagert.
Die Lasteinleitung erfolgte über eine Stahlplatte in einer Entfernung von 58 cm vom linken Auflager. Es wurden insgesamt 3 Wegaufnehmer (WA) an der Oberseite des Trägers platziert, um Verschiebungen aufzuzeichnen. Dabei wurde WA 3 in unmittelbarer Nähe zum rechten Auflager positioniert, WA 1 im Bereich zwischen linkem Auflager und der Lasteinleitungsstelle sowie WA 2 im Bereich der Lasteinleitungsstelle. Die Kraft wurde direkt über die in der Prüfmaschine integrierte Kraftmessdose aufgezeichnet. Für die Messung der Rissweiten, Verschiebungen, Dehnungen und Stauchungen wurde zusätzlich ein digitales Bildkorrelationssystem von Correlated Solutions verwendet, das eine optische und berührungslose Messung ermöglichte (siehe Unterkapitel 4.5.1). Der gesamte Versuchsaufbau ist in Abb. 4.17 und Abb. 4.18 dargestellt.
Abb. 4.17: Versuchsaufbau 1. Versuchsreihe
Verwendete Messtechnik:
WA 1 = Wegaufnehmer 1 WA 2 = Wegaufnehmer 2 WA 3 = Wegaufnehmer 3 DIC = Digital Image Correlation
38
Abb. 4.18: Foto des Versuchsaufbaus der 1. Versuchsreihe
4.5.1 Digitale Bildkorrelation (DIC)
Das Prinzip der digitalen Bildkorrelation beruht auf dem Erfassen der relativen Verschiebung von Referenzpunkten, aus welchen sich die Dehnungen und Verformungen ableiten lassen.
Um qualitative hinreichendes Bildmaterial zu erhalten, ist eine gute Beleuchtung und eine initial durchgeführte Kalibrierung nötig. Für diese Messung wurde zuerst eine Messfeldfläche definiert. Diese begann beim linken Auflager (Bolzen) und reichte bis zur Trägermitte über die gesamte Höhe. Die ausgewählte Messfläche wurde mit einem weißen Spray deckend besprüht, um den Kontrast zu erhöhen. Nach dem Trocknen wurden über die gesamte weiße Fläche schwarze Punkte, welche als Referenzpunkte dienten, mit einem Spray fein verteilt (siehe Abb. 4.18). Für die Aufnahme der Bilder wurden 2 Kameras aufgestellt und auf die Messfläche gerichtet (siehe Abb. 4.19, linkes Bild). Für die Kalibrierung wurde ein spezielles Target mit einem Punktraster verwendet (siehe Abb. 4.19, rechtes Bild). Als erstes wurden vom unverformten Zustand Referenzbilder aufgenommen. Während des Versuchs wurden 2 Bilder pro Sekunde aufgenommen, um die auftretenden Verzerrungen und Verformungen zu dokumentieren. Mit der Postprocessing-Software Vic-3D 7 konnte das aufgenommene Bildmaterial danach ausgewertet werden (siehe Kapitel 5).
39
Abb. 4.19: Aufbau der Videokameras li., Kalibrierungstarget re.;
40
5 Ergebnisse der experimentellen Untersuchungen
5.1 Allgemeines
Im Rahmen der ersten Versuchsreihe wurden drei mit CFK-Lamellen bewehrte UHPFRC-Träger untersucht (siehe Tab. 5.1). Die CFK-Lamelle wurde bei 2 Trägern vorgespannt. In diesem Kapitel werden die Ergebnisse der Biegeversuche vorgestellt und erläutert. Die Ergebnisse stammen aus der Auswertung der digitalen Bildkorrelation durch die Postprocessing-Software Vic-3D 7 und der zeitgleichen Aufzeichnung der auftretenden Lasten durch die Prüfmaschine und der Verformung durch die Wegaufnehmer. Es werden die Rissbreitenentwicklung, die Momenten-Verschiebung-Beziehung und die Versagensmechanismen erläutert.
