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Westdeutsche Fachtagung Tragwerksplanung im Holzbau (HTK) 

Mönchengladbach, Deutschland 

12./13. März 2025

Westdeutsche Fachtagung Tragwerksplanung im Holzbau HTK 2025 

Inhalt 

Materialspezifische Eigenschaften von Holz, (Hochleistungs-) 07 

Produkte und deren Anwendung 

Prof. Andreas Müller, Berner Fachhochschule, Biel/Bienne (CH) 

Tragwerksentwurf von wirtschaftlichen Holzbaustrukturen – 75 

Hinweise und Fallbeispiele 

Markus Steppler und Suitbert Barbers, Derix-Gruppe, Niederkrüchten (DE) 

Erfahrungsbericht eines Prüfingenieurs für Holzbau 125 

Wo sind die grössten Hürden? Tipps für eine prüffähige Tragwerksplanung 

Matthias Gerold, Harrer Ingenieure, Karlsruhe (DE) 

Konstruktionen aus Holz für weitgespannte Decken und Dächer 165 

Dr. Peter Mestek, Sailer Stepan Tragwerkteam, München (DE) 

Gebäudeaussteifung: Grundlagen, Nachweisführung und konstruktive Umsetzung 215 

Prof. Dr. Johann Pravida, Technische Hochschule Rosenheim, Rosenheim (DE) 

Schwingungsnachweise bei Holzdecken in der Praxis 265 

Johannes Ruf, Hochschule Biberach, Biberach (DE) 

HBV-Systeme und Bemessung in der Praxis 287 

Prof. Dr. Jörg Schänzlin, Hochschule Biberach, Biberach (DE) 

Knotenpunkte mit besonderen Anforderungen im Ingenieurholzbau 395 

Matthias Götz, Grossmann-Bau, Rosenheim (DE)


Moderator 

Conrads Axel 

Ingenieurkammer-Bau Nordrhein-Westfalen 

40221 Düsseldorf, Deutschland 

+49 2111 306 70 

axel.conrads@aconrads.de 

Prof. Müller Andreas 

Berner Fachhochschule 

2504 Biel/Bienne, Schweiz 

+41 32 344 03 19 

andreas.mueller@bfh.ch 

Referenten 

Gerold Matthias 

Harrer Ingenieure GmbH 

76137 Karlsruhe, Deutschland 

+49 7211 819 200 

m.gerold@harrer-ing.net 

Dr. Mestek Peter 

Sailer Stepan Tragwerkteam München GmbH 

80807 München, Deutschland 

+49 8935 090 40 

peter.mestek@tragwerk.team 

Prof. Dr. Pravida Johann 

Technische Hochschule Rosenheim 

01187 Rosenheim, Deutschland 

+49 8031 805 23 87 

johann.pravida@th-rosenheim.de 

Prof. Dr. Schänzlin Jörg 

Hochschule Biberach 

88400 Biberach, Deutschland 

+49 7351 582 520 

schaenzlin@hochschule-bc.de 

Götz Matthias 

GROSSMANN Bau GmbH & Co. KG 


+49 8031 440 151 

matthias.goetz@grossmann-bau.de 

Prof. Müller Andreas 


2504 Biel/Bienne, Schweiz 

+41 32 344 03 19 

andreas.mueller@bfh.ch 

Ruf Johannes 


88400 Biberach, Deutschland 

+49 7351 582 527 

rufj@hochschule-bc.de 

Schupfner Max 

GROSSMANN Bau GmbH & Co. KG 


max.schupfner@grossmann-bau.de 

Steppler Markus 

W. u. J. Derix GmbH & Co. 

41372 Niederkrüchten, Deutschland 

+49 2163 898 813 

m.steppler@derix.de

Westdeutsche Fachtagung 

Tragwerksplanung im Holzbau (HTK)


Materialspezifische Eigenschaften von Holz, (Hochleistungs-) Produkte und deren Anwendung | A. Müller 1 

Materialspezifische Eigenschaften 

von Holz, (Hochleistungs-) Produkte 

und deren Anwendung 

Prof. Andreas Müller 


Biel/Bienne, Schweiz

2 


Materialspezifische Eigenschaften von Holz, (Hochleistungs-) Produkte und deren Anwendung | A. Müller


Tragwerksplanung im Holzbau (HTK) 

Materialspezifische Eigenschaften, (Hochleistungs-) Produkte 

Andreas Müller 

Berner Fachhochschule | Haute école spécialisée bernoise | Bern University of Applied Sciences 

Professor für Holzbau und Baukonstruktion

Inhalt 

§ Materialspezifische Eigenschaften des Werkstoffes Holz 

§ Konstruktive Vollholzprodukte und Holzwerkstoffe (Übersicht) 

§ Hochleistungs-Produkte für den Ingenieurholzbau 

§ Punktgestützte Flachdecken aus Brettsperrholz 


2

Eigenschaften des Werkstoffes Holz 

§ Welche Materialeigenschaften kennen Sie 

von Holz? 

Quelle: INFORMATIONSDIENST HOLZ - Lehrbildreihe 


5


§ «Holz ist ein anisotroper Werkstoff» 

à Eigenschaften sind richtungsabhängig 

§ Festigkeitseigenschaften 

§ Quellen und Schwinden 



6


§ Druck 



8


§ Zug 



9


Quelle: LIGNUM, Techn. Dokumentation 


10


Quelle: LIGNUM, Techn. Dokumentation 


11


§ Vermeidung von Querhölzern (liegende Hölzer) im mehrgeschossigen Holzbau 

Quelle: Kolb Kolb Müller „Holzbau mit System“ 4.Auflage 2024 


12


§ Vermeidung von konstruktionsbedingten Querzugbeanspruchungen 

§ Wo können konstruktionsbedingt 

Querzugbeanspruchungen auftreten? 



13


§ Querzugbeanspruchte Bauteile 


14


§ Übung: indirekte Auflagerung 

Berner Fachhochschule | Haute école spécialisée bernoise | Bern University of Applied Sciences 15


Zusammenfassung: 

§ Holz und Holzwerkstoffe verhalten sich überwiegend spröde 

à sprödes Bruchverhalten 

§ (Bei Druck- und Biegebeanspruchung ggf. plastische Bereiche) 

§ Duktilität kann/muss über die Verbindungen 

sichergestellt werden 



16


§ Formänderung (Quellen und Schwinden) 



18


§ Schwind- und Quellmasse: 

Quelle: SIA 265/1 


19


§ Gleichgewichtsfeuchten von Nadelholz in Anhängigkeit der relativen Luftfeuchte 

und der Temperatur 

Hygroskopische Isothermen für Fichtenholz 

nach W.K. Loughborough, R. Keylwerth 


20


§ Holzfeuchten in Anhängigkeit 

von den klimatischen Randbedingungen 

SIA 265 Tabelle 2: 

Durchschnittliche Holzfeuchten von Bauteilen 


21


§ Holz ist ein kapillarporöses Material … 

Hygroskopisch geb. Wasser 

Einlagerung in die 

Zellwände 

Gefährdung durch 

holzzerstörende Insekten 

Änderung der physikalischen 

und mechanischen Eigenschaften 

Freies Wasser 

Einlagerung in die 

Hohlräume 

100 M% 

Gefährdung durch 

holzzerstörende Pilze 

0 M% 6 M% 

28-30 M% 

Fasersättigungspunkt 

ca. 140 M% 

Wassersättigungspunkt 

Quelle: Berner Fachhochschule (BFH), Biel 


22


§ Änderung der Holzfeuchte unterhalb 

des Fasersättigungspunktes 

- Mechanischen Eigenschaften 

- Festigkeiten 

- Steifigkeiten 

- SIA 265:2012 

- Festigkeiten gültig für 12 M% 

- Feuchteklassen 

Festigkeit und Elastizitätmodul*10 2 in N/mm 2 

180 

160 

140 

120 

100 

80 

60 

40 

20 

0 

0 

10 20 30 40 50 60 

Holzfeuchte in % 

Niemz (1993) 


23


§ Zuordnung der Bauteile zu Nutzungsklassen (SIA: Feuchteklassen) 

SIA 265 Tabelle 3: 

Zuordnung der Bauteile zu Feuchteklassen 


24


§ Änderung der Holzfeuchte unterhalb des Fasersättigungspunktes 

- Physikalischen Eigenschaften 

- Quellen/Schwinden 

§ Beispiel: Brettschichtholzbinder GL 24h - b/h = 16/140 cm 

§ Holzfeuchte zum Einbau 12 % 

§ Holzfeuchte nach 1. Heizperiode 7 % 

20 m 

140 cm 

16 cm 



25





§ Beispiel: Brettschichtholzbinder GL 24 - b/h = 16/140 cm 

§ Holzfeuchte zum Einbau 12 M% 

§ Holzfeuchte nach 1. Heizperiode 7 M% 

20 m 

0,16 % 

D h = D u× aR 

× h = ( 12 - 7) 

M% × × 140 cm = 1,12 cm 

1M% 

0,33 % 

D b = D u× aT 

× b = ( 12 - 7) 

M% × × 16 cm = 0,26 cm 

1M% 

0,01% 

D l = D u× aL 

× l = ( 12 - 7) 

M% × × 2000 cm = 1cm 

Hinweis: 

1M% 

- Verwendung des Quell- u. Schwindmass in radialer und tangentialer 

Richtung nur bei gesichertem Einschnitt (sonst 0.25%) 


140 cm 

16 cm 

26 

Quelle: Berner Fachhochschule (BFH), Biel


§ Spannungen infolge Feuchteänderungen 

§ Ursache ist behindertes (Quellen) und Schwinden 

durch die Sperrwirkung 

⇒ unbehindertes (Quellen) und Schwinden verursacht 

i.d.R. keine Eigenspannungen/Risse 

§ Risse = Überschreitung der Querzugfestigkeit 

Quelle: Niemz 


28





Desorption 

Holzfeuchte Spannungsbild Rissbild 

u 

18% 

12% 

R 

L 

T 

σt,90 

ft,90 

σc,90 

R 

L 

T 

R 

L 

T 



29





Adsorption 

Holzfeuchte Spannungsbild Rissbild 

u 

18% 

12% 

R 

L 

T 

σt,90 

ft,90 

σ c,90 

R 

L 

T 

R 

L 

T 



30


§ Spannungen infolge Feuchteveränderungen 

s = E × e 

§ Übung: 

Wie gross sind die rechnerischen Querzugsspannungen bei 

einer Feuchtedifferenz von ∆u = 5%? 

Ab welcher Feuchtedifferenz sind die Bemessungswerte der 

Querzugspannungen überschritten? 

Hinweis: Nach DIN 1052 darf bei behinderter Formänderung 

durch Quellen und Schwinden das ½ Quell- und Schwindmass 

angesetzt werden. 


31


§ Wie gross sind die rechnerischen Querzugsspannungen 

bei einer Feuchtedifferenz von ∆u = 5%? 

§ Spannungen infolge Feuchteveränderungen 

s = E × e 

§ σ = 300 N/mm 2 x 0.0016/2 x 5 = 1.2 N/mm 2 

Hinweise: 

- Verwendung des Quell- u. Schwindmass in radialer Richtung 

(bei gesichertem Einschnitt) 

- Nach DIN 1052 darf bei behinderter Formänderung durch Quellen und 

Schwinden das ½ Quell- und Schwindmass angesetzt werden. 


33


§ Ab welcher Feuchtedifferenz sind die Bemessungswerte 

der Querzugspannungen überschritten? 

• Brettschichtholzbinder GL 24h - b/h = 16/140 cm 

Hinweise: 

s = E × e 

Dl 

e = = 

l 

D u× a × l 

0 0 

2 

D ft,90, 

d 0,15 N/mm 

u = 0,625 M% 

E ,90 2 

2 0,16 % 

t × a 

= = 

R 300 N/mm × 

2 M% 

- Verwendung des Quell- u. Schwindmass in radialer Richtung 

(bei gesichertem Einschnitt) 

l 

T 

0 

140 cm 

16 cm 

f t,90, d = 0,15 N/mm 

2 

E t,90 = 300 N/mm 

a R = 

0,16 %/M% 

2 


§ Nach DIN 1052 darf bei behinderter Formänderung durch Quellen und 

Schwinden das ½ Quell- und Schwindmass angesetzt werden. 


34


§ Risse in Brettschichtholz 

Ursache: Eigenspannungen infolge klimatischer Wechselbeanspruchung 

§ Querschnitte 1200 x 600 mm (900 x 600 mm); Δ = 4% 

18-gesch. Holzhochhaus Mjøstårnet 

in Brumunddal, Norwegen 

Bauherr: AB Invest, Hamar 

Architektur: Voll Arkitekter, Trondheim 

Ausführung: Hent, Oslo (Generalunternehmen) 

Moelven, Moelv (Holzkonstruktion) 

Sweco (Architektur- und Ingenieurdienstleistungen) 


35



Ursache: Eigenspannungen infolge klimatischer Wechselbeanspruchung 

§ Querschnitte 1200 x 600 mm (900 x 600 mm); Δ = 4% 


36



Ursache: grossvolumige Querschnitte und mangelhafter 

Witterungsschutz während der Montage 


37

Simulationsmodell BFH infolge Klimaschwankungen 

§ Simulationsmodell BFH infolge Klimaschwankungen basierend auf Wetterstationsdaten 

Querschnitt 200/200/200 mm 

§ Beanspruchter Bereich aussen 30 - 50 mm 

Temperatur [ o C], Luftfeuchte [%], Holzfeuchte [M%] 

Klima von Altdorf (CH) 

Jan Apr Jul Okt Jan 

Zeit [Monat] 

Holzfeuchte [M% ] 

Holzfeuchte in 

verschiedenen Tiefen 

Holzfeuchte [M% ] 

Holzfeuchte 

über den Querschnitt 

Jan Apr Jul Okt Jan 0 15 45 70 Symmetrie 

Zeit [Monat] 

Querschnittsbreite [mm] 



38

Simulationsmodell BFH infolge Klimaschwankungen 

Klima 

Reithalle Einsiedeln 

Tragquerschnitt 



39


⇨ Forderung in den Bemessungsnormen: 

§ Einbau der Holzbauteile mit einer Holzfeuchte, 

welche möglichst nahe an der zu erwartenden 

Ausgleichsfeuchte liegt. 

§ i.d.R. Holztrocknung auf eine Gleichgewichtsfeuchte 

von 10± 2% bzw. 12 ± 2% (abhängig von der 

Klebstoffart) 

§ Ausreichender Witterungsschutz während der 

Montage 


- Minimierung des Quell- und Schwindverhalten 

- Geringere Rissbildung 

- Grundlage für GK 0 


40

3.2 

Eigenschaften 

Rissaufnahme/Risskartierung 

des Werkstoffes Holz 

Risskriterien nach DIN 4074-1 

für Vollholz C 24 (S10): 

R = r 1 /b 

à R ≤ 1/2 

R = (r 1 +r 2 ) / b 

Risskriterien nach RADOVICS, 

WIEGAND für Brettschichtholz: 

Biege-/Schubbeanspruchung 

R = r 1 /b à R ≤ 1/6 

R = (r 1 +r 2 ) / b à R ≤ 1/3 

Querzugbeanspruchung 

R = r 1 /b à R ≤ 1/8 

R = (r 1 +r 2 ) / b à R ≤ 1/4 

à nur zulässig infolge gekrümmter/geknickter Stabachsen 


41


§ «Holz ist ein inhomogener Werkstoff» 



42


§ «Holz ist ein inhomogener Werkstoff» 

§ durch besondere Wuchsmerkmale: 

§ Jahrringbreite (Frühholz- Spätholz) 

§ Astigkeit 

§ Wuchsverhalten (Dreh- oder 

Schrägwuchs) 

beeinflussen neben 

§ der Holzart (Nadelholz- Laubholz) 

§ die Rohdichte und die Festigkeit 

§ daher Festigkeitssortierung notwendig 



43


§ Die Festigkeitssortierung ist Grundlage für die 

Einstufung in Festigkeitsklassen 

Maschinelle Festigkeitssortierung fürhrt i.d.R. zur Einstufung in höhere Festigkeitsklassen 

Visuelle Festigkeitssortierung führt zu einer Einstufung 

in die (normalen) Festigkeitsklassen 



44


§ Herstellung von konstruktiven Vollholzprodukten (Kappen und Keilzinken) 



45


§ Homogenisierung durch Herstellung von leistungsfähigen 

Holzwerkstoffen 

www.pollmeier.com/de/baubuche 



46

Übersicht konstruktive Vollholzprodukte aus Nadelholz 


Erscheinungsdatum: Sommer 2024 


47

Übersicht konstruktive Vollholzprodukte aus Nadelholz 



48

Übersicht konstruktive Vollholzprodukte aus Laubholz 



Vollholzprodukte im Holzbau 

Brettschichtholz 

Aufbauten 

homogen 

kombiniert 

Zugzone hochkant 

(Systemfaktor k sys ) 


hochkant 

(Systemfaktor k sys ) 

Blockverleimung (b > 240..260 mm) 


50



§ General-Keilzinkenstoss 


51



§ Kombiniert, symmetrischer Lamellenaufbau (Hybridtäger) 

MS13 

MS10 

MS13 

§ Optimaler Einsatz des sortierten Holzes in den hochbeanspruchten Bereichen 

§ Übliche Lamellenaufbauten: 

§ Homogen (h), z.B. GL28h 

§ Kombiniert symmetrisch (ks) 

§ Kombiniert unsymmetrisch (k) 


52



§ Brettschichtholz aus Buche BU-BSH in den Festigkeitsklassen GL40 & GL48, zukünftig ev. GL55 

produzierbar 

Nadelholz BSH 1) 

Buchen BSH 

Eigenschaft Symbol 

GL32k BSH 1) 

