Grenzflächenaktivierung eingeklebter ... - an der Fachhochschule Trier

Prof. Dr. Kay-Uwe Schober B. Eng. Michael Drass
Grenzflächenaktivierung eingeklebter Stahlstangen
Fachhochschule Mainz
Fachbereich Technik
Ingenieurholzbau und Baukonstruktionen
55116 Mainz, Holzstr. 36
Kay-Uwe.Schober@fh-mainz.de

1 Einleitung
Im Ingenieurholzbau stellen die Knotenpunkte von Holztragwerken eine eindeutige
Schwachstelle dar. Ziel eines jeden Tragwerksplaners ist es, einen einfachen aber dennoch
steifen und tragfähigen Knotenpunkt auszubilden. Dies ist nur durch eine enorm große
Anzahl von stiftförmigen Verbindungsmitteln zu gewährleisten. Betrachtet man die
derzeitig gängigen Lösungen, fällt auf, dass maximal 60-70% der Stabkräfte über den
Knotenpunkt in das Nachbarbauteil abgeleitet werden. Dies liegt vor allem an zwei Sachverhalten.
Zum einen spielt die Lochleibung in Grenzflächenbereichen bei hochbeanspruchten
Knotenpunkten eine wichtige Rolle und ist de facto für die Bemessung
maßgebend, zum anderen beeinflusst der systemabhängige Kraft-Faser-Winkel die Kraftweiterleitung
in hohem Maße.
Um die Defizite zu beseitigen wurden Untersuchungen zu eingeklebten Gewindestangen in
unterschiedlichen Verbundpartnern durchgeführt. Sie dienen der Ausbildung einer kraftschlüssigen
Verbindung im Knotenpunkt, ohne die oben erwähnte Querschnittsschwächung
in Kauf zu nehmen. Weiterhin erweisen sich eine effiziente Kraftübertragung
über kleine Flächen parallel und senkrecht zur Faserrichtung, Ausbildung von hohen
Steifigkeiten und Festigkeiten innerhalb der Verbindung sowie die Ausführung von sehr
leichten Baukonstruktionen als vorteilhaft.
2 Kohäsivzonenmodell
Auftretende Reibungskräfte zwischen Verbundpartnern sowie der daraus resultierende
erhöhte Ausziehwiderstand der Verbindungsmittel durch Interaktion derer Grenzflächen,
werden in den meisten Bemessungsansätzen ignoriert. Um dennoch diesen erhöhten
Tragwiderstand nutzen zu können, muss in der numerischen Beschreibung des Modells die
Verbundzone zwischen unterschiedlichen Materialien mit einem geeigneten Ansatz
modelliert und beschrieben werden. Der Delaminationsvorgang, d.h. die mechanische
Trennung durch Erreichen der Materialfestigkeiten kann
dabei elegant mit dem Kohäsivzonenmodell nach XU &
NEEDLEMAN (1993, 1994) beschrieben werden. Die
Abb. 1: Delaminationsgesetz
Grundidee liegt dabei in der Applikation einer
„kohäsiven Zone“ zwischen zwei Kontinua, welche über
Steifigkeiten in normaler und tangentialer Richtung
verfügt. Beim Erreichen von kritischen Spannungen und
Bruchenergien � setzt der Delaminationsbeginn ein.

Infolge der einaxialen Beanspruchung der eingeklebten Gewindestange sowie der Kraft-
weiterleitung über die Mantelfläche ist offentsichtlich, dass eine Interaktion zwischen
Schubspannungen in der Mantelfläche und Normalspannungen am Bodenbereich zwischen
Verbundpartner und Holz stattfinden muss. Daher muss der Verbundansatz einerseits diese
Interaktion von Schub- und Normalspannung, andererseits ein nichtlineares Entfestigungs-
verhalten des Holzes in der Prozesszone berücksichtigen. Um numerische Diskontinuitäten
zu vermeiden, muss der Verbundansatz einen stetig differenzierbaren Spannungs-
Rissöffnungs-Verlauf besitzen. Alle Bedingungen werden durch den exponentiellen
Verbundansatz nach XU & NEEDLEMAN berücksichtigt.
3 Experimentelle Untersuchungen
Die experimentellen Untersuchungen in Form von einaxialen Auszugsversuchen in
unterschiedlichen Vergußmassen eingeklebter Gewindestangen dienen der Verifikation des
numerischen Modells sowie der Ermittlung der für die numerische Analyse benötigten
Parameter. Hierbei wurde über dem Prüfkörper eine Ankerplatte mit einer Aussparung,
welche größer als das Bohrloch selbst ist, angebracht und diese über zwei Hohlprofile,
welche über vier Gewindestange rückverankert werden, gehalten. Die induktiven
Wegaufnehmer wurden in unmittelbarer Nähe der Aussparung in Mitte des Prüfkörpers
positioniert, um eventuell auftretende Biegung im Prüfkörper zu erfassen.
Abb. 2: Schematische Darstellung der Prüfkörper
Hierbei wurden folgende unterschiedlichen Verbundpartner untersucht:
Tab. 1: Verwendete Verbundpartner
Typ Produktname
Epoxidharz WEVO-Spezialharz EP 32 S
Gesteuerter Fließmörtel BVD-Vergußmörtel
Polymerbeton Compono ® 100 S
Ultrahochfester Beton Nanodur ® Compound 5941
3