5.2 Ergebnisse der 1. Versuchsreihe
In diesem Unterkapitel werden die Versuchsergebnisse der 1. Versuchsreihe erläutert. Eine Zusammenfassung der Ergebnisse der Versuchskörper ist in Tab. 5.1 dargestellt. Die Tabelle zeigt, dass mit einer Erhöhung der Vorspannkraft höhere Lasten erzielt werden konnten und gleichzeitig die Verschiebung reduziert wurde. Die Darstellungen von Moment-Verschiebungs- Diagrammen geben Aufschluss über die Steifigkeit und das Verformungsverhalten von Material und Verbundwerkstoffen.
Tab. 5.1: Zusammenfassung der Ergebnisse der 1. Versuchsreihe
Träger Nr.: Vorspannkraft [kN]
max. Kraft [kN]
max. Moment [kNm]
max. Verschiebung [mm]
V9.1 - 19,92 8,08 5,98
V10.1 20 23,74 9,63 5,07
V11.1 25 29,76 12,07 6,05
Moment-Verschiebungs-Verhältnis
In Abb. 5.1 ist das Moment-Verschiebungs-Verhältnis der drei Versuchsträger dargestellt. Dem Diagramm ist zu entnehmen, dass es mit zunehmender Vorspannkraft zu einem linear- elastischen Materialverhalten kommt. Beim nicht vorgespannten Träger V9.1 kam es bereits bei einem Moment von 3,5 kNm zur Rissbildung und zum Abflachen der Moment- Verschiebungs-Kurve. Durch die Rissbildung kam es zu einem frühzeitigen Steifigkeitsverlust.
Bei den Trägern V10.1 und V11.1 kam es durch die Vorspannung zu einem ausgeprägteren
41 linear-elastischen Verhalten und dem Verharren in Zustand 1 (nicht gerissener Beton). Die Erstrissbildung trat verzögert ein. Es kam bei den vorgespannten Trägern erst in einem Bereich von 5 - 5,5 kNm zur Erstrissbildung und dem Übergang in Zustand 2 (gerissener Beton). Nach der Rissbildung kam es bei allen drei Trägern durch die Stahlfasern im UHPFRC und durch die unterhalb liegende CFK-Lamelle zur erneuten Aufnahme von Zugkräften. Diese ist durch das Entstehen eines Plateaus gut erkennbar. Beim nicht vorgespannten Träger V9.1 kam es während der Krafteinleitung zum Verlust des Verbundes zwischen der CFK-Lamelle und dem UHPFRC, womit ausschließlich die Stahlfasern ein Nachbruchverhalten ermöglichten. Beim Erreichen des maximalen Moments kam es beim Träger V9.1 (ohne Endverankerung) zum sofortigen Versagen. Das Versagen der Träger V10.1 und V11.1 trat erst nach dem Auszug der CFK-Lamelle aus dem Stahlimplantat ein (siehe Abb. 5.1).
Abb. 5.1: Moment-Verschiebung Diagramm der Versuchsträger der 1. Versuchsreihe
42 Rissbreitenentwicklung
In Abb. 5.2 ist das Verhältnis zwischen dem Moment und der Rissöffnung dargestellt. Nach dem Eintreten des Risses bei ca. 3,8 kNm flacht die Kurve bei Träger V9.1 ab und es kommt zur Beschleunigung der Rissbreitenentwicklung. Durch den Einfluss der Vorspannkraft bei Träger V10.1 und V11.1 wird der Erstriss deutlich verzögert; die Risse entstanden bei ca.4,4 kNm (V10.1) und bei ca. 6 kNm (V11.1). Bei den Trägern V10.1 und V11.1 kommt es zuerst zu einem geringeren Abflachen der Kurve als bei V09, was auf das zweite Implantat zurückzuführen ist, welches eine Endverankerung bildete. Nach dem Auszug der Lamelle flacht die Kurve ebenfalls ab und es kommt bei V10.1 und V11.1 zur Beschleunigung der Rissentwicklung.
Durch die unterschiedliche Ausführung des Lamellenabschlusses an der rechten Seite (siehe Abb. 4.6 und Abb. 4.7) ist es schwierig, einen exakten Vergleich zwischen den vorgespannten Trägern V10.1, V11.1 und dem schlaff bewehrten Träger V9.1 zu treffen.