GL32h GL40k GL40h GL48k GL48h GL55k GL55h 

Kennzeichnende Eigenschaften GL36h Buchen 

BSH 

Biegefestigkeit fm,g,k 32.0 32.0 40.0 40.0 48.0 48.0 55.0 55.0 

mittl. Biege-Elast.-modul Em,mean 13’000 13’000 14’100 14’100 15’500 15’500 16’500 16’500 

Bemessungswerte 

Festigkeit 

[N/mm 2 ] 

Steifigkeit 

[N/mm 2 ] 

Biegung fm,d 21.0 21.0 26.7 26.7 32.0 32.0 36.7 36.7 

Zug ║ zur ft,0,d 14.0 15.0 20.0 22.0 26.0 28.0 31.0 33.0 

Faser 

Druck ║ zur fc,90,d 17.5 19.0 30.0 33.3 33.3 36.7 36.7 40.0 

Faser 

Zug ┴ zur ft,90,d 0.15 0.15 0.25 2) 0.25 2) 0.25 2) 0.25 2) 0.25 2) 0.25 2) 

Faser 

Druck ┴ zur 

Faser 

- generell fc,90,d 2.1 2.1 5.0 3) 5.0 3) 5.0 3) 5.0 3) 5.0 3) 5.0 3) 


- mit Vorholz fc,90,d 2.8 2.8 7.0 7.0 7.0 7.0 7.0 7.0 

- Endauflager fc,90,d 2.8 2.8 7.0 7.0 7.0 7.0 7.0 7.0 

Schub fv,d 1.8 1.8 4.0 4.0 4.0 4.0 4.0 4.0 

E0,mean ║ zur E0,mean 13’000 13’000 14’100 14’100 15’500 15’500 16’500 16’500 

Faser 

E90,mean ┴ zur E90,mean 400 400 1’100 3) 1’100 3) 1’100 3) 1’100 3) 1’100 3) 1’100 3) 

Faser 

Schubmodul Gmean 600 600 1’100 1’100 1’100 1’100 1’100 1’100 

Gilt im Moment nur für die Schweiz 

Rohdichte [kg/m 3 ] ρg,k 410 430 670 670 670 670 670 670 

1) 

gemäss Tab.7 der SIA 265 (2012); 2) konservativer Vorschlag zur Vermeidung von Querzugversagen; 3) Hübner (2013);



§ Brettschichtholz aus Laubholz 

- Allgemeine bauaufsichtliche Zulassung seit 2009 

- neue Holzbau AG (CH-Lungern) produziert BS-Holz 

aus Eiche, Buche, Esche 

- Grupo Gámiz (Spanien) produziert BS-Holz 

aus Eiche, Buche, Esche und Kastanie 

http://www.grupo-gamiz.com 


55

Hochleistungsprodukte im Holzbau im Vergleich 

§ Träger mit identischen Biegewiderständen 



56


§ Träger mit identischen Biegesteifigkeiten 



57


§ Stützen mit identischen Knickwiderständen (Knicklänge 3.00 m) 



58

Hochleistungswerkstoffe im Holzbau 

§ Furnierschichtholz aus Buche z.B. BauBuche GL 75 

§ F m,k = 75 N/mm2 

§ E 0 mean = 16800 Mpa 

www.pollmeier.com/de/baubuche 

§ K mod = 0,8 

§ j m = 1,3 

§ Feuchte bei Verklebung 5 +/- 3 % 


59


§ Konsequenter Witterungsschutz notwendig 

§ Oberflächenbeschichtung der Bauteile obligatorisch 


61


§ Bearbeitung erfordert spezielle Werkzeuge und 

Erfahrung im Umgang mit Laubholz 


62

Hochleistungsprodukte 

Brettschichtholz/Furnierschichtholz 

Produktionsgebäude Holzbau Beer, CH-Ostermundigen 

§ Für Montage eingespannte Stützen aus vorgespanntem BU-BSH 

§ Kranbahn aus BU-FSH GL 75 (BauBuche) 


63

Hochleistungsprodukte 

Brettschichtholz/Furnierschichtholz 

Produktionsgebäude Holzbau Beer, CH-Ostermundigen 

§ Geschosshohe Fachwerkträger aus Brettschichtholz in Fichte (Gurte) und Lärche (Diagonalen) 

§ Spannweite ca. 24 m 


Holzwerkstoffprodukte im Holzbau 

§ Holzwerkstoffe 



65

Konstruktionsarten im Massivholzbau 

Prinzipien der Lastabtragung bei Massivholzkonstruktionen 

§ Lineare Lastabtragung über Wände oder Wandscheiben. 

§ Punktuelle Lastabtragung. Decken als überwiegend gerichtetes System mit Haupt- und 

Nebentragwerk in Kombination mit Primärtragwerk Unterzüge und Stützen 

§ Zweiachsige Lastabtragung. Decken mit zweiachsiger Lastabtragung, über den Stützen 

punktgestützt 



66


§ Massivholzelemente, aus miteinander verklebten Furnierschichtholzlagen (Kerto, Steiko, ….), 

§ Massivholzelemente durch Flächenverklebung mehrerer meist 

stehender Lagen Furnierschichtholzplatten hergestellt 

§ Stehende Lamellen (Furnierschichtholzstreifen) erhöhen die 

Biegetragfähigkeit; jedoch gerichtet, 1-achsial Spanrichtung 

(in Richtung der Furnierschichtholzlamellen) 

§ Durch Verklebung in der Fläche (flachliegend) 2-achsiale 

Tragwirkung als Platte möglich 

Quelle: STEICO_G_LVL_Tragwerke_de_i.pd 


67


§ Punktgestützte Flachdecke 

§ Detailausbildung der Punktstützung 

in Abhängigkeit der Beanspruchung (infolge 

Anzahl der Geschosse) 



68


§ Punktgestützte Flachdecke 

§ Detailausbildung der Punktstützung 

in Abhängigkeit der Beanspruchung (infolge 

Anzahl der Geschosse) 



69


§ Punktgestützte Flachdecken Biegesteife Plattenstösse 



70


§ Punktgestützte Platten 

im Holzbau 

§ Symmetrischer Aufbau 

des Brettsperrholzes führt zu 

unterschiedlicher Leistungsfähigkeit 

der Platten in den 

beiden Hauptrichtungen 



71

Spannungsbild 


Zweiachsialer Lastabtrag 

§ Symmetrischer Aufbau erzeugt bei Brettsperrholzplatten Querzugspannungen in der 

Randlamelle 

§ Es gilt auch hier: 

s = E x e 

§ Da in der Randlamelle E 90 eingesetzt wird, ist die Spannung bei gleicher Dehnung zwar gering, 

die Querzugfestigkeit aber auch. 

§ Feine Querzugrisse sind theoretisch unvermeidbar. Bislang noch keine Probleme mit Rissen 

bekannt. 

← Spannrichtung → 

ft,90 

σt,90 


0 

st,90 

σc,90 

σt,90 

st,0 

L 

72

Aktuelle Publikationen der Studiengemeinschaft Holzleimbau e.V. 

https://www.brettschichtholz.de 



Tragwerksentwurf von wirtschaftlichen Holzbaustrukturen – Hinweise und Fallbeispiele | M. Steppler, S. Barbers 1 

Tragwerksentwurf von 

wirtschaftlichen Holzbaustrukturen 


Markus Steppler 

Derix-Gruppe 

Niederkrüchten, Deutschland 

Suitbert Barbers 

Derix-Gruppe 

Niederkrüchten, Deutschland

2 


Tragwerksentwurf von wirtschaftlichen Holzbaustrukturen – Hinweise und Fallbeispiele | M. Steppler, S. Barbers

Tragwerksentwurf von wirtschaftlichen Holzbaustrukturen 


Markus Steppler, Suitbert Barbers

Logistik, Montage 

15-30% 

Rohholz 

25-35% 

Verbindungsmittel, 

Stahl 

10-20% 

Planung 

5-10% 

Holzbauteilproduktion 

20-30% 

Kostenstruktur im Holztragwerk 

Hoher Einfluss des Materialeinsatzes 

Autor | Date 

6

Der Planer stellt die entscheidenden Weichen für 

wirtschaftliche Holzbaukonstruktionen! 

- Lamellenverluste (z.B. Kappverluste, Hobelverluste, Holzsortierung) 

- Überlängenverluste (z.B. Keilzinkung, Pressverfahren) 

- Nestingverluste (z.B. mehrere Bauteile in einer Platte) 

- Geometrieverluste (ungerade Bauteile, Ausschnitte)

Brettschichtholz, Wirtschaftliche Festigkeitsklassen 

GL24c, GL24H (kleine Bauteile, Standardbauteile) 

GL28H (nur wenn zwingend notwendig für Stützen, bzw. Bauteilen mit hohen Normalkräften) 

GL28c größere Biegeträger (>5 Lamellen) 

GL30c, GL30H (analog zu GL28 im Ausnahmefall) 

GL32 aufwärts: in der Norm erwähnt, in der Praxis NICHT möglich

Kombinierter Querschnittsaufbau 

nach DIN 14080 

Randbereich 

Zwischenbereich 

Kern 

Zwischenbereich 

Randbereich

Ausbeute in der Holzsortierung

Dimensionen 

Maße Parallelware: 

Standardquerschnitte: 

Breiten zwischen 6 und 30 mm (2 cm Breitenraster) 

Höhen bis 100 cm 

(4cm Höhenraster)

Die 4 goldenen Regeln für das Planen mit 


Minimiere das Holzvolumen! 

Bleibe im Raster 

Wähle sinnvolle Festigkeiten 

Überhöhe Bauteile wenn möglich (konstruktiv) 

Nutze das Breiten- zu Höhenverhältnis (Schlankheit) 

Denke an Schwinden und Quellen 

Ist es montierbar? 

Jeder Baustoff hat seine Berechtigung – Wo setzte ich mein Holz ein?

Ablaufschema einer digitalen Holzbauplanung 

Objektplanung 

Tragwerksplanung 

Festlegung auf den Baustoff Holz ist abgeschlossen 

-> Einbindung des Holzbauunternehmens in LP 1-2 

Festlegung 

statisches 

System 

„Vorstatik“ 

Digitale 

Holzbauplanung 

Entwurfsplanung 

unter Berücksichtigung 

aller 

fachspezifischer 

Anforderungen 

Import CADWORK 

Workshop Holzbau mit 

allen Planungs- und 

Ausführungsbeteiligten 

Freeze Bauteilquerschnitte 

und Festlegung 

der Leitdetails 

Fortschreiben der Gesamtplanung 

TGA, Durchbruchsplanung, 

Fassadenplanung 

Prüfung Machbarkeit 

Leitdetails (Produktion 

und Montage) 

Übernahme 

erster 

Leitdetails 

Ggf. erste 

Einbindung 

Prüfstatiker 

Einreichen des 

Bauantrages 

Erstellung 

Mockup / 

Prototyp 

Erstellung 

Genehmigungsstatik 

mit 

Leitdetails 

Ausführungs-, Detail- und 

Konstruktionszeichnungen 


aller fachspezifischer 

Anforderungen 

Workshop am Mockup 

zzgl. Montage, 

Feuchteschutz.. 

Freigabe der 

Genehmigungsstatik 

durch den 

Prüfstatiker 

Abschließende 

Kollisionsprüfung 

Einarbeitung der 

koordinierten 

Details und Schnittstellen 

Erstellung Detailstatik 

(Nachweise Anschlüsse 

Holzbau) 

Freigabe Koordiniertes Modell 

durch Objektplanung 

Freigaben Detailstatik und 

Koordiniertes Modell durch 

Tragwerksplaner 

Aufmaß / 

Vermessung 

Massivbau 

Freigabe Detail-Modell durch 

Objektplanung 

Erstellung Detailmodell 

mit Schrauben, 

Schlitzen usw. 

Freigaben Detail-Modell durch 

Tragwerksplaner und Prüfstatiker 

Überwachen der 

Ausführung in allen 

Belangen der Planung 

Werkstattplanung 

- Materialliste, 

Einzelteilzeichnungen 

- Maschinendaten 

- Vormontagezeichnungen 

- Montagepläne 

Start 

Produktion / 

Montage 

HOAI-EQ 

LP 1-2 

MS I: 

REFERENZ- 

MODELL 

LP 3 

MS II: 

VOLUMEN- 

MODELL 

LP 4 

LP 5 

MS III: 

FREIES 

KOORDINIERTES 

MODELL 

LPH 6 

MS IV: 

FREIES DETAIL- 

MODELL 

LP 6-8 

MS V: 

DIGITALER 

ZWILLING

Quickcheck Holzbauprojekt 

Ist mein Projekt als Holzbau geeignet und wenn ja, in welcher Ausprägung? 

1. Region: In welchem Bundesland soll das Projekt gebaut werden (insbesondere Unterschiede in den LBO´s in GK 4+5)? 

2. Zeitpunkt: In welcher Planungstiefe befindet sich das Projekt (Festlegung auf Materialität ideal in LP 1 oder 2)? 

3. Nutzungsart: Welche Nutzung soll im Gebäude stattfinden? (z.B. hohe Lasten?) 

4. Gebäudeklasse: Wie hoch wird das Gebäude bzw. in welcher Gebäudeklasse ist das Projekt einzuordnen? 

5. Schallschutz: Welche Anforderungen stelle ich an den Schallschutz und wo (ggf. Schwachstelle Holz)? 

6. Planung: Welche Geometrien sollen für das Projekt umgesetzt werden (Spannweiten, Deckenpakete, Raster usw.)? 

7. Sichtholz: In welchen Bereichen und zu welchem Grad möchte ich Holz sichtbar erlebbar machen? 

8. Team: Wie ist die Zusammensetzung des bisherigen Planungsteams in Hinblick Holzbaukompetenz zu bewerten? 

9. Grundlage: Hat ein holzbauaffiner Tragwerksplaner oder ein Holzbauunternehmen bereits im Erstentwurf mitgewirkt? 

10. Logistik: Wie ist die Logistiksituation vor Ort zu bewerten? 

11. Vergabeform: Welche Vergabearten sind seitens des Bauherrn denkbar? 

Als Folge dieser Fragestellungen ergeben sich: 

1. Welche Bauteile sind sinnvoll in Massivholzelementen zu erstellen oder in alternativen Holzelementen? 

2. Eignet sich das Projekt als Elementbau (2D) oder als Modulbau (3D)? 

3. Aus der Festlegung der Materialien ergibt sich ein statisches Konzept, aus dem sich Objektplanung und Planung der 

Technischen Ausrüstung ableiten.

© DERIX-GRUPPE | 

Wirtschaftlichkeit im Zirkulären Bauen 

Circl Amsterdam


Circl Amsterdam



Circl Amsterdam



Circl Amsterdam

Vorausschauend konstruiert 

Für zukünftige Demontage 


Circl Amsterdam


BIG DATA!

Für zukünftige Demontage 

Rückbau bereits nach 7 Jahren 

= Leider Realität 


Circl Amsterdam

Verbindung von biologischem und technischem Kreislauf im Holzbau


NRW Erlass für Kommunen „C2C“ 

24

Wirtschaftlicher Wohnungsbau 

Hamburg Vogelkamp 

29



30



31



33

Preissensibler Wohnungsbau 

Herausforderung für den Holzbau! 

34

Innenwand tragend 

Konventionell 

Massivholz / X-LAM 

10 mm Innenputz 14,50 €/m² 12,5 €/m² 

175 mm Kalksandstein 72,35 €/m² 120 mm BSP 155,94 €/m² 

10 mm Innenputz 14,50 €/m² zzgl. Fracht 4 % BSP 6,24 €/m² 

zzgl. 5% Anteil Rohbau BE 3,62 €/m² €/m² 

pausch Rohinstallation Elektro 1,00 €/m² pausch Rohinstallation Elektro 1,00 €/m² 

Gesamtaufbau 195 mm 105,97 €/m² 132,5 mm 163,18 €/m² -57,21 €/m² 

GP 1.110,60 m² 117.687,51 € 181.225,04 € -63.537,54 € 54% 

Gebäudetrennwand 

10 mm Innenputz 14,00 €/m² 12,5 mm GK Trockenputz inkl. Spachtel 16,00 €/m² 

240 mm Kalksandstein 78,43 €/m² 120 mm BSP halbe Wohnungstrennwand 

10 mm Innenputz 14,00 €/m² 33 mm 1 * Fermacell 15 mm / 1* 18mm 

zzgl. 5% Anteil Rohbau BE 3,92 €/m² 50 mm Splitrock 

465,60 €/m² 

33 mm 1 * Fermacell 15 mm / 1* 18mm 

120 mm BSP halbe Wohnungstrennwand 

12,5 mm GK Trockenputz inkl. Spachtel 16,00 €/m² 

zzgl. Fracht 4 % 

18,62 €/m² 

Gesamtaufbau 260 mm 110,35 €/m² 381 mm 516,22 €/m² -405,87 €/m² 

GP 365,17 m² 40.297,06 € 188.509,52 € -148.212,46 € 368% 

Wohnungstrennwand 

5 mm Spachtel 8,00 €/m² 12,5 mm GK Trockenputz inkl. Spachtel 16,00 €/m² 

220 mm Stb Filigranwand 110,00 €/m² 120 mm BSP halbe Wohnungstrennwand 

5 mm Spachtel 8,00 €/m² 

zzgl. 5% Anteil Rohbau BE 5,50 €/m² 10 mm Luftschicht 

360,00 €/m² 

pausch Rohinstallation Elektro 

1,00 €/m² 

120 mm BSP halbe Wohnungstrennwand 

12,5 mm GK Trockenputz inkl. Spachtel 16,00 €/m² 

zzgl. Fracht 4 % 

14,40 €/m² 

Gesamtaufbau 230 mm 132,50 €/m² 275 mm 406,40 €/m² -273,90 €/m² 

GP 829,19 m² 109.867,68 € 336.982,82 € -227.115,14 € 207% 

35

Geschossdecke 

Konventionell 

Massivholz / X-LAM 

Zwischendecken 

65 mm Heizestrich C 35 0,00 €/m² 65 mm Heizestrich C 35 0,00 €/m² 

30 mm Trittschalldämmung / Tackerplatte 0,00 €/m² 30 mm Trittschalldämmung / Tackerplatte 0,00 €/m² 