Das Ziel der extensiven experimentellen Untersuchung war die genaue Beschreibung des
Verbundverhaltens und die Klassifizierung der Tragfähigkeit für eingeklebte Gewinde-
stangen in unterschiedlichen Vergußmassen durchzuführen. Die wesentlichen Ziele sind in
Tab. 2 zu sehen.
Tab.2 : Zielsetzung und entsprechende Relevanz
1) Signifikante Unterschiede
zwischen den einzelnen
Verbundpartnern
2) Provozieren des Versagens
ausschließlich im Holz
3) Größte Traglast bei
hochfesten Betonen bzw.
Polymerbetonen
Ziel Relevanz
4 Numerische Untersuchungen
� Eindeutige Aussage zum Traglastverhalten
� Gute Vergleichsmöglichkeit der einzelnen
Verbundpartner
� Einfache Bemessungsmöglichkeit, da in der
Verbundzone kein Versagen auftritt
� Ausbildung von komplexen Knotenpunkten
durch beliebe Schalungsmöglichkeiten
Die Modellierung des Verbundbauteils erfolgt in ANSYS ® als 3D-Modell. Die
Modellierung der Verbundzone erfolgt mit Interface-Elementen basierend auf dem
Verbundansatz nach XU &NEEDLEMAN.
1. Holzwürfel GL 24h
(orange)
2. Verbundpartner
(grau)
3. Stahlstange
(blau)
4. Kohäsivelement
(pink / grün)
Abb. 3: Modellaufbau
Generell wurde das Verbundbauteil parametrisiert aufgebaut, um später folgende
Parameterstudien durchführen zu können. Mit den aus den experimentellen Versuchen
ermittelten Ergebnissen war es möglich, die Kohäsivelemente numerisch exakt zu
charakterisieren. Die Materialeigenschaften für Holz wurden als homogen und orthotrop
angenommen, wohingegen das Spannungs-Dehnungs-Verhalten des Verbundpartners
Polymerbeton sowie der eingeklebten Stahlstangen multilinear angesetzt wurden. In Tab. 3
werden die Spannungen und Verschiebungen der Kohäsivzone zwischen Holz und
Polymerbeton in Normalenrichtung der Interface-Elemente dargestellt. Demzufolge
werden in hier die Verbundspannung � c und Separation � n veranschaulicht.
4