Abb. 5.2: Moment- Rissöffnungs- Diagramm der Versuchsträger der 1. Versuchsreihe
43 In Abb. 5.3 ist die Rissbreitenentwicklung für alle drei unterschiedlich konfigurierten Träger dargestellt. Durch die Legende kann das Ausmaß der Dehnungen exx der jeweils aufgetretenen Risse farblich zugeordnet werden. Die Bilder lassen erkennen, dass es im Bereich der Lasteinleitung mit größer werdendem Moment zur Bildung von ausgeprägteren Rissen kam.
Bei einem Moment von 4 kNm ist der Einfluss der Vorspannung auf die Steifigkeit der Träger deutlich zu erkennen. Hier kam es bei Träger V9.1 bereits zur ersten Rissbildung, wogegen sich die beiden vorgespannten Träger V10.1 und V11.1 noch im nicht gerissenen Zustand befanden. Bei einem Moment von 8 kNm befanden sich alle Träger im gerissenen Zustand.
Beim Bild des Trägers V9.1 und einem anliegenden Moment von 8 kNm handelt es sich um die Rissentwicklung kurz vor dem Bruchversagen. Im Vergleich der Träger bei einem Moment von 8 kNm ist zu erkennen, dass die Rissöffnung mit zunehmender Vorspannkraft geringer wurde.
Abb. 5.3: Rissbreitenentwicklung 1. Versuchsreihe
44 Versagensmechanismen
Kurz vor Erreichen des maximalen Moments war bei allen drei Trägeren ein ausgeprägter Riss unter dem Lasteinleitungsbereich vorhanden. In der Abb. 5.4 ist im rechten Bild der Träger V10.1 und V11.1 die Lage der Stahlfasern im Rissbereich gut erkennbar. Beim Träger V09 kam es außerdem durch das Ablösen der Lamelle zu einem Verbundversagen. Das Versagen konnte bei den vorgespannten Trägern durch die beidseitig eingeklebte CFK-Lamelle jedoch deutlich verzögert werden. Bei den vorgespannten Trägern trat das Versagen durch einen Auszug der CFK-Lamelle ein (siehe Abb. 5.4b,c li. Bild).
Abb. 5.4: Versagensmechanismen der Träger V9.1, V10. 1 und V11.1
45
5.3 Finite Elemente Analyse 5.3.1 Allgemeines
Die Träger wurden mit dem Finite-Elemente-Programm ATENA Engineering 2D von der Firma Červenka Consulting modelliert und berechnet. Dafür wurde die Version ATENA 5.6.1 verwendet.
Die Simulation soll das Biegetrageverhalten bestmöglich darstellen und dient als Grundlage für den Vergleich mit den im Labor durchgeführten Versuchen. ATENA ist eine Software zur nichtlinearen Analyse von bewehrten Betonkonstruktionen und dient zur Überprüfung von kritischen Bereichen.
ATENA simuliert das Tragverhalten von Betonkonstruktionen einschließlich der Nachgiebigkeit der Bewehrung, dem Rissverhalten von Beton und die Verformungen [6].
Durch die manuelle Eingabe der Eigenschaften können die Materialien erstellt und definiert werden. Es ist essentiell, die Eigenschaften und Randbedingungen so genau wie möglich an die der experimentellen Versuche anzupassen, um realitätsnahe Ergebnisse zu erhalten.
46
5.3.2 Darstellung der modellierten Verbundträger
Insgesamt wurden 3 Verbundträger modelliert, davon zwei mit Vorspannkräften von 20kN und 25kN und einer im schlaffen Zustand. Die Verbundträger bestanden aus UHPFRC zur Aufnahme der Druckkräfte und aus unterhalb liegenden CFK-Lamellen zur Aufnahme der Zugkräfte. Die an beiden Enden befindlichen Stahlimplantate dienten zur Übertragung der Vorspannkräfte in die CFK-Lamelle. Für einen exakteren Vergleich der numerischen Berechnung wurde der schlaff bewehrte Träger ebenfalls mit einem „Endimplantat“ modelliert.