40 mm Ausgleichdämmung 6,06 €/m² 50 mm gebundene Splittschüttung 18,00 €/m² 

140 mm Aufbeton 23,38 €/m² 200 mm BSP, Deckenunterseite bleibt sichtbar 215,00 €/m² 

60 mm Filigranplatte 37,23 €/m² zzgl. Fracht BSP 4 % 8,60 €/m² 

zzgl. Bewehrung 120 Kg/m³;1.800EUR/to 43,20 €/m² 

0 mm Spachtel + Anstrich + Raufaser 15,00 €/m² 

zzgl. 5% Anteil Rohbau BE 

5,19 €/m² 

335 mm 130,06 €/m² 345 mm 241,60 €/m² -111,54 €/m² 

GP 4.408,60 m² 573.382,78 € 1.065.117,76 € -491.734,98 € 86% 



36

Auswertung Konstruktionsflächen Holzbau 

Bauteil konv. Massivbau Holzrahmen BSP 

Außenwand 495,98 379,28 411,37 

Gebäudetrennwand 33,120 43,608 43,470 

Wohnungstrennwand 75,120 98,908 92,335 

Innenwand tragend/nicht tragend 110,85 111,68 72,78 

Summe 715,07 633,47 619,95 

Wohnflächengewinn/-verlust 81,60 95,11 

Annahme Erlös pro m² (brutto) 5.000,00 € 

Mehrerlös 407.980,00 € 475.562,50 € 

abzgl. W&G, GK, Bauleitung, 19 % Mwst 

138.713,20 € 161.691,25 € 

Budgeterhöhung netto Baukosten 269.266,80 € 313.871,25 € 



37

Wirtschaftliches Bürogebäude 

Kreisverwaltung Ingelheim 

40



41



42



44


Hitachi Campus Mannheim 

(große Spannweiten) 

45


Deckenspannweiten 8,10m 

46


Deckenspannweiten 8,10m 

47

Wirtschaftliches Bürgebäude 

Massivholz-Rippendecken 1,35x2 

49

Wirtschaftliche Schule 

HBV-Rippendecken 1,13m, Spannweite >8m 

52


HBV-Rippendecken 1,13m, Spannweite >8m 

54


FS Viersen (Massivholz-Rippe) 

55


Massivholz-Rippendecken 1,25m 

56


Massivholz-Rippendecken 1,25m 

58

Wirtschaftlicher Modulbau 

JVS Hamm 

59


JVS Hamm 

61


JVS Hamm 

62


JVS Hamm 

63

Wirtschaftlicher Hallenbau 

Halle mit Holzstützen und Holzbindern 

64

Wirtschaftlicher Hallenbau 

Halle mit Holzstützen und Holzbindern 

66

STORIES, Amsterdam 

Vielen Dank für Ihre Aufmerksamkeit. 

Markus Steppler m.steppler@derix.de 02163-898813 

Suitbert Barbers s.barbers@derix.de 02163-898815


Erfahrungsbericht eines Prüfingenieurs für Holzbau | M. Gerold 1 

Erfahrungsbericht eines 

Prüfingenieurs für Holzbau 

Matthias Gerold 

Harrer Ingenieure 

Karlsruhe, Deutschland

2 

Erfahrungsbericht eines Prüfingenieurs für Holzbau | M. Gerold 

Westdeutsche Fachtagung Tragwerksplanung im Holzbau HTK 2025

FORUM HOLZBAU Tragwerke & Konstruktionen 

1. Internationale Fachtagung Tragwerksplanung im Holzbau (TWH) 

_______________________________________________________________________________________ 


Westdeutsche Fachtagung Tragwerksplanung im Holzbau (HTK) 

hier: 

Erfahrungsbericht eines Prüfingenieurs für Holzbau 

Dipl. Ing Matthias Gerold, Dipl.-Ing. Marion Kleiber, Dipl.-Ing. Helen Belschner 

1 Einleitung: Aufgabe eines Prüfingenieurs 

In Deutschland gibt es seit ca. 80 Jahren das sog. „Vier-Augen-Prinzip“ als unabhängige 

Prüfung der Ausführungsplanung für öffentliche Bauwerke sowie sonstige Bauwerke 

abhängig ihrer Gebäudeklassen, bei denen Dritte zu Schaden kommen können. Grundlage 

ist §3 jeder Landesbauordnung „Leben und Gesundheit“. Die bautechnische Prüfung 

bezieht sich damit im Wesentlichen auf die ausreichende Standsicherheit (ultimate limit 

state ULS) über die Nutzungsdauer des Bauwerks nach Eurocode 0. Dies umfasst auch die 

Dauerhaftigkeit wie z.B. die Dichtigkeit einer WU-Konstruktion, von Treibmistkanälen oder 

Fahrsilos insbesondere bei Einbau von Silage obwohl dies einen Nachweis der 

Gebrauchstauglichkeit (servicability limit state SLS) darstellt, sowie 

ermüdungsbeanspruchte Bauteile wie Decken in Gewerbegebäuden, Kranbahnträger und - 

stützen oder Glockenstühle. 

Für die unabhängigen Vergleichsberechnungen im Rahmen der bautechnischen Prüfung 

werden i.A. andere als die vom Aufsteller verwenden Berechnungsmethoden oder 

Softwareprogramme angewendet. Im Fall von auftretenden Abweichungen z.B. bei 

räumlichen Berechnungen der Tragstrukturen und/oder Bauwerks-Boden-Interaktionen 

bitten wir den Aufsteller um Zurverfügungstellung seines Modells, um den Abweichungen 

besser auf den Grund gehen zu können. Bei für uns nicht erklärbaren deutlichen 

Abweichungen weisen wir den Aufsteller darauf hin und bitten um Stellungnahme. 

Auch werden Aufstellern Prüfbemerkungen mitgeteilt und Vorschläge zur Lösung von 

Problemen unterbreitet. Dies führt in aller Regel bei den Aufstellern zur Erstellung 

ergänzender Nachweise und erneuter Vorlage zur Prüfung bzw. zur Übernahme in die 

bautechnischen Nachweise. Dabei ist darauf zu achten, dass das Vier-Augen-Prinzip 

gewährleistet bleibt – den Aufstellern übermittelte Skizzen oder Vergleichsberechnungen 

dürfen nicht Teil der Ausführungsplanung werden, sondern können lediglich als Grundlage 

dafür dienen. 

Seite 1



_______________________________________________________________________________________ 

2 Allgemeines zur bautechnischen Prüfung 

2.1 Am Bau Beteiligte 

Zunächst möchten wir Ihnen einen Überblick über alle am Bau Beteiligte verschaffen. 

Tabelle 1 

Am Bau Beteiligte 

Am Bau Beteiligte / Wer ist … 

Bauherr? 

Entwurfsverfasser? 

Architekt? 

Bauleiter? 

Unternehmer? Nachunternehmer? 

Weitere Tragwerksplaner 

(Verbau, Sondergründungen, Fassade, 

PV-Anlage, Sondervorschläge, u.a.)? 

Baurechtsbehörde? 

Gibt es zudem einen … 

Baugrundgutachter? 

Brandschutzsachverständigen? 

Bauphysiker 

(Schallschutz, Energiehaushalt)? 

ev. Fachbauleiter? 

Falls Ihnen diese nicht bekannt sein sollten: Fragen Sie Ihren Auftraggeber und bitten um 

die entsprechende Übersicht mit allen Kontaktdaten. 

2.2 Baurecht 

Besonders wichtig ist die Baugenehmigung. Sie enthält - in Ergänzung zur jeweiligen 

Landesbauordnung - alle baurechtlichen Anforderungen der Unteren Baurechtsbehörde und 

ihrer Dienststellen bezogen auf das jeweilige Bauvorhaben. Daher sollten sie als Aufsteller 

gleich zu Beginn des Bauvorhabens folgende Punkte abfragen: 

Sind Sie im Besitz der Baugenehmigung? 

Zeigt bereits der Titel des Bauvorhabens Besonderheiten auf (z.B. Gewölbekeller, Carport)? 

Gibt es in den genehmigten Baueingabeplänen Eintragungen z.B. zum Brandschutz? 

Wird bereits in den Nebenbestimmungen zur Baugenehmigung eine aBG, eine vBG oder 

ein abP gefordert? 

In welchem Bundesland steht das Bauvorhaben (föderale Struktur)? 

Sind Sie im Besitz der einschlägigen Landesbauordnung (LBO) und deren 

Rechtsvorschriften? 

Seite 2



_______________________________________________________________________________________ 

2.3 Notwendige Unterlagen für die bautechnische Prüfung 

Für die bautechnische Prüfung sind dem Prüfingenieur folgende Unterlagen vorzulegen: 

• Baugenehmigung (Pläne + textlicher Teil; vgl. 2.2) 

• Geologischer Bericht: 

Eine Baumaßnahme ist gemäß DIN 4020 Anhang AA in eine geotechnische Kategorie 

(GK) einzustufen. 

Die Bodenbeschaffenheit und das Zutreffen der in der statischen Berechnung 

angenommenen Werte nach DIN EN 1997-1 ist von einem Geotechnischen 

Sachverständigen zu bestätigen. D.h. Sie sollten auf die Vorlage eines Geotechnischen 

Bericht eines Sachverständigen für Geotechnik drängen – sonst übernehmen Sie im 

Schadensfall juristisch mit dem Bauherrn die Verantwortung. 

• Brandschutzkonzept, sofern vorhanden 

• Bautechnische Nachweise (statische Berechnungen + Ausführungspläne) aller 

tragenden Bauteile; 

einschließlich (je nach Bundesland) 

Schallschutznachweis für den inneren und ggf. auch äußeren Schallschutz 

• Verwendbarkeits- und Anwendbarkeitsnachweise oder Nachweise für besondere 

Sachkunde bei der Herstellung der Bauteile (z.B. abZ (national), ETA (europäisch), aBG, 

abP, Leimgenehmigung, Eignungsnachweise zum Schweißen etc.) 

Hinweis: Fehlende Nachweise dieser Art sind häufig der Grund, dass Projekte nicht 

abgeschlossen werden können. 

Abkürzungen: 

abZ allgemeine bauaufsichtliche Zulassung 

ETA European Technical Assessment 

aBG allgemeine Bauartgenehmigung 

vBG vorhabenbezogene Bauartgenehmigung 

abP allgemeines bauaufsichtliches Prüfzeugnis 

Seite 3



_______________________________________________________________________________________ 

3 Wo sind die größten Hürden? Tipps für eine prüffähige Tragwerksplanung 

Die bautechnischen Nachweise sind oft nicht vollständig. 

Bautechnische Nachweise bestehen aus 

• statische Berechnung (Leistungsbild HOAI /26/ §51: Lph 4 Genehmigungsplanung), 

• Ausführungspläne (Leistungsbild HOAI §51: Lph 5 Ausführungsplanung), sowie dem 

• Schallschutznachweis (nicht in allen Bundesländern). 

Die bautechnische Prüfung der Standsicherheit umfasst die Prüfung der Nachweise der 

Standsicherheit (sog. Kaltbemessung) und des konstruktiven Brandschutzes. 

3.1 Allgemeines 

Trotz ggfs. Funktionaler Ausschreibung oder vom Architekten geforderter Produktneutralität 

für die Ausschreibung ist vom Tragwerksplaner (TWPl) eine machbare Ausführung 

durchzuplanen und zur Prüfung vorzulegen. 

Beim Einsatz von Baubuche ist Produktneutralität schwierig umzusetzen - bekannt ist nur 

ein Hersteller, aber Hartholz- und Tropenholz-Alternativen möglich. Beim Einsatz von 

Brettsperrholz sind die technischen Randbedingungen (Schichtenaufbau, ETA mit 

Stufenmodell „glueline integrity“) im Leistungsverzeichnis anzugeben. 

Bei der Angabe von Verbindungmitteln ist auf den Ausführungsplänen das in der 

Berechnung angenommene Fabrikat anzugeben und dann „o.glw.“ (oder gleichwertig) in 

den bautechnischen Nachweisen zu ergänzen. 

Ergibt sich nach Auftragsvergabe gegenüber Ihrer Tragwerksplanung (TWPl) eine 

geänderte Ausführung, ist ein Nachweis der Gleichwertigkeit durch den Auftragnehmer bzw. 

Sie als Tragwerkplaner zu erbringen, welcher gesondert zu vergüten ist. 

Ebenso muss im Anschluss die bautechnische Prüfung der geänderten Ausführung durch 

den Prüfingenieur (PI) erfolgen, welche ebenfalls gesondert zu vergüten ist. 

Gesamtheitliche Planung ist wichtig, d.h. es sind von vorneherein auch die Anforderungen, 

des Schall-, Brand- und Wärmeschutz zu berücksichtigen. Hierzu zählt z.B. schützenswerte 

Räume durch zu deklinieren und entsprechende Wandaufbauten zu wählen sowie 

Brandschutzaufbauten und Dämmungsarten bzw. -stärken zu beachten. 

Aber auch bei anderen Anforderungen, wie z.B. PV-Anlagen, sind frühzeitige Hinweise an 

den Bauherren zu geben: 

PV-Anlagen gehören i.d.R. nicht in das Leistungsbild der TWPl aber die Verankerung der 

Konstruktion beeinflusst die TWPl ebenso wie die Berücksichtigung bei den Einwirkungen. 

Seite 4



_______________________________________________________________________________________ 

Zudem sind nur zugelassene Systeme zu verwenden (siehe auch KI Nr.162 des BVPI/VPI 

BW). Häufiges Problem sind Sandwichprofile als Dacheindeckung, die nicht mit den 

Unterkonstruktionen der Anlagen kompatibel sind. 

Bei den Themen „Cradle to Cradle – Reuse / Relibility / Wirtschaftlichkeit / 

Nachhaltigkeitszertifizierungen“ ist eine frühzeitige Abstimmung mit dem PI sinnvoll. 

Es wird zudem empfohlen den 

Baulichen Holzschutz frühzeitig in 

der Planung zu berücksichtigen. 

Frei bewitterte Holzbauteile sind 

entweder dreiseitig hinterlüftet zu 

bekleiden oder mit Hölzern, deren 

natürliche Dauerhaftigkeit nach 

DIN EN 350-2 maximal 3-4 beträgt 

(z.B. Ipé, Robinie, Bongossi / 

Azobé, Afzelia, Teak, Western Red 

Cedar (UK), Eiche, Kiefer, Föhre, 

Douglasie (Europa), Lärche), 

auszuführen. 

Hirnholzflächen und Stützenfüße 

sind besonders zu schützen; wobei 

grundsätzlich sämtliche Holzbauteile – je nach Witterung – vor, während und nach dem 

Einbau unverzüglich vor Niederschlägen zu schützen sind. Dies sollte insbesondere in der 

Ausschreibung bzw. dem Leistungsverzeichnis erwähnt werden. 

Sämtliche Holzbauteile sind mit der (Holz)Ausgleichsfeuchte einzubauen, die über die 

Nutzungsdauer gesehen, im Bauwerk zu erwarten ist. 

Der anzuwendende Korrosionsschutz der Verbindungsmittel und Stahleinbauteile ist 

anzugeben. Neben der Nutzungsklasse sind künftig die Atmosphärischen 

Expositionsklassen CE sowie die Holz-Expositionsklassen TE zu berücksichtigen. Letztere 

orientieren sich am pH-Wert und damit an dem bekannten Einfluss der Gerbsäure bei z.B. 

Eiche und Douglasie. Die im Kapitel 6.3 des Hauptteils FprEN 1995-1-1 enthaltenen 

Tabellen sind analog zu der in Kapitel 6.2 für Holzbrücken angegebenen Tabelle aufgebaut. 

Neben den dort angegebenen Beispielen für einen Korrosionsschutz (galvanische 

Verzinkung oder Verwendung von nichtrostendem Stahl) gibt es auf dem Markt noch weitere 

Möglichkeiten wie z.B. die Verwendung von Duplex-Systemen. 

Seite 5



_______________________________________________________________________________________ 

3.2 Genehmigungsplanung (statische Berechnungen) 

• Hinweise zu Besonderheiten bei den Einwirkungen: 

o Kranbahn (Ermüdung Kranbahnträger, Konsole, Stütze) 

o PV-Anlage (ggfs. erhöhte Einwirkungen aus Schneeanwehungen bei 

aufgeständerten Systemen) 

o Trennwandzuschläge 

o Horizontallasten: 

• aus Anprall von Gabelstaplern, LKW oder PKW entsprechend DIN EN 1991-7 

sind statisch zu berücksichtigen 

• Anzusetzende Geländerholmlasten 

in (mind.) 0,9 / 1,0 m Höhe von OK Treppenbelag / Fußboden (Einbaubereich) 

o Bei Bestandsbauten: 

Sofern bei denkmalgeschützten öffentlichen Gebäuden die Einwirkungen nach Norm 

nicht nachweisbar sind, ist eine Abweichung von den geregelten Flächenlasten durch 

Vorlage von plausiblen Möblierungsplänen oder Anordnung von Drehkreuzen mit 

Zugangsbeschränkung grundsätzlich möglich. Dies ist mit der unteren 

Baurechtsbehörde abzustimmen; eine frühzeitige Abstimmung mit dem PI wird 

empfohlen. 

• Verbale Angaben zu Verbindungen genügen nicht. Es sind statische Nachweise und 

Anschlussdetails mit Angabe sämtlicher Verbindungsmittel, Stahleinbauteilen etc. 

erforderlich. Hierbei sind auch Exzentrizitäten bei Anschlüssen zu berücksichtigen. 

