Hohlkastenträger in Holz-Beton-Verbundbauweise - Quadriga

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Holz-Beton-Verbundkonstruktion
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Hohlkastenträger in Holz-Beton-Verbundbauweise
Teil 1: Kurzzeittragverhalten
Beim Entwurf von Tragstrukturen mit größeren Spannweiten
oder vergleichsweise hohen Belastungen ist in der Regel das
Kriterium der Gebrauchstauglichkeit bemessungsrelevant.
Holz-Beton-Verbundtragwerke, die als Rippen- oder Plattenkonstruktionen
ausgeführt werden, stellen aufgrund ihres im
Vergleich zu massiven Stahlbetontragwerken reduzierten Eigengewichts
eine gute Ausführungsmöglichkeit für den Werkstoff
Holz nutzende Tragsysteme mit Spannweiten bis ca.
10,0 m dar. Ergänzend zu diesen Ausführungsvarianten wurde
für größere Spannweiten an der MPA Wiesbaden [1] eine
Hohlkastenkonstruktion in Holz-Beton-Verbundbauweise untersucht.
Im Rahmen der praktischen Untersuchungen wurden
zwei baugleiche Prototypen eines Hohlkastenträgers in Holz-
Beton-Verbundbauweise mit Spannweiten von ca. 10 m erstellt
und in Kurzzeit- und Langzeitversuchen geprüft. Das
Traglastverhalten der Hohlkastenträger aus den beiden Versuchen
konnte anschließend mittels Stabwerksprogrammen
nachmodelliert werden. Der folgende Beitrag stellt das Untersuchungsprogramm
vor und zeigt die Ergebnisse des Kurzzeitbiegeversuchs.
In dem 2. Teil dieses Beitrags wird anschließend
auf die Modellierung der Träger sowie das Langzeittragverhalten
eingegangen.
Autoren
Dipl.-Ing. Oliver Bletz-Mühldorfer
Prof. Dr.-Ing. Leander Bathon
Hochschule RheinMain
Fachbereich Architektur und
Bauingenieurwesen
Institut für Baustoffe und
Konstruktion
Materialprüfanstalt für Bauwesen
(MPA) Wiesbaden
Prüfkörper
Die beiden Biegeträger besaßen
jeweils eine Gesamtlänge
von 10,02 m, eine Breite
von 96 cm sowie eine Gesamthöhe
von 34 cm. Sie bestanden
aus in der Zugzone
angeordneten Brettschichtholzplatten
(GL24h) und oben
liegenden Betonquerschnitten
(C45/55). Zur Reduzierung des
Eigengewichts war die Betonplatte
nicht massiv ausgeführt,
sondern mit Dämmstoffplatten
aus Polystyrol
versehen. Die Kopplung der
Teilquerschnitte Holz und Beton
erfolgte mittels HBV-
Schubverbinder gemäß abZ
9.1-557 [2]. Holzseitig wurden
sie hierzu mit einem zweikomponentigen
Klebstoffsys -
tem eingeklebt, während betonseitig
die Verankerung
durch das Einbinden in den
Frischbeton erfolgte. Die
HBV-Schubverbinder waren
über die Trägerlänge in zwei
äußeren durchgehenden und
einer mittleren aufgelösten
Reihe angeordnet. In den oberen
Teil der Betonplatte wurde
eine konstruktive Mattenbewehrung
Q188A eingelegt.
Die Betonstege waren gleichzeitig
mit auf Abstandhaltern
angeordneten Bügelkörben
versehen. Zusätzlich lagen im
unteren Bereich der Betonstege
noch jeweils 2 Stabstahlbewehrungen
mit Durchmessern
von 20 mm. Um Verformungen
infolge des Eigengewichts
auszugleichen wurden
die Prüfkörper mit einer
parabelförmigen Überhöhung
von jeweils 3,3 cm hergestellt.
Die Bilder 1 bis 4 zeigen die
entsprechenden Darstellungen
der Träger während der Herstellung.
In den Bildern 5 und
6 sind Querschnitte des Trägers
dargestellt.
Tabelle 1 zeigt die Zusammenstellung
der Eigenlasten
des Trägers. Wie deutlich
wird, bestand der Träger aus
unterschiedlichen Abschnitten.
Insgesamt berechnet sich
das Trägereigengewicht zu
47,23 kN. Bezogen auf die
Grundfläche des Trägers von
0,96 m x 10,02 m ergab sich
hieraus eine Flächenlast von
4,91 kN/m 2 .
Versuchsaufbau,
Messtechnik und Versuchsdurchführung
Der Hohlkastenträger wurde
im Rahmen eines 4-Punkt-
Kurzzeitbiegeversuchs getes -
tet. Die Lasteinleitung in den
Träger erfolgte jeweils 1,30 m
neben der Trägermitte über
zwei auf der Oberseite der Be-
Abb. 1:
Träger während der Herstellung. In
die Brettschichtholzplatte sind die
HBV-Schubverbinder bereits eingeklebt.