Der modellierte Verbundträger ist in Abb. 5.5 dargestellt.
Abb. 5.5: Darstellung des Modells der untersuchten Träger
5.3.3 Auflager
Der Träger wurde im Modell durch eine Öffnung im Implantat (siehe Abb. 5.6) an der linken Seite fixiert und gelagert. Eine Rotation des Auflagers war im Zentrum der Öffnung möglich, eine Translation der Öffnung war hingegen gesperrt [6].
Auf der rechten Seite wurde der Träger durch ein Auflager vertikal gesperrt. Für eine Rotation sowie eine horizontale Verschiebung war das Auflager freigegeben. Als Auflagermaterial wurde eine Stahlplatte modelliert (siehe Abb. 5.7).
Abb. 5.6: linkes Auflager
47
Abb. 5.7: rechtes Auflager
5.3.4 ATENA-Funktionsweise
Für die Ermittlung jener Kraft, die bei maximaler Belastung auf den Träger wirkt, wurden im Bereich der Stahlplatte Verschiebungen aufgebracht (siehe Abb. 5.8). Die Stahlplatte hatte einen Abstand von 58 cm zum linken Auflager.
Abb. 5.8: Aufbringung von Verschiebungen zur Ermittlung der Kraft bei maximaler Belastung
In ATENA wurden Lastfälle erstellt, welche bei dieser Berechnung aus den Parametern Eigengewicht, angesetzte Verschiebung, Reaktion durch die Auflagerkraft und die Vorspannung bestanden. Die Lastfälle sind in Tab. 5.2 aufgelistet.
Tab. 5.2: Darstellung der Lastfälle
48 Durch die Kombination der Lastfälle wurden die zur Berechnung erforderlichen Laststufen erstellt. Diese wurden mit Hilfe des Newton-Raphson-Verfahrens (siehe Abschnitt 5.3.5) iterativ berechnet. Am Ende der Berechnung konnten die einzelnen Laststufen in mehreren Diagrammen und Ansichten abgerufen und dargestellt werden.
In der für die Analyse relevanten Punkten wurden Monitoringpunkte gesetzt (siehe Abb. 5.8).
Auf der Oberseite des Trägers wurde an der Position des Monitoringpunkts die Reaktionskraft gemessen. An der Unterseite wurden die vertikalen Abweichungen gemessen.
Abb. 5.9: Positionierung der beiden Monitoringpunkte
5.3.5 Standard Newton-Raphson-Verfahren
Für die sogenannten „Analysis Steps“ wurde das Standard Newton-Raphson-Verfahren verwendet. Dieses Verfahren dient zur numerischen Lösung von nichtlinearen Gleichungen und Gleichungssystemen. Die Idee des Newton-Raphson-Verfahrens ist es, eine beliebige Funktion in einem Ausgangspunkt (x0 | f(x0)) zu linearisieren, d.h. sie dort durch eine Tangente zu ersetzen. Die Berechnung wird nach dem Festlegen des Ausgangspunktes iterativ fortgeführt und sie wird so lange ausgeführt, bis eine hinreichende Genauigkeit erzielt ist [18].
5.3.6 Materialeigenschaften und Verbindungen
In ATENA können die Materialien erstellt und definiert werden. So wurden die Eigenschaften der CFK-Lamelle, der Stahlimplantate sowie die des UHPFRC selbst festgelegt. (siehe Abb.
5.10 - Abb. 5.12). Die Materialeigenschaften wurden so gut wie möglich an die Materialien der vorangegangenen experimentellen Versuchsreihe angepasst. Dabei sollen die realen Gegebenheiten sowie deren Randbedingungen bestmöglich modelliert und dargestellt werden. Die Verbindung von den Materialien kann ebenfalls manuell geändert und angepasst werden.
49
Abb. 5.10: Materialeigenschaften UHPFRC - ATENA
50
Abb. 5.11: Materialeigenschaften CFK-Lamelle - ATENA
Abb. 5.12: Materialeigenschaften Stahlimplantat - ATENA