Seite 6



_______________________________________________________________________________________ 

2: Beispiel: 

• Grundsätzlich ist Querzug soweit möglich zu vermeiden. 

Auf Querzug beanspruchte Anschlüsse und Bauteile sind nach Norm nachzuweisen und 

häufig zu verstärken; siehe hierzu auch Regelungen der DIN EN 1995-1-1/NA /8/ sowie 

in den Technischen Mitteilungen der Prüfingenieurvereinigung. 

https://www.bvpi.de/bvpi/de/fachinformationen/fachinfo-suche.php 

• Berechnungen mit EDV-Programm - insbesondere räumliche Modelle („black box“) - sind 

immer auf Plausibilität wie Summe ∑ V oder Überprüfung der Biege- und Momentenlinie 

an einfachen Teilsystemen zu kontrollieren. Eine Kontrolle der zu erwartenden 

Verformungen kann zudem hilfreich sein. 

Bei Verwendung von Herstellerprogrammen sind diese ebenfalls z.B. durch einfache 

Handrechnungen zu überprüfen. 

• Mangelhafte Aussteifungsnachweise (Beispiele): 

Für genauere Aussteifungsberechnungen wird auf den Vortrag von Prof. Johann Pravida 

verwiesen. Nachfolgend nur einige unserer Erfahrungen: 

o Verbale Ausführungen sind für den Aussteifungsnachweis eines Gebäudes i.a. nicht 

ausreichend. 

o Wandlängen werden oft zu günstig angenommen, da Öffnungen (z.B. durch Türen) 

nicht berücksichtigt werden. 

o Ständig wirkende stabilisierende Lasten dürfen nur um dem Faktor 1,1 reduziert 

angesetzt werden. 

o Aussteifungsnachweise im Lastfall Erdbeben bzw. der Vergleich mit dem Lastfall 

Wind werden nicht geführt oder sind fehlerhaft. 

Nachfolgend einige Hinweise zur Aussteifungsberechnung im Erdbebenlastfall 

(speziell im Zusammenhang mit dem EC8): 

Seite 7



_______________________________________________________________________________________ 

• Bauaufsichtlich eingeführt ist nach wie vor die DIN 4149:2005-04 /7/ und damit 

baurechtliche Grundlage für die bautechnische Prüfung. 

Zivil- und werksvertragsrechtlich gilt jedoch der aktuelle Stand der Technik und 

damit EC 8. Für die Erdbebenberechnung sollte der Spektralwert Sap,R sowie der 

Bodenparameter gemäß dem Nationalen Anhang DIN EN 1998-1/NA:2023-11 /7a/ 

angesetzt werden, sofern sich dadurch gegenüber DIN 4149 eine höhere 

Erdbebeneinwirkung ergibt. 

• Bei Anbauten wird grundsätzlich empfohlen, diese durch Fuge vom bestehenden 

Gebäude baulich zu trennen. 

Beim Umbau im Bestand sind ggfs. bestehende Bauteile zu ertüchtigen. Wichtig 

hierbei ist von der Verformbarkeit her gleichwertige Systeme einzubauen (z.B. der 

Stahlrahmen muss die gleiche Steifigkeit unter einer Last „1“ besitzen wie eine 

vorher vorhandene Wand) – nur ein Spannungsnachweis (ULS) ist hier i.d.R. nicht 

ausreichend. 

• Bei Gebäuden in Erdbebengebieten wird empfohlen, zusätzlich zur kreuzweisen 

Anordnung der Rispenbänder (Spanngerät verwenden) eine Nut- und 

Federschalung aufzubringen oder gleich die Dachhaut als Scheibe auszubilden. 

• In Erdbebengebieten sollten auch bei Hallen z.B. Zerrbalken bzw. eine Bodenplatte 

vorhanden sein. Andernfalls sind die Bodenverschiebungen bei der 

Nachweisführung zu berücksichtigen. Die Verformbarkeit der Binder-Stützen- 

Anschlüsse bei gleichzeitiger Lagesicherung ist sicherzustellen (siehe auch 

Tech-News Nr. 2010/2 in Baden-Württemberg 

https://bvpi.de/fachinfo-bibliothek/tech-news/2010/technews_2010_2.pdf). 

Seite 8



_______________________________________________________________________________________ 

• Wahl des „richtigen“ Aussteifungssystems: 

‣ Horizontallastverteilung über das Deckensystem: 

Für das Tragsystem einer Holzbalkendecke mit OSB-Beplankung als Deckenscheibe 

ist ein Einfeldträger (= schubweicher Biegeträger) anzusetzen. Bei einer 

Brettsperrholz- bzw. HBV-Decke kann ein Durchlaufträger (= schubstarrer 

Biegeträger) angenommen werden, wobei hierbei auch die Steifigkeit 

insbesondere der Innenwände, die bei diesem Tragsystem einen höheren 

Lastanteil erhalten, zu betrachten ist. Eventuell macht es Sinn eine Innenwand 

nicht als aussteifende Wand heranzuziehen, wenn diese z.B. sehr kurz ist. 

Die Verteilung der horizontalen Aussteifungslast auf die einzelnen Wandscheiben 

erfolgt also nicht wie im Massivbau über eine starre Deckenscheibe auf die 

Wände anteilig ihrer Steifigkeit, sondern je nach Deckensystem anhand eines 

schubweichen oder schubsteifen Biegeträgers. 

‣ Für den Nachweis des Kippens einer Wandtafel muss sich der innere Hebelarm 

auf die Wirkungsline der Zuganker beziehen – und nicht auf den jeweils 

Äußersten (bei Anordnung mehrere Zuganker). Dabei ist die baupraktisch 

mögliche Ausführung der Anschlüsse zu beachten. 

Seite 9



_______________________________________________________________________________________ 

• Höhenproportionale Lastverteilung der Erdbebenlasten am Mehrmassenschwinger 

• Ermittlung der Grundschwingzeiten unter Zugrundelegung der Ersatzbiege- und 

Schubsteifigkeiten der Wände unter Berücksichtigung der einzelnen Verformungsanteile 

(u.a. Normalkraftbeanspruchung der Rippe und Nachgiebigkeit der 

Verbindungsmittel zwischen Beplankung und Rippe sowie Schubverformung der 

Beplankung) 

• Falscher Einsatz von Einbauteilen zur Verankerung von Zugkräften: Schubwinkel 

sind zur Verankerung von Zugkräften bei Holztafeln nicht geeignet. 

Künftig Unterscheidung der Verbindungen in nicht dissipativ (Duktilitätsklasse 2) 

oder dissipativ (Duktilitätsklasse DC 3) mit überwiegend geringeren 

Verhaltensbeiwerten; siehe /25/ 

Fall 1: Holzständerbauweise in Abhängigkeit von Duktilitätsklasse DC 

Seite 10



_______________________________________________________________________________________ 

Fall 2: Brettsperrholzbauweise in Abhängigkeit von Duktilitätsklasse DC 

Seite 11



_______________________________________________________________________________________ 

• Heißbemessung: 

o Normative Regelwerke: 

• Nachweise nach EN 1995-1-2 /8/ bzw. aktuelle Arbeitsfassung /8a/ 

• Holzbaurichtlinie (HolzBauRL) /4/ zzgl. Anlagen nach VwV TB /3b/ 

• Restnorm DIN 4102-4 /5/ bzw. Entwurf DIN 4102-4/A1 

o Gemäß z.B. § 26 (3) der LBO Baden-Württemberg dürfen Gebäude der 

Gebäudeklasse 4 und 5 abweichend zur Anforderung hochfeuerhemmend und 

feuerbeständig aus brennbaren Materialien gebaut werden, wenn die hinsichtlich der 

Standsicherheit und des Raumabschlusses geforderte Feuerwiderstandsfähigkeit 

nachgewiesen und die Bauteile und ihre Anschlüsse ausreichend lang 

widerstandsfähig gegen die Brandausbreitung sind. 

Dabei ist die HolzBauRL zu beachten. Werden die Regelungen und Angaben in der 

HolzBauRL BW in Verbindung mit der VwV TB BW angewendet, handelt es sich um 

geregelte Bauarten. Abweichungen davon sind möglich, erfordern dann jedoch einen 

Verwendbarkeits- bzw. Anwendbarkeitsnachweis. 

Die HolzBauRL kann vergleichend mit einer Bauartgenehmigung angesehen werden. 

• Schallschutznachweise sind unter Beachtung der Schallnebenwege zu erbringen, ggfs. 

ist ein Bauphysiker einzuschalten 

3.3 Ausführungsplanung (Planunterlagen) 

Grundsätzlich sollte ein Tragwerksplaner alle zur Prüfung vorgelegten Unterlagen 

abzeichnen – insbesondere die von Dritten (z.B. Pläne von Fertigteilherstellern). 

Im Holzbau gibt es keinen allgemein gültigen Standard analog zu den Schal- und 

Bewehrungsplänen im Massivbau. Oft sind auf den Holzbauübersichtsplänen die Bauteile 

unzureichend dargestellt: 

• Bei Brettschichtholzbindern aus kombiniertem BSH oder mit z.B. hochgesetzter 

Trockenfuge oder angeschnittenen Rändern ist ein Lamellenplan erforderlich. 

• Ausführungspläne sollten, Werkpläne oder Abbundpläne müssen Angaben zu 

Wandschlitzen, Decken- und Wanddurchbrüchen, Einblasöffnungen, Verteiler 

Fußbodenheizung, Lage der Lüftungsleitungen und -kanälen in Decken enthalten. 

Seite 12



_______________________________________________________________________________________ 

• Konstruktionspläne (Übersichtszeichnungen mit 

Regeldetails) nach HOAI Anlage 14 (zu §51 Absatz 5) 

kommen vom aufstellenden Ingenieurbüro. Werkpläne / 

Werkstattpläne häufig von der ausführenden 

Holzbaufirma mit Detailangaben zu Rand- und 

Achsabständen, Schweißnahtdicken etc. 

Beides ist für die Prüfung erforderlich. 

Abbundpläne sind keine Werkstattpläne ! 

Zusätzlicher Prüfaufwand entsteht, wenn eine 

detaillierte Ausführungsplanung vom Aufsteller vorliegt 

und geprüft wurde, durch den Holzbauer jedoch 

Änderungen vorgenommen werden und diese 

geänderte Planung erneut zur Prüfung vorgelegt wird. 

• Verbale Angaben zu Verbindungen genügen i. a. 

nicht, es sind Anschlussdetails in Plänen mit Angabe 

sämtlicher Verbindungsmittel, Stahleinbauteilen, 

Rand- und Achsabständen etc. erforderlich. 

• Ebenso sind Angaben zur Aussteifung auf Plänen 

notwendig; z.B. die Ausbildung der 

Deckenscheibe (Bild Mitte) oder die Anordnung 

von Schub- und Zugankern. 

• Arbeitsabläufe sind auf dem Ausführungsplan 

textlich als Legende anzugeben. Dabei sollten 

folgende Punkte berücksichtigt werden: 

o Grad der Vorfertigung (z.B. Wandelemente 

ein - oder zweiseitig beplankt) 

o Ausschalfristen beim Massivbau wegen 

Auswirkungen auf Verformungsverhalten 

o Baubehelfe / Abstützungsmaßnahmen bei 

Umbauten 

o HBV Arbeits-/Montageanweisung 

Seite 13



_______________________________________________________________________________________ 

3.4 Sonderthemen im Holzbau 

• Biogasanlagen: 

Sollen die Holzbalkendecken eines Biogas-Fermenters (aggressive Atmosphäre) ohne 

chemischen Holzschutz erstellt werden, kann dem nur zugestimmt werden, sofern die 

Holzbauteile seitens der Bauherrschaft regelmäßig überprüft und geschädigte Hölzer 

rechtzeitig ausgetauscht werden. Außerdem ist eine Prüfung der Tragfähigkeit dieser 

Holzdachtragwerke immer vor Reparatur- und Wartungsarbeiten erforderlich. 

Art und Umfang der regelmäßig wiederkehrenden Prüfungen der Tragwerkskonstruktion 

regeln z.B. die „Hinweise für die Überprüfung der Standsicherheit von baulichen 

Anlagen durch die Eigentümer/ Verfügungsberechtigten“ (siehe 

www.bauministerkonferenz.de/Hinweise). 

• Baumwurf: 

Nach einzelnen Landesbauordnungen ist auch der Nachweis des Schutzes der Nutzer 

baulicher Anlagen vor umstürzenden Bäumen zu erbringen. 

Hierzu sind geometrisch die Lagen der Bäume im Verhältnis zum Gebäude, die 

Baumdurchmesser in 1,0 m Brusthöhe sowie die Baumarten festzustellen. 

Anschließend können aus den Ertragstafeln z.B. MLR 1993: Hilfstabellen für die 

Forsteinrichtung (Herausgeber: Ministerium für ländlichen Raum, Ernährung, 

Landwirtschaft und Forsten, Landesforstverwaltung Baden-Württemberg) der zu 

erwartende Wuchs der Bäume in Abhängigkeit von der (Rest-)Nutzungsdauer des 

Gebäudes bestimmt und damit statische Nachweise hinsichtlich einer ausreichenden 

Standsicherheit geführt werden. Alternativ sind Abfangvorrichtungen oder 

landschaftsgärtnerische Maßnahmen denkbar. Das Durchschlagen von Ästen durch die 

Dachfläche im Windwurfbereich der Bäume ist durch konstruktive Maßnahmen (z.B. 

verstärkte Schalung, reduzierter Sparrenabstand) auszuschließen. Dies ist auch beim 

nachträglichen Einbau von Dachfenstern zu beachten. 

Die Auslegung von Gebäudestrukturen gegen Baumwurf kann nach /12/ erfolgen. 

Seite 14



_______________________________________________________________________________________ 

3.5 Bauüberwachung / Ingenieurtechnische Kontrolle 

• Tragwerksplaner sollten im Eigeninteresse Kontrollen durchführen und sich diese 

bezahlen lassen 

• Die Abstimmung bei BÜ-Terminen mit PI ist selbstverständlich möglich 

• Feststellung von Abweichungen zwischen Ausführungsplanung und Bauausführung 

• Vorlage von Lieferscheinen seitens der Baufirma (AN) 

• Holzkonstruktionen sind bei Transport und Montage vor Witterung zu schützen 

3.6 Qualität der Planung 

• Ein nachvollziehbarer und klarer Tragwerksentwurf muss die Grundlage bautechnischer 

Nachweise sein. 

• Eine unzureichende Entwurfsplanung führt zu unwirtschaftlichen Tragwerken mit deutlich 

höheren Baukosten 

• Ihre Ingenieurleistung hat seinen Preis; herabgesetzte Honorare lassen keinen Spielraum 

für gute Entwurfsplanung 

• Wählen Sie einfache und klar verständliche Entwurfsgrundsätze und 

Berechnungsmethoden. 

• Denken Sie schon im Entwurf (Lph 3) über Holzbaudetails nach 

‣ Machen Sie es allen am Bau Beteiligten einfach(er) 

Seite 15



_______________________________________________________________________________________ 

4 Die nächste Generation Eurocode 5 – 

aktueller Stand, wichtige Änderungen 

2004 wurden in der EU und einigen EFTA-Staaten einheitliche Bemessungsnormen eingeführt, die 

sogenannten EUROCODEs (EC). Ziel des Europäischen Komitees für Normung (CEN) war es, die 

unterschiedlichen oder sogar fehlenden Bemessungsrichtlinien in den Mitgliedsstaaten durch ein 

gemeinsames technisches Regelwerk mit einheitlichem Sicherheitsniveau zu ersetzen und so 

Barrieren in Europa weiter zu reduzieren. Um die langfristige Anwendbarkeit der Eurocodes zu 

gewährleisten, erteilte die Europäische Kommission im Jahr 2012 ein Mandat für die Erarbeitung 

einer zweiten Generation, die die ständigen technischen Entwicklungen und den Wissenszuwachs 

miteinbezieht. Bei der Entwicklung der zweiten EC-Generation waren die Anforderungen und 

Empfehlungen des EC0 und EC1 (zwingend) zu berücksichtigen. So war bei der Entwicklung der 

englischen Normtexte der gezielte Einsatz der Verbformen zu beachten: 

• shall - deutsches „muss“: Anforderung (unbedingt zu befolgen) → bisher: (P) Prinzip 

• should - „sollte“: Empfehlung (dringend empfohlen; alternativer Ansatz möglich, sofern technisch 

begründet) 

• may - „darf“: zulässig im Rahmen der Eurocodes 

• can - „kann“: Möglichkeit und Fähigkeit → nur in Bemerkungen (NOTEs) 

Um die gleichzeitige Anwendung mehrerer Eurocodes zu erleichtern, insbesondere bei der Arbeit 

an hybriden Konstruktionen, sind die Überschriften der Hauptkapitel 1 bis 11 (bzw. 1 bis 5 bei 

Heißbemessung) in allen Material-Eurocodes jeweils identisch. Die Kapitel 2 und 3 wurden neu 

hinzugefügt. 

Für die Normenreihe „EN 1995 – Bemessung und Konstruktion von Holzbauten“ erarbeiten 

Experten seit 2015 regelmäßig Entwürfe zu bestimmten Themen des Holzbaus in Zusammenarbeit 

und Abstimmung mit den nationalen Normungsgremien. Nach einer umfassenden Überarbeitung 

der gesamten EC5-Reihe werden ab dem Jahr 2027 neue Versionen davon für alle 

Mitgliedsstaaten zur Verfügung stehen. 

