kalt-geformten

Forschungsbericht 

Bestimmung der Tragfähigkeit von 

geschweißten T-Knoten aus (kalt-geformten) 

Hohlprofilen mit dreiecksförmigen 

Querschnitten 

Entwicklung der Grundlagen und Optimierung der Bemessung, Konstruktion 

und Herstellung zur Verbesserung der Wirtschaftlichkeit von 

Hohlprofilkonstruktionen 

Prof. Dr.-Ing. D. Ungermann, Dr.-Ing. B. Brune, Dipl.-Ing. P- Dissel (TU Dortmund) 

Prof. Dr.-Ing. Arch. W. A. Noebel ; Dipl.-Ing. Arch. O. Schmidt 

Dr. Ing. S. Herion, Dipl.-Ing. O. Fleischer (KIT) 

im Juni 2010 

FOSTA 

Forschungsvereinigung für 

Stahlanwendung e.V. 

Universität Dortmund 

Lehrstuhl für Stahlbau 

KIT 

Karlsruhe Institut für 

Technologie 

Lehrstuhl für Stahl- 

Und Leichtmetallbau 

Das IGF-Vorhaben 15379 N der Forschungsvereinigung Stahlanwendung e.V., Düsseldorf, 

wurde über die AiF im Rahmen des Programms zur Förderung der industriellen Gemein - 

schaftsforschung und -entwicklung (IGF) vom Bundesministerium für Wirtschaft und Technologie 

aufgrund eines Beschlusses des deutschen Bundestages gefördert.

Zusammenfassung 


Im Rahmen dieses Forschungsprojekts wird das Tragverhalten von T-Knoten mit Gurten 

aus dreieckigen Hohlprofilen und Streben aus rechteckigen (RHP) und dreieckigen 

Hohlprofilen untersucht. Neben der Knotentragfähigkeit werden auch architektonische und 

ökonomische Aspekte betrachtet. 

Triangular Hollow Sections (THS) sind neu entwickelte Hohlprofilquerschnitte, so dass 

Erkenntnisse zum Tragverhalten von Knoten aus THS bislang lediglich auf sogenannten 

„Bird Beak“- und „Diamond Bird Beak“-Knoten basieren. Diese weisen zwar eine 

geometrische Ähnlichkeit zu Knoten mit Gurten aus THS auf, das Gurtprofil ist jedoch kein 

dreieckiges, sondern einem um 45° um die Längsachse gedrehtes, quadratisches 

Hohlprofil. Auf Grundlage experimenteller und numerischer Untersuchungen, die in den 

90-iger Jahren des 20. Jahrhunderts zu diesen Knotenformen durchgeführt wurden und 

auf der Vorgehensweise, die zu den Bemessungsvorschriften der DIN EN 1993-1-8 von T- 

Knoten aus Rechteckhohlprofilen führten, werden die experimentellen, numerischen und 

analytischen Untersuchungen für die neuartigen THS T-Knoten festgelegt. 

Ein numerisches Modell für THS T-Knoten wird für die Parameterstudien erarbeitet und 

anhand der an der Technischen Universität Dortmund durchgeführten Vorversuche sowie 

mit Hilfe von experimentellen Untersuchungen von Hohlprofilknoten aus RHP validiert. 

Basierend auf diesem Modell wird anschließend eine Parameterstudie durchgeführt. Mit 

den numerischen Untersuchungen werden zum einen die maximalen Knotenwiderstände 

und zum anderen Knotenwiderstände basierend auf einem Deformationskriterium ermittelt. 

Das für Hohlprofilknoten allgemein anerkannte Deformationskriterium, welches den 

Knotenwiderstand bei einer maximalen Eindrückung von 3% der Gurtbreite oder des – 

durchmessers b0 (d0) begrenzt, ist bei T-Knoten aus THS Gurten nicht anwendbar. 

Aufgrund der hohen Steifigkeit dieser Knoten muss die maximale Eindrückung von 3%b0 

(3%d0) deutlich reduziert werden. Daher werden die numerischen Ergebnisse zusätzlich 

auf ein sinnvolles Deformationskriterium hin untersucht. Mit den Ergebnissen der 

numerischen Untersuchungen wird schließlich ein eine maximale Eindrückung von 1% der 

Gurtprofilbreite b0 als Deformationskriterium von THS T-Knoten vorgeschlagen. 

Für T-Knoten mit THS Gurten und RHP Streben werden zwei analytische Modelle 

angegeben. Für Streben, deren Flansche parallel zur Gurtlängsachse angeordnet sind, 

wird der Knotenwiderstand, wie auch in DIN EN 1993-1-8 für Gurtflanschversagen von 

Knoten aus RHP, mit einem Fließlinienmodell ermittelt. Für Knoten mit um 45° um die 

Strebenlängsachse gedrehte Streben erfolgt die Ermittlung des Knotenwiderstands auf 

Grundlage eines Modells der mitwirkenden Breite, welches ebenfalls in DIN EN 1993-1-8 

für Strebenversagen von Knoten aus RHP angewendet wird. Zusätzlich erfolgt ein 

Vergleich der numerisch und der analytisch ermittelten Knotenwiderstände. 

Neben den numerischen und den analytischen Untersuchungen werden ebenfalls 

experimentelle Untersuchungen durchgeführt. Diese werden hinsichtlich des 

Knotenwiderstands, der Verformungen und der beobachteten Versagensmodi 

ausgewertet. 

Um die ästhetischen sowie die wirtschaftlichen Aspekte von Tragwerken aus dreieckigen 

Hohlprofilquerschnitten zu untersuchen, werden Hallentragwerke mit zwei verschiedenen 

Fachwerkträgern und einem Vierendeel-System detailliert betrachtet. Neben einer 

visuellen Darstellung der Träger, die auch eine virtuelle, 3-dimensionale Ansicht der


Tragwerke enthält, und der Anschlussdetails werden die Träger bemessen. Die 

Bemessung erfolgt für Querschnitte aus dem allgemeinen Baustähle S355 als auch für 

den höherfesten Stahl S460. Auf Grundlage dieser Bemessungen wird die 

Wirtschaftlichkeit anhand von den drei Kostenkategorien, Materialaufwand, 

Schweißarbeiten und Zuschnitt, evaluiert. Es zeigt sich, dass die Verwendung von THS- 

Profilen wirtschaftliche Vorteile bringen kann, insbesondere bei den Vierendeel-Systemen. 

Zusammenfassend kann damit festgehalten werden: 

Das Ziel des Vorhabens wurde erreicht.


Gegenüberstellung der Forschungsergebnisse mit den 

Forschungszielen 

In Arbeitspaket 1 sollte auf Grundlage theoretischer, experimenteller und 

numerische Untersuchungen das lokale und globale Tragverhalten von T- 

Knotenverbindung in Abhängigkeit der wesentlichen Anschlussparameter 

herausgearbeitet werden. Mit Hilfe von 30 Traglastversuchen erfolgte die 

Untersuchung des Tragverhaltens von T-Knoten mit dreiecksförmigen Gurtprofilen 

in Kombination mit rechteckförmigen, unter Berücksichtigung der Orientierung des 

Rechteckhohlprofilen (siehe Abschnitt 3). Diese experimentellen Untersuchungen 

dienten ebenfalls der Validierung des numerischen Modells (siehe Abschnitt 4) auf 

dessen Grundlage Parameterstudien durchgeführt wurden. Auf Grundlage dieser 

und zusätzlicher analytischer Untersuchungen (Abschnitt 5) erfolgte die 

Beschreibung des Last-Verformungsverhaltens mit mechanischen Modellen. 

In Arbeitspaket 2 sollte die Festschreibung von Mindestfertigungsstandards zur 

Qualitätssicherung erfolgen. Dies beinhaltete die Festlegungen zulässiger 

Toleranzen, Schweißnahtgüten, Prüfaufgaben und Prüfumfang bei der Fertigung, 

Randbedingungen zum Schweißen in kaltverformten Bereichen sowie 

Abminderungsfaktoren für die Verwendung von Hohlprofilen aus hoch- und 

höherfesten Stählen (Abschnitt .7 und 8) 

In Arbeitspaket 3 sollte mit einer Proportionsstudie das Erscheinungsbild 

unterschiedlicher Gurt-Streben-Kombinationen dargestellt werden. Die Darstellung 

der optimalen Knotenausbildung erfolgte mit Modellen (Abschnitt 6) 

Die in Arbeitspaket 4 zum Ziel gesetzte Aufbereitung der Ergebnisse erfolgte 

konsequent während der Bearbeitung der zuvor beschriebenen Arbeitspakete. Die 

tabellarische Darstellung der statischen Querschnittswerte und die in Abschnitt 5 

angegebenen einfachen Beziehungen zur Ermittlung der Knotenwiderstände 

ermöglichen die einfache Anwendung der gewonnen Erkenntnisse 

Abschließend kann festgehalten werden: 

Zielsetzung und Ergebnis stimmen überein.

Inhaltsverzeichnis 


(Table of contents) 

ZUSAMMENFASSUNG 5 

GEGENÜBERSTELLUNG DER FORSCHUNGSERGEBNISSE MIT DEN 

FORSCHUNGSZIELEN 5 

NUTZEN FÜR KMU UND INDUSTRIELLE 

ANWENDUNGSMÖGLICHKEITEN: 8 

1 EINLEITUNG (INTRODUCTION) 35 

1.1 ALLGEMEINES (GENERAL) 35 

1.2 ZIELSETZUNG (SCOPE) 36 

1.2.1 Wissenschaftlich technische Forschungsziele (Scientifical technical 

research goals) 36 

1.2.2 Wirtschaftliche Forschungsziele (Economical research goals) 37 

2 STAND DER TECHNIK (STATE OF THE ART) 39 

2.1 DREIECKIGE QUERSCHNITTE IM BAUWESEN (TRIANGULAR SHAPED 

SECTIONS IN ARCHITECTURE) 39 

2.2 QUERSCHNITTSKENNWERTE VON THS (SECTION PROPERTIES OF THS) 42 

2.3 ERMITTLUNG DES CHARAKTERISTISCHEN KNOTENWIDERSTANDS 

(DETERMINATION OF CHARACTERISTIC JOINT STRENGTH) 43 

2.4 BEMESSUNGSGRUNDLAGEN VON T-KNOTEN AUS RHP (BASICS OF DESIGN 

OF T-JOINTS MADE OF RHS) 44 

2.4.1 Versagensmodi axialbeanspruchter T-Knoten aus RHP (Failure Modes 

of axially loaded T-joints made of RHS) 44 

2.4.2 Entwicklung der Bemessungsmodelle von RHP T-Knoten 

(Development of design models for T-joints made of RHS) 45 

2.5 BIRD-BEAK (BB) UND DIAMOND-BIRD-BEAK (DBB) KNOTEN (BIRD-BEAK- 

(BB) AND DIAMOND-BIRD-BEAK (DBB) JOINTS) 48 

2.5.1 Experimentelle Versuche mit DBB T-knoten (Experimental investigation 

of DBB T-joints) 50 

2.5.2 Numerische Untersuchungen von DBB T-Knoten (Numerical 

investigations of DBB T-joints) 52 

2.5.3 Versagensmechanismus von axial beanspruchten DBB T-Knoten 

(Failure modes of axially loaded DBB T-joints) 59 

2.5.4 Fazit (Conclusion) 60 

Seite I


3 EXPERIMENTELLE UNTERSUCHUNGEN (EXPERIMENTAL 

INVESTIGATIONS) 63 


3.2 VERWENDETE PROFILE (USED SECTIONS) 63 

3.3 VERSUCHSPARAMETER (TEST PARAMETERS) 64 

3.4 VERSUCHSPROGRAMM (TEST PROGRAM) 65 

3.5 VERSUCHSAUFBAU (TEST SETUP) 66 

3.5.1 Sensorik und Signalverarbeitung (Sensor system and signal 

processing) 70 

3.5.1.1 Wegmessung (Measurement of deflections) 71 

3.5.1.2 Dehnungsmessung (Strain measuring) 73 

3.5.1.3 Signalverarbeitung (Signal processing) 76 

3.6 VERSUCHSDURCHFÜHRUNG (EXECUTION OF TESTS) 76 

3.7 GRUNDLAGEN DER VERSUCHSAUSWERTUNG (BASIS OF THE EVALUATION OF 

THE TESTS) 76 

3.7.1 Allgemeines (General) 76 

3.7.2 Kennwerte der Einzelstäbe (Characteristics of the sections) 77 

3.8 VERSUCHSERGEBNISSE (TEST RESULTS) 78 

3.8.1 Versuchskörper 90-0-800G (Specimen 90-0-800G) 79 

3.8.2 Versuchskörper 60-45-800G (Specimen 60-45-800G) 86 

3.8.3 Versuchskörper 90-45-800 (Specimen 90-45-800) 94 

3.8.4 Versuchskörper 90-0-1600 (Specimen 90-0-1600) 101 

3.8.5 Übersicht aller Versuche (Test survey) 106 

3.9 ZUSAMMENFASSUNG (SUMMARY) 108 

4 NUMERISCHE UNTERSUCHUNGEN (NUMERICAL 



4.1.1 Software und Hardware (Software) 111 

4.1.2 Elementwahl (Choosing an adequate element) 111 

4.1.3 Materialgesetz (Material properties) 111 

4.2 DISKRETISIERUNG (DISCRETISATION) 112 

4.2.1 Abmessungen (Dimensions) 112 

4.2.2 Schweißnähte (Welds) 113 

4.2.3 Randbedingungen (Boundary conditions) 113 

4.2.4 Symmetrie (Symmetry) 115 

4.2.5 Eliminierung der Gurtbiegung (Elimination of chord bending) 115 

4.3 VALIDIERUNG DER NUMERISCHEN MODELLE (VALIDATION OF THE 

NUMERICAL MODEL) 117 

Seite II


4.3.1 Numerische Modelle der Pilotversuche (Numerical models of 

preliminary tests) 117 

4.3.2 Numerisches Modell eines T-Knotens aus RHP (Numerical model of Tjoint 

made of RHS) 118 

4.4 PARAMETERSTUDIEN (PARAMETER STUDIES) 119 

4.4.1 Parameterbereich (Parameter Range) 119 

4.4.2 Ermittlung der maximalen Eindrückung der Strebe in den Gurt δlok,max 

(Determination of max. brace indentations into the cord section δlok,max) 121 

4.5 ERGEBNISSE (RESULTS) 127 

5 ANALYTISCHE UNTERSUCHUNGEN (ANALYTICAL 



5.2 TRAGFÄHIGKEIT VON TRIANGULAR PARALLEL BIRD BEAK T-KNOTEN (LOAD 

CAPACITY OF TRIANGUAR PARALL BIRD BEAK T-JOINTS) 133 

5.3 TRAGFÄHIGKEIT VON TRIANGULAR DIAMOND BIRD BEAK T-KNOTEN 

(ULTIMATE LOADS OF TRIANGULAR DIAMOND BIRD BEAK T-JOINTS) 137 

5.4 VERGLEICH MIT EXPERIMENTELL ERMITTELTEN KNOTENWIDERSTÄNDEN 140 

6 ARCHITEKTONISCH-KONSTRUKTIVE UNTERSUCHUNGEN 

(ARCHITECURALY KONSTRUCTIVE INVESTIGATIONS) 141 

6.1 EINFÜHRUNG (PREFACE) 141 

6.2 HISTORISCHE BEISPIELE (EXAMPLES FROM HISTORY) 142 

6.2.1 Hector Guimard (Hector Guimard) 142 

6.2.2 Gustave Eiffel (Gustave Eiffel) 145 

6.2.3 Mies van der Rohe (Mies van der Rohe) 147 

6.3 GESTALTERISCHE ANFORDERUNGEN AN NEUE ENTWICKLUNGEN IM 

STAHLBAU (CREATIVE REQUIREMENTS TO NEW DEVELOPMENTS IN STEEL 

CONSTRUCTION) 150 

6.3.1 Folgerungen aus der bauhistorischen Untersuchung (Conclusions of 

historical investigations) 150 

6.3.2 Geometrie (Geometry) 150 

6.4 UNTERSUCHUNG VON DREI TRÄGERTYPEN (INVESTIGATIONS ON THREE 

TYPES OF BEAMS) 150 

6.4.1 Auswahl der zu untersuchenden Trägertypen 150 

6.4.2 Klärung der konstruktiven Randbedingungen (Declaration of boundary 

conditions) 151 

6.4.2.1 Fachwerkträger 1 152 

6.4.2.2 Fachwerkträger 2 155 

6.4.2.3 Vierendeelträger 158 

Seite III


6.4.3 Anwendung der Ergebnisse in einem studentischen Projekt (Application 

oft he results in a collegiate project) 161 

6.4.4 Zeichnungen (Drawings) 163 

6.4.4.1 Fachwerkträger 1 (Truss 1) 163 

6.4.4.2 Fachwerkträger 2 (Truss 2) 171 

6.4.4.3 Vierendeelträger 179 

6.5 ANWENDBARKEIT DER ERGEBNISSE (USABILITY OF RESULTS) 187 

6.5.1 Konstruktion (Structure) 187 

6.5.2 Gestalterische Möglichkeiten 187 

6.6 ZUSAMMENFASSUNG 188 

7 RECHNERISCHE NACHWEISE ZUR ANWENDUNGSSTUDIE 

(ANALYTICAL CHECKS FOR APPLICATION STUDY) 189 


7.2 GRUNDLAGEN DER BERECHNUNG (CALCULATION BASIS) 189 

7.2.1 Berechnungsverfahren (Calculation method) 190 

7.2.2 Material und Querschnitte (Material and cross sections) 190 

7.2.3 System und Belastung (System and loading) 192 

7.3 BEMESSUNGSERGEBNISSE (DIMENSIONING RESULTS) 194 

7.3.1 Fachwerkträger 1 (Girder 1) 194 

7.3.1.1 System (System) 194 

7.3.1.2 Querschnitte (Cross sections) 195 

7.3.1.3 Imperfektionen (Imperfections) 195 

7.3.1.4 Ausnutzungsgrade (Utilization factors) 196 

7.3.1.5 Verformung und Reaktionskräfte, charakteristisch (Deflection and 

reaction forces, characteristic) 196 

7.3.2 Fachwerkträger 2 (Girder 2) 197 







7.3.3 Vierendeelträger (Vierendeel) 200 







Seite IV


7.4 FAZIT (CONCLUSION) 203 

8 WIRTSCHAFTLICHKEIT (ECONOMIC EFFICIENCY) 205 


8.2 VERGLEICHSSYSTEME (COMPARATIVE SYSTEMS) 206 

8.2.1 Verwendung höherfester Stahlsorten (Application of higher-strength 

steel) 206 

8.2.2 Fachwerkträger 1 – RHP S355 (Girder 1 – RHP S355) 208 







8.2.2.6 Knotennachweis für K1 unten (Joint verification for K1 bottom) 212 

8.2.3 Fachwerkträger 1 - S460 (Girder 1 – S460) 215 


















8.2.5.6 Knotennachweis für K1 oben (Joint verification for K1 top) 226 

8.2.6 Fachwerkträger 2 - S460 (Girder 2 –S460) 229 






Seite V






8.2.7.4 Knotennachweis für K1 oben (Joint verification for K1 top) 233 

8.2.8 Vierendeelträger RHP S355 (Vierendeel – RHP S355) 236 








8.2.9 Vierendeelträger - S460 (Vierendeel –S460) 242 





8.2.10 Vierendeelträger – RHP S460 (Vierendeel – RHP S460) 244 






8.3 MENGENVERGLEICH (MASS COMPARISON) 248 

8.4 VERFORMUNGSVERGLEICH (DEFLECTION COMPARISON) 248 

8.5 KOSTENVERGLEICH (COST COMPARISON) 250 

8.5.1 Kostengruppe A: Material der verwendeten Profile (Cost group A: 

Material of the applied profiles) 250 

8.5.2 Kostengruppe B: Schweißarbeiten (Cost group B: Welding works) 251 

8.5.3 Kostengruppe C: Zuschnittarbeiten (Cost group C: Cutting works) 254 

8.5.4 Gesamtkosten (Total costs) 255 

8.6 FAZIT (CONCLUSION) 256 

9 ZUSAMMENFASSUNG UND AUSBLICK (SUMMARY AND 

PREVIEW) 257 

9.1 ZUSAMMENFASSUNG (SUMMARY) 257 

9.2 AUSBLICK (PREVIEW) 258 

LITERATURVERZEICHNIS II 

Seite VI


NORMEN IV 

ANHANG A: QUERSCHNITTSWERTE DREIECKIGER HOHLPROFILE 

(APPENDIX A: SECTION PROPERTIES OF TRIANGUAL HOLLOW 

SECTIONS) 1 

ANHANG B:WERKSZEUGNIS (APPENDIXB: TEST CERTIFICATE) 4 

Seite VII

Abbildungs- und Tabellenverzeichnis 

Abbildungsverzeichnis 

ABBILDUNG 1.1: T-KNOTEN UNTERSCHIEDLICHER PROFILQUERSCHNITTE UND 

AUSRICHTUNGEN 36 

ABBILDUNG 2.1: BANGKOK INTERNATIONAL AIRPORT SUVARNABHUMI 40 

ABBILDUNG 2.2: BRÜCKE IN CALA GALDANA MIT BOGENTRÄGERN AUS 

DREIECKFÖRMIGEN HOHLPROFILTRÄGERN 40 

ABBILDUNG 2.3: PYLON DER STAßENBAHNHALTESTELLE REINOLDIKIRCHE IN 

DORTMUND 41 

ABBILDUNG 2.4: ZIVILJUSTIZ CENTER IN MANCHESTER, GROßBRITANNIEN 42 

ABBILDUNG 2.5: BESTIMMUNG DER TRAGLAST MIT DEM DEFORMATIONSKRITERIUM 44 

ABBILDUNG 2.6: VERSAGENSMODI VON T-KNOTEN UNTER DRUCKBEANSPRUCHUNG 45 

ABBILDUNG 2.7: VERSUCHSAUFBAUTEN FÜR DRUCKBEANSPRUCHUNG UND 

ROTATIONSKAPAZITÄT [22] 46 

ABBILDUNG 2.8: VERSUCHSAUFBAU UNTER KOMBINIERTER BEANSPRUCHUNG [22] 47 

ABBILDUNG 2.9: INTERAKTIONSDIAGRAMM FÜR KOMBINIERTE BEANSPRUCHUNG 

VON T-KNOTEN AUS RHP [22] 48 

ABBILDUNG 2.10: GEOMETRIE VON BIRD-BEAK- UND DIAMOND BIRD-BEAK-KNOTEN 49 

ABBILDUNG 2.11: VERSUCHSAUFBAU DBB-T-KNOTEN [9] 50 

ABBILDUNG 2.12: ANALYTISCHES MODELL ZUR TRAGLASTERMITTLUNG EINES DBB- 

T-KNOTENS[5] 51 

ABBILDUNG 2.13: ÄNDERUNG DER QUERSCHNITTSKENNWERTE INFOLGE 

FORMÄNDERUNG 52 

ABBILDUNG 2.14: ELIMINIERUNG DER GURTBIEGUNG MITTELS EINES 

KOMPENSATIONSMOMENTENPAARES 53 

ABBILDUNG 2.15: RANDBEDINGUNGEN BEI DEN NUMERISCHEN STUDIEN VON DBB T- 

KNOTEN [2] 54 

ABBILDUNG 2.16: KOMPENSATORISCHE MOMENTE BEI DBB T-KNOTEN [2] 54 

ABBILDUNG 2.17: ELIMINIERUNG DER GURTBIEGUNG 55 

ABBILDUNG 2.18: EINDRÜCKUNG DER STREBE IN DEN GURT δ 56 

ABBILDUNG 2.19: SCHWERPUNKT EINES HALBIERTEN QHP 56 

ABBILDUNG 2.20: EINFLUSSFAKTOREN QHP T-KNOTEN IN TRADITIONELLER UND 

DBB AUSFÜHRUNG 57 

ABBILDUNG 2.21: LAST-EINDRÜCKUNG FÜR VERSCHIEDENE 

GURTLÄNGENVERHÄLTNISSE α [2] 58 

ABBILDUNG 2.22: ITERATIONSDIAGRAMM FÜR DBB T-KNOTEN 59 

ABBILDUNG 2.23: LOKALES VERBINDUNGSVERSAGEN EINES DBB T-KNOTENS [11] 60 

ABBILDUNG 2.24: EXPERIMENTELL UND NUMERISCH ERMITTELTE 

VERSAGENSFORMEN VON DBB T-KNOTEN 61 

ABBILDUNG 2.25: STEIGERUNG DER TRAGFÄHIGKEIT EINES DBB T-KNOTENS 61 

ABBILDUNG 3.1: THS PROFIL 64 

ABBILDUNG 3.2: PROFILE STREBEN 64 

ABBILDUNG 3.3: JOCH AUF KRAFTMESSDOSE 66 

ABBILDUNG 3.4: PROBE IM MÖRTELBETT 66 

ABBILDUNG 3.5: AXIALGELENK + LE-PLATTE 66 

Seite VIII


ABBILDUNG 3.6: STEMPEL (GESCHNITTEN) 66 

ABBILDUNG 3.7: STATIVE FÜR SENSOREN 67 

ABBILDUNG 3.8: SEILWEGAUFNEHMER 67 

ABBILDUNG 3.9: PROBE UND JOCH 67 

ABBILDUNG 3.10: STIRNPLATTE GESCHWEIßT 67 

ABBILDUNG 3.11: SCHNEIDE MIT KNAGGE 68 

ABBILDUNG 3.12: LAGERPLATTE, GLEITSCHICHT 68 

ABBILDUNG 3.13: SCHNEIDENAUFNAHME 68 

ABBILDUNG 3.14: GEWINDESTIFTE 68 

ABBILDUNG 3.15: ANORDNUNG DER MESSPUNKTE 70 

ABBILDUNG 3.16: ANSCHLUSS DER SEILWEGAUFNEHMER 71 

ABBILDUNG 3.17: KORREKTUR H 72 

ABBILDUNG 3.18: MESSPUNKT INDUKTIONSWEGAUFNEHMER 73 

ABBILDUNG 3.19: ANORDNUNG DMS 74 

ABBILDUNG 3.20: PRÜFLAST ZU MASCHINENWEG 90-0-800G 79 

ABBILDUNG 3.21: VERSAGENSBILD 90-0-800G 80 

ABBILDUNG 3.22: SEITENWANDVERFORMUNGEN 90-0-800G 81 

ABBILDUNG 3.23: PRÜFLAST ZU HORIZONTALEN WEGMESSUNGEN 90-0-800G 82 

ABBILDUNG 3.24: PRÜFLAST ZU VERTIKALEN WEGMESSUNGEN 90-0-800G 83 

ABBILDUNG 3.25: PRÜFLAST ZU WEGMESSUNG OK THS 90-0-800G 84 

ABBILDUNG 3.26: PRÜFLAST ZU SEITENWAND-DEHNUNGEN 90-0-800G 85 

ABBILDUNG 3.27: PRÜFLAST ZU MASCHINENWEG 60-45-800G 86 

ABBILDUNG 3.28: SEITENWAND-BIEGUNG 60-45-800G 87 

ABBILDUNG 3.29: DETAIL SEITENWAND-BIEGUNG 60-45-800G 87 

ABBILDUNG 3.30: FLIEßEN DER STREBE 60-45-800G 88 

ABBILDUNG 3.31: PRÜFLAST ZU HORIZONTALEN WEGMESSUNGEN 60-45-800G 89 

ABBILDUNG 3.32: PRÜFLAST ZU VERTIKALEN WEGMESSUNGEN 60-45-800G 90 

ABBILDUNG 3.33: STREBE VOR UND NACH VERSUCH 60-45-800G 91 

ABBILDUNG 3.34: KONTAKT ZWISCHEN STREBE UND MESSTECHNIK 60-45-800G 91 

ABBILDUNG 3.35: PRÜFLAST ZU WEGMESSUNG OK THS 60-45-800G 92 

ABBILDUNG 3.36: PRÜFLAST ZU SEITENWAND-DEHNUNGEN 90-45-800 93 

ABBILDUNG 3.37: PRÜFLAST PRÜFLAST ZU MASCHINENWEG 90-45-800 94 

ABBILDUNG 3.38: VERSAGENSBILD 90-45-800 95 

ABBILDUNG 3.39: PRÜFLAST ZU HORIZONTALEN WEGMESSUNGEN 90-45-800 96 

ABBILDUNG 3.40: PRÜFLAST ZU VERTIKALEN WEGMESSUNGEN 90-45-800 97 

ABBILDUNG 3.41: PRÜFLAST ZU WEGMESSUNG OK THS 90-45-800 98 


ABBILDUNG 3.43: PRÜFLAST ZU UNTERGURT-DEHNUNGEN 90-45-800 100 

ABBILDUNG 3.44: PRÜFLAST ZU MASCHINENWEG 90-0-1600 101 

ABBILDUNG 3.45: VERSAGENSBILD 90-0-1600 102 

ABBILDUNG 3.46: PRÜFLAST ZU HORIZONTALEN WEGMESSUNGEN 90-0-1600 103 

ABBILDUNG 3.47: PRÜFLAST ZU VERTIKALEN WEGMESSUNGEN 90-0-1600 104 


ABBILDUNG 3.49: PRÜFLAST ZU UNTERGURT-DEHNUNGEN 90-0-1600 106 

ABBILDUNG 3.50: PRÜFLASTEN ALLER VERSUCHE 107 

ABBILDUNG 3.51: AUSNUTZUNGSGRAD FÜR L0 = 800 MM 108 

ABBILDUNG 4.1: QUERSCHNITTSGEOMETRIE 112 

Seite IX


ABBILDUNG 4.2: KNOTENKOMBINATIONEN, BEZEICHNUNGEN 113 

ABBILDUNG 4.3: STATISCHES GRUNDSYSTEM 114 

ABBILDUNG 4.4: LASTEINLEITUNG (KNOTEN 1) 114 

ABBILDUNG 4.5: AUFLAGER IN KNOTEN NR. 2 115 

ABBILDUNG 4.6: AUSNUTZUNG DER SYMMETRIE 115 

ABBILDUNG 4.7: SPANNUNGSVERTEILUNG BEI EINSATZ VON 

KOMPENSATIONSMOMENTEN 116 

ABBILDUNG 4.8: ABMESSUNGEN DER UNTERSUCHTEN THS T-KNOTEN AUS DEN 

PILOTVERSUCHEN 117 

ABBILDUNG 4.9: VERGLEICH DER EINFLUSSFAKTOREN DES FE-MODELLS DES 

PROBEKÖRPERS [22] 119 

ABBILDUNG 4.10: GURT-STREBENKOMBINATIONEN 121 

ABBILDUNG 4.11: ERMITTLUNG DER VERTIKALEN KOMPONENTE DER LOKALEN 

VERFORMUNG IM GURT 122 

ABBILDUNG 4.12: LOKALE VERFORMUNG IM GURT 122 

ABBILDUNG 4.13: VERSCHIEBUNG DER KNOTEN IN HORIZONTALER RICHTUNG (U1) 123 

ABBILDUNG 4.14: MESSSTELLEN FÜR DIE LOKALE VERFORMUNG DES GURTES BEI 

THS + QHP T-KNOTEN 124 

ABBILDUNG 4.15: VERFORMUNG IN HORIZONTALER RICHTUNG (U1) 125 

ABBILDUNG 4.16: MESSSTELLEN BEI T-KNOTEN MIT GURTEN UND STREBEN AUS 

THS 126 

ABBILDUNG 4.17: ERMITTLUNG DER EINDRÜCKUNG DER STREBE IN DEN GURT 126 

ABBILDUNG 4.18: MESSSTELLEN DER EINDRÜCKUNG DER STREBE IN DEN GURT 127 

ABBILDUNG 4.19: LOKALE VERFORMUNG IN DEN KRITISCHEN PUNKTEN EINES TPBB 

T-KNOTENS 128 

ABBILDUNG 4.20: LOKALE VERFORMUNG IN DEN KRITISCHEN PUNKTEN EINES TBB 

T-KNOTENS 128 

ABBILDUNG 4.21: LOKALE VERFORMUNG IN DEN KRITISCHEN PUNKTEN EINES TDBB 

T-KNOTENS 129 

ABBILDUNG 5.1: LOKALE GURTVERFORMUNG UND KOMPONENTENZERLEGUNG 134 

ABBILDUNG 5.2: FLIESSLINIENMODEL BEI TPBB T-KNOTEN AUF EINEM 

GURTFLANSCH 135 

ABBILDUNG 5.3: VERGLEICH DER ANALYTISCHEN UND NUMERISCHEN ERGEBNISSE 136 

ABBILDUNG 5.4: SPANNUNGSVERTEILUNG TDBB KNOTENS FÜR MAXIMALE 

BEANSPRUCHUNG NI,MAX 

137 

ABBILDUNG 5.5: EFFEKTIVE FLÄCHE (AE) 138 

ABBILDUNG 5.6: VERGLEICH DER ANALYTISCHEN UND NUMERISCHEN ERGEBNISSE 140 

ABBILDUNG 6.1: HECTOR GUIMARD – ÉCOLE DU SACRÉ COEUR 1895 142 

ABBILDUNG 6.2: ZEICHNUNG DER GESAMTFASSADE 144 

ABBILDUNG 6.3: GUSTAVE EIFFEL – TOUR EIFFEL 145 

ABBILDUNG 6.4: LUDWIG MIES VAN DER ROHE – NATIONAL THEATER MANNHEIM 147 

ABBILDUNG 6.5: LUDWIG MIES VAN DER ROHE – NATIONALGALERIE BERLIN 149 

ABBILDUNG 6.6: RASTER 1.1, GROßE SPANNWEITEN, LEICHTE BEANSPRUCHUNG, 

HALLEN 153 

ABBILDUNG 6.7: RASTER 1.2, MIDIFIKATION VON TRÄGER 1.1 FÜR PPNKTLASTEN 

UND GESTEIGERTE BEANSPRUCHUNGEN 154 

Seite X


ABBILDUNG 6.8: RASTER 2.1, GROßE SPANNWEITE, HOHE BEANSPRUCHUNG, FÜR 

ABGEHÄNGTE BEANSPRUCHUNGEN, HERSTELLUNG VON HALLEN 156 

ABBILDUNG 6.9: RASTER 2.2, GROßE SPANNWEITE, FÜR ABGEHÄNGTE 

BEANSPRUCHUNGEN, ANORDUNG FÜR DIE BEMESSUNG 

HORIZONTALER UND VERTIKALER DRUCKSTÄBE 157 

ABBILDUNG 6.10: RASTER 3.1, VIERENDEEL TRÄGER FÜR MITTLERE SPANNWEITE 

UND MITTLERE BEANSPRUCHUNG 159 

ABBILDUNG 6.11: RASTER 3.2, VIERENDEEL TRÄGER MIT UM 45° GEDREHTEN 

STREBEN, ERHÖHTER WIDERSTAND DURCH ANORDNUNG DER 

DELTA-PROFILE (THS) 160 

ABBILDUNG 6.12: ZEICHNUNGEN ZU DEM PROJEKT „UMBAU UND ERGÄNZUNG DER 

GÜTERABFERTIGUNGSHALLEN DES DORTMUNDER 

HAUPTBAHNHOFS“ VON MAREN JATZEK 161 

ABBILDUNG 6.13 FACHWERKTRÄGER 1 163 

ABBILDUNG 6.14: QUERSCHNITT DURCH DEN TRÄGER ANSCHLUSS 

NEBENTRAGWERK – DACH, AUFLAGER, LÄNGSAUSSTEIFUNG 165 

ABBILDUNG 6.15: DETAIL KNOTEN STREBEN – OBERGURT ANSCHLUSS TRAGWERK - 

NEBENTRAGWERK – DACH 166 

ABBILDUNG 6.16: DETAIL KNOTEN STREBEN – OBERGURT, ANSCHLUSS TRAGWERK 

- NEBENTRAGWERK – DACH – AUßENWAND, AUSSTEIFUNG DES 

TRAGWERKS 167 

ABBILDUNG 6.17: DETAIL AUFLAGER, ANSCHLUSS TRAGWERK – AUßENWAND, 

PFEILERVORLAGE IN DER AUßENWAND, AUSSTEIFUNG DES 

TRAGWERKS 168 

ABBILDUNG 6.18: PERSPEKTIVISCHE DARSTELLUNG DES ANSCHLUSSES STREBEN – 

UNTERGURT 169 

ABBILDUNG 6.19: PERSPEKTIVISCHE DARSTELLUNG DES HALLENRAUMES 170 

ABBILDUNG 6.20: FACHWERKTÄGER 2 171 




– NEBENTRAGWERK 174 



TRAGWERKS – BRACING OF THE GIRDER 175 



TRAGWERKS 176 

ABBILDUNG 6.25: PERSPEKTIVISCHE DARSTELLUNG DES ANSCHLUSSES STREBEN – 

UNTERGURT 177 


ABBILDUNG 6.27: VIERENDEELTRÄGER 179 




- NEBENTRAGWERK – DACH 182 

Seite XI




TRAGWERKS 183 



TRAGWERKS 184 

ABBILDUNG 6.32: PERSPEKTIVISCHE DARSTELLUNG DES ANSCHLUSSES STREBE – 

UNTERGURT 185 


ABBILDUNG 7.1: GENERIERTES THS-PROFIL 191 

ABBILDUNG 7.2: GESAMTMODELL F1 194 

ABBILDUNG 7.3: KNOTENDETAIL F1 194 

ABBILDUNG 7.4: QUERSCHNITTSNUMMERN F1 195 

ABBILDUNG 7.5: IMPERFEKTIONEN F1 195 

ABBILDUNG 7.6: SPANNUNGSAUSNUTZUNG GURTE F1 196 

ABBILDUNG 7.7: SPANNUNGSAUSNUTZUNG STREBEN F1 196 

ABBILDUNG 7.8: VERFORMUNG UND REAKTIONSKRÄFTE F1 196 

ABBILDUNG 7.9: GESAMTMODELL F2 197 

ABBILDUNG 7.10: KNOTENDETAIL F2 197 

ABBILDUNG 7.11: QUERSCHNITTSNUMMERN F2 198 

ABBILDUNG 7.12: IMPERFEKTIONEN F2 198 

ABBILDUNG 7.13: SPANNUNGSAUSNUTZUNG GURTE F2 199 

ABBILDUNG 7.14: SPANNUNGSAUSNUTZUNG STREBEN F2 199 

ABBILDUNG 7.15: VERFORMUNG UND REAKTIONSKRÄFTE F2 199 

ABBILDUNG 7.16: GESAMTMODELL VIERENDEEL 200 

ABBILDUNG 7.17: KNOTENDETAIL VIERENDEEL 200 

ABBILDUNG 7.18: QUERSCHNITTSNUMMERN VIERENDEEL 201 

ABBILDUNG 7.19: IMPERFEKTIONEN VIERENDEEL 201 

ABBILDUNG 7.20: SPANNUNGSAUSNUTZUNG GURTE UND RANDPFOSTEN 

VIERENDEEL 202 

ABBILDUNG 7.21: SPANNUNGSAUSNUTZUNG PFOSTEN VIERENDEEL 202 

ABBILDUNG 7.22: VERFORMUNG UND REAKTIONSKRÄFTE VIERENDEEL 202 

ABBILDUNG 8.1: GESAMTMODELL F1-RHP S355 208 

ABBILDUNG 8.2: KNOTENDETAIL F1-RHP S355 208 

ABBILDUNG 8.3: QUERSCHNITTSNUMMERN F1-RHP S355 209 

ABBILDUNG 8.4: IMPERFEKTIONEN F1-RHP S355 209 

ABBILDUNG 8.5: SPANNUNGSAUSNUTZUNG GURTE F1-RHP S355 210 

ABBILDUNG 8.6: SPANNUNGSAUSNUTZUNG STREBEN F1-RHP S355 210 

ABBILDUNG 8.7: VERFORMUNG UND REAKTIONSKRÄFTE F1-RHP S355 210 

ABBILDUNG 8.8: QUERSCHNITTSNUMMERN F1 S460 215 

ABBILDUNG 8.9: SPANNUNGSAUSNUTZUNG GURTE F1 S460 215 

ABBILDUNG 8.10: SPANNUNGSAUSNUTZUNG STREBEN F1 S460 216 

ABBILDUNG 8.11: VERFORMUNG UND REAKTIONSKRÄFTE F1 S460 216 





Seite XII


ABBILDUNG 8.16: GESAMTMODELL F2-RHP S355 222 

ABBILDUNG 8.17: KNOTENDETAIL F2-RHP S355 222 


ABBILDUNG 8.19: IMPERFEKTIONEN F2-RHP S355 223 




ABBILDUNG 8.23: QUERSCHNITTSNUMMERN F2 S460 229 

ABBILDUNG 8.24: SPANNUNGSAUSNUTZUNG GURTE F2 S460 229 

ABBILDUNG 8.25: SPANNUNGSAUSNUTZUNG STREBEN F2 S460 230 

ABBILDUNG 8.26: VERFORMUNG UND REAKTIONSKRÄFTE F2 S460 230 





ABBILDUNG 8.31: GESAMTMODELL VIERENDEEL –RHP S355 236 

ABBILDUNG 8.32: KNOTENDETAIL VIERENDEEL RHP S355 236 

ABBILDUNG 8.33: QUERSCHNITTSNUMMERN VIERENDEEL -RHP S355 237 

ABBILDUNG 8.34: IMPERFEKTIONEN VIERENDEEL -RHP S355 237 

ABBILDUNG 8.35: SPANNUNGSAUSNUTZUNG GURTE VIERENDEEL -RHP S355 238 

ABBILDUNG 8.36: SPANNUNGSAUSNUTZUNG STREBEN VIERENDEEL -RHP S355 238 

ABBILDUNG 8.37: VERFORMUNG UND REAKTIONSKRÄFTE VIERENDEEL -RHP S355 238 

ABBILDUNG 8.38: QUERSCHNITTSNUMMERN VIERENDEEL S460 242 

ABBILDUNG 8.39: SPANNUNGSAUSNUTZUNG GURTE VIERENDEEL S460 242 

ABBILDUNG 8.40: SPANNUNGSAUSNUTZUNG STREBEN VIERENDEEL S460 243 

ABBILDUNG 8.41: VERFORMUNG UND REAKTIONSKRÄFTE VIERENDEEL S460 243 

ABBILDUNG 8.42: QUERSCHNITTSNUMMERN VIERENDEEL-RHP S460 244 

ABBILDUNG 8.43: SPANNUNGSAUSNUTZUNG GURTE VIERENDEEL -RHP S460 244 

ABBILDUNG 8.44: SPANNUNGSAUSNUTZUNG STREBEN VIERENDEEL -RHP S460 245 

ABBILDUNG 8.45: VERFORMUNG UND REAKTIONSKRÄFTE VIERENDEEL RHP S460 245 

ABBILDUNG 8.46: VERGLEICH DER STAHLMENGEN 248 

ABBILDUNG 8.47: VERGLEICH DER VERFORMUNGEN 249 

ABBILDUNG 8.48: VERGLEICH DER VERFORMUNGEN PRO STAHLMENGE 250 

ABBILDUNG 8.49: KNOTENTYPEN THS-SYSTEME 252 

ABBILDUNG 8.50: KNOTENTYPEN RHP-SYSTEME 252 

ABBILDUNG 8.51: ANTEILE DER KOSTENGRUPPEN IN % 255 

ABBILDUNG 8.52: GESAMTKOSTEN 256 

List of figures 

FIGURE 1.1: T-JOINTS WITH DIFFERENT CHORD SECTIONS AND ADJUSTMENTS 36 

FIGURE 2.1: BANGKOK INTERNATIONAL AIRPORT SUVARNABHUMI 40 

FIGURE 2.2: BRIDGE IN CALA GALDANA WITH TRIANGULAR SHAPED HOLLOW 

SECTIONS 40 

FIGURE 2.3: PYLON OF TRAM STOP REINOLDSKIRCHE IN DORTMUND 41 

FIGURE 2.4: CIVIL JUSTICE CENTRE IN MANCHESTER, GREAT BRITAIN 42 

Seite XIII


FIGURE 2.5: DETERMINATION OF THE LOAD CAPACITY BASED ON THE 

DEFORMATION CRITERION 44 

FIGURE 2.6: FAILURE MODES OF T-JOINTS LOADED UNDER COMPRESSION 45 

FIGURE 2.7: TEST SETUP FOR JOINTS UNDER COMPRESSION AND SECTIONS IN 

BENING [22] 46 

FIGURE 2.8: TEST SETUP S3 FOR COMBINED LOADING [22] 47 

FIGURE 2.9: INTERACTION DIAGRAM FOR COMBINED LOADING OF T-JOINTS 

MADE OF RHS [22] 48 

FIGURE 2.10: GEOMETRY OF BIRD-BEAK- AND DIAMOND-BIRD-BEAK-JOINTS 49 

FIGURE 2.11: TEST SETUP FOR DBB-T-JOINTS [9] 50 

FIGURE 2.12: ANALYTICAL MODEL FOR THE DETERMINATION OF THE LOAD 

CAPACITY OF A DBB-T-JOINT [5] 51 

FIGURE 2.13: CHANGE OF CROSS SECTION PROPERTIES DUE TO DEFORMATIONS 52 

FIGURE 2.14: ELIMINATION OF THE CHORD BENDING BY COMPENSATORY 

MOMENTS 53 

FIGURE 2.15: BOUNDARY CONDITIONS OF THE NUMERICAL STUDIES OF DBB T- 

JOINTS [2] 54 

FIGURE 2.16: COMPENSATORY MOMENTS OF A DBB T-JOINT [2] 54 

FIGURE 2.17: ELIMINATION OF THE CHORD BENDING 55 

FIGURE 2.18: INDENTATION δ OF THE BRACE INTO THE CHORD 56 

FIGURE 2.19: CENTER OF GRAVITY OF HALVED QHS 56 

FIGURE 2.20: INFLUENCING PARAMETERS OF QHS T-JOINTS 57 

FIGURE 2.21: INDENTATIONS FOR VARYING CHORD LENGTH RATIO α [2] 58 

FIGURE 2.22: M-N INTERACTION FOR DBB T-JOINT 59 

FIGURE 2.23: LOCAL FAILURE OF A DBB T-JOINT [11] 60 

FIGURE 2.24: EXPERIMENTALLY AND NUMERICALLY DETERMINED FAILURE MODES 

OF DBB T-JOINTS 61 

FIGURE 2.25: INCREASE OF LOAD CAPACITY OF DBB T-JOINT 61 

FIGURE 3.1: TRIANGULAR HOLLOW SECTION (THS) 64 

FIGURE 3.2: BRACE SECTIONS 64 

FIGURE 3.3: TRUSS ON LOAD CELL 66 

FIGURE 3.4: SPECIMEN IN MORTAR BED 66 

FIGURE 3.5: AXIAL HINGE 66 

FIGURE 3.6: ACTUATOR 66 

FIGURE 3.7: STANDS OF SENSORS 67 

FIGURE 3.8: WIRED LVDTS 67 

FIGURE 3.9: SPECIMEN AND TRUSS 67 

FIGURE 3.10: WELDED FRONT PLATE 67 

FIGURE 3.11: CUTTING EDGE WITH CLEAT 68 

FIGURE 3.12: BEARING PLATE 68 

FIGURE 3.13: AFFILIATION OF CUTTING EDGE 68 

FIGURE 3.14: SETSCREWS 68 

FIGURE 3.15: POSITION OF MEASURING POINTS 70 

FIGURE 3.16: ALIGNEMENT OF THE WIRED LVDT 71 

FIGURE 3.17: KORRECTION H 72 

FIGURE 3.18: LVDT 73 

FIGURE 3.19: ARRANGEMENT OF STRAIN GAUGES 74 

Seite XIV


FIGURE 3.20: LOAD-DEFELCTION OF SPECIMEN 90-0-800G 79 

FIGURE 3.21: FAILURE OF SPECIMEN 90-0-800G 80 

FIGURE 3.22: DEFORMATION OF SIDE WALLS OF SPECIMEN 90-0-800G 81 

FIGURE 3.23 HORIZONTAL DEFELCTIONS OF SPECIMEN 90-0-800G 82 

FIGURE 3.24: VERTICAL DEFLECTIONS OF SPECIMEN 90-0-800G 83 

FIGURE 3.25: VERTIKAL DEFLECTIONS OF UPPER CORNER OF THS 84 

FIGURE 3.26: STRAINS AT SIDE WALLS OF SPECIMEN 90-0-800G 85 

FIGURE 3.27: LOAD DEFLECTION CURVE OF SPECIMEN 60-45-800G 86 

FIGURE 3.28: BENDING OF SIDE WALLS OF SPECIMEN 60-45-800G 87 

FIGURE 3.29: DETAILED VIEW OF SIDE WALL BENDING OF SPECIMEN 60-45-800G 87 

FIGURE 3.30: YIELDING OF BRACE SECTION OF SPECIMEN 60-45-800G 88 

FIGURE 3.31: HORIZONTAL DEFLECTIONS OF SPECIMEN 60-45-800G 89 

FIGURE 3.32: VERTICAL DEFLECTIONS OF SPECIMEN 60-45-800G 90 

FIGURE 3.33: BRACE OF SPECIMEN 60-45-800G BEFORE AND AFTER LOADING 91 

FIGURE 3.34: CONTACT OF BRACE AND MEASURING EQUIPMENT OCCURRED FOR 

SPECIMEN 60-45-800G 91 

FIGURE 3.35: VERTICAL DEFLECTION OF UPPER CORNER OF SPECIMEN 60-45- 

800G 92 

FIGURE 3.36: STRAINS OF SIDE WALLS OF SPECIMEN 90-45-800 93 

FIGURE 3.37: LOAD-DEFLECTION OF SPECIMEN 90-45-800 94 

FIGURE 3.38: FAILURE OF SPECIMEN 90-45-800 95 

FIGURE 3.39: HORIZONTAL DEFLECTIONS OF SPECIMEN 90-45-800 96 

FIGURE 3.40: VERTICAL DEFLECTIONS OF SPECIMEN 90-45-800 97 

FIGURE 3.41: VERTICAL DEFLECTION OF UPPER CORNER OF SPECIMEN 90-45- 

800 98 

FIGURE 3.42: STRAINS OF SIDE WALLS OF SPECIMEN 90-45-800 99 

FIGURE 3.43: STRAINS OF LOWER CHORDS FLANGE 90-45-800 100 

FIGURE 3.44: LOAD-DEFLECTIONS OF SPECIMEN 90-45-800 101 

FIGURE 3.45: FAILURE OF SPECIMEN 90-0-1600 102 

FIGURE 3.46: HORIZONTAL DEFLECTIONSOF SPECIMEN 90-0-1600 103 

FIGURE 3.47: VERTICAL DEFLECTIONS OF SPECIMEN 90-0-1600 104 

FIGURE 3.48: STRAINS OF THE SIDE WALLS OF SPECIMEN 90-0-1600 105 

FIGURE 3.49: STRAINS OF THE LOWER CHORD FLANGE OF SPECIMEN 90-0-1600 106 

FIGURE 3.50: TEST LOADS OF ALL SPECIMEN 107 

FIGURE 3.51: UTILISATION FACTOR FOR L0 = 800 MM 108 

FIGURE 4.1: DIMENSIONS OF SECTIONS 112 

FIGURE 4.2: COMBINATION OF SECTIONS, NOMENCLATURE 113 

FIGURE 4.3: STATICAL SYSTEM 114 

FIGURE 4.4: LOAD INTRODUCTION 114 

FIGURE 4.5: BOUNDARY CONDITION AT NODE 2 115 

FIGURE 4.6: USAGE OF SYMMETRY CONDITIONS 115 

FIGURE 4.7: STRESS DISTRIBUTION UNDER USAGE OF THE COMPENSATORY 

MOMENT METHOD 116 

FIGURE 4.8: DIMENSIONS OF T-JOINTS MADE OF THS MADE OF THS 117 

FIGURE 4.9: COMPARISON OF THE PARAMETERS INFLUENCING THE FE-MODEL 

OF THE SPECIMEN [22] 119 

FIGURE 4.10: COMBINATIONS OF CHORD AND BRACE SECTIONS 121 

Seite XV


FIGURE 4.11: DETERMINATION OF THE VERTICAL COMPONENT FROM THE LOCAL 

DEFORMATION OF THE CHORD 122 

FIGURE 4.12: LOCAL DEFORMATION AT CHORD 122 

FIGURE 4.13: DEFELCTIONS OF NODES IN HORIZONTAL DIRECTION (U1) 123 

FIGURE 4.14: POSITIONS FOR MEASURE THE LOCAL DEFORMATION OF THE THS 

CHORD WITH SHS BRACES 124 

FIGURE 4.15: DEFORMATION IN HORIZONTAL DIRECTION (U1) 125 

FIGURE 4.16: POSITIONS FOR T-JOINTS MADE OF THS CHORDS AND BRACES 126 

FIGURE 4.17: DETERMINATION OF THE INDENTATION OF THE BRACE INTO THE 

CHORD SECTION 126 

FIGURE 4.18: POSITIONS TO DETERMINE THE INDENTATION OF THE BRACE INTO 

THE CHORD SECTION 127 

FIGURE 4.19: LOCAL DEFORMATIONS OF THE CRITAL POSITIONS OF A TPBB T- 

JOINT 128 

FIGURE 4.20: LOCAL DEFORMATIONS OF THE CRITAL POSITIONS OF A TPB T- 

JOINT 128 

FIGURE 4.21: LOCAL DEFORMATIONS OF THE CRITAL POSITIONS OF A TPBB T- 

JOINT 129 

FIGURE 5.1: LOCAL CHORD DEFORMATIONS AND COMPONENTS OF LOADS AND 

DEFORMATIONS 134 

FIGURE 5.2: YIELD LINE MODEL OF TPBB T-JOINT 135 

FIGURE 5.3: COMPARISON OF ANALYTICAL AND NUMERICAL RESULTS 136 

FIGURE 5.4: STRESS DISTRIBUTION OF TDBB JOINT FOR MAXIMUM LOADING 

NI,MAX 

FIGURE 5.5: EFFECTIVE AREA (AE) 138 

FIGURE 5.6: COMPARISON OF ANALYTICAL AND NUMERICAL RESULTS 140 

FIGURE 6.1: HECTOR GUIMARD – ÉCOLE DU SACRÉ COEUR 1895 142 

FIGURE 6.2: TECHNICAL DRAWING OF FASSADE 144 

FIGURE 6.3: GUSTAVE EIFFEL – TOUR EIFFEL 145 

FIGURE 6.4: LUDWIG MIES VAN DER ROHE – NATIONAL THEATER MANNHEIM 147 

FIGURE 6.5: LUDWIG MIES VAN DER ROHE – NATIONALGALERIE BERLIN 149 

FIGURE 6.6: GIRD VERSION 1.1, BIG SPAN LENGTH, LIGHT LOADS, HALLS 153 

FIGURE 6.7: GIRD VERSION 1.2; MODIFICATION OF GIRDER 1.1 FOR POINT 

LOADS AND FURTHER INCREASED LOADS 154 

FIGURE 6.8: GIRDER VERSION 2.1; BIG SPAN LENGTH, HIGH LOADS, FACILITY 

FOR SUSPENDED LOADS, MANUFACTURING HALLS AND VENUES 156 

FIGURE 6.9: GIRDER VERSION 2.2; BIG SPAN LENGTH, HIGH LOADS, FACILITY 

FOR SUSPENDED LOADS, ALIGNMENT OF THE DIMENSION OF 

VERTICAL AND HORIZONTAL STRUTS. 157 

FIGURE 6.10: VIERENDEEL-GIRDER VERSION 3.1; AVERAGE SPAN LENGTH, 

AVERAGE LOADS 159 

FIGURE 6.11: VIERENDEEL-GIRDER VERSION 3.2; 45°TURN OF VERTICAL 

STRUTS, CAPACITY INCREASED BY ALIGNING THE STRUTS TO THE 

GEOMETRY OF THE DELTA-PROFILES 160 

FIGURE 6.12: SKETCHES OF THE PROJECT „REBUILDING AND EXPANSION OF THE 

HALL FOR DISPATCHING OF GOODS OF DORTMUND MAIN STATION” 

BY MAREN JATZEK 161 

Seite XVI 

137


FIGURE 6.13: TRUSS 1 163 

FIGURE 6.14: CROSS SECTION OF THE GIRDER CONNECTION SECONDARY 

GIRDER –ROOF, BEARING, LONGITUDINAL BRACING 165 

FIGURE 6.15: DETAIL NODE STRUTS – TOP CHORD CONNECTION GIRDER – 

SECONDARY GIRDER – ROOF 166 

FIGURE 6.16: DETAIL NODE STRUTS – TOP CHORD, CONNECTION GIRDER _ 

SECONDARY GIRDER – ROOF – EXTERIOR WALLBRACING OF THE 

GIRDER 167 

FIGURE 6.17: DETAIL BEARING, CONNECTION GIRDER – EXTERIOR WALL, 

PILASTER STRIP ON EXTERIOR WALL, BRACING OF THE GIRDER 168 

FIGURE 6.18: PERSPECTIVE VIEW ON THE CONNECTION STRUTS – BOTTOM 

CHORD 169 

FIGURE 6.19: VISUALIZATION OF THE HALL INTERIOR 170 

FIGURE 6.20: TRUSS 2 171 


GIRDER – ROOF, BEARING, LONGITUDINAL BRACING 173 

FIGURE 6.22: DETAIL NODE STRUTS – TOP CHORD, CONNECTION GIRDER – ROOF 174 


SECONDARY GIRDER – ROOF – EXTERIOR WALL, BRACING OF THE 

GIRDER 175 




CHORD 177 


FIGURE 6.27: VIERENDEEL TRUSS 179 


GIRDER, BEARING, LONGITUDINAL BRACING 181 

FIGURE 6.29: DETAIL NODES STRUTS – TOP CHORD, CONNECTION GIRDER – 

SECONDARY GIRDER – ROOF 182 


SECONDARY GIRDER – ROOF – EXTERIOR WALL, BRACING OF THE 

GIRDER 183 




CHORD 185 


FIGURE 7.1: GENERATED THS-PROFILE 191 

FIGURE 7.2: OVERALL MODEL F1 194 

FIGURE 7.3: DETAIL JOINT F1 194 

FIGURE 7.4: CROSS SECTION NUMBERS F1 195 

FIGURE 7.5: IMPERFECTIONS F1 195 

FIGURE 7.6: STRESS UTILIZATION FACTOR CHORDS F1 196 

FIGURE 7.7: STRESS UTILIZATION FACTOR WEB MEMBERS F1 196 

FIGURE 7.8: DEFLECTION AND REACTION FORCES F1 196 

FIGURE 7.9: OVERALL MODEL F2 197 

Seite XVII


FIGURE 7.10: JOINT DETAIL F2 197 

FIGURE 7.11: CROSS SECTION NUMBERS F2 198 

FIGURE 7.12: IMPERFECTIONS F2 198 

FIGURE 7.13: STRESS UTILIZATION FACTOR CHORDS F2 199 

FIGURE 7.14: STRESS UTILIZATION FACTOR WEB MEMBERS F2 199 

FIGURE 7.15: DEFLECTION AND REACTION FORCES F2 199 

FIGURE 7.16: OVERALL MODEL VIERENDEEL 200 

FIGURE 7.17: VIERENDEEL JOINT DETAIL 200 

FIGURE 7.18: CROSS SECTION NUMBERS VIERENDEEL 201 

FIGURE 7.19: IMPERFECTIONS VIERENDEEL 201 

FIGURE 7.20: STRESS UTILIZATION FACTOR CHORDS VIERENDEEL 202 

FIGURE 7.21: STRESS UTILIZATION FACTOR WEB MEMBERS VIERENDEEL 202 

FIGURE 7.22: DEFLECTION AND REACTION FORCES VIERENDEEL 202 

FIGURE 8.1: OVERALL MODEL F1-RHP S355 208 

FIGURE 8.2: DETAIL JOINT F1-RHP S355 208 

FIGURE 8.3: CROSS SECTION NUMBERS F1-RHP S355 209 

FIGURE 8.4: IMPERFECTIONS F1-RHP S355 209 

FIGURE 8.5: STRESS UTILIZATION FACTOR CHORDS F1-RHP S355 210 

FIGURE 8.6: STRESS UTILIZATION FACTOR WEB MEMBERS F1-RHP S355 210 

FIGURE 8.7: DEFLECTION AND REACTION FORCES F1-RHP S355 210 

FIGURE 8.8: CROSS SECTION NUMBERS F1 S460 215 

FIGURE 8.9: STRESS UTILIZATION FACTOR CHORDS F1 S460 215 

FIGURE 8.10: STRESS UTILIZATION FACTOR WEB MEMBERS F1 S460 216 

FIGURE 8.11: DEFLECTION AND REACTION FORCES F1 S460 216 

FIGURE 8.12: NUMBERS OF SECTIONS F1-RHS S460 217 




FIGURE 8.16: OVERALL MODEL F2-RHP S355 222 

FIGURE 8.17: JOINT DETAIL F2-RHS S355 222 


FIGURE 8.19: IMPERFECTIONS F2-RHP S355 223 




FIGURE 8.23: CROSS SECTION NUMBERS F2 S460 229 

FIGURE 8.24: STRESS UTILIZATION FACTOR CHORDS F2 S460 229 

FIGURE 8.25: STRESS UTILIZATION FACTOR WEB MEMBERS F2 S460 230 

FIGURE 8.26: DEFLECTION AND REACTION FORCES F2 S460 230 





FIGURE 8.31: OVERALL MODEL VIERENDEEL-RHP S355 236 

FIGURE 8.32: VIERENDEEL JOINT DETAIL RHS S355 236 

FIGURE 8.33: CROSS SECTION NUMBERS VIERENDEEL-RHP S355 237 

FIGURE 8.34: IMPERFECTIONS VIERENDEEL-RHP S355 237 

Seite XVIII


FIGURE 8.35: STRESS UTILIZATION FACTOR CHORDS VIERENDEEL-RHP S355 238 

FIGURE 8.36: STRESS UTILIZATION FACTOR WEB MEMBERS VIERENDEEL-RHP 

S355 238 

FIGURE 8.37: DEFLECTION AND REACTION FORCES VIERENDEEL-RHP S355 238 

FIGURE 8.38: CROSS SECTION NUMBERS VIERENDEEL S460 242 

FIGURE 8.39: STRESS UTILIZATION FACTOR CHORDS VIERENDEEL S460 242 

FIGURE 8.40: STRESS UTILIZATION FACTOR WEB MEMBERS VIERENDEEL S460 243 

FIGURE 8.41: DEFLECTION AND REACTION FORCES VIERENDEEL S460 243 

FIGURE 8.42: CROSS SECTION NUMBERS VIERENDEEL-RHP S460 244 

FIGURE 8.43: STRESS UTILIZATION FACTOR CHORDS VIERENDEEL -RHP S460 244 

FIGURE 8.44: STRESS UTILIZATION FACTOR WEB MEMBERS VIERENDEEL-RHP 

S460 245 

FIGURE 8.45: DEFLECTION AND REACTION FORCES VIERENDEEL-RHP S460 245 

FIGURE 8.46: MASS COMPARISON 248 

FIGURE 8.47: DEFLECTION COMPARISON 249 

FIGURE 8.48: DEFLECTION-PER-MASS COMPARISON 250 

FIGURE 8.49: JOINT TYPES THS-SYSTEMS 252 

FIGURE 8.50: JOINT TYPES RHP-SYSTEMS 252 

FIGURE 8.51: FRACTION OF COST GROUPS IN % 255 

FIGURE 8.52: OVERALL COSTS 256 

Tabellenverzeichnis 

TABELLE 2.1: AUSRUNDUNGSRADIEN UND ABMESSUNGEN VON THS 

QUERSCHNITTEN 43 

TABELLE 2.2: DEFORMATIONSKRITERIUM FÜR RHS T-KNOTEN) 43 

TABELLE 3.1: LISTE DER VERSUCHSKÖRPER 65 

TABELLE 3.2: POSITION DER MESSPUNKTE 75 

TABELLE 3.3: QUERSCHNITTSWERTE THS 77 

TABELLE 3.4: GRENZLASTEN DES GURTES 78 

TABELLE 3.5: QUERSCHNITTSWERTE STREBEN 78 

TABELLE 4.1: QUERSCHNITTSKOMBINATION B1C23 [22] 118 

TABELLE 4.2: PARAMETERBEREICH DER NUMERISCHEN UNTERSUCHUNGEN 120 

TABELLE 4.3: MAXIMALLASTEN UND MAXIMALE VERSCHIEBUNGEN DER TPBB T- 

KNOTEN 130 

TABELLE 4.4: MAXIMALLASTEN UND MAXIMALE VERSCHIEBUNGEN DER TDBB T- 

KNOTEN 130 

TABELLE 4.5: MAXIMALLASTEN UND MAXIMALE VERSCHIEBUNGEN DER TBB T- 

KNOTEN 131 

TABELLE 5.1: VERGLEICH DER NUMERISCH UND ANALYTISCH ERMITTELTEN 

KNOTENWIDERSTÄNDE FÜR TPBB-KNOTEN 136 

TABELLE 5.2: VERGLEICH DER NUMERISCH UND ANALYTISCH ERMITTELTEN 

KNOTENWIDERSTÄNDE FÜR TDBB-KNOTEN 139 

TABELLE 7.1: QUERSCHNITTSKLASSEN VERSCHIEDENER THS-PROFILE 192 

TABELLE 7.2: EIGENLASTEN DES DACHAUFBAUS 193 

TABELLE 7.3: VERÄNDERLICHE LASTEN 193 

TABELLE 7.4: STRECKENLASTEN AUF HAUPTTRÄGER 

Seite XIX 

193


TABELLE 7.5: BERECHNUNGSQUERSCHNITTE F1 195 

TABELLE 7.6: BERECHNUNGSQUERSCHNITTE F2 198 

TABELLE 7.7: BERECHNUNGSQUERSCHNITTE VIERENDEEL 201 

TABELLE 8.1: QUERSCHNITTSKLASSEN VERSCHIEDENER THS-PROFILE AUS 

S460 207 

TABELLE 8.2: BERECHNUNGSQUERSCHNITTE F1-RHP S355 209 

TABELLE 8.3: BERECHNUNGSQUERSCHNITTE F1 S460 215 



TABELLE 8.6: BERECHNUNGSQUERSCHNITTE F2 S460 229 


TABELLE 8.8: BERECHNUNGSQUERSCHNITTE VIERENDEEL -RHP S355 237 

TABELLE 8.9: BERECHNUNGSQUERSCHNITTE VIERENDEEL S460 242 

TABELLE 8.10: BERECHNUNGSQUERSCHNITTE VIERENDEEL-RHP S460 244 

TABELLE 8.11: VERGLEICH DER STAHLMENGEN 248 

TABELLE 8.12: KOSTENGRUPPE A 251 

TABELLE 8.13: SCHWEIßNAHTLÄNGEN 253 

TABELLE 8.14: KOSTENGRUPPE B 254 

TABELLE 8.15: KOSTENGRUPPE C 254 

TABELLE 8.16: GESAMTKOSTEN 255 

List of tables 

TABLE 2.1: CORNER RADII AND DIMENSIONS OF THS SECTIONS 43 

TABLE 2.2: DEFORMATION CRITERION FOR RHS T-JOINTS 43 

TABLE 3.1: TEST SPECIMENS 65 

TABLE 3.2: POSITION OF MEASUREMENT 75 

TABLE 3.3: PROPERTIES OF THS SECTIONS 77 

TABLE 3.4: LOAD CAPACITY OF CHORDS 78 

TABLE 3.5: SECTION PROPERTIES OF BRACES 78 

TABLE 4.1: COMBINATION OF SECTIONS B1C23 [22] 118 

TABLE 4.2: PARAMETER RANGE OF THE NUMERICAL INVESTIGATIONS 120 

TABLE 4.3: MAXIMUM LOADS AND MAXIMUM DEFLECTIONS OF TPBB T-JOINTS 130 

TABLE 4.4: MAXIMUM LOADS AND MAXIMUM DEFLECTIONS OF TDBB T-JOINTS 130 

TABLE 4.5: MAXIMUM LOADS AND MAXIMUM DEFLECTIONS OF TBB T-JOINTS 131 

TABLE 5.1: COMPARISON OF NUMERICAL AND ANALYTICAL DETERMINED JOINT 

RESISTANCES OF TPBB-JOINTS 136 

TABLE 5.2: COMPARISON OF NUMERICALLY AND ANALYTICALLY DETERMINED 

JOINT RESISTANCES OF TDBB JOINTS 139 

TABLE 7.1: SECTION CLASSES OF VARIOUS THS-PROFILES 192 

TABLE 7.2: DEAD LOADS OF THE ROOF STRUCTURE 193 

TABLE 7.3: VARIABLE LOADS 193 

TABLE 7.4: LINE LOADS ON THE MAIN GIRDER 193 

TABLE 7.5: CALCULATED CROSS SECTIONS F1 195 

TABLE 7.6: CALCULATED CROSS SECTIONS F2 198 

TABLE 7.7: CALCULATED CROSS SECTIONS VIERENDEEL 201 

TABLE 8.1: SECTION CLASS OF VARIOUS THS-PROFILES FROM S460 

Seite XX 

207


TABLE 8.2: CALCULATED CROSS SECTIONS F1-RHP S355 209 

TABLE 8.3: CALCULATED CROSS SECTIONS F1-S460 215 

TABLE 8.4: CALCULATED SECTIONS F1-RHS S460 217 


TABLE 8.6: CALCULATED CROSS SECTIONS F2 S460 229 


TABLE 8.8: CALCULATED CROSS SECTIONS VIERENDEEL-RHP S355 237 

TABLE 8.9: CALCULATED CROSS SECTIONS VIERENDEEL S460 242 

TABLE 8.10: CALCULATED CROSS SECTIONS VIERENDEEL-RHP S460 244 

TABLE 8.11: MASS COMPARISON 248 

TABLE 8.12: COST GROUP A 251 

TABLE 8.13: WELDING LENGTHS 253 

TABLE 8.14: COST GROUP B 254 

TABLE 8.15: COST GROUP C 254 

TABLE 8.16: OVERALL COSTS 255 

Seite XXI

Abkürzungsverzeichnis 

Abkürzungsverzeichnis erzeichnis 

(List ist of abbreviations 

abbreviations) 

Abmessungen 

b Querschnittsbreite 

h Querschnittshöhe 

t Querschnittsdicke 

ro 

ri 

rm 

l Länge 

äußerer Ausrundungsr 

Ausrundungsradius 

Innerer Ausrundungsradius 

mittlerer Ausrundungsradius 

a Schweißnahtdicke 

Indizes 

0 

i 

Gurt 

Strebe 

β = b1/b0 Verhältnis der Strebenbreite zur Gurtbreite 

τ = t1/t0 Verhältnis der Querschnittswandstärken 

α = l0/b0 Gurtlängenverhältnis 

2γ = b/t Querschnittsschlankheit 

Ni 

Ni, max 

Ni,u 

Beanspruchung 

maximale Last 

Traglast 

Ni,3% Last bei einer lokalen Verformung von 3%b 

Ni,1% Last bei einer lokalen Verformung von 1%b 

Ni * en Verformung von 3%b0 

Last bei einer lokalen Verformung von 1%b0 

Bemessungswert des Verbindungswiderstands nach dem CIDECT Design 

Guide [12] 

Npl 

Mpl 

charakteristischer Wert der plastischen Normalkraft 

charakteristischer Wert des plastischen Moments 

Seite XXII


Mpl,V,0 

M0,komp 

m0,komp 

σw 

εw 

fy,k 

fu,k 

Ae 

be 

reduzierte vollplastisches Moment bei vorhandener Querkraft 

Kompensationsmoment 

Kompensationsmoment je Längeneinheit 

wahre Spannung 

wahre Dehnung 

charakteristischer Wert der Streckgrenze 

charakteristischer Wert der Zugfestigkeit 

effektive Strebenfläche 

effektive Strebenbreite 

f(β), f(τ) Korrekturfunktionen zur Ermittlung von be 

δ Verformung 

δlok 

δlok,max 

lokale Verformung 

maximale Verformung 

U1 Verschiebung der Knoten in horizontaler Richtung (aus ABAQUS) 

U2 Verschiebung der Knoten in vertikaler Richtung (aus ABAQUS) 

Aext 

Ainn 

äußere Arbeit (nach der Fliesslinientheorie) 

innere Arbeit (nach der Fliesslinientheorie) 

THS Triangular Hollow Section 

TPBB Triangular Parallel Bird Beak (Knoten) 

TDBB Triangular Diamond Bird Beak (Knoten) 

TBB Triangular Bird Beak (Knoten) 

Seite XXIII


Seite XXIV

1 Einleitung 

(Introduction) 

1 Einleitung 


Kurzfassung 

Dreieckige Hohlprofile (Triangular Hollow Sections – THS) sind eine neue 

Querschnittsform. Voruntersuchungen an T-Knoten aus THS Gurten und Streben 

aus Rechteckhohlprofilen ergaben vielversprechende Ergebnisse, insbesondere im 

Vergleich zu Knoten traditionellen kreisförmigen (KHP) oder rechteckigen (RHP) 

Hohlprofilquerschnitten. Es werden die in diesem Projekt untersuchten T-Knoten 

mit THS Gurten vorgestellt, die wissenschaftlich-technischen Forschungsziele 

sowie die wirtschaftlichen Forschungsziele angegeben. 

Abstract 

Triangular hollow sections (THS) are a new cross section type. Preliminary 

inspections on T joints with THS chords and RHS braces showed promising 

results, especially in comparison to joints with traditional circular (CHS) or 

rectangular (RHS) hollow sections. The T joints with THS chords inspected in this 

project are presented, as well as the scientific-technical research objectives and 

the economical research objectives. 

1.1 Allgemeines 

(General) 

Dreieckige Hohlprofile (THS – Triangular Hollow Sections) sind eine neuartige 

Hohlprofilform die aus architektonischer Sicht innovative und interessante 

Gestaltungsmöglichkeiten bieten. Dies belegen Einzelfälle in denen dreieckförmige 

Hohlprofile in den Tragstrukturen verwendet wurden. 

Die Form des Dreiecks im Hohlprofilbau ist als logischer Nachfolger des Rechtecks 

entstanden. Nachdem in den letzten zwei Jahrzehnten zahlreiche Traglastversuche an 

unterschiedlichen Typen von Hohlprofilverbindungen wie T-, X-, K-Knoten u.a. aus 

Rechteckhohlprofilen (RHP – Rechteckhohlprofil) durchgeführt worden sind, wurde 

weiterhin nach einer Optimierung von Tragstrukturen aus Hohlprofilen geforscht. Eine 

neue Lösung zur Steigerung der Knotentragfähigkeit von Hohlprofilkonstruktionen wurde 

durch die um 45° um die Stabachse gedrehten Glieder eines quadratischen Hohlprofils 

erreicht. Diese so genannten Diamond-Bird-Beak-Knoten (DBB, Abbildung 1.1 b) zeigen 

im untersuchten Parameterbereich wesentlich höhere Knotenwiderstände als 

parallelwandige T-Knoten aus RHP (Abbildung 1.1 a). 

Bei einer genaueren Untersuchung der Versagensformen der DBB-Verbindung wurde eine 

weitere Möglichkeit zur Verbesserung des Knotentragverhaltens gefunden – die 

Anwendung dreieckiger Hohlprofile als Gurt oder Strebe (Abbildung 1.1 c). Eine solche Art 

von Verbindung kombiniert die Vorteile des DBB-Knotens bei reduziertem 

Materialverbrauch und ermöglich eine weitere Steigerung des Knotenwiderstands. 

Seite 35

1 Einleitung 


a) RHP T-Knoten 

Abbildung 1.1: T-Knoten Knoten unterschiedlicher Profilquerschnitte und Ausrichtungen 

Figure 1.1: T-joints with different chord sections and adjustments 

1.2 Zielsetzung 

(Scope) 

Das Forschungsvorhaben hat zwei wesentliche Ziele. Zum einen soll eine allgemeine 

Beschreibung des Tragverhaltens und eine systema systematischen tischen Auswertung zum Einfluss der 

einzelnen Entwurfsparameter eter auf das Tragverhalten erarbeitet werden. Darauf aufbauend 

wird als zweites wesentliches Ziel die Entwicklung eines Bemessungsverfahrens für T TT- 

Knoten aus THS-Profilen Profilen angestrebt. Die Entwicklung des Nachweisformates soll auf den 

etablierten Vorgaben der r europäischen Norm DIN EN 1993 1993-1-8 8 erfolgen, so dass die 

Vorschläge leicht in das bestehende Bemessungskonzept eingearbeitet werden können. 

Abhängig von der Produktionsart (warm (warm- oder kalt- gefertigt) sollen Kriterien für die 

Verbindung im Knotenbereich ( (kaltgeformter kaltgeformter Bereich) angegeben werden. Neben der 

Auseinandersetzung mit den bestehenden Forschungsarbeiten zu den gängigen 

Knotenverbindungen können die Forschungsziele wie folgt weiter aufgeschlüsselt werden. 

1.2.1 Wissenschaftlich technische Forschungsziele 

(Scientifical technical research goals) 

b) DBB-Knoten c) THS T-Knoten 

Am Ende e der theoretischen, experimentellen und numerischen Untersuchungen steht die 

Entwicklung eines entsprechenden Bemessungskonzeptes für TT-Knoten 

Knoten-Verbindungen mit 

THS-Querschnitten Querschnitten in Anlehnung an die Bemessungsv 

Bemessungsverfahren erfahren für Anschlüsse mit 

Hohlprofilen (KHP und RH RHP) nach EN 1993-1-8, mit welchen die einzelnen 

Versagensmechanismen und die zugehörigen Tragfähigkeiten als auch deren 

Kombination auf der sicheren Seite liegend bestimmt werden können. 

Des Weiteren können n die Kosten einer Hohlprofilkonstruktion durch die Verwendung von 

hoch- und höherfesten Stählen reduziert werden. Die hohen Festigkeitswerte dieser Stähle 

erlauben eine Reduktion der Querschnittsfläche bei gleicher Tragfähigkeit im Vergleich zu 

den üblichen en Baustählen. Die Verringerung des Eigengewichts einer Konstruktion wirkt 

sich somit auch positiv auf die Kosten derselben aus. Einsparungspotenzial findet sich 

ebenso in der Reduzierung der Fertigungskosten. Die Verkleinerung der benötigten 

Wanddicken geht ht einher mit einem sinkendem Volumen der Schweißnähte wodurch nicht 

nur weiteres Material und Energie gespart wird, sondern auch Fertigungszeit und somit 

Lohnkosten reduziert werden können, was zu einer wirtschaftlicheren und somit 

gegenüber dem Massivbau ko konkurrenzfähigeren Lösung führt. 

Seite 36

1 Einleitung 


Im Rahmen dieses Forschungsvorhabens sollen die architektonischen Vorteile der 

Dreiecksprofile und deren gestalterisches Erscheinungsbild in Verbindung mit anderen 

Profilformen herausgearbeitet werden. Dadurch sollen Knoten aus dreieckigen 

Querschnitten nicht nur aus Sicht der Tragfähigkeit sondern auch im Hinblick auf das 

gestalterische Erscheinungsbild optimiert werden um die Akzeptanz und den Einsatz 

dieser Profile in der Praxis zu fördern. 

Ein ansprechendes Erscheinungsbild ist dabei im Wesentlichen abhängig von den 

komplementären Profilen für die diagonalen Zug- bzw. Druckstäbe. Die konstruktiven 

Anschlüsse dieser Diagonalen an die dreieckigen Unter- und Obergurte sind konstruktiv 

auf ein schlüssiges Ensemble von Teilen durchzuspielen. Zusätzlich kann das 

kontrastieren der Dreiecksprofile durch Rechteckquerschnitte eine stärkere Betonung 

dieses charakteristischen Baugliedes bewirken. Am Ende der Untersuchungen steht somit 

eine in Hinsicht auf die Tragfähigkeit, verbunden mit einer aus architektonischer Sicht 

ansprechenden Erscheinungsform, optimierte Struktur zur Verfügung. 

1.2.2 Wirtschaftliche Forschungsziele 

(Economical research goals) 

Nach den Vorstudien und den Auswertungen ist offensichtlich, dass durch die 

wissenschaftlich-technischen Vorteile auch eine deutliche Verbesserung der 

Wirtschaftlichkeit von Stahl-Hohlprofilkonstruktionen beim Einsatz von dreieckförmigen 

Hohlprofilen – im Vergleich zu herkömmlichen Hohlprofilkonstruktionen – erzielt wird. In 

der Folge können verlorengegangene Marktanteile im Stahlhochbau zurück gewonnen 

werden. 

Zudem wird mit der anwenderfreundlichen Aufbereitung der Forschungsergebnisse die 

Akzeptanz zur Verwendung dreieckförmiger Hohlprofile im Hochbau gesteigert und 

ermöglicht den überwiegend kleinen und mittleren Ingenieurbüros und Firmen eine zügige 

und damit wirtschaftliche Bemessung. 

Seite 37

1 Einleitung 


Seite 38

2 Stand der Technik 

(State of the art) 



Kurzfassung 

Anwendungsbeispiele bei denen dreieckige Hohlprofile bereits eingesetzt wurden 

werden vorgestellt. Ebenfalls werden Ergebnisse einer Schrifttumsrecherche mit 

Ergebnissen experimenteller und numerischer Untersuchungen angegeben, die in 

den Bemessungsvorschriften für RHP T-Knoten (DIN EN 1993-1-8) und in 

-empfehlungen sogenannten Diamond Bird Beak (DBB) T-Knoten führten. Die 

aus der Schrifttumsrecherche gewonnenen Erkenntnisse bilden die Grundlage für 

die Untersuchung von T-Knoten mit THS Gurten. 

Abstract 

Examples of use where triangular hollow sections were already applied are 

presented. Results of a literature inquiry about results of experimental and 

numerical investigations are stated which mention so called Diamond Bird Beak 

(DBB) T joints in the design regulations (DIN EN 1993-1-8) and 

recommendations for RHS T joints. The knowledge gained from the literature 

inquiry forms the basis for the investigation of T joints with THS chords. 

2.1 Dreieckige Querschnitte im Bauwesen 

(Triangular shaped sections in architecture) 

Für dreieckige Hohlprofilquerschnitte existieren weder Anwendungsrichtlinien noch 

-empfehlungen. Das bedeutet jedoch nicht, dass diese Form von Architekten und 

Tragwerksplanern nicht gewünscht und angewendet wird. Die statischen Vorteile von 

dreieckigen Hohlprofilen müssen durch detaillierte Untersuchungen von Bauteilen, 

insbesondere von den Verbindungen nachgewiesen werden. 

Die Dachbinder des internationalen Flughafens „Suvarnabhumi“ in Bangkok, (siehe 

Abbildung 2.1) besteht aus räumlichen Dreigurtfachwerkträgern. Die Ober und Untergurte 

sind dreieckförmig und bestehen aus drei miteinander verschweißten Blechstreifen. 

Seite 39



Abbildung 2.1: Bangkok International Airport Suvarnabhumi 

Figure 2.1: Bangkok international Airport Suvarnabhumi 

Die Brücke in Cala Galdana auf der spanischen Insel Menorca (Abbildung 2.2) besteht aus 

einer klassischen Verbundbaukonstruktion. Die zwei parallelen Bögen werden von den 

Querträgern unterbrochen. Diese Bögen sind ebenfalls als dreieckförmige Querschnitte 

ausgeführt, die aus zusammengeschweißten Blechstreifen bestehen (siehe den Schnitt in 

Abbildung 2.2). 

Seite 40 

Schnitt 

Abbildung 2.2: Brücke in Cala Galdana mit Bogenträgern aus dreieckförmigen 

Hohlprofilträgern 

Figure 2.2: Bridge in Cala Galdana with triangular shaped hollow sections



Die Pylonnadel der Dortmunder Stadtbahnhaltestelle Reinoldikirche ist ein mehrteiliger 

Gitterstab, der aus 4 Gurtstäben mit dreieckiger Form besteht, die mit rechteckigen 

Diagonalstreben verbunden sind (siehe Abbildung 2.3). Die dreieckigen Gurtstäbe 

bestehen aus drei einzelnen Blechstreifen, die zusammengeschweißt sind und ein 

gleichschenkliges rechtwinkliges Dreieck bilden (siehe Schnitt in Abbildung 2.3). 

Seite 41 

Strebe 

Schnitt 

Abbildung 2.3: Pylon der Staßenbahnhaltestelle Reinoldikirche in Dortmund 

Figure 2.3: Pylon of tram stop Reinoldskirche in Dortmund 

Das letzte Beispiel ist das neue Ziviljustiz Center in Manchester, Großbritannien. Das 

Gebäude selbst hat eine einzigartige, modere Form, das der allgemeinen Vorstellung 

eines alten Gerichtsgebäudes nicht entspricht (Abbildung 2.4). 

Direkt hinter der Glasfassade befindet sich die tragende Konstruktion. Der Querschnitt der 

Stützen ist in einer dreieckigen Form und wurde wie bei den vorher genannten Beispielen 

aus drei Blechstreifen hergestellt. Zur Erhöhung des Brandwiderstandes sind die Stützen 

teilweise mit Beton gefüllt. 

Gurt



Abbildung 2.4: Ziviljustiz Center in Manchester, Großbritannien 

Figure 2.4: Civil Justice Centre in Manchester, Great Britain 

All diese Beispiele zeigen, dass ein dreiecksförmiges Hohlprofil als Bauteil für Architekten 

eine moderne und interessante Lösung darstellt. Bisher werden dreieckige Hohlprofile nur 

entsprechend den Anforderungen des Einzelfalles angefertigt. Serienmäßig, im 

baupraktisch relevanten Bereich, werden sie bislang noch nicht hergestellt. 

2.2 Querschnittskennwerte von THS 

(Section properties of THS) 

Die Grundform eines dreieckigen Hohlprofilquerschnitts ist ein gleichseitiges Dreieck mit 

abgerundeten Ecken. Die Ausrundungsradien entsprechen in DIN EN 10219-2 

aufgeführten wanddickenabhängigen Radien kaltgefertigter Rechteckhohlprofilquerschnitte 

(siehe Tabelle 2.1). Aufgrund der Herstellungsweise der Querschnitte (kalt gefertigt) wurde 

im Arbeitskreis die Gültigkeit der DIN EN 10219-1 hinsichtlich der zulässigen Toleranzen 

festgelegt. 

Seite 42



Radius der 

Eckausrundung 

Wanddicke 

t ≤ 6 mm 6 < t ≤ 10 mm t > 10mm 

ro 2·t 2,5·t 3·t 

rm 1,5·t 2·t 2,5·t 

ri 1·t 1,5·t 2·t 

Tabelle 2.1: Ausrundungsradien und Abmessungen von THS Querschnitten 

Table 2.1: Corner radii and dimensions of THS sections 

Die statischen Kennwerte für kaltgefertigte dreieckige Hohlprofile werden im Rahmen des 

Projekts errechnet und tabellarisch entsprechend den Tabellen in DIN EN 10210/10219 

aufbereitet. Die Tabellen mit den statischen Querschnittskennwerten sind im Anhang 

beigefügt. 

2.3 Ermittlung des charakteristischen Knotenwiderstands 

(Determination of characteristic joint strength) 

Bei der Untersuchung des Tragverhaltens von Hohlprofilknoten ist es generell wichtig bei 

der Auswertung der Versuchsergebnisse die Traglast einer Verbindung zu erkennen. In 

vielen Fällen weisen Hohlprofilknoten bei den experimentell oder numerisch ermittelten 

Last-Verformungskurven keinen ausgeprägten Peak auf. Weiterhin müssen bestimmte 

Anforderungen der Gebrauchstauglichkeit einer Struktur eingehalten werden, die im 

Allgemeinen mit einer Grenzverformung von 1% der Querschnittsbreite b0 angesetzt sind. 

Ein allgemeines Deformationskriterium für Hohlprofilknoten definieren Lu et. al. [8], laut 

dem eine Hohlprofilverbindung versagt, wenn eine lokale Verformung von 3% der Breite b0 

(bzw. d0 bei Kreishohlprofilen) erreicht wird. 

Das allgemeine Deformationskriterium von Lu [8] wird von Zhao [21] für kaltgefertigte 

Rechteckhohlprofile weiterentwickelt und experimentell überprüft. Er betrachtet und 

vergleicht bei zahlreichen Versuchsergebnissen die folgenden Parameter: 

Die erreichte Last bei einer lokalen Verformung δlok = 3%b0 – Ni,3%, bei 1%b0 – Ni,1% und 

die maximal erreichte Last Ni,max, falls ein ausgeprägter Peak vorhanden ist. Damit wird 

das Deformationskriterium für die Traglast Ni,u für Rechteckhohlprofile in Tabelle 2.2und in 

Abbildung 2.5 beschrieben. 

0,6 ≤ β 

β 

0,3 ≤ β 

β 

0,8 ≤ β 

β 

δlok ≤ 3%b0 δlok > 3%b0 

β ≤ 1,0 Ni,u = Ni,max * Ni,u = Ni,3% ** 

β ≤ 0,8 oder 2γ ≤ 15 Ni,u = Ni,3% *** 

β ≤ 0,6 oder 2γ ≤ 15 Ni,u = 1,5 Ni,1% **** 

* Abbildung 2.5 a; ** Abbildung 2.5 b; *** Abbildung 2.5 c; **** Abbildung 2.5 d 

Tabelle 2.2: Deformationskriterium für RHS T-Knoten) 

Table 2.2: Deformation criterion for RHS T-joints 

Seite 43



N i 

a) 3%b0 b) 

δ 3%b0 δ 

N i 

N i,3% 

N i,1% 

N i,u = N i,max 

δ max 

N i,u = N i,3% 

c) d) 

δ 

1%b 0 

3%b 0 

Abbildung 2.5: Bestimmung der Traglast mit dem Deformationskriterium 

Figure 2.5: Determination of the load capacity based on the deformation criterion 

2.4 Bemessungsgrundlagen von T-Knoten aus RHP 

(Basics of design of T-joints made of RHS) 

2.4.1 Versagensmodi axialbeanspruchter T-Knoten aus RHP 

(Failure Modes of axially loaded T-joints made of RHS) 

In der Vergangenheit wurden zahlreiche experimentelle Untersuchungen bezüglich des 

Tragverhaltens von geschweißten Knotenverbindungen aus Rechteckhohlprofilen (T-, X-, 

K-, N-, und KT-) durchgeführt [14], [17], [19]. Als Ergebnis dieser Studien liegen 

Bemessungsmodelle vor, die in nationalen Anwendungsrichtlinien wie der DIN EN 1993-1- 

8 oder internationale Anwendungsempfehlungen wie z.B. die CIDECT Design Guides, 

[12],[16], angegeben werden. Diese basieren auf verschiedenen Versagensmechanismen, 

die in Abhängigkeit von den verschiedenen geometrischen Parametern und der Art der 

Beanspruchung (hier Zug- oder Druckkraft) auftreten können [12]: 

• Plastizierung des Gurtstabflansches (Abbildung 2.6 a). Dieser Versagensmodus 

tritt bei Breitenverhältnissen β= b1/b0 ≈ 0,6 bis 0,8 auf. 

• Durchstanzen des Gurtstabflansches (Abbildung 2.6 b). 

N i 

N i 

N i,1% 

N i,u = N i,3% 

1%b 0 

• Abreißen des zugbeanspruchten Füllstabes (Abbildung 2.6 c) oder Beulen des 

druckbeanspruchten Füllstabs (Abbildung 2.6 e). Das Versagen des druck- oder 

zugbeanspruchten Füllstabes wird im Allgemeinen mit Versagen der 

mitwirkenden Breite bezeichnet. 

Seite 44 

N i,3% 

δ max 

3%b 0 

N i,u = 1,5N 1,5Ni,1% i,1% 

δ



• Beulen der Gurtstabwandung unterhalb der druckbeanspruchten Strebe 

(Abbildung 2.6 e), das insbesondere bei größeren Breitenverhältnissen β > 0,85 

auftreten kann. 

a) Plastizierung des 

Gurtstabflansches 

c) Abreißen des 

zugbeanspruchten 

Füllstabes 

e)Beulen des 

druckbeanspruchten 

Füllstabes 

Abbildung 2.6: Versagensmodi von T-Knoten unter Druckbeanspruchung 

Figure 2.6: Failure modes of T-joints loaded under compression 

2.4.2 Entwicklung der Bemessungsmodelle von RHP T-Knoten 

(Development of design models for T-joints made of RHS) 

Seite 45 

b) Durchstanzen des 

Gurtstabflansches 

d) Beulen der 

Gurtstabwandung



Auf Grundlage experimenteller Untersuchungen ermittelten Zhao und Hancock [22] die 

Knotentragfähigkeit von T-Knoten aus RHP unter kombinierten Beanspruchungen. Da T- 

Knoten in einer Konstruktion durch eine Kombination von Normalkräften und, in der 

Verbindungsebene einwirkenden Biegemomenten beansprucht werden, ist für die 

Ermittlung des Verbindungswiderstands die Interaktion dieser beiden Einwirkungen zu 

berücksichtigen. Dies erfolgt durch getrennte Ermittlung des axialen Knotenwiderstands 

sowie der Ermittlung der Rotationskapazität der Querschnitte. Zusätzlich wird eine 

Interaktionsbeziehung durch experimentelle Untersuchungen unter kombinierter 

Beanspruchung ermittelt. 

Durch Auflegen des Gurtquerschnitts auf dem Boden und Beanspruchung der Strebe 

durch eine Normalkraft Ni (Abbildung 2.7 a) wird unter Berücksichtigung des 

Verformungskriteriums der Verbindungswiderstand axial beanspruchter T-Knoten aus 

RHP Ni,u = Ni,max ermittelt. Der Ansatz des plastischen Moments Mpl = M0,max kann nur für 

Querschnitte erfolgen, die maximal in die Querschnittsklasse 2 eingeordnet werden 

können. Dies erfordert die Ermittlung der Rotationskapazität der Querschnitte, was 

standardmäßig mit Hilfe von 4-Punkt-Biegeversuchen [18] erfolgt (Abbildung 2.7 b). 

Stahlplatte 

Boden 

Last N i 

RHS Strebe 

a) Experimentelle Ermittlung des axialen 

Verbidungswiderstands Ni,max (S1) 

l 0 

RHS Gurt 

Seite 46 

b) Ermittlung der Rotationskapazität 

Abbildung 2.7: Versuchsaufbauten für Druckbeanspruchung und Rotationskapazität [22] 

Figure 2.7: Test setup for joints under compression and sections in bening [22] 

l 1 

Last N i 

RHS Gurt 

Die Entwicklung einer Interaktionsbeziehung erfolgt schließlich mit Hilfe experimenteller 

Untersuchungen an T-Knoten unter kombinierter Beanspruchung (Abbildung 2.8). Diese 

werden mit 3-Punkt Biegeversuchen durchgeführt. Durch Variation des 

Gurtlängenverhältnis α = l0/b0 werden unterschiedliche Werte des Biegemomentes M0 im 

Gurtquerschnitt erzeugt, so dass verschiedene Ni-M0 Wertepaare bei der Auswertung zur 

Verfügung stehen. 

l 0



Abbildung 2.8: Versuchsaufbau unter kombinierter Beanspruchung [22] 

Figure 2.8: Test setup S3 for combined loading [22] 

Durch Normierung dieser Werte Ni und M0 mit den dazugehörigen Maximalwerten Ni,u = 

Ni,max und M0,pl = M0,max wird schließlich eine Interaktionsbeziehung für T-Knoten unter 

kombinierten Beanspruchungen ermittelt (Gleichung 2.1). 

⎛ 

⎜ 

M 

⎜ 

⎝ M 

i 

pl , d 

RHS Strebe 

⎞ 

⎟ 

⎠ 

2 

⎛ N 

+ ⎜ 

⎝ N 

i 

* 

i 

Last N i 

⎞ 

⎟ 

⎠ 

l 0 

2 

≤ 1 

RHS Gurt 

l 1 

mit: Mpl charakteristische Wert des plastischen 

Moments Wpl·fy 

Ni* Knotenwiderstand entsprechend DIN EN 

1993-1-8 

Die nach dieser Interaktionsformel (Gleichung 2.1) berechneten Grenzwerte des 

Knotenwiderstands der durchgeführten experimentellen Untersuchungen sind für 

unterschiedliche Gurtschlankheiten 2γ in Abbildung 2.9 dargestellt. 

Seite 47 

M 0 

2.1



normiertes Moment M 0 /M 0,max 

1,4 

1,2 

1,0 

0,8 

0,6 

0,4 

0,2 

0 

0 

Interaktionsformel nach Gl. 2,1 

β β = 0,5 

2γ = 11 

2γ = 16 

2γ = 20 

0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 

normierte Druckkraft N i /N i,max 

Abbildung 2.9: Interaktionsdiagramm für kombinierte Beanspruchung von T-Knoten aus 

RHP [22] 

Figure 2.9: Interaction diagram for combined loading of T-joints made of RHS [22] 

Interaktionsdiagramme für RHP (und KHP) T-Knoten werden in späteren Studien auch 

numerisch entwickelt [7], [13], [14], [19], [20]. Mit Hilfe der Finite Elemente Methode bietet 

sich die Möglichkeit bei der Ermittlung des Verbindungswiderstandes durch eine geeignete 

Auswahl von Kompensationsbelastungen die Gurtbiegung zu eliminieren und eine reine 

Axialdruckbeanspruchung zu betrachten (die genaue Vorgehensweise wird auf Basis der 

Diamond-Bird-Beak Knoten in Abschnitt 2.5.2 erläutert). 

2.5 Bird-Beak (BB) und Diamond-Bird-Beak (DBB) Knoten 

(Bird-Beak- (BB) and Diamond-Bird-Beak (DBB) joints) 

In Rahmen dieses Abschnitts wird die Bird-Beak (BB) Verbindung (Abbildung 2.10 a), und 

die Diamond-Bird-Beak (DBB) Verbindung, (Abbildung 2.10 b) detailliert betrachtet. Grund 

dafür sind die geometrischen Ähnlichkeiten dieser Verbindungen mit 

Seite 48



Hohlprofilknotenverbindungen aus dreieckigen Gurten und rechteckigen oder dreieckigen 

Streben. 

a) Bird-Beak (BB) 

Knoten 

b) Diamond Bird- 

Beak (DBB) 

Knoten 

2 ⋅b 

0 

2 ⋅b 

0 

2 ⋅b 

0 

2 ⋅b 

0 

Abbildung 2.10: Geometrie von Bird-Beak- und Diamond Bird-Beak-Knoten 

Figure 2.10: Geometry of Bird-Beak- and Diamond-Bird-Beak-joints 

b 1 

Anfang der neunziger Jahre untersuchte Ono [9] die sogenannten Bird-Beak-Knoten (BB 

Knoten, Abbildung 2.10 a) bei denen der quadratische Gurtstab um 45° Grad um seine 

Längsachse verdreht angeordnet ist und die Diamond-Bird-Beak-Knoten (DBB-Knoten, 

Abbildung 2.10 b), bei denen der Füllstab zusätzlich so angeordnet ist, dass zwei 

Strebenecken in direkter Verbindung mit einer Gurtecke sind (Abbildung 2.10 b). Diese 

Knotenkonfiguration ermöglicht eine bessere Lasteinleitung von der Strebe in den Gurt, so 

dass Durchstanz- und Scherspannungen minimiert werden. Da bei dieser Anordnung des 

Füllstabs die Gurtflansche ausgesteift und lokale Verformungen verhindert werden besitzt 

dieser Knoten einen erhöhten Knotenwiderstand als traditionelle Knotenverbindungen 

zwischen rechteckigen Hohlprofilen [9]. Außerdem sind die Schweißnahtlängen der BB 

und DBB-Knoten größer als bei den traditionellen RHP T-Knoten, was insbesondere bei 

einer Zugbeanspruchung von Vorteil ist. Im Vergleich zu den konventionellen RHS Knoten, 

bei denen lediglich gerade Sägeschnitte notwendig sind, ist der Fertigungsaufwand bei 

den BB- und DBB-Knoten jedoch höher 

Seite 49 

b 1 

b 0 

2 ⋅b1 

b 0 

b 1



2.5.1 Experimentelle Versuche mit DBB T-knoten 

(Experimental investigation of DBB T-joints) 

1991 haben T. Ono, K. Ishida und M. Iwata [9] eine Serie von experimentellen Versuchen 

mit geschweißten Hohlprofil-T-Knoten in DBB-Ausführung zur Ermittlung von Traglasten 

durchgeführt. Die Knoten waren auf axialen Druck in der Füllstabachse belastet 

(Abbildung 2.11). Bei den DBB T-Knoten besteht im Unterschied zu konventionellen RHP 

T-Knoten keine Möglichkeit beim Versuchsaufbau die Gurtlängsbiegung zu blockieren, 

ohne dabei den Verbindungswiderstand erheblich zu beeinflussen. Dafür ist eine 

Gurtlänge von l0 von 3·b0 ausgewählt, damit das Biegemoment im Gurt möglichst gering 

bleibt, ohne dass der Verbindungswiderstand durch die Auflagerbedingungen beeinflusst 

wird. Beim Versuchsaufbau werden an den beiden Gurtenden dicke Stahlplatten (t = 40 

mm) angeschweißt und am Auflager angebracht. 

b 1 

t 1 

N i 

l 0 = 3b 0 

l 1 = 3b 1 

Abbildung 2.11: Versuchsaufbau DBB-T-Knoten [9] 

Figure 2.11: Test setup for DBB-T-joints [9] 

Ein analytisches Modell zu Ermittlung der Tragfähigkeit eines DBB-Knoten wird in [5] 

erarbeitet, das auf den Verformungen und Spannungsverteilungen im Gurt basiert. Die 

Verbindungsstelle wird in zwei Bereiche unterteilt (Abbildung 2.12). Im Bereich wird die 

Fließlinientheorie angewendet und im Bereich wird die Schubspannung über der Fläche 

A0 im Gurt berücksichtigt. Die Fläche A0 wird als Funktion des 

Querschnittsbreitenverhältnisses β = b1/b0 ermittelt. 

Seite 50 

t 0 

b 0



Abbildung 2.12: Analytisches Modell zur Traglast Traglastermittlung eines DBB--T-Knotens[5] 

Figure 2.12: Analytical model for the he determination of the load capacity of a DBB DBB-T-joint 

[5] 

Die Belastung Ni wird in zwei Teile NN1 

und N2 geteilt. N1 ist t die Kraft, die nach der 

Fließlinientheorie linientheorie begrenzt wird, und wird nach Gleichung 22.2 

berechnet. Die 

Korrekturkoeffizienten f1 und ff2 

werden durch Experimente ermittelt und in die folgenden 

Formeln eingesetzt: 

2 ( b b ) ⋅ t f y 

N = f ⋅ ⋅ 

1 1 1 / 

0 

0 

Die Kraft N2 wird von der Fläche A 

0 

2 

( b1 

/ b0 

) ⋅ 4⋅ 

b0 

t0 

A = f ⋅ 

⋅ 

Mit Gleichung 2.2 und Gleichung 2.3 wird die Bemessungsformel (Gleichung Gleichung 2.4) erstellt: 

t 

2 

0 

N 

i 

⋅ f 

y 

wird von der Fläche A0 übernommen, A0 wird nach Gleichung 

1 

= 

+ 

0, 

211− 

0. 

147⋅ 

b / b 

942 , 0 794 , 1 

1 

− ⋅b 

1 

0 

1 / 

Die nach Gleichung 2.4 errechneten Werte von NNi 

sind nur von den Querschnittswerten 

abhängig, und beschreiben eiben den Verbindungswiderstand 

Verbindungswiderstand. Die ie Gurtbiegung ist wegen der 

kleinen Gurtlänge l0 = 3·b0 in dieser Formel vernachlässig 

vernachlässigt. 

Ein wesentlicher Teil dieser Studie sind die definierten Versagensmechanismen von 

Diamond-Bird-Beak Beak Verbindungen. Während der Belastung der Probekörper konnte 

beobachtet werden, dass sich bei Steigerung der Druckkraft der Füllstab in den Gurt 

eindrückt, , und der Gurtquerschnitt sich in seitlicher Richtung dehnt. Nach Erreichen der 

Maximallast sinkt das Ende des Füllstabs tief in den Gurt und der Gurt erhält lokale 

seitliche Verformungen. Es waren keine lokalen Verformungen im Füllstab vorhanden, der 

Verbindungswiderstand indungswiderstand wurde nur durch das Gurtversagen begrenzt (weiteres zum 

Versagensmechanismus, siehe Abschnitt 2.5.3). 

b 

0 

Seite 51 

b 

⋅ 

b 

0 

1 

eichung 2.3 ermittelt: 

2.2 

2.3 

2.4



2.5.2 Numerische Untersuchungen von DBB T-Knoten 

(Numerical investigations of DBB T-joints) 

Bei der verwendeten Versuchsvorrichtung der bisher vorgestellten experimentellen 

Untersuchungen mit DBB T-Knoten, beansprucht mit einer Druckkraft in axialer 

Strebenrichtung, tritt das Versagen infolge einer Kombination aus globaler Längsbiegung 

im Gurtstab und lokaler Verformung im Verbindungsbereich der Strebe am Gurt auf. Die 

beiden Effekte sind abhängig voneinander. Starke lokale Verformungen im 

Verbindungsbereich können zu einer wesentlichen Änderung der anfänglichen 

Querschnittswerte führen, woraus eine Abminderung der Tragfähigkeit des Knotens 

resultiert (siehe Abbildung 2.13). Das größte Biegemoment im Gurtstab tritt aber genau an 

der Verbindungsstelle der Strebe mit dem Gurt auf. Dafür wäre es erwünscht, die lokalen 

Verformungen im Verbindungsbereich isoliert von der Längsgurtbiegung zu betrachten. 

1 

S 

y 

Abbildung 2.13: Änderung der Querschnittskennwerte infolge Formänderung 

Figure 2.13: Change of cross section properties due to deformations 

z 

A 1 = A 2 

I y,1 > I y,1 

Eine Möglichkeit zur Untersuchung des Verbindungswiderstandes eines T-Knotens, ohne 

den Einfluss der Längsgurtbiegung, bietet die Finite Elemente Methode, wobei anstatt 

zusätzlicher Auflager Belastungen aufgebracht werden, die zu einer entsprechenden 

Änderung des Momentenverlaufs führen. 

Bei der Untersuchung von Kreishohlprofil (KHP) T-Knoten setzt van der Vegte [14] ein 

kompensatorisches Momentenpaar an beiden Enden des Gurtes an, wobei das 

Biegemoment in der Gurtmitte zu Null wird. Das Wirkungsprinzip ist in Abbildung 2.14 

erklärt. Die Größe des Momentes M0,komp ist abhängig von der Kraft Ni (Gleichung 2.5) und 

wird während des numerischen Belastungsvorganges auch gesteigert. 

M0,komp = 0,25·Ni·(l0-b1) 2.5 

Zur Vermeidung der Gurtplastizierung im auflagernahen Bereich – da wo das maximale 

Moment erreicht wird – wird die Streckgrenze des Materials fy im auflagernahen Bereich 

um den Faktor 1,5 erhöht. 

Seite 52 

2 

S



N i l 0 /4 

N i 

N i l 0 /4 

M 0,komp 

Abbildung 2.14: Eliminierung der Gurtbiegung mittels eines 

Kompensationsmomentenpaares 

Figure 2.14: Elimination of the chord bending by compensatory moments 

N i 

Eine numerische Studie von Rechteckhohlprofil- T-Knoten in Diamond-Bird-Beak 

Ausführung führen Davies und Owen [2] und [11] 1996 durch. Der T-Knoten wurde unter 

folgenden Randbedingungen abgebildet (Abbildung 2.15). 

Seite 53 

M 0,komp 

M 0,komp 

N i l 0 /4 

M 0,komp



Abbildung 2.15: Randbedingungen bei den numerischen Studien von DBB T TT-Knoten 

[2] 

Figure 2.15: Boundary conditions of tthe 

he numerical studies of DBB TT-joints 

[2] 

In der Parameterstudie wurden die Gurtlänge ll0,, 

, die Querschnitt Querschnittsdicke ti, das 

Breitenverhältnis β = b1/b0 und die Gurtschlankheit 22γ 

= b0/t0 variiert. Ziel der Untersuchung 

war ein Interaktionsdiagramm (Interaktionskontur) zwischen dem Biegemoment im Gurt 

und der axialen Normalkraft in der Strebe zu entwickeln, ähnlic ähnlich zu denen für 

parallelwandige RHP T-Knoten Knoten (siehe Abbildung 2.9). 

Damit das möglich wird, muss zuerst die Gurtbiegung eliminiert werden. Das von van der 

Vegte [14] benutzte Verfahren mit einem Kompensationsmoment 

Kompensationsmomentenpaar enpaar am Ende des 

Gurtes (siehe Abbildung 2.16 a) hat sich bei den DDB-Knoten Knoten als ungeeignet erwiesen. 

Trotz Erhöhung der Streckgrenze des Materials im auflagernahen Bereich wurde genau 

dort das plastische Moment im Gurt erreicht, die DBB-Verbindung Verbindung erwies sich als sehr 

empfindlich gegenüber der Gurtlänge. 

Biegemoment = 0 

M0,komp0 a) Momentenpaar 

N i 

2 ⋅b 

0 

2 ⋅b 

0 

M 0,komp 

Abbildung 2.16: Kompensatorische Momente bei DBB TT-Knoten 

[2] 

Figure 2.16: Compensatory Moments of a DBB TT-joint 

[2] 

Davies hat in diesem Fall das Kompensationsmoment entlang der Gurtlänge inkrementell 

in einer Reihe von diskreten Schritten eingebracht (siehe Abbildung 2.16 b). Diese 

Methode erlaubte, das Verhalten der Verbindungsstelle der Strebe am Gurt zu betrachten, 

wenn die Tragfähigkeit it der Verbindung stark von der Gurtlänge abhängig ist. Wie in 

b 1 

Seite 54 

m 0,komp 

l 0 

Biegemoment = 0 

N i 

l 1 

2 ⋅b1 

b) Inkrementell (Streckenmoment) 

b 1 

b 0 

m 0,komp



Abbildung 2.17 zu ersehen ist, treten keine Extremwerte im Momentenverlauf auf und das 

Versagen des Gurtes infolge Längsbiegung (M0 > Mpl,Gurt) ist ausgeschlossen. 

N i l 0 /4 

N i 

Abbildung 2.17: Eliminierung der Gurtbiegung 

Figure 2.17: Elimination of the chord bending 

N i 

m 0,komp 

N i l 0 /4 

Im ersten Teil der Studie macht Owen [2] einen Vergleich des Verhaltens von Diamond- 

Bird-Beak T-Knoten, traditionellen parallelwandigen T-Knoten aus RHP und T-Knoten aus 

Kreishohlprofilen, belastet in axialer Strebenrichtung. Am Anfang ist die Biegung frei, 

Kompensationsmomente sind nicht vorhanden, d. h. es handelt sich um eine Drei-Punkt- 

Biegung. Die vergleichenden Parameter sind die Last Ni und die Eindrückung der Strebe 

im Gurt δ (Abbildung 2.18) bei gleichen Systemparametern (siehe unten). Zur Bestimmung 

der Tragfähigkeit der DBB T-Knoten wird die Maximallast angenommen, bei den 

konventionellen parallelwandigen QHP T-Knoten gilt die Deformationsbeschränkung bei δ 

> 3%·b0 (Abschnitt 2.3). 

Seite 55 

m 0,komp



Abbildung 2.18: Eindrückung der Strebe in den Gurt δ 

Figure 2.18: Indentation δ of the brace into the chord 

Bei den numerischen Berechnungen wurden folgende Parameter variiert: 

- Gurtbreite b0, 

- Gurtlängenverhältnis α = l0/b0 

- Gurtwandschlankheit 2γ = b0/t0 

- Breitenverhältnis β = b1/b0 

Die Ergebnisse werden in Abhängigkeit vom Gurtlängenverhältnis α und der 

Gurtwandschlankheit 2γ ausgewertet. 

Vergleicht man die Gurtquerschnittausrichtung ist die Lage des Schwerpunktes des DBB 

und des traditionellen RHP Gurtstabs, bei Berücksichtigung der Eckausrundungen, 

unterschiedlich. Infolgedessen weist der Gurtstab in traditioneller Ausrichtung bei der 

gleichen Fläche eine größere plastische Momentenkapazität auf, als in DBB-Ausrichtung, 

siehe Abbildung 2.19. 

y 

z 

δ 

S 1 

z s,1 

My,pl < My,pl 

Abbildung 2.19: Schwerpunkt eines halbierten QHP 

Figure 2.19: Center of gravity of halved QHS 

Abbildung 2.20 a) zeigt den Einfluss des Gurtlängenverhältnisses α = l0/b0 auf die 

Knotentragfähigkeit von DBB und konventionellen QHP T-Knoten. Trotz der größeren 

plastischen Momentenkapazität der traditionellen Gurtausrichtung ist, besonders bei 

kleineren Gurtlängen, die Maximallast bei DBB-Knoten höher als die bei den traditionellen 

QHP T-Knoten. 

In Abbildung 2.20b ist die Abhängigkeit der Tragfähigkeit von der Gurtschlankheit 2γ = b0/t0 

bei einem konstanten Wert von α = 12 dargestellt. Beide Verbindungstypen zeigen eine 

Seite 56 

z s,2 

δ 

S 2



ähnliche Tragfähigkeitsabnahme und die DBB T-Knoten weisen wieder eine höhere 

Maximallast auf. 

Last N i [kN] 

250 

200 

150 

100 

50 

K onventioneller Q HP 

T-K noten 

DB B T-K noten 

0 

0 10 5 10 20 

Längenverhältnis s α 

30 15 

20 40 

β = 0,6 

b 0 = 150mm 

t 0 = t 1 = 6,3mm 

2γ = 23,8 

a) Einfluss des 

a) Einfluss des Gurtlängenverhältnisses α b) Einfluss der Gurtschlankheit 2γ 

Abbildung 2.20: Einflussfaktoren QHP T-Knoten in traditioneller und DBB Ausführung 

Figure 2.20: Influencing parameters of QHS T-joints 

In Abbildung 2.21 sind typische Last-Verformungskurven für T-Knoten in DBB- bzw. 

parallelwandiger Ausrichtung der Glieder, bei variablen α Werten gezeigt. Bei diesen 

Versuchsserien sind keine Kompensationsmomente angesetzt worden. 

Bei allen QHP Knoten in parallelwandiger Ausrichtung (außer bei α = 3) ist kein 

ausgeprägter Peak der Belastung vorhanden. Dieser Effekt ist schon bekannt und wird 

durch das „3% - Deformationskriterium“ erfasst (Abschnitt 2.3, [21]). Bei kleineren 

Gurtlängen, (hier l0 = 3b0) wird das Verhalten des Knotens durch die Auflagerbedingungen 

beeinflusst. 

Last N i [kN] 

Seite 57 

700 

600 

500 

400 

300 

200 

100 

0 

0 10 5 20 10 

30 15 

20 40 

β = 0,6 

b 0 = 150mm 

t 0 = t 1 

α = 12 

G urts c hlank heit 2γ 

b) Einfluss der 

K onventioneller Q HP 

T-K noten 

DB B T-K noten



Last Ni [kN] 

Last Ni [kN] 

210 

180 

150 

120 

90 

60 

30 

210 

180 

150 

120 

90 

60 

30 

0 

0 

δ 

N i, max bei δ = 0.03b 0 

0 2 4 6 8 10 12 14 

δ 

N 

N 

Eindrückung δ [mm] 

δ = 0.03b 0 

parallelwandige 

Ausrichtung 

DBB 

Ausrichtung 

Abbildung 2.21: Last-Eindrückung für verschiedene Gurtlängenverhältnisse α [2] 

Figure 2.21: Indentations for varying chord length ratio α [2] 

Als nächster Schritt wird für die Knotenkombinationen aus dem ersten Teil der Studie 

durch den Einsatz von kompensatorischer Momentenstreckenbelastung (siehe Abbildung 

Seite 58 

β = 0,6 

b 0 = 150mm 

t 0 = t 1 = 6,3mm 

2γ = 23,8 

alfa α = 63 

alfa α = 12 6 

alfa α = 18 9 

alfa α = 36 18 

alfa α = 63 

alfa α = 12 6 

alfa α = 18 9 

α alfa = 24 12 

alfa α = 36 18 

α alfa = 48 24 

β = 0,6 

b 0 = 150mm 

t 0 = t 1 = 6,3mm 

2γ = 23,8 

0 2 4 6 8 10 12 14 

Eindrückung δ [mm]



2.17) der Einfluss der Längsgurtbiegung eliminiert und der Verbindungswiderstand auf 

reine Axialdruckbeanspruchung Ni,max ermittelt. Die aus der Drei-Punkt-Biegung erhaltenen 

Wertepaare von Normalkräften Ni,u und entsprechend ausgerechneten Biegemomenten 

M0,u werden im Diagramm in Abbildung 2.22 eingetragen. Auf der Abszisse liegen die 

Werte des Biegemomentes M0, normiert über die Werte des reduzierten vollplastischen 

Momentes des Gurtquerschnittes bei vorhandener Querkraft, Mpl,V,0. Auf der Ordinate 

liegen die Werte der Normalkraft Ni normiert über den Verbindungswiderstand Ni,max. 

Aus dem Interaktionsdiagramm in Abbildung 2.22 ist ersichtlich, dass falls der Kreis als 

Interaktionskontur verwendet wird, die Ergebnisse auf der unsicheren Seite liegen. 

Deswegen wird in [2] eine lineare Iterationskontur definiert (Gleichung 2.6). 

N 

N 

normierte Druckkraft N i /N i,max 

i 

i, 

max 

1,2 

M 

+ 

M 

1,0 

0,8 

0,6 

0,4 

0,2 

0 

0 

pl, 

V 0 

≤1, 

2 

β = 0,2 

β = 0,4 

β = 0,6 

Kreis 

N i 

M 0 

für ≤ 1 und ≤1 

N 

M 

i, 

max 

Interaktionskurve, Gl. 2.2 

Abbildung 2.22: Iterationsdiagramm für DBB T-Knoten 

Figure 2.22: M-N interaction for DBB T-joint 

2.5.3 Versagensmechanismus von axial beanspruchten DBB T-Knoten 

(Failure modes of axially loaded DBB T-joints) 

In [11] betrachtet Owen ausführlich den Versagensmechanismus der Diamond-Bird-Beak 

Verbindung. Zwei verschiedene Effekte führen zum Versagen des Knotens: 

Seite 59 

pl, 

V 0 

0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 

normiertes Moment M 0 /M pl,V,0 

Gurtversagen – Längsbiegung im Gurt (Ni·l0/4 > Mpl, Gurt) 

Verbindungsversagen – lokale Verformungen im Gurtquerschnitt an der Stelle, an 

der der Füllstab angebracht ist. 

Mittels Kompensationsmomentenbelastung, entsprechend Abbildung 2.17, wird bei dieser 

numerischen Studie die Auswirkung der Gurtbiegung ausgeschlossen, so dass die 

Betrachtung des lokalen Verbindungsversagens möglich ist. 

1,2 

2.6



Ein Schnitt an der Stelle A-A A lässt das in Abbildung 2.23 vorgestel vorgestellte 2-dimenstionale 

statisch unbestimmte System entstehen. Die Stellen, an denen der Gurtquerschnitt 

plastiziert, werden als plastische Gelenke abgebildet. Mit Entstehen des letzten 

plastischen Gelenks wird das System kinematisch, d. h. die Verbindung vers versagt. Beim 

Verbindungsversagen wird der Gurtquerschnitt von quadratisch zu rautenförmig ( (siehe 

Abbildung 2.13), was auch zu einer Abminderung der plastischen Momentenkapazität führt 

und außerdem das globale Versagen infolge Längsbiegung beeinflusst. 

Abbildung 2.23: Lokales s Verbindungsversagen eines DBB T-Knotens [11 11] 

Figure 2.23: Local failure of a DBB TT-joint 

[11] 

2.5.4 Fazit 

(Conclusion) 

Wenn man den Schnitt A-A A in Abbildung 2.23 im Detail betrachtet, , sieht man, dass die 

plastischen Gelenke Nr. 1, 2, 3 unter den Kanten des Füllstabes nicht zu vermeiden sind. 

Die plastischen Gelenke 4, 5 und 6 sind durch die Geometrie des Querschnittes 

vorbestimmt und entstehen an den Stellen der Längskanten des Gurtes. 

Eine Steigerung der Steifigkeit der ganzen Verbindung könnte nur erreicht werden, wenn 

die „kinematische Kette“, die infolge der plastischen Gelenke an den Gurträndern mit Nr. 

4, 5, 6 Abbildung 2.24 entsteht, blockiert wird. 

Seite 60 

Plastische 

Gelenke 

Verformter Querschnitt



experimentell experimentell experimentell ermittelt ermittelt 

numerisch numerisch ermittelt 

Abbildung 2.24: Experimentell und numerisch ermittelte Versagensformen von DBB T- 

Knoten 

Figure 2.24: Experimentally and numerically determined failure modes of DBB T-joints 

Ein Diagonalzugband, das die Kanten des Quadrates verbindet, kann die seitliche 

Verschiebung der Punkte 4 und 5 verhindern. Dabei bleiben die beiden unteren Seiten 

unbelastet – was die endgültige Form des Gurtes bestimmt – ein dreieckiger 

Hohlquerschnitt (Triangular Hollow Section- THS), siehe Abbildung 2.25. 

- plastizierte Bereiche im 

Gurtquerschnitt werden als 

plastische Gelenke abgebildet 

- Entstehung einer 

kinematischen Kette - 

Querschnitt versagt 

- Blockieren der 

kinematischen Kette – 

Diagonalzugband 

Diagonalzugband 

Abbildung 2.25: Steigerung der Tragfähigkeit eines DBB T-Knotens 

Figure 2.25: Increase of load capacity of DBB T-joint 

Seite 61 

plastische 

Gelenke 

verformter Querschnitt 

- Gurt als 

Dreieckf Dreieckförmiger Dreieckf rmiger Hohlprofil 

Hohlprofil 

(Triangular Hollow Section - 

THS)



Wenn man die Ergebnisse der oben genannten experimentellen und numerischen 

Untersuchungen in Betracht zieht, werden die Vorteile von Hohlprofilen mit dreieckigen 

Querschnitten bereits sichtbar. Diese sollen die Vorteile der Diamond-Bird-Beak 

Verbindung beinhalten, aber eine noch höhere Steifigkeit besitzen. 

Seite 62

kalt-geformten

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