Tab. .3: Verbundspannung und Separation in Normalenrichtung der Kohäsivelemente
F [kN] Spannung in x-Richtung [MPa] Verschiebung in x-Richtung [mm]
2,0
63,5
100,0
Das numerische Modell zeigt eine gute Übereinstimmung mi dem Verformungsverhalten
des Verbundbauteils. Auch der Vorgang der Delamination an der Verbundfuge wurde
realitätsnah abgebildet. Gemäß den experimentellen Ergebnissen setzt in der numerischen
Analyse zunächst die Delamination an der Bodenfläche zwischen Holz und Verbundpartner
ein, woraus eine Spannungsumlagerung in die Mantelfläche resultiert (vgl. Tab. 3).
5 Ergebnisse
Im Folgenden werden die experimentellen Ergebnisse in Abhängigkeit der untersuchten
Parameter, wie Bohrlochdurchmesser, Stahlgüte, Kraft-Faser-Verlauf und der unterschiedlichen
Verbundpartner dargestellt.
Tab. 4: Ausziehwiderstände der experimentellen Untersuchungen
Stahlstange M 12 10.9 BSt 500 M 12 10.9 BSt 500
Durchmesser Æ50 Æ50 Æ50 Æ50 Æ75 Æ75 Æ75 Æ75
Kraftfaserwinkel � ^ � ^ � ^ � ^
WEVO 21.512 27.748 23.336 31.322 11.550 11.298 10.238 10.550
Bertsche 19.558 26.142 20.362 23.234 14.752 17.292 15.976 16.316
Epoxy PC 78.550 94.308 69.104 73.420 95.110 96.555 72.916 73.606
UHPC 4.690 5.540 6.704 3.720 9.802 16.075 10.484 9.710
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Nach Tab. 4 weist Polymerbeton die größte Verbundtragfähigkeit im Gegensatz zu den
anderen Verbundpartnern auf. Dieser Sachverhalt spiegelt sich ebenfalls in den
Bruchkörpern wieder. Wo ein reines Adhäsionsversagen an der Verbundfuge bei WEVO,
Bertsche und UHPC häufig auftrat, tritt unter der Verwendung von Polymerbeton ein
kohäsives Versagen im Holz auf. Das Kohäsionsversagen zeichnete sich in unmittelbare
Nähe zu der Verbundfuge ab. Allgemein kann Polymerbeton ein starrer und schubfester
Verbund mit Holz zugesprochen werden. Weiterhin steigt die Verbundtragfähigkeit bei
größerem Bohrlochdurchmesser, höherwertiger Stahlgüte und der Belastungsrichtung
senkrecht zur Faser. Dieser Sachverhalt gilt nicht für die übrigen Verbundpartner, wo sich
aufgrund einer exothermen chemischen Reaktion infolge des Einflusses des Bohrlochvolu-
mens (WEVO), Schwinderscheinungen aufgrund eines großen Fließvermögens (Bertsche)
sowie einer grobkörnigen Viskosität (UHPC) nur ein mäßiger Verbund ausbilden konnte.
Alle normativen und auf Forschungsergebnissen beruhenden Bemessungskriterien ähneln
sich bei der Auswahl der Klebstoffe, nämlich Polyurethanharz, Phenolresorcinharz und
Epoxidharz, und dem Maß der Klebfugendicke von 0…6 mm. In den zuvor beschriebenen
experimentellen Untersuchungen wurden weitere Verbundpartner (z.B. Vergussmörtel,
hochfester Beton, Polymerbeton) sowie Bohrlöcher mit einer deutlich größeren
Klebfugendicke von 19 mm untersucht.
Im Folgenden wird das Potential der Holz-Beton-Verbundbauweise durch den Vergleich
der experimentellen Ergebnisse mit den Ergebnissen der analytischen Untersuchungen
nochmals verdeutlicht. Vergleicht man den normativen Ansatz nach DIN 1052:2008 mit
den experimentellen Ergebnissen
von Polymerbeton, weisen
diese nahezu die vier- bis
fünffache der Traglast auf. Dies
wird auch bei Betrachtung
mittels GIROD-Ansatz bestätigt,
welcher durch die Implementierung
eines großen Parameterraumes
und der exakten bruchmechanischen
Beschreibung der
Prozesse in der Verbundfuge
hervorragend zur Traglastbe-
Abb. 4: Vergleich analytische / experimentelle Resultate [4,5]
stimmung geeignet ist. lllllllllllll
6

Polymerbeton weist lediglich im Vergleich zu der berechneten Traglast nach RIBERHOLT
ein schlechteres Tragverhalten auf. Dieser Sachverhalt kann jedoch damit erklärt werden,
dass der Ansatz nach RIBERHOLT bei steigendem Bohrlochdurchmesser ein lineares
Ansteigen der Traglast verfolgt, sodass dieser Ansatz bezugnehmend zu dieser Studie
ungeeignet ist.
6 Schlussfolgerung
Polymerbeton entspricht den erklärten Zielen (vgl. Tab. 2) in hohem Maße. Die
Verbundtragfähigkeit zwischen Holz und Polymerbeton kann als starr und schubfest angenommen
werden. Dieser Erkenntnis ist zielführend für die Ausbildung komplexer
biegesteifer 3D-Knotenpunkte in Holz-Beton-Verbundbauweise. Hier schließen die
Holzbauteile über eingeklebte Gewindestangen an den Knotenpunkt biegesteif an.
Abb. 5: Komplexer 3D Knotenpunkt in Holz-Beton-
Verbundbauweise mit FE-Modell
Quellenangaben
7
Weiterführende Forschung wird
sich mit mehraxialer statischer und
dynamischer Beanspruchungen
befassen. Weiterhin wird das
Langzeitverhalten des Verbundbauteils
näher untersucht sowie ein
Berechnungsansatz entwickelt, welcher
der Effizienz der Verbindung
Rechnung trägt.
[1] Schober, K.U., Rautenstrauch, K. On the application of cohesive zone modeling in timber composite
structures. 10th World Conference on Timber Engineering, Miyazaki, Japan, 2008.
[2] Needleman, A.: A continuum model for void nucleation by inclusion debonding. Journal of Applied
Mechanics, 54:525-531, 1987.
[3] Xu, X.P., Needleman, A.: Numerical simulations of fast crack growth in brittle solids. Journal of
Mechanics and Physics of Solids, 42(9):1397-1434, 1994.
[4] GIROD - Glued in Rods for Timber Structures, SMT4-CT97-2199, Edited by Charlotte Bengtsson and
Carl-Johan Johansson, SP Report 2002:26, SP Swedish National Testing and Research Institute, SP
Building Technology, Boras, Sweden, ISBN 91-7848-913-2.
[5] Riberholt, H.: Glued bolts in glulam - Proposals for CIB code. Proceeding of 21th CIB-W 18 meeting.
Paper 21-7-2, Parksville, Vancouver Island, Canada, 1988.