4.1 Wichtige Änderungen 

Der EC5 Bemessung und Konstruktion von Holzbauten 

(EN 1995 Design of timber structures) bleibt wie folgt unterteilt: 

o Teil 1-1 – Gemeinsame Regeln und Regeln für Gebäude (General rules and rules for 

buildings) 

o Teil 1-2 – Tragwerksbemessung für den Brandfall (Structural fire design) 

Neu: Teil 1-3 – Holz-Beton-Verbund (Timber concrete composites) 

Seite 16



_______________________________________________________________________________________ 

o Teil 2 

Neu: Teil 3 

– (Holz-)Brücken (Bridges) 

– Ausführung (Execution) 

Seit der Einführung der Europäischen Bemessungsnormen vor rund 20 Jahren hat sich kaum ein 

Bereich auf Produktebene so stark verändert wie der Holzbau. Dem Stand der Technik 

entsprechend wird das Regelwerk daher für Materialien und Werkstoffe wie Furnierschichtholz 

(LVL) und Laubolzprodukte erheblich erweitert sowie neue Materialien und Verbindungsmittel wie 

z.B. Brettsperrholz (CLT), verleimtes Furnierschichtholz (GLVL) und Vollgewindeschrauben 

eingeführt. 

4.1.1 FprEN 1995-1-1: Zukunft wird Gegenwart: Die Hochbaubemessung 

Zu den Abschnitten 4 ‘Grundlagen der Bemessung‘ und 5 ‘Baustoffe / Baustoffeigenschaften‘ der 

Norm gibt es zahlreiche Neuerungen; nachfolgend stichpunkthaft aufgelistet: 

Kapitel 4 (ehem. Kapitel 2): 

• Neu: Allgemeine Hinweise zur Robustheit von Konstruktionen 

o Verweis auf consequence classes im Eurocode 0 (EN 1990:2023) /6b/ 

o Methoden zur Erhöhung der Robustheit in Anhang A.3 (informativ) 

o Bedeutung des konstruktiven Entwurfs: wesentlicher für Robustheit als komplexe 

rechnerische Analysen 

• Abschnitt 4.2 „Principles of limit state design“: Für den SLS ist die Angabe zur Kombination und 

Überlagerung in den zugehörigen Abschnitt 9 verlagert worden. 

• Neu: kurzer Abschnitt zu Einflüssen der Holzfeuchte (nur allgemein als Hinweis) 

Hinweis bisher nur indirekt durch Abschnitt Nutzungsklassen und durch Abschnitt 10 

Ausführung. 

• Geändert bzw. ergänzt: Nutzungsklassen: 

o Neu: Table 4.2: Angabe von relativen Luftfeuchten und mittleren Holzfeuchten für die 

Nutzungsklassen (bisher im NAD) 

o Ergänzung einer Nutzungsklasse (NKL) 4 für wassergesättigte Bauteile (nur Vollholz) mit 

Table 4.2; z.B. Holzpfähle (Anhang I.1). Wunsch v.a. der Niederlande, da es hier noch viele 

Gründungen mit Pfählen im Wasserbereich gibt. 

o Daher Beschränkung der NKL 3 auf relative mittlere Luftfeuchten bis 95% (Obergrenze) 

bzw. 85% (jährliches Mittel) und Holzfeuchten von 24% (Obergrenze) bzw. 20% (Mittel); 

Werte können für wenige Wochen überschritten werden. 

o Erläuterung Feuchteverteilung und maßgebende Werte in einem Diagramm (Figure 4.1) 

o Anpassung der kmod-Werte (Table 5.3) für Vollholz: 

NKL 4 erhält die bisherigen kmod-Werte für Nkl 3; 

Seite 17



_______________________________________________________________________________________ 

o 

kmod-Werte der NKL 3 liegen künftig zwischen den Werten der Nkl 2 und der alten NKL 3 

(kmod = 0,55/0,60/0,70/0,80/1,00) 

kdef-Werte (Table 5.2) werden für NKL 3 und NKL 4 in gleicher Höhe angesetzt 

(Werte wie bisher NKL 3) 

• Der Abschnitt 4.3 „Basisvariable“ wird teilweise neu geordnet: 

o Themen „Feuchtegehalt, KLED, Nutzungsklassen sowie Baustoffe und 

o 

Produkteigenschaften“ bleiben in vorgenannt beschriebener geänderter Form im Abs. 4.3 

„Baustoffe und Produkteigenschaften“ enthalten Angaben zum Umgang mit Steifigkeitswerten 

in Abhängigkeit der Parameter Feuchte und Lasteinwirkungsdauer. Dies 

erfolgt nun in einem neuen Abschnitt 4.4 „stiffness values for structural analysis“ – ohne 

inhaltliche Veränderungen. Die Anwendung der Steifigkeitswerte wird etwas klarer 

beschrieben, wenn auch nicht in Form einer zunächst schon enthaltenen Tabelle (wäre 

übersichtlicher). 

• Neu im Abs. 4.4 ist ein Diagramm zur Darstellung des Prinzips der Steifigkeitsermittlung für 

KSLS und KULS. 

1 Member cross-section 

2 Width or depth of the crosssection 

3 Moisture content profile, … 

4 Moisture content (vertical axis) 

5 Upper limit of average moisture 

content, which is used to 

calculate the strength and 

stiffness of members and 

connections 

6 Upper limit of moisture content 

may be exceeded for a few 

weeks per year 

7 Yearly average moisture content, which is used to assign timber members to corrosivity categories for steel 

dowel-type fasteners 

8 Moisture content profile, along the width or depth of the cross-section, under low relative humidity 

9 Lower limit of average moisture content 

10 Variation of the average moisture, which may be used to calculate dimensional changes of the section (in the 

case of unrestrained shrinkage) 

11 Moisture difference, which may be used to estimate drying cracks in the zone of the member close to its surface 

12 Moisture variation at the surface 

FprEN 1995-1-1, Figure 4.1 – Moisture content along the width or depth of a timber crosssection 

under high and low relative humidity 

• Abschnitt 4.5 „Verification by the partial factor method“ 

o 

o 

Zusätzliche Formel zur Ermittlung der Festigkeiten; 

bringt inhaltlich nichts Neues, nur dass es neben kmod weitere Einflussfaktoren gibt. 

Teilsicherheitsbeiwerte für Baustoffe: Table 4.3 mit keinen Änderungen der Werte, aber 

Ergänzung durch differenziertere und ergänzte Auflistung von Baustoffen 

Key 

Seite 18



_______________________________________________________________________________________ 

o 

Was noch fehlt ist die Angabe für die Ermittlung der Bemessungswerte für die 

Steifigkeitswerte (bisher Formeln 2.15 und 2.16) 

Kapitel 5: 

• An mehreren Stellen zusätzliche Angaben, die bislang im NAD enthalten sind 

• Ergänzung und stärkere Differenzierung von Table 5.3 (kmod) und Table 5.4 (kdef). Damit geht 

aus den Tabellen die Anwendbarkeit der Baustoffe in den jeweiligen Nutzungsklassen besser 

hervor (bisher im NAD für die einzelnen Baustoffe genauer angegeben) 

• Neu: Angabe von Schwind- und Quellwerten für die verschiedenen Baustoffe (Table 5.3 und 

Table 5.4, bisher NAD) 

• Neue Materialien aufgenommen: Keilgezinktes Vollholz, auf Englisch „glued solid timber” 

(GST), Brettsperrholz (BSP) als “cross laminated timber” (CLT) (siehe /15/), Furnierschichtholz, 

auf Englisch “glued laminated veneer lumber” (GLVL) 

Nachfolgend drei Auszüge aus /15/: Abb. 3 Brettsperrholz: 

- Verlauf der Schub‐ und Biegespannungen, 

Verformungsfigur sowie 

Schubfestigkeiten und 

Schubsteifigkeiten in Abhängigkeit der 

Lagenrichtung 

- Konzentrierte Lasteinleitung in 

Scheibenebene 

- BSP unter Einzellast 

(1 Lasteinleitungsfläche; 

2 maßgebender Schnitt; 

3 BSP; 

4 Bauteilrand oder 

Symmetrieachse; 

5 maßgebende Lage) 

Seite 19



_______________________________________________________________________________________ 

• Gruppierung der Materialien im Hinblick auf Materialparameter und Zitierung 

FprEN 1995-1-1, Table 5.1 – Products and materials 

Seite 20



_______________________________________________________________________________________ 

• Änderungen und Ergänzungen bei den Größeneinflussfaktoren: 

o Vollholz und BSH: zusätzlicher Größeneinfluss für Schubbeanspruchung 

o BSH: Höheneinfluss auch mit Abminderung der Festigkeit für h > 600 mm (Exponent 0,08; 

bisher keine Abminderung) 

o LVL: Höhen- und Längeneinfluss mit Angabe Exponent 0,15 anstatt Verweis auf EN 14374 

wie bisher 

• Ergänzung der Anwendung von Klebstofftypen in den einzelnen Nutzungsklassen 

Seite 21



_______________________________________________________________________________________ 

Kapitel 7 und 8: 

Für die Bemessungsnachweise der folgenden Abschnitte liefert das überarbeitete Kapitel 7 

‘Grenzzustände der Gebrauchstauglichkeit‘ der FprEN 1995-1-1 alle notwendigen 

Randbedingungen. 

Kapitel 8 ‘Nachweise für Bauteile im GZT‘ ist thematisch in zwei Teile unterteilt: Der erste Teil 

umfasst alle Nachweise für ein allgemeines Bemessungsverfahren, während der zweite Teil 

Bemessungsverfahren für Bauteile mit besonderen Anforderungen enthält, z. B. umfangreiche 

Regelungen für querzugbeanspruchte Bauteile (dabei auch Querzugverstärkungen und Bauteile 

mit losem Firstkeil und veränderlicher Höhe; bisher Teil des deutschen Nationalen Anhangs / NA), 

ausgeklinkte Träger (verstärkt und unverstärkt) sowie für Durchbrüche (auch Gruppen, 

exzentrische Durchbrüche und geneigte Verstärkungen). Nachfolgend drei Auszüge aus /15/: 

Abb. 4 Verstärkungen mit Schrauben 

- Verstärkte Ausklinkung 

(1 geneigtes stiftförmiges 

Verstärkungselement; 

4 mögliche Risslinie) 

- Verstärkter Träger mit Durchbruch 

(4 mögliche Risslinie; 

6 geneigte Verstärkung 

im Fall von z.B. hohen 

Schubbeanspruchungen) 

- Verstärkter Queranschluss 

(1 stiftförmiges 

Verstärkungselement; 

3 mögliche Risslinie) 

Seite 22



_______________________________________________________________________________________ 

Kapitel 10 Ermüdung („Fatigue“): Gleiche Kapitel-Nr. in allen Eurocodes 

Das bisherige kfat-Modell wird beizubehalten und vom Holzbrückenteil überwiegend in den 

allgemeinen Teil FprEN 1995-1, Kapitel 10 verschoben. Der Grund dafür ist, dass 

Ermüdungserscheinungen nicht nur bei Holzbrücken auftreten, sondern bei allen Arten von 

Holzkonstruktionen, einschließlich Schwingungen durch Industriemaschinen, Kranbahnen, 

mehrgeschossiger Holzbau, Türmen für Windkraftanlagen, Verkehrsschildern und 

Glockentürmen. 

Kapitel 11: Verbindungen mit metallischen Verbindungsmitteln – früher Kapitel 8 

Das Kapitel ‘Verbindungen‘ war – entsprechend einer Evaluierung in Europa – jeweils Spitzenreiter 

bei Unvollständigkeit, Unkorrektheit, Aufwand bei der Bemessung, sowie unökonomischen 

Lösungen (aus /18/). Der erste Vorschlag für eine neue Gliederung erfolgte in /17/ unter 

maßgeblicher Beteiligung von Frau Dipl.-Ing. Marion Kleiber: 

• Neue Struktur des Kapitels 

o Tragfähigkeit eines einzelnen Verbindungsmittels 

Kap. 11.1 axial: Kopfdurchziehen, Herausziehen, 

Zugtragfähigkeit, Druck/Knicken; 

Kap. 11.2 lateral: einschnittig, mehrschnittig; Seileffekt 

o Kap. 11.3 Tragfähigkeit der Verbindung (axial, lateral, nef, Verstärkungen, 

kombinierte Beanspruchung, Verschiebungsmodul, Hirnholzverbindungen) 

o Kap. 11.4 Mindestabstände 

o Spröde Versagensmechanismen: 

parallel und rechtwinklig zur Faserrichtung (Kap. 11.5 und Kap. 11.6) 

o Kap. 11.7 Verbindungselemente: 

Dübel besonderer Bauart, Nagelplatten (→ Anhang F.3), 

expanded tube fasteners (→ Anhang G.4) 

o Kap. 11.8 Eingeklebte Gewindestangen 

o Kap. 11.9 Zimmermannsmäßige Verbindungen (Versatz-, Zapfen-, 

Schwalbenschwanzzapfen-Verbindungen) 

• Auszug wesentlicher Neuerungen und Änderungen für 

o 

Eingeklebte Gewindestangen 

o Verstärkungen (siehe Kapitel 7; Abbildung aus /5/) 

Seite 23



_______________________________________________________________________________________ 

o 

Zimmermannsmäßige Zapfen- und Schwalbenschwanzzapfen-Verbindungen 

o 

o 

o 

moderne Holzschrauben großen Durchmessers 

auf Druck beanspruchte Schrauben (Knicken), wie bisher in ETAs 

sprödes Versagen des Holzes im Verbindungsbereich parallel zur Faserrichtung 

(Blockscheren, Reihenscheren; Abbildung aus /18/) 

o 

o 

zu berücksichtigende Winkel für Schrauben in Kombination mit mehrlagigem 

„neuem“ Werkstoff Brettsperrholz (CLT; Abbildung aus /18/) 

o 

o 

o 

o 

o 

o 

Erweiterung der Angaben zu Kopfdurchziehtragfähigkeiten, Ausziehwiderstände, 

Lochleibungsfestigkeiten (weitere bzw. genauere Angaben zu Verbindungsmittel- 

Holz(werkstoff)kombinationen) 

Regeln für momentenbeanspruchte Verbindungsmittel 

Verbindungsverschiebung 

Kombination Schub- und Zugbeanspruchung 

Verstärkte auf Abscheren („lateral“) beanspruchte Verbindungen (bislang NA) 

Neuer Ansatz für Stahlblech-Holzverbindungen 

(Lochleibungsfestigkeit des Stahls in Johansen-Gleichungen) 

Seite 24



_______________________________________________________________________________________ 

o 

o 

o 

o 

Vereinfachte Johansen-Gleichungen mit erforderlichen Holzdicken 

(analog deutscher NA) 

Mehrschnittige Verbindungen 

Verbindungen mit Zwischenschichten (→ Anhang F.4) 

Bemessung duktiler Verbindungen 

Die nachfolgende Tabelle aus dem Entwurf des neuen EC5 gibt einen Überblick über die 

nunmehr geregelten Verbindungsmittel und Verbindungen. 

FprEN 1995-1-1, Table 5.2 – Fasteners and connectors 

Seite 25



_______________________________________________________________________________________ 

Anhang I.4 enthält Angaben zu mit Kunstharzpressholz verstärkten Rohrverbindern. 

In den Materialnormen bzw. EAD’s für die Bemessung anzugebende Kennwerte sind im 

normativen Anhang M aufgelistet; dies betrifft neben den erforderlichen Fließmomenten auch die 

Korrosions-Widerstandskategorien in Holz und in der Atmosphäre. 

Der informative Anhang N enthält Festigkeitsangaben für Schrauben und Stahlstangen mit 

Holzschraubengewinde. 

Sonstiges: 

Zusätzlich wurde informativ eine Technische Spezifikation (TS) für die Bemessung von Holz-Beton- 

Verbund-Konstruktionen (HBV-Konstruktionen) als CEN TS 19103 veröffentlicht, welche praktische 

Anwendungserprobungen ermöglichen und die Anwender:innen auf eine FprEN 1995-1-3 

vorbereiten soll. 

Für die Bemessung und Ausführung eingeklebter Stahlstangen werden in der FprEN 1995-1-1, 

Kapitel 11, und der FprEN 1995-3 Regeln angegeben. 

Darüber hinaus wurden Regelungen für die Ausführung (execution) von Holzkonstruktionen – die 

Standsicherheit betreffend – in einem neuen Teil 3 der Normenreihe zusammengefasst und 

wesentlich erweitert. So wurden (ausgehend vom Eurocode 0) umfangreichere Regelungen 

zur Dauerhaftigkeit in allen Normenteilen aufgenommen. 

Die Regelungen im Eurocode 8 ‘Auslegung von Bauwerken gegen Erdbeben‘ (jetzt EN 1998-1-2) 

wurden für Holzkonstruktionen wesentlich erweitert. 

Es bleibt festzuhalten, dass die EC5-Bestimmungen zur Standsicherheit von Bauwerken 

überarbeitet, erweitert und an den Stand der Technik angepasst wurden. Trotz der verdreifachten 

Seitenzahl und der gestiegenen Anzahl an NDPs (im Wesentlichen aufgrund von EC0 und EC1) 

haben die Normenschreiber:innen stets die Frage der Praxistauglichkeit im Auge behalten, z. B. 

durch vereinfachte Berechnungsverfahren. 

4.1.2 FprEN 1995-1-2: Erweiterte Bemessungsregeln für den Brandfall 

(vgl. /14/, auch /19/) 

Gemeinsam mit den Bemessungsregeln zum Nachweis der Standsicherheit von 

Holzbaukonstruktionen unter Normaltemperatur entstehen mit der FprEN 1995-1-2 neue 

begleitende Regeln zum Nachweis von Holzbaukonstruktionen für den Brandfall. 

Hierbei wurde das bereits in anderen Eurocodes bekannte Prinzip einer dreistufigen 

Möglichkeit von Nachweisebenen mit unterschiedlicher Komplexität und Genauigkeit auch 

für den Holzbau vollständig etabliert. Somit werden zukünftig 

o tabellierte Aufbauten / Nachweise, 

Seite 26



_______________________________________________________________________________________ 

o vereinfachte (Hand)-Bemessungsmodelle, und 

o erweitertet numerische Simulationsmodelle 

parallel und gleichwertig zur Verfügung gestellt. 

Neben den vereinfachten (Hand-)Bemessungsmodellen und erweiterten numerischen 

Simulationsmodellen (z.B. Finite-Elemente-Simulationen), deren Prinzipien bereits 

Gegenstand der aktuellen Heißbemessungsregeln im Holzbau sind, wird erstmals durch die 

Listung nachgewiesener Aufbauten und Konstruktionen dem Anwender eine einfache und 

zügige Möglichkeit zum herstellerneutralen Nachweis des Feuerwiderstands gegeben. In 

Deutschland waren solche Ansätze aus den tabellierten Nachweisen der DIN 4102-4 

bekannt. 

Eine weitere wesentliche Änderung in der Nachweisstruktur der FprEN 1995-1-2 ist die 

Streichung des Verfahrens der „Methode mit reduzierten Eigenschaften“ und die damit 

verbundene Erweiterung der Bemessungsregeln für die „Methode mit effektivem 

Querschnitt“. Hierdurch wird für alle Holzbauteile einheitlich und vergleichbar mit den 

bisherigen Regelungen, durch die Ermittlung des effektiven Restquerschnittes in 

Verbindung mit angepassten Festigkeits- und Steifigkeitseigenschaften und einer 

reduzierten Einwirkung im Brandfall eine Bemessung in Anlehnung an die Regelungen bei 

Normaltemperatur ermöglicht. 

In der Überarbeitung der FprEN 1995-1-2 werden die produkttechnologischen 

Entwicklungen der letzten 20 Jahre nun auch in der Brandschutzbemessung im Holzbau 

aufgegriffen. Weiterführend wird den aktuellen nationalstaatlichen 

Brandschutzanforderungen im Hinblick auf das mehrgeschossige Bauen mit Holz bis und 

über die Hochhausgrenze hinaus Rechnung getragen. So werden die 

Bemessungsverfahren für Verbindungen als auch für den Raumabschluss von 

Holzbauelementen, die bisher auf 60 Minuten ausgelegt sind, zukünftig auf eine Anwendung 

für bis zu 120 Minuten Feuerwiderstand angepasst und erweitert. Gleichzeitig wurden 

Bemessungsregeln für Produkte wie Brettsperrholz, Holz-Beton-Verbundelemente und I- 

Stegträger integriert sowie Abbrandraten zusätzlicher praxisrelevanter Holzarten wie Esche 

aufgenommen. 

Ebenso erlaubt die nächste Generation FprEN 1995-1-2 die Berücksichtigung der 

Schutzwirkung von biogenen Gefachdämmstoffen, Holzfaserdämmplatten, 

Lehmwerkstoffen oder Estrichen in Fußbodenaufbauten. 

Mit der zukünftigen normativen Berücksichtigung der erhöhten Schutzfunktion von 

Gipskartonfeuerschutzplatten und Gipsfaserplatten im Hinblick auf einen reduzierten 

Seite 27



_______________________________________________________________________________________ 

Abbrand werden im Vergleich zum heutigen Ansatz deutliche Optimierungen in der 

Bemessung möglich. 

Mit der Erweiterung der konstruktiven Regelungen zur Detailausführung wird dem Aspekt 

einer ganzheitlichen brandschutztechnischen Planung Rechnung getragen. Hierbei wird auf 

die Ausführung von geeigneten Befestigungen, Fugen und Anschlüssen als auch auf die 

Integration haustechnischer Installationen eingegangen. 

Ergänzend zum Hauptteil der FprEN 1995-1-2 liefern neue Anhänge Regelungen zur 

Naturbrandbemessung von Holzbauteilen und normative Beurteilungsverfahren zur 

Bestimmung der Abbrandrate von Holz und Holzwerkstoffen, der Hochtemperatureigenschaften 

von Verklebungen aber auch zur Bestimmung der brandschutz-technischen 

Wirkung von neuen Bekleidungen. 

4.1.3 zukünftig EN 1995-1-3; z.Zt. CEN TS 19103 Holz-Beton-Verbund-Bauwerke 

Die Bemessungsregeln für Holz-Beton-Verbund (HBV)-Konstruktionen sollen erprobt 

werden; hierzu wurde die europäische Vornorm bereits ins Deutsche übersetzt und als DIN 

CEN/TS 19103 (Vornorm 2022-02) veröffentlicht. 

Darin ist das Trag- und Verformungsverhalten der Kerve als 

Schubverbundmittel geregelt. Im Hinblick auf die 

abhebenden Kräfte der Kerve sind Beanspruchungen auf 

diese Abhebesicherung (Tellerkopfschrauben) angegeben. 

Ausgehend von /20/ und den Untersuchungen an der 

Universität Stuttgart wurde festgestellt, dass durch das 

rheologische Materialverhalten (Schwinden und Kriechen 

sind zeitlich gegenläufig) neben den Zeitpunkten t=0 und t=∞ 

auch der Zeitraum 3 bis 7 Jahre nachzuweisen ist, da i.d.R. 

maßgebend (Allgemein anerkannter Stand der Technik); 

vgl. /21/. 

Grundsätzlich sind auch alle bisher durch eine allgemeine bauaufsichtliche Zulassung / 

allgemeine Bauartgenehmigung (abZ/aBG) bzw. europäisch technischer Bewertung (ETA) 

geregelten Verbindungsmittel einsetzbar. 

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_______________________________________________________________________________________ 

4.2 Holzbrücken nach FprEN 1995-2 

Die Dauerhaftigkeit, Abdichtungssysteme, Holz- und Korrosionsschutz und damit die Robustheit 

sind elementare Bausteine für die Planung von Holzbrücken. 

Dabei waren auch (die für Hochbauten gleichermaßen geltenden) Vorgaben der EN 1990:2023 mit 

Anhang A.2 Brücken zu berücksichtigen; insbesondere 

- Definition 3.1.2.26 Maintenance 

- Kapitel 4.8 Quality management (should-rules) 

- Anhang A.2.4 Durability (shall-rules) 

Die darin enthaltene Tabelle zur Nutzungsdauer wurde wie folgt für Brücken angepasst: 

FprEN 1995-2, Table 4.1 (NDP) – Design Service Life Tlf – Categories for Timber Bridges 

Category of Timber Structures 

1 Protected timber bridges (including their foundations and steel 

tension components according EN 1993-1-11), other civil 

engineering structures supporting road or railway traffic a 

2 Timber bridges with the main structural members protected for 

a 50-year design service life b 

Design Service Life, 

Tlf [years] 

100 b 

50 b 

3 Replaceable structural parts of bridges line 1 and 2 d 25 

4 Temporary structures d ≤ 10 

a ( b) 

See EN 1990:2023, Table A.2.2 (NDP) footnote a (b) 

b 

c 

d 

Line 2 can be relevant, for example, for bridges in a low consequence class where the economic 

consequences of replacement after a shorter design service life are agreed to be acceptable by the relevant 

authority, or where not specified, agreed for a specific project by the relevant parties, for bridges in another 

building and noise barriers on bridges with walls made of timber elements. 

A value of 25 years may be given for replaceable structures or parts as well. The protection of steel elements 

against corrosion should fulfil the design service life. Steel tension components according EN 1993-1-11 shall 

be designed with a design service life of 100 years (see 4.1.2.2), even if they should be replaceable. Ancillary 

structures should be classified as replaceable parts of the main structure. 

See EN 1990:2023, Table A.2.2 (NDP) footnote c. Unprotected timber members should be classified as 

temporary structures. For timber with high durability class see 6.1.2 (6). 

In der künftigen Holzbrückennorm wird daher zwischen geschützten und nicht geschützten 

Bauteilen /Brücken unterschieden. 

Im Kapitel 6 werden dann die Anforderungen an geschützte Brücken beschrieben. Im Anhang D 

wird anhand konkreter Beispiele aufgezeigt, wie Holzbrücken grundsätzlich geschützt 

werden können. 

Seite 29



_______________________________________________________________________________________ 

In diesem Zusammenhang wurden in FprEN 1995-2, 6.2 auch die Erfahrungen in 

Deutschland und der Schweiz mit Asphaltbelägen eingebracht (siehe auch /23/). 

Ferner müssen Brücken aller Materialien in regelmäßigen Intervallen inspiziert werden. 

Hierbei kann ein Monitoring hilfreich sein (siehe hierzu auch Anhang E). 

Auch diese Beispiele in Anhang D waren sprachenneutral zu erstellen. Deshalb folgt nach 

jeder Zeichnung der ‘Key‘ mit Erläuterung zu den einzelnen Buchstaben und Zahlen 

innerhalb der Zeichnung. 

Nachfolgend ein Beispiel: 

Kamineffekt 

Lüftungsöffnungen 

horizontal ≥ 100 cm 2 /m 

vertical ≥ 50 cm 2 /m 

Kamineffekt 

Lüftungsöffnungen für den Kamineffekt wurden in rot ergänzt. 

Bei Einhaltung der Querschnitte kann auf einen 

aerodynamischen Nachweis verzichtet werden. 

Key 

A-A 

Section A-A 

1 Main girder 

2 Steel frame 

3 Borehole in top and bottom flange 

4 Cladding (generally outside) 

5 Vertical weather boarding (outside) 

6 Vertical battenss 

7 Horizontal battens 

8 Ventilation openings, horizontal 

≤ 100 cm 3 / m, vertical ≤ 50 cm 2 / m 

9 Aluminium plate or equivalent 

10 Grooved planks (e.g.) 

11 Gap with 15°mm if floor cover 

shuttering, 30°mm if cover stripe, 

groove and tongue 

12 Rubber or elastomer mat 

13 Weather groove (notch) 

FprEN 1995-1-1, Annex D – Construction measures – Weather protection of through bridge 

by cladding 

Der Schutz stählerner Verbindungsmittel in Holzbrücken vor Korrosion wird in Tabelle 6.2 der 

FprEN 1995-2 behandelt; der Schutz von Stahlbauteile im EC3. 

Seite 30



_______________________________________________________________________________________ 

prEN 1995-2 – Table 6.2 – Timber exposure TE-categories and 

Situation 

Protected 

outdoor 

with access 

of pollution 

(SC2 and 

SC3) 

atmospheric exposure CE-categories 

with examples of minimum requirement for thicknesses for pure zinc coating, 

hot-dipped galvanized coating, and types of stainless steels 

for timber bridges (outdoor) with a design service life of 100 years [50 years] 

Timber 

exposure 

category a) 

T E 

T E3/T E4 

T E3/T E4 

T E3/T E4 

T E3/T E4 

Atmospheric 

exposure 

category b) 

C E 

C E2 

C E3 

C E4 

C E5 

Typical 

atmospheric 

exposure c) 

(informative) 

L sea > 10 km 

L street > 100 m 

and/or 

low 

polluted area 

(< 5 µg/m³ of SO 2) 

10 km > L sea > 3 km 

100 m > L street > 10 m 

and/or 

medium polluted area 

(5 µg/m³ ≤ SO 2 ≤ 

30 µm/m³) 

3 km > L sea > 0,25 km 

L street < 10 m 

and/or 

high 

polluted area 

(30 µg/m³ < SO 2 ≤ 

90 µm/m³) 

L sea < 0,25 km 

and/or 

very high polluted 

area (90 µg/m³ < 

SO 2) 

Permanent 

For T E5/SC4 

in contact 

especially in case of 

with ground- T E5 n/a g) seawater each case 

or freshwater 

(SC4) i) should evaluated 

individually. 

Examples of minimum 

zinc 

thickness 

d) 

T R3: 

40 µm f) 

(n/a g) 

if T E4) 

[20 µm f) 

(55 µm 

if T E4)] h) 

stainless 

steel grade 

(type) e) 

CRC II 

(e.g. 

1.4301) 

C R3: 

CRC III 

110 µm 

(e.g. 

1.4401) 

[80 µm] h) 

C R4 b) : 

CRC III 

n/a g) 

(e.g. 

1.4401) 

[110 µm] h) 

C R5 b) : 

n/a g) 

C R5 b) : 

n/a g) 

CRC III 

(e.g. 

1.4529) 

a 

Timber exposure categories T E3, T E4 and T E5 are according to prEN 1995-1-1:2025, Table 6.2 

CRC III 

to 

CRC V 

b 

Atmospheric exposure categories C E2, C E3, C E4 and C E5 are according to prEN 1995-1-1:2025, 

Table 6.2 and Table 6.3 

c 

The specified values for SO 2 are references values only and may vary. 

Seite 31



_______________________________________________________________________________________ 

L sea indicates distance from the sea. The actual exposure depends on the prevailing wind direction and 

the topography of the coast to saltwater seas e.g. Atlantic Ocean, North Sea, Baltic Sea, 

Mediterranean See, Black Sea, Irish Sea 

L street indicates distance from roads with heavy traffic with de-icing salt 

d 

pure zinc coating and hot-dipped galvanized coating 

T R3 is the timber resistance class according to prEN 1995-1-1:2025, 6.3 

C R are the resistance classes for metal fastener or connector made of carbon steel to corrosion according 

to prEN 1995-1-1:2025, 6.3 

e 

Minimum corrosion resistance class for stainless steel grade shall be determined in accordance with 

EN 1993-1-4 

f 

Crlll passivation may allow the reduction of zinc thickness by 25 % and CrVl passivation by 50 % 

g 

h 

not applicable 

values in square brackets for timber bridges with a design live time of 50 years 

Ausgehend von EN 1990:2023 nimmt das Thema der Dauerhaftigkeit (Durability) (und 

Nachhaltigkeit) und damit auch das der Inspektion und Unterhaltung (Inspection and 

maintenance) einen deutlich größeren Stellenwert auch in der Holzbaunorm ein; siehe auch 

FprEN 1995-2, Anhang E. 

4.3 FprEN 1995-3: „Execution“ bzw. Ausführung zum Eurocode 5 

Der Teil 3 des EC5 ersetzt den Abschnitt 10 „Ausführung und Überwachung“ der aktuellen DIN 

EN 1995-1-1:2010-10 und wurde im Rahmen der aktuellen Normungsarbeiten zur nächsten 

Eurocode 5-Generation zu den mandatierten Normungsinhalten zusätzlich in der Working Group 9 

„Execution“ erarbeitet. 

Insofern behandelt der Normenentwurf drei wesentliche Schwerpunkte: 

o Dokumentation und Inspektion (Abschnitt 4) 

o Ausführung bzw. Verarbeitung (Abschnitt 5) 

o Zulässige geometrische Abweichungen (Abschnitt 6) 

In Ergänzung zu den Inhalten des Hauptteils werden nach /24/ folgende informative Anhänge 

aufgeführt: 

o zum Anwendungsbereich, 

o zum Unterabschnitt Verklebungen, 

o zu Holzpfählen, 

o Unebenheiten, 

o Zimmermannsmäßige Verbindungen, 

o Brandsicherheit der gesamten Tragstruktur, 

o weitere detaillierte Regelungen zur Erdbebensicherheit, 

o mit verdichtetem Furnierholz verstärkte Rohrverbindungen. 

Mit den Schwerpunkten auf die Themen „Dokumentation und Kontrolle“, „Ausführung“ und 

„zulässige geometrische Abweichungen“ ist der Entwurf in weiten Teilen anwendbar in 

Seite 32



_______________________________________________________________________________________ 

Deutschland. Allerdings sind bis zur Veröffentlichung und Inkrafttreten noch zwei wesentliche 

inhaltliche Anpassungen vorzunehmen, um eine Anwendung in Deutschland zu ermöglichen: 

- Die Anforderungen in Abschnitt „Dokumentation und Kontrolle“ (Abschnitt 4.3) müssen sich ohne 

Ausnahmeerklärung für Einfamilienhäuser an der EN 1990:2023 in Bezug auf die Festlegung 

der Schadensfolgeklassen (A.1.2 Consequence classes) orientieren. 

- Ferner sind die Anforderungen für Schraubenpressklebungen (Abschnitt 5.6.7.3) insbesondere 

in Bezug auf Schraubendimensionen und zulässige Abstände bei geklebten 

Tafelelementen mit der aktuellen DIN 1052-10 abzustimmen. 

Darüber hinaus können die restlichen Inhalte als praxistaugliche Weiterentwicklung und als 

anwendbar in Deutschland angesehen werden. Der Normenentwurf enthält darüber hinaus auch 

Regelungen aus der prEN 1995-2. 

Abschließend ist für alle Normenteile darauf hinzuweisen, dass sich die genannten Nummerierung 

von Tabellen, Bildern und Anlagen noch bis nach dem Formal Vote ändern kann. 

5 Literatur (Ausgabe Jahr-Monat) 

/1/ MBO Musterbauordnung; 

Umsetzung erfolgt durch die einzelnen Bundesländer; z.B. 

/1a/ BayBO Bayerische Bauordnung, aktuelle Fassung (2023-07-23) 

/1b/ LBO BW Landesbauordnung für Baden-Württemberg, 

aktuelle Fassung (2023-06-13) 

/2/ LBOAVO Allgemeine Ausführungsverordnung zur LBO BW 

wird laufend aktualisiert, akt. Fassung (2010-02-05) 

/3/ MVV TB Musterliste Verwaltungsvorschrift Technische Baubestimmungen 

Deutsches Institut für Bautechnik (DIBt), Berlin 

veröffentlicht in: DIBt Mitteilungen; ab 2017-12 


/3a/ BayTB Bayerische Technische Baubestimmungen (2022-06) 

/3b/ VwV TB Technische Baubestimmungen Baden-Württemberg 

Seite 33



_______________________________________________________________________________________ 

/4/ MHolzBauRL Muster-Richtlinie über brandschutztechnische Anforderungen 

an Bauteile und Außenwandbekleidungen in Holzbauweise 

MHolzBauRL (2020-10) 

veröffentlicht in den DIBt-Mitteilungen, Ausgabe 4, am 23.06.2021 


/4a/ MHolzBauRL Fassung 2020-10 mit Anlage A 2.2.1.4/1Bay der BayTB /2a/ Teil A 

/4b/ HolzBauRL in Verbindung mit der VwVTB /2b/, Teil A, Anlage A 2.2/BW2, 

Absatz 4.1 Holztafelbauten 

/4E/ MHolzBauRL Muster-Richtlinie über brandschutztechnische Anforderungen 

an Bauteile und Außenwandbekleidungen in Holzbauweise 

MHolzBauRL (Entwurf 2023-09-18) 

/5/ DIN 4102 Brandverhalten von Baustoffen und Bauteilen 

Teil 1 Baustoffe, Begriffe, Anforderungen und Prüfungen (1998-05) 

Teil 2 Begriffe, Anforderungen und Prüfungen (1977-09) 

Teil 4 Zusammenstellung und Anwendung klassifizierter 

Baustoffe, Bauteile und Sonderbauteile (2016-05) 

/6/ DIN EN 1990 Eurocode: Grundlagen der Tragwerksplanung (2010-12) 

/NA Nationaler Anhang – 

National festgelegte Parameter (2010-12) 

/6a/ DIN EN 1990 Eurocode: Grundlagen der Tragwerksplanung (2021-10) 

Deutsche Fassung EN 1990:2002 + A1:2005 + A1:2005/AC:2010 

/6b/ EN 1990 Eurocode: Basis of structural and geotechnical design (2023-04) 

/7/ DIN 4149 Bauten in deutschen Erdbebengebieten - 

Lastannahmen, Bemessung und Ausführung 

üblicher Hochbauten (2005-04) 

/7a/ 

mit 

DIN EN 1998 Eurocode 8: Auslegung von Bauwerken gegen Erdbeben 

Teil 1 Grundlagen, 

Erdbebeneinwirkungen und Regeln für Hochbauten (2013-05) 

A1 Änderung A1 (2010-12), (E 2023-07) 

DIN EN 1998-1/NA 

Nationaler Anhang - National festgelegte Parameter - 

Eurocode 8, Teil 1 (2023-11) 

Seite 34



_______________________________________________________________________________________ 

/8/ DIN EN 1995 Eurocode 5: Bemessung und Konstruktion von Holzbauwerken 

Teil 1-1 Allgemeines - 

Allgemeine Regeln und Regeln für den Hochbau (2010-12) 

1-1/NA Nationaler Anhang – National festgelegte Parameter (2010-12) 

ersetzt durch Ausgabe (2013-08) 

Teil 1-2 Allgemeine Regeln - 

Tragwerksbemessung für den Brandfall (2010-12) 

1-2/NA Nationaler Anhang – National festgelegte Parameter (2010-12) 

/8a/ FprEN 1995 Eurocode 5: Bemessung und Konstruktion von Holzbauwerken 

Teil 1-2 Allgemeine Regeln - 

Tragwerksbemessung für den Brandfall (Entwurf 2023-09) 

/9/ DIN 4074 Sortierung von Nadelholz nach der Tragfähigkeit 

Teil 1 Nadelschnittholz (1989-09) (2012-06) 

Teil 3 Sortiermaschinen 

Anforderungen und Prüfung (1998-09, E 2001-05) 

Teil 4 Nachweis der Eignung zur maschinellen 

Schnittholzsortierung (1989-09, E 2001-05) 

/10/ DIN 68800 Holzschutz im Hochbau 

Teil 1 Allgemeines (1984-01) (2011-10) 

Teil 2 Vorbeugende bauliche Maßnahmen im Hochbau(1980-01) (2012-02) 

Teil 3 Vorbeugender chemischer Holzschutz (1980-04) (2012-02) 

Teil 4 Bekämpfungs- und Sanierungsmaßnahmen 

gegen Holz zerstörende Pilze und Insekten (2012-02) 

Teil 5 Vorbeugender chemischer Schutz von Holzwerkstoffen (1978-05) 

/11/ KOLLMANN, F. 1952 

Technologie des Holzes und der Holzwerkstoffe. 

Erster Band, Springer-Verlag, Berlin 

2. Auflage, 1982 

/11a/ KOLLMANN, F.; CÔTÉ, W. 1968 

Principles of Wood Science and Technologie; 

I - Solid Wood. 

Erster Band, Springer-Verlag, Berlin Heidelberg New York 

Seite 35



_______________________________________________________________________________________ 

/12/ GEROLD, M.; SCHLÜTER, F.-H. 2003 

Auslegung von Gebäudestrukturen gegen Baumwurf. 

In: Baudynamik, VDI-Fachtagung in Kassel, 

VDI-Bericht Nr. 1754, S. 150 - 178, VDI Verlag GmbH, Düsseldorf, 

ISBN 3-18-091754-7; siehe auch www.harrer-ing.de 

siehe auch: Gebäude im Windwurfbereich von Bäumen. 

In: Bauingenieur 78 (2003), H. 7/8, S. 349 – 359 

/13/ GEROLD, M. 2013 

Holz kann Holz kapseln – Studentenwohnheim Tübingen. 

4. HolzBau Spezial: Akustik Brandschutz im Holz- und Innenausbau. 

Forum Bad Wörishofen 13.-14.03.2013 

In: Tagungsbericht Hochschule für Architektur, Bau und Holz HSB, CH-Biel (Hrsg.) 

/14/ Schenk, M.; Werther, W.; Gerold, M. 2022 

The Next Generation – Die Weiterentwicklung der Holzbaubemessung nach Eurocode 

5. 

In: Quadriga, H. 6, p. 16 - 19 

/15/ Dietsch, P.; Schickhofer,G.; Brunauer, A.; Tomasi, R.; Hübner, U.; Krenn, H.; 

Mestek, P.; Moosbrugger, T.; Wiegand, T. 2018 

Eurocode 5:2022 – Einführung in die neuen Abschnitte Brettsperrholz und 

Verstärkungen. 

In: Karlsruher Tage 2018 – Holzbau – Forschung für die Praxis, S. 65-84 

Tagungsband: Versuchsanstalt für Stahl, Holz und Steine (Hrsg.) 

/16/ Hamm, P. 2022 

Vibration, Deflections. 

In.: 4 th International Conference on Timber Bridges ICTB2021 PLUS , Biel (Schweiz) 

/17/ Stepinac, M.; Cabrero, J.M.; Ranasinghe, K.; Kleiber, M. 2018 

Proposal for reorganization of the connections chapter of Eurocode 5. 

In: Engineering Structures, H. 17, S. 135 - 145 

/18/ Hübner, U. 2022 

Überblick über das neue Kapitel zur Verbindungstechnik im Eurocode 5. 

In: 26. Internationales Holzbau-Forum IHF 2022, Band I, S. 267-276 

Seite 36



_______________________________________________________________________________________ 

/19/ Frangi, A.; Just, A.; Werther, N. 2022 

Die neue europäische Holzbau-Brand-Bemessungsnorm EC5-1-2 – was ist neu und 

besser. 

Geklebte Holzbauteile im Brandfall – BSH, BSP, I-Träger. 

In: 26. Internationales Holzbau-Forum IHF 2022, Band II, S. 169-178 

/20/ Gerold, M.; Kuhlmann, U.; Di Risio, T.; Sulzberger, L.; Schänzlin, J. 2000 

Messungen des Langzeitverhaltens der Brettstapel-Beton-Verbunddecken des 

Südstadtblocks 9 in Tübingen. 

Langfassung Forschungsbericht, durchgeführt im Auftrag der DGfH, München 

/21/ Schänzlin, J.; Dias, A. 2022 

TCC and Integral Bridges. 

In.: 4th International Conference on Timber Bridges ICTB2021PLUS, Biel (Schweiz) 

/22/ Gerold, M. 2022 

The further Development of the Design of Timber Structures according to Eurocode 5 – 

Part 2: Timber Bridges. 

In.: 4 th International Conference on Timber Bridges ICTB2021 PLUS , Biel (Schweiz) 

/23/ Müller, A.; Schiere, M.; et al. 2022 

Details for timber bridges with asphalt wearing surfaces. 

Creating a connection between asphalt surface and timber deck bridges. 

In.: 4th International Conference on Timber Bridges ICTB2021PLUS, Biel (Schweiz) 

/24/ Bernhard, M.; Niedermeyer, J.; Sieder, M. 2021 

Analyse der künftigen Eurocodes hinsichtlich der tatsächlich erreichten Verbesserung 

der Anwendbarkeit (Ease of Use). 

hier: PRB-PG4 "Holzbau" SC5.WG9 Execution – Ausführung nach EC5 

/25/ Fuhrmann, J.; Kleiber, M.; Gerold, M. 

Kapazitätsbemessung an einem ausgesuchten Gebäude. 

Bundesverband Deutscher Fertigbau (BDF) e. V., Bad Honnef (Auftraggeber) 

/26/ HOAI Verordnung über die Honorare für Architekten- und 

Ingenieurleistungen 

(Honorarordnung für Architekten und Ingenieure – HOAI) (2021) 

Seite 37


Konstruktionen aus Holz für weitgespannte Decken und Dächer | P. Mestek 1 

Konstruktionen aus Holz für 

weitgespannte Decken und Dächer 

Dr. Peter Mestek 

Sailer Stepan Tragwerkteam 

München, Deutschland

2 

Konstruktionen aus Holz für weitgespannte Decken und Dächer | P. Mestek 




Mönchengladbach, 12.03.2025 

Peter Mestek 

1

Konstruktionen aus Holz für weitgespannte Decken und Dächer 

St. Josef Holzkirchen 

© Martin Granacher 

4


Eissporthalle Geretsried 

5


Realschule Murnau 

© Olaf Herzog 

6



Zweifach-Sporthalle, Flachdach 

Spannweite 28,0m, Einfeldträger 

q 

L 

q ∙ L 2 

8 



7

Bemessung weit gespannter Träger 

Grundlagen zu Brettschichtholz 

Brettschichtholz - Aufbau 

z.B. GL24h oder GL24c 

GL => Glue Lam 

24 => charakt. Biegefestigkeit f m,k in N/mm 2 

h => homogenes Brettschichtholz 

c => kombiniertes Brettschichtholz 

Lamellen: T14 

Paul-Klee-Gymnasium, Gersthofen 

Lamellen: T9 

(Kernbereich) 

Lamellen: T14 

GL24h 

GL24c 

Lamellen: T14 

Biegebeanspruchung 

=> kombiniertes BSH 

Normalkraftbeanspruchung: => homogenes BSH 

Nachwuchsleistungszentrum FCB, München 

8

Blockverklebung 


Grundlagen zu Brettschichtholz 

Brettschichtholz – Festigkeiten 

Festigkeitsklassen nach DIN EN 14080:2013: 

• GL 20c GL 20h 

• GL 22c GL 22h 

• GL 24c GL 24h 

• GL 26c GL 26h 

• GL 28c GL 28h 

• GL 30c GL 30h 

• GL 32c GL 32h 

Brettschichtholz – Querschnittsabmessungen 

Anhaltswerte: 

• Standardbreiten b: min. 6cm max. 24cm (28cm) 

Abstufungen: 2cm-Schritte 

• Standardhöhen h: bis 200cm (300cm) 

i.d.R. ein Vielfaches von t L =4,0cm 

• Standardlamelle t L : t=4,0cm 

• Längen: bis ca. 60m 

• Größere Querschnittsbreiten durch Blockverklebung 

Standard 

kleine QS 

t L 

h 

b 

b 

11


Grundlagen im Holzbau - Bemessungsnormen 

Bemessungswert der Baustoffeigenschaft 

[EC5, Abs. 2] 

X k 

M 

X d = k mod 

X k 

γ M 

[Gl. 2.14] 

charakteristische Wert einer Festigkeitseigenschaft 

Teilsicherheitsbeiwert für eine Baustoffeigenschaft 

(=> i.d.R. M =1,30) 

k mod Modifikationsbeiwert für Lasteinwirkungsdauer und 

Feuchtegehalt 

Abhängig von der Klasse der LastEinwirkungsDauer 

Dächer: Eigengewichte „ständig“ 

Schneelasten 

„kurz“ 

Klasse der 

Lasteinwirkungsdauer 

(KLED) 

Größenordnung der akkumulierten Dauer 

der charakteristischen Lasteinwirkung 

ständig länger als 10 Jahre 

lang 

6 Monate – 10 Jahre 

mittel 

1 Woche – 6 Monate 

kurz 

kürzer als eine Woche 

sehr kurz 

1 Einwirkung KLED 

Brett Wichten- und Flächenlasten nach DIN 1055-1 

ständig 

3 Lotrechte Nutzlasten nach DIN 1055-3 

A Spitzböden, Wohn- und Aufenthaltsräume 

mittel 

B Büroflächen, Arbeitsflächen, Flure 

mittel 

Räume, Versammlungsräume und Flächen, 

C 

die der Ansammlung von Personen dienen können 

kurz 

D Verkaufsräume 

mittel 

Fabriken und Werkstätten, Ställe, Lagerräume und Zugänge, Flächen mit 

E 

erheblichen Menschenansammlungen 

lang 

F Verkehrs- und Parkflächen für leichte Fahrzeuge (Gesamtlast 25 kN), mittel 

Zufahrtsrampen zu diesen Flächen 

kurz 

G Flächen für den Betrieb mit Gegengewichtsstaplern 

mittel 

nicht begehbare Dächer, außer für übliche Erhaltungsmaßnahmen, 

H 

Reparaturen 

kurz 

K Hubschrauber-Regellasten 

kurz 

T Treppen und Treppenpodeste 

kurz 

Z Zugänge, Balkone und Ähnliches 

kurz 

4 Horizontale Nutzlasten nach DIN 1055-3 

Horizontale Nutzlasten infolge von Personen auf Brüstungen, Geländern und 

anderen Konstruktionen, die als Absperrung dienen 

kurz 

5 Windlasten nach DIN 1055-4 kurz/ sehr kurz 

6 Schneelast und Eislast nach DIN 1055-5 

Geländehöhe des Bauwerkstandortes bis NN +1 000 m kurz 

kurz 

Geländehöhe des Bauwerkstandortes über NN +1 000 m mittel 

mittel 

13



Bemessungswert der Baustoffeigenschaft 

[EC5, Abs. 2] 

X k 

M 

X d = k mod 

X k 

γ M 

[Gl. 2.14] 

charakteristische Wert einer Festigkeitseigenschaft 

Teilsicherheitsbeiwert für eine Baustoffeigenschaft 

(=> i.d.R. M =1,30) 

k mod Modifikationsbeiwert für Lasteinwirkungsdauer und 

Feuchtegehalt 

Abhängig von der Klasse der LastEinwirkungsDauer 

Brettschichtholzträger in den Nutzungsklassen 1/2: 

k mod =0,60 für ständige Lastkombinationen 

k mod =0,90 für kurze Lastkombinationen 

Baustoff 

Norm 

Brettschichtholz EN 14080 

Nutzungsklasse 

k mod -Beiwert für Brettschichtholz 

Klasse der Lasteinwirkungsdauer (KLED) 

ständig lange mittel kurz sehr kurz 

1 0,60 0,70 0,80 0,90 1,10 

2 0,60 0,70 0,80 0,90 1,10 

3 0,50 0,55 0,65 0,70 0,90 

14



Überprüfung der maßgebenden Einwirkungskombination 

Nachweis: 

E d ≤ R d = k mod 

R k 

γ M 

E d 

k mod 

≤ R k 

γ M 

Beispiel: Dachaufbau mit extensiver Begrünung + PV-Anlage 

Summe Dachaufbau g k =2,60 kN/m 2 

Schneelast am Dach s k =0,80 kN/m 2 

Lastkombination LK1: g d + s d =1,35 2,60 kN/m 2 + 1,50 0,80 kN/m 2 = 4,7 kN/m 2 

Lastkombination LK2: g d =1,35 2,60 kN/m 2 = 3,5 kN/m 2 

LK1: 

E d 

k mod (kurz) 

= 

Summe Bemessungswerte vorübergehende LK 

k mod (kurz) 

= 4,7kN/m2 

0,9 

=5,2 kN/m 2 

LK2: 

E d 

Summe Bemessungswerte Ständige Lasten 

= 

k mod (ständig) k mod (ständig) 

= 3,5kN/m2 

=5,8 kN/m 2 maßg. 

0,6 

16


Hallenbinder Parallelgurtig 

Vordimensionierung 

• aus Biegespannungsnachweis 

h erf = 

6 ∙ M d 

b ∙ f m,d 

[m] 

mit: 

Bemessungsmoment M d [MNm] 

Binderbreite b [m] 

Bemessungsfestigkeit der Biegespannung f m,d [MN/m 2 ] 



f m,d [MN/m 2 ] 

KLED k mod GL24c/GL24h GL28c/GL28h 

kurz 0,9 16,6 19,4 

mittel 0,8 14,8 17,2 

ständig 0,6 11,1 12,9 

17



Vordimensionierung 

• aus Verformungsbegrenzung 

w = 

5 ∙ q ∙ L4 

384 ∙ EI 

h erf = 3 q k ∙ L 4 

6,4 ∙ E 0, mean ∙ b ∙ w grenz 

[m] 

mit: 

Spannweite L [m] 

Binderbreite b [m] 

E-Modul E 0,mean [MN/m 2 ] 

Grenzwert der Verformung w grenz [m] 

• Überschlägig mit : 

w grenz =L/300 und Ed ≈ 1,40 

h erf = 3 

E 0,mean =12.000MN/m 2 (überschlägiger Ansatz) 

Bemessungsmoment M d [MNm] 



L ∙ M d 

45 ∙ b [m] 

h erf = 3 

8 ∙ L 2 ∙ M d /γ Ed 

= 3 8 ∙ L 2 ∙ M d /1,4 

6,4 ∙ E 0, mean ∙ b ∙ w grenz 6,4 ∙ E 0, mean ∙ b ∙ L/300 

E 0,mean [MN/m 2 ] 

GL24c 11.000 

GL24h 11.500 

GL28c 12.500 

GL28h 12.600 

h erf = 3 8 ∙ L ∙ M d /1,4 

6,4 ∙ 12000 ∙ b ∙ 1/300 = 3 L ∙ M d 

45 ∙ b [m] 

19



Nachweisführung im GZT 

• Biegespannungsnachweis [EC5, Abs 6.1.6] 

σ m,d ≤ f m, d 

• Schubspannungsnachweis [EC5, Abs 6.1.7] 

τ d ≤ f v, d 

V d 

V d 

τ d = 1,5 

b ef ∙ h = 1,5 k cr ∙ b ∙ h 

mit Beiwert k cr zur Berücksichtigung der Rissbildung 

k cr = 2,50 

f v, k 

für Brettschichtholz 

Rissbildung 

h 

=> k cr 

b ef = k cr ∙ b 

20




• Auflagerpressung [EC5, Abs 6.1.5] 

σ c,90,d ≤ k c,90 ∙ f c, 90 , d 

σ c,90,d = F c , 90 , d 

A ef 

Beiwert k c,90 zur Berücksichtigung der Art der 

Einwirkung, der Spaltgefahr und des Grades der 

Druckverformung. 

Schulcampus Aschheim 

Brettschichtholz auf Einzelabstützung: 

k c,90 =1,75 für l 1 2h und l 400mm 

k c,90 =1,00 für l 1 2h 

a l 1 

h 

Wirksame Auflagerfläche A ef 

A ef sollte unter Berücksichtigung einer wirksamen 

Kontaktlänge parallel zur Faserrichtung bestimmt 

werden, wobei die tatsächliche Kontaktlänge auf jeder 

Seite um 30 mm erhöht wird, jedoch nicht mehr als a, l 

oder l 1 /2 

30mm 

l 

30mm 

b 

21




• Querdruckverstärkung mit Vollgewindeschrauben 

F c,90,d ≤ k mod ∙ F c , 90 , Rk 

γ M 

l ef, 2 

l ef 

Mit: 

F c, 90 , Rk = 

k c,90 ∙ b ∙ l ef,1 ∙ f c, 90 , k + n ∙ F ax, Rk 

b ∙ l ef,2 ∙ f c, 90 , k 

(1) 

(2) 

l 

30mm 

b 

(1) Nachweis Unterkante Binder (Querdruckfestigkeit 

+ Druckkraft der Schrauben) 

(2) Nachweis auf Höhe der Schraubenspitze 

(nur Querdruckfestigkeit) 

l ef, 1 

gem. [EC5, Abs. 6.1.3] 

Schrauben als Querdruckverstärkung 

bündig eindrehen und Stahlplatte 

vorsehen 

22




• Auflagerverdrehung auf Stütze 

 

 

 

Resultierende der Pressung wandert Richtung 

Innenkante der Stütze und erzeugt ein 

Zusatzmoment auf die Stützen 

Stabilitätsproblem bei schlanken Stützen 

Gegebenenfalls ein Elastomer vorsehen 

e 

Elastomer zur Aufnahme 

Auflagerverdrehung 

N ed 

e ∙ N ed 

23




24



Nachweisführung im GZT - Stabilität 

• Biegedrillknicken [EC5, Abs 6.3.3] 

σ m,d ≤ k crit ∙ f m, d 

k crit = 1,0 

Mit Kippbeiwert k crit 

25 

σ m,crit = M y , crit 

= π ∙ E 0 , 05I z G 0, 05I tor 

W y l ef W y 

Aussteifende Dachscheibe z.B. Brettsperrholz (kontinuierl. Halterung) 

λ rel, m = 

f mk 

σ m,crit 

1 für λ rel, m ≤ 0,75 

l ef 

k crit = 

1,56-0,75 λ rel, m für 0,75 ≤ λ rel, m ≤ 1,4 

2 

1/ λ rel,m 

für 1,4 ≤ λ rel, m 

Aussteifungsverband => Ermittlung k crit erforderlich



Nachweisführung im GZT - Gabellagerung 

• Torsionsmoment am Auflager [EC5, NCI Zu 9.2.5.3] 

(NA4) Die Auflager der Biegestäbe sollten so bemessen 

werden, dass je Auflager ein Moment nach Gleichung 

(NA.129) durch die Gabellagerung oder einen 

entsprechenden Verband aufgenommen werden kann. 

M tor,d ≤ M d 

80 

M d aus maximalem Feldmoment 

Exzentrischer Lastangriff 

bezogen auf Auflagerachse 

Vorkrümmung im Grundriss 

Gabellager 

M tor,d 

26



Nachweisführung im GZT - Gabellagerung 

• Torsionsmoment am Auflager [EC5, NCI Zu 9.2.5.3] 

(NA4) Die Auflager der Biegestäbe sollten so bemessen 

werden, dass je Auflager ein Moment nach Gleichung 

(NA.129) durch die Gabellagerung oder einen 

entsprechenden Verband aufgenommen werden kann. 

M tor,d ≤ M d 

80 

M d aus maximalem Feldmoment 

Der Nachweis der Querschnittstragfähigkeit an 

Auflagern darf bei Bauteilen ohne Berücksichtigung 

der Torsionsspannungsanteile aus Gabelmoment 

erfolgen, wenn die mit der Ersatzstablänge l ef 

ermittelte Kippschlankheit 

Vorkrümmung im Grundriss 

λ ef = l ef ∙ h 

b 2 ≤ 225 

ist und die Stabilisierungskräfte im Bereich der 

Auflagergabel abgeleitet werden. 

Keine Interaktion Schub + Torsion 

27



Gabellagerung – konstruktive Aufnahme des 

Torsionsmomentes 

• Verbände zwischen den Stützen, verbunden mit 

horizontalen Riegeln 

• Beplankung / aussteifende Scheiben aus 

Brettsperrholz 

• Ggfs. Installationsführungen beachten / abstimmen 

n Binder ∙ M tor,d 

Verband 

n Binder ∙ M tor,d /z 


z 

M tor,d /z 

M tor,d M tor,d 

M tor,d /z 

M tor,d 

M tor,d 

z 

Scheibe / Brettsperrholz 

28



Gabellagerung – konstruktive Aufnahme des 

Torsionsmomentes 

• Verbände zwischen den Stützen, verbunden mit 

horizontalen Riegeln 

• Beplankung / aussteifende Scheiben aus 


• Ggfs. Installationsführungen beachten / abstimmen 


Verband 

n Binder ∙ M tor,d /z 


z 

2 ∙ M tor,d 

2 ∙ M tor,d /z 

z 

2 ∙ M tor,d 


Scheibe / Brettsperrholz 

29



Ausklinkungen am Auflager 

• Unverstärkte Ausklinkungen [EC5, Abs. 6.5.2] 

V d 

τ d = 1,5 ≤ k 

k cr 

∙b∙h v ∙ f v,d 

ef 

τ 

τ 

1 

1,1 ∙ i1,5 

k v = min 

k n 1 + 

h 

h α(1 − α) + 0,8 x h 

α = h ef 

h 

k n =6,5 für Brettschichtholz 

h ef 

mit: 

1 

α − α2 

h 

Schubspannungen 

Empfehlung: immer konstruktive 

Querzugverstärkungen vorsehen 

h − h ef 

x i(h − h ef ) 

Querzugspannungen 

31



Ausklinkungen am Auflager 

• Verstärkte Ausklinkungen 

Vom Verstärkungselement aufzunehmende 

Bemessungslast: 

F t, 90 , d = 1,3 ∙ V d ∙ 3 ∙ 1 − α 2 − 2 ∙ 1 − α 3 

α = h ef 

h 

[EC5, NCI NA.6.8.3] 

Schnelle Abnahme von Querzugspannung 

=>Stiftförmig Verstärkungen sind nur einreihig 

zulässig bzw. zur Aufnahme von F t,90,d ansetzbar 

Empfehlung: 

l ad, t ≥ 1,5 ∙ x 0,25 ≤ b r 

h − h ef 

≤ 0,5 

Schubspannungsnachweis im 

Nettoquerschnitt nicht vergessen 

[Dietsch, Holzbau Taschenbuch] 

32



Durchbrüche in Brettschichtholzträgern 

• Unverstärkte Durchbrüche 

[EC5, NCI NA.6.7] 

Geometrische Randbedingungen: 

l v ≥ h 

l z ≥ 1,5 ∙ h (≥ 300mm) 

h ro/ ru ≥ 0,35 ∙ h 

a ≤ 0,4 ∙ h 

h d ≤ 0,15 ∙ h 

Großmarkthalle, München 



33




• Unverstärkte Durchbrüche 


l v ≥ h 

l z ≥ 1,5 ∙ h (≥ 300mm) 

h ro/ ru ≥ 0,35 ∙ h 

a ≤ 0,4 ∙ h 

h d ≤ 0,15 ∙ h 

[EC5, NCI NA.6.7] 

• Nachweise an den Durchbruchsrändern 

F t, 90 , 

d 

0,5∙l t, 90 ∙ 

b∙k t, 90 ∙ 

f t, 90 , 

d 

• Bemessungswert der Zugkraft: 

F t, 90 , d = F t,V,d + F t,M,d = V d ∙h d 

∙ 3 − h d 2 

4∙h h 2 

• Beiwerte: 

≤ 1,0 

mit h d = 0,7h d bei runden Durchbrüchen 

h r = ቊ min h ro; h ru 

min h ro + 0,15h d ; h ru + 0,15h d 

+ 0,008 ∙ M d 

h r 

rechteckige Durchbr. 

kreisförmige Durchbr. 

l t, 90 , d = ቊ 0,5 ∙ (h d + h) rechteckige Durchbr. 

0,353 ∙ h d + 0,5 ∙ h kreisförmige Durchbr. 

k t,90 = min 1; 450/h 0, 5 

mit h in mm 

• Nachweise in den Nettoquerschnittsflächen 


σ m, d = 

M d 

+ V d , oben / unten ∙ a/2 

W 

2 

netto b ∙ h ro/ru 

6 

Anteil Rahmenwirkung 

bei Rechteckquerschnitten 

Aufteilung V d im Verhältnis der Restquerschnittshöhen 

34




• verstärkte Durchbrüche 

[EC5, NCI NA.6.8.4] 


l v ≥ h 

l z ≥ h (≥ 300mm) 

h ro/ ru ≥ 0,25 ∙ h 

a ≤ h und a/h d ≤ 2,50 

h d ≤ 0,30 ∙ h 

h d ≤ 0,40 ∙ h 

(stiftförmige innenliegende Verst.) 

(außenliegende flächige Verst.) 



35




• verstärkte Durchbrüche 

• Bemessungswert der Zugkraft: 

F t, 90 , d = F t,V,d + F t,M,d = V d ∙h d 

∙ 3 − h d 2 

4∙h h 2 

[EC5, NCI NA.6.8.4] 

• Verankerungslänge für stiftförmige Verstärkungen 

h r = ቊ min h ro; h ru 

min h ro + 0,15h d ; h ru + 0,15h d 

+ 0,008 ∙ M d 

h r 

rechteckige Durchbr. 

kreisförmige Durchbr. 

• Randbedingungen für flächig aufgeklebte Verstärk. 

• Nachweis erhöhter Schubspannungen [Erl. DIN1052] 

τ max = κ max ∙ 

Anwendbar für: 

1,5∙Vd 

mit κ k cr 

∙b∙(h−h d ) max = 1,84 ∙ 1 + a ∙ h d 

h h 

• Nachweise in den Nettoquerschnittsflächen 

σ m, d = 

M d 

+ V d , oben / unten ∙ a/2 

Anteil Rahmenwirkung 

W 

2 

netto b ∙ h ro/ru bei Rechteckquerschnitten 

6 

Aufteilung V d im Verhältnis der Restquerschnittshöhen 

0,2 

0,1 ≤ a/h ≤ 1,0 und 0,1 ≤ h d /h ≤ 0,4 

0,25 ∙ a ≤ b r ≤ 0,6 ∙ l t, 90 mit l t,90 = 0,5 ∙ (h d + h) 

erhöhte Schubspannung 

Bohrungen bei Ermittlung 

der Nettoquerschnittswerte 

berücksichtigen (Zugzone) 


36


Pultdachträger 

Besonderheiten der Spannungsverläufe / 

angeschnittene Faser 

• Nichtlineare Verteilung der Spannungen über die 

Trägerhöhe im Bereich veränderlicher Trägerhöhen 

• bei Faseranschnittwinkel α < 10° kann Biegespannung 

nach Bernoulli ermittelt werden 

• Am angeschnittenen Rand treten Kombinationen aus 

Längs-, Quer- und Schubspannungen auf. 

• Angeschnittener Rand im Biegezugbereich 

=> Querzugspannungen 

• Angeschnittener Rand im Biegedruckbereich 

=> Querdruckspannungen 

• Am angeschnittenen Rand treten Kombinationen aus 

Längs-, Quer- und Schubspannungen auf. 


37


Satteldachträger mit geradem Untergurt 

Spannungsverteilungen über den Querschnitt 

• Umlenkkräfte im Firstbereich 

Querzugspannungen 

• Unstetigkeitsstelle am Firstpunkt 

Längsspannung am Knickpunkt muss zu null 

werden 

Ermittlung der Längsspannungsverteilung auf 

Grundlage der anisotropen Scheibentheorie 



38


Gekrümmte Träger und Satteldachträger mit gekrümmten Untergurt 

Besonderheiten der Spannungsverläufe 

• Nichtlineare Verteilung der Biegespannung (hyperbolische Verteilung) 

• Spannungsnulllinie verschiebt sich zum Innenrand (Zunahme der Biegespannung am Innenrand) 

• Umlenkkräfte führen zu Querzugspannungen 


39


Pultdachträger, Satteldachträger, gekrümmte Träger 

Ermittlung der maßgebenden Beanspruchung 

• Ort der maximale Biegespannung (1) 

• Statische Höhe am Ort der max. Biegespannung (2) 

α = δ 

h A 

h xm 

h ap 

x m 

l 

h A 

h ap 

α = δ 

x 

m 

m 

h xm 

l 

m 

h A 

x m 

δ 

β 

r in 

l 

r in 

h 1 

h ap 

m 


(1) 

x m = 

h A 

h A + h ap 

∙ l 

x m = 

h A 

2 ∙ h ap 

∙ l 

x m = 

h A 

2 ∙ h 1 

∙ l 

(2) 

h xm = 

2 ∙ h ap 

1 + h ap /h A 

∙ l 

h xm = h A ∙ 

2 − h A /h ap 

h xm = h A ∙ 2 − h A /h 1 

40



Biegespannungsnachweise 

• Bereich der angeschnittenen Faser [EC5, Abs. 6.4.2] 

σ m, α , d ≤ k m,α ∙ f m, d mit σ m, α , d = 

M d (x m) 

b∙h 

2 

(x /6 

m) 

k m, α = 1 

1 + f m , d 

tanα 

0,75f 2 + f m , d 

tan 

v,d f 2 α 2 

t, 90 , d 

k m, α = 1 

1 + f m , d 

tanα 

1,5f 2 + f m , d 

tan 

v,d f 2 α 2 

c, 90 , d 

Faseranschnitt im Biegezugbereich 

Faseranschnitt im Biegedruckbereich 


• Erhöhte Zugspannung im Firstbereich [EC5, Abs. 6.4.2] 

σ m, d = 

k l ∙ M ap,d 

2 

b netto ∙ h (ap) /6 ≤ k r ∙ f m, d 

k l = k 1 + k 2 ∙ 

h ap 

r 

+k 3 ∙ 

h ap 

r 

2 

+ k 4 ∙ 

h ap 

r 

3 

1,0 für r in /t ≥ 240 

k r = ቐ 

0,76 + 0,001r in 

t 

für r in /t < 240 

b netto = b − d 1 

b: Binderbreite 

d 1 : 

Innendurchmesser des VBM 

k 1 = 1 + 1,4 ∙ tanδ ap + 5,4 ∙ tan 2 δ ap 

k 2 = 0,35 − 8 ∙ tan δ ap 

k 3 = 0,6 + 8,3 ∙ tanδ ap − 7,8 ∙ tan 2 δ ap 

k 4 = 6 ∙ tan 2 δ ap 

r = r in + 0,5h ap 

42



Querzugspannungen im Firstbereich 

• Nachweisführung [EC5, Abs. 6.4.3] 

δ ap 

δ ap = 0 

τ d 

f vd 

+ 

σ t, 90 , d 

≤ 1,0 mit σ 

k dis ∙ k vol ∙ f t, 90 , d = k p ∙ M ap,d 

2 t,90,d b ∙ h (ap) /6 

k p = k 5 + k 6 ∙ 

h ap 

r 

k 5 = 0,2 ∙ tanδ ap 

+k 7 ∙ 

h ap 

r 

2 

h ap 

0,5h ap 0,5h ap 

h ap 

k 6 = 0,25 − 1,5 ∙ tanδ ap + 2,6 ∙ tan 2 δ ap 

k 7 = 2,1 ∙ tanδ ap − 4 ∙ tan 2 δ ap 

r i 

r i + 0,5h ap 

k vol = V 0 

V 

0,2 

für Brettschichtholz mit V0 = 0,01m 3 

1,4 Satteldachträger mit geradem Untergurt und konz. 

k dis = gekrümmten Trägern mit gekrümmten Untergurt 

1,7 Satteldachträger mit gekrümmten Untergurt 

h ap 

δ ap 

r i 

Satteldachträger mit hochgesetzter Trockenfuge 

First: k dis =1,4 

Nebenfirst: k dis =1,7 

43



Verstärkungen im Firstbereich 

• Kriterium konