cd - DAfStB

Obwohl das Umlagerungsvermögen in Leichtbetonschubbalken aufgrund des Trag- bzw. Rissverhaltens im
Vergleich zu Normalbeton geringer ausfällt, konnte in Versuchen [4, 5, 6] eine deutliche Druckstrebenrotation
mit Neigungen θ ≥ 25 ° festgestellt werden. Aus diesem Grunde wird die zulässige Druckstrebenneigung auf
den Wert cot θ ≤ 2,0 bzw. θ ≥ 26,5 ° beschränkt.
Die Tragfähigkeit der geneigten Druckstrebe wird über die effektive Betondruckspannung nachgewiesen, die
in einem gerissenen Druckfeld aufgenommen werden kann. Sie entspricht dem um den Faktor αc reduzierten
Bemessungswert fcd (mit α = 0,8). Diese Abminderung ist unter anderem auf den Einfluss von Querzugspannungen
zurückzuführen, der bei Leichtbetonen höher eingeschätzt wird. Daraus ergibt sich für Leichtbeton
mit Querkraftbewehrung senkrecht zur Bauteilachse eine zusätzliche Abminderung des Bemessungswertes
bei Querzugspannungen über die reduzierte Zugfestigkeit und den Faktor η1.
4.3 Stabwerkmodelle
Beim Betondruckstrebennachweis in Stabwerkmodellen wird die größere Spaltgefahr des Leichtbetons
aufgrund von Querzugspannungen berücksichtigt, indem die Bemessungswerte der Druckstrebenfestigkeit
mit dem Faktor η1 abgemindert werden.
4.4 Teilfächenpressung
Für Normalbetone wurde eine Festigkeitszunahme ermittelt, die sich proportional zur Quadratwurzel des
Flächenverhältnisses Ac1/Ac0 einstellt, wobei Ac1 die rechnerische Verteilungsfläche der Kraft darstellt. Dieser
Zusammenhang lässt sich nicht ohne weiteres auf andere Betone übertragen, wie sich bereits in Versuchen
mit hochfestem Beton [7] gezeigt hat. Die mit steigender Betongüte sich nur unterproportional entwickelnde
Zugfestigkeit führt in Verbindung mit dem geringeren Wirksamkeitsfaktor k (Maß für die Effizienz einer Querpressung)
zu niedrigeren Teilflächenpressungen. Ähnliche Konsequenzen sind deshalb auch für Leichtbetone
zu erwarten.
Versuche zur Einleitung konzentrierter Einzellasten in Leichtbeton wurden an unbewehrten Probekörpern in
[8] und [9] durchgeführt. Danach ist bei Leichtbeton der Einfluss der Übertragungsfläche Ac0 auf die aufnehmbare
Teilflächenpressung fc0 geringer im Vergleich zum Normalbeton. Dieser Sachverhalt wurde in
einigen Normen bislang in der Form umgesetzt, dass man den Wurzelexponenten in der für Normalbeton
definierten Formel von zwei auf drei erhöhte.
Im Wesentlichen stützte man sich dabei auf die Versuchsergebnisse aus [9], die allerdings an Leichtbetonen
mit ein und derselben Trockenrohdichte von ρ ≈ 1,5 kg/dm³ ermittelt wurden. Unter Beachtung der Ergebnisse
aus [8] zeigt sich jedoch, dass die Reduktion der aufnehmbaren Teilflächenpressung mit der Abnahme
der Trockenrohdichte ρ des Leichtbetons einhergeht. Damit bietet es sich an, den Wurzelexponenten in
Abhängigkeit von der Trockenrohdichte zu formulieren:
ρ 4800
f f = ( A A ) ≤ ρ / 800 ρ in [kg/m³]
lco
144
lcd
c1
co
Als Bezugswert wurde in diesem Fall ausnahmsweise ρ = 2400 kg/m³ gewählt und damit die Übereinstimmung
mit den Versuchsergebnissen aus [8, 9] hergestellt. Die Einhaltung des maximal anrechenbaren
Grenzwertes für das Flächenverhältnis Ac1/Aco = 9 wird über die Forderung flco/flc ≤ ρ/800 sichergestellt.
4.5 Materialermüdung
Das Ermüdungsverhalten von Leichtbeton unter Druck- und Biegebeanspruchung wurde in mehreren Veröffentlichungen
zumindest ebenbürtig dem von Normalbeton und hochfestem Beton erachtet [10]. Als Ursache
wird die elastische Kompatibilität des Leichtbetons angeführt, da Ermüdungsbrüche im Allgemeinen
von Mikrorissen ausgehen, die damit im engen Zusammenhang mit der Materialermüdung zu sehen sind. In
[10] wird gezeigt, dass die σ-ε-Beziehung bei Leichtbeton auch nach hohen Lastspielzahlen einen nahezu
linear elastischen Charakter zeigt, während selbst bei hochfestem Normalbeton ein hysteretisches Verhalten
zu beobachten ist.
Allerdings ist bei einem Anriss in einem Leichtbetonbauteil mit einem vergleichsweise beschleunigten Risswachstum
zu rechnen. Aus diesem Grunde wird in der Norm eine gesonderte, anwendungsbezogene Ermüdungsbetrachtungen
bei Leichtbeton gefordert.