Zudem ist die Bügelkorbbewehrung
angeordnet.
Abb. 2:
Aufgebrachte Polystyrolblöcke reduzieren
das Eigengewicht des Trägers.

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Abb. 3:
Die Mattenbewehrung ist aufgelegt.
Zudem sind bereits die Schalbretter
angebracht. Der Beton kann im nächs -
ten Arbeitsschritt eingefüllt werden.
Abb. 4:
Träger nach dem Einfüllen des Betons.
tonplatte in ein Mörtelbett
aufgesetzte Stahlträger. Beide
Stahlträger erfuhren eine
gleichförmige Belastung durch
ein darüber auf Rollenlagern
liegendes stählernes Längsprofil
HE-B 300, in das seinerseits
die Prüflast durch den
Kraftkolben der hydraulisch
gesteuerten Prüfmaschine
zentrisch eingebracht wurde.
An beiden Enden des Biegeträgers
war jeweils an die Unterseite
des Brettschichtholzelements
eine Stahlplatte mit
einer Breite von 16 cm angeschraubt.
Die Auflagerung des
Versuchsträgers erfolgte über
diese beiden Stahlplatten, wobei
zusätzliche Sonderbauteile
bestehend aus Stahlwinkeln
mit aufgeschweißter Stahlplatte
auf den Betonwiderlagern
angeordnet wurden. Infolge
der eingesetzten Stahlplatten
ergab sich ein Überstand
an den stirnseitigen Enden
des Biegeträgers von jeweils
8 cm. Daraus berechnete
sich die statische Systemlänge
zu 9,86 m.

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Ø 20
Abb. 5:
Querschnitt des Versuchsträgers im
Bereich eines Abschnitts mit 2 Betonstegen
(aus [1]).
Ø 20 Ø 10
Abb. 6:
Querschnitt des Versuchsträgers im
Bereich eines Abschnitts mit 3 Betonstegen
(aus [1]).
Ø 20
Tabelle 1: Berechnung des Eigengewichts des Hohlkastenträgers (aus [1]).
Material Breite Höhe Länge Dichte Last
[-] [m] [m] [m] [kN/m³] [kN]
Beton
Ø 20
0,96 0,12 10,02 25,00 28,86
0,96 0,12 10,32 25,00 20,92
0,36 0,12 15,70 25,00 26,16
0,54 0,12 14,00 25,00 26,48
Holz 0,96 0,10 10,02 25,00 24,81
Summe 47,23
Abb. 7:
Versuchsaufbau, Messtechnik und
Versuchsdurchführung
Während der Versuchsdurchführung
wurde die Kolbenkraft
über den angeschlossenen
Messcomputer automatisch
erfasst. Über die Applikation
von induktiven Wegaufnehmern
wurden zudem
die Durchbiegung des Biegeträgers
in Feldmitte sowie die
Relativverschiebungen zwischen
den Teilquerschnitten
Holz und Beton gemessen.
Insgesamt 12 induktive Wegaufnehmer
kamen während
des Versuchs zum Einsatz.
Die Versuchsdurchführung
fand in Anlehnung an DIN
26891:1991 statt. Bei der Definition
des Lastregimes wurde
aufgrund der durchgeführten
Vorbemessung bei der Konstruktion
des Biegeträgers von
einer geschätzten Bruchlast
von F est = 300 kN ausgegangen.
Für das 40%-Niveau lag
daher eine Last von 120 kN
vor, während das angefahrene
10%-Niveau bei 30 kN lag.
Die Lastaufbringung erfolgte
zu Versuchsbeginn kraftgesteuert
mit Zuwachsraten von
60 kN/min. Ab einem Lastniveau
von 70% der geschätzten
Bruchlast wurde der Traglastversuch
weggesteuert mit
Zuwachsraten von 10 mm/min
bis zum Bruch weitergeführt.
Versuchsergebnisse
In Bild 9 ist das Kraft-
Durchbiegungs-Diagramm des
Biegeträgers dargestellt. Die
Durchbiegung des Trägers
verlief von Beginn des Versuchs
an nahezu linear. Es lag
ein Verformungsanstieg von
ca. 1 cm bei einer Kraftzunahme
von ca. 37 kN vor. Es
wurde deutlich, dass nach der
Entlastung auf das 10%-Niveau
eine größere Verformung
(f 10%,2 = 1,15 cm) als bei der
Erstbelastung (f 10%,1 = 0,81 cm)
auftrat. Hier kam es zu einer
bleibenden plastischen Verformung
in Höhe von f pl =
0,34 cm innerhalb der Konstruktion.
Der Biegeträger erreichte
bei der anschließenden
Wiederbelastung bei einer
Kolbenkraft von 257,52 kN
sein Maximum. Zu diesem
Zeitpunkt wurde in Feldmitte
eine Durchbiegung von f =
9,60 cm gemessen. Nach Erreichen
des Kolbenkraftmaximums
trat ein Lastabfall ein,
woraufhin der Versuch manuell
abgebrochen wurde. Bild
10 zeigt ergänzend zu dieser
Beschreibung eine Detailaufnahme
des Biegeträgers mit
den sich einstellenden Verformungen
infolge der aufgebrachten
Belastung während
des Traglastversuchs.
Das Versagensbild am Biegeträger
stellte sich äußerlich
durch mehrere Vertikalrisse in
der Betonplatte zwischen den
Auflager- und Lasteinleitungspunkten
dar (Bild 11).
Weiterhin traten mehrere Vertikalrisse
im Beton unterhalb
der stählernen Lasteinleitungsträger
auf. Der Brettschichtholzträger
wies selbst
keine äußeren Beschädigungen
auf. Zur genauen Ermittlung
der Versagensursache
wurde im Bereich der rechten
Auflagerung die Betonplatte
auf einer Länge von 380 cm
(entspricht in etwa dem Abstand
von der Auflagerung bis
zur Lasteinleitung) vom Träger
abgestemmt (Bild 12).
Hierbei wurde ersichtlich, dass
die HBV-Schubverbindern in
der Kontaktfuge zwischen
Holz und Beton sehr stark
verformt waren. Die Deformationen
der Streckmetalle waren
an der Auflagerung am
Stärksten ausgeprägt. Die auf
Zug beanspruchten Diagonalen
der Streckmetalle waren in
diesem Bereich sogar gerissen.
Das verwendete Klebstoffsystem
wies dagegen keine signifikanten
äußeren Beeinträchtigungen
auf.
Aufgrund der vorliegenden
Ergebnisse kann auf folgendes
Traglastverhalten geschlossen
werden:
• Infolge der äußeren Belas -
tung des Biegeträgers stie-

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Holz-Beton-Verbundkonstruktion
Abb. 8:
Biegeträger vor der Versuchsdurchführung.
gen die Verformungen in
Feldmitte nahezu linear bis
zu einer Last von ca. 200 kN
an.
• Ab diesem Lastniveau ging
die Last-Verformungs-Kurve
in einen flacher geneigten
Abschnitt über, der durch
überproportionale Verformungszunahmen
gekennzeichnet
ist. Zu diesem Zeitpunkt
nahmen die Relativverschiebungen
zwischen
den Teilquerschnitten Holz
und Beton ebenfalls überproportional
zu.
• Die Verformungszunahmen
waren auf das Verformungsverhalten
der HBV-Schubverbinder
zurückzuführen.
Es zeigte sich, dass sich die
Anzeige
Kolbenkraft F [kN]
280,00
260,00
240,00
220,00
200,00
180,00
160,00
140,00
120,00
100,00
80,00
60,00
40,00
20,00
0,00
0,00 1,00 2,00 3,00 4,00 5,00 6,00 7,00 8,00 9,00 10,00
Durchbiegung in Feldmitte f [cm]
Abb. 9:
Last-Verformungs-Diagramm des
Biegeträgers (aus [1]).
Abb. 10:
Biegeträger während des Kurzzeittraglastversuchs.
Zugdiagonalen der Streckmetalle
sowohl im Bereich
der Auflagerung als auch im
Bereich zur Trägermitte hin
stark verformten.
• Im Bereich der rechten Auflagerung
waren die Relativverschiebungen
so ausgeprägt,
dass sie nach einem
langen Fließen (Duktilität)
zu örtlichen Durchrissen der
Zugdiagonalen führten.
Dies wurde ebenfalls an
den Relativverschiebungen
der induktiven Wegaufnehmer
deutlich, die in diesem
Bereich Messwerte von
ca. 2 mm aufwiesen.
• Der Riss der Streckmetalle
in der Kontaktfuge zwischen
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Holz-Beton-Verbundkonstruktion
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• Die Durchrisse der Zugdiagonalen
der Streckmetalle
am Auflager A verursachten
ein lokales Versagen des
Biegeträgers. Das globale
Versagen des Biegeträgers
ist dagegen nicht eingetreten.
Hierfür wäre noch eine
Riss der Druckdiagonalen
der Streckmetalle erforderlich
gewesen, der die Verbundwirkung
des Prüfträgers
lokal komplett aufgehoben
hätte.
Systemkennwerte
Durch Umformung und eine
Differenzbetrachtung erhält
man die effektive Biegesteifigkeit
EI eff nach Gleichung 2,
wobei DF eine beliebige Kraftdifferenz
im elastischen Verformungsbereich
des Prüfkörpers
sowie Df die der Kraftdifferenz
entsprechende Durchbiegung
in der Mitte des Prüfkörpers
darstellt.
F
a 2 2
EIeff
I (3l 4a )
24 f
Gleichung 2: Berechnung der effektiven
Biegesteifigkeit (aus [1]).
Abb. 11:
Detailbetrachtung nach dem Versuch
mit deutlichen Rissbildungen im
Bereich der Betonstege.
Abb. 12:
Örtliche Öffnung des Trägers nach
dem Traglastversuch mit einem Freilegen
der äußeren HBV-Schubverbinderreihe.
Abb. 13:
Detailaufnahme der freigelegten HBV-
Schubverbinder. Rissbildungen der auf
Zug beanspruchten Diagonalen der
HBV-Schubverbinder als Versagensursache.
punkt und der Auflagerung
A führte zu einer wesentlichen
Verringerung der Verbundwirkung
zwischen den
Teilquerschnitten Holz und
Beton.
• Die daraufhin eintretende
Lastumlagerung innerhalb
des Trägers führte zu einer
höheren Biegebeanspruchung
der Teilquerschnitte
Holz und Beton. Die Biegezugbeanspruchung
in den
unteren Bereichen der Betonstege
wurde so groß,
dass der Beton örtliche Rissbildungen
aufwies. Der Beton
ging vom Zustand I in
den Zustand II über.
Aus dem in Bild 9 dargestellten
Last-Verformungs-
Diagramm lässt sich die effektive
Biegesteifigkeit EI eff des
HBV-Hohlkastenträgers ermitteln.
Herangezogen wird hierfür
der Bereich der Arbeitslinie,
bei dem ein linear elastisches
Last-Verformungs-Verhalten
vorliegt. Als Grenzlast
für den linear elastischen Bereich
wird eine Kolbenkraft
von F el = 200 kN abgelesen.
Die zugehörige Verformung
beträgt f el = 6,66 cm. Grundsätzlich
besteht die Möglichkeit,
die effektive Biegesteifigkeit
vor oder nach dem
Durchlaufen der Hystereseschleife
zu bestimmen. Infolge
des steileren Anstieges der Arbeitslinie
nach dem Durchlaufen
der Hystereseschleife sind
die effektiven Biegesteifigkeiten
in diesem Fall höher.
Für einen durch zwei symmetrisch
angeordnete Einzellasten
beanspruchten Einfeldträger
berechnet sich die Verformung
in Feldmitte nach
Gleichung 1, wobei mit l die
Stützweite des Trägers bezeichnet
wird sowie a den
Abstand zwischen Auflagerung
und Lasteinleitung darstellt.
F a 2 2
f (3l 4a )
24 EIeff
Gleichung 1: Berechnung der Durchbiegung
(aus [1]).
Es werden exemplarisch
Ablesungen vorgenommen,
die zu Lastintervallen von
DF 40 kN führen. Die effektiven
Biegesteifigkeiten werden
gemäß Gleichung 2 berechnet.
Die Ergebnisse dieser
Berechnungen sind in Tabelle
2 dargestellt.
Für den Bereich vor Durchlaufen
der Hystereseschleife
(Erstbelastung) ergibt sich
eine effektive Biegesteifigkeit
von EI eff = 539.419.386
kNcm 2 . Die effektive Biegesteifigkeit
nach Durchlaufen
der Hystereseschleife (Wiederbelastung)
liegt mit EI eff =
574.238.213 kNcm 2 erwartungsgemäß
geringfügig höher.
Literaturverzeichnis
[1] Bletz-Mühldorfer, O.: „Beitrag
zur Entwicklung von Holz-Beton-Verbundkonstruktionen
mit eingeklebten
Streckmetallen“, Dissertation in Arbeit,
Technische Universität Darmstadt,
Institut für Stahlbau und Werkstoffmechanik
[2] Deutsches Institut für Bautechnik:
„Allgemeine bauaufsichtliche Zulassung
Z-9.1-557; Holz-Beton-Verbundsystem
mit eingeklebten HBV-
Schubverbindern“, 2010
Tabelle 2: Berechung der effektiven Biegesteifigkeit des Hohlkastenträgers (aus [1]).
Zeitpunkt F 1 F 2 DF f 1 f 2 Df EI eff
[-] [kN] [kN] [kN] [mm] [mm] [mm] [kNcm²]
Erstbelastung 20,09 60,03 39,94 11,04 37,80 26,76 539.419.386
Wiederbelastung 30,18 70,14 39,96 20,06 45,21 25,15 574.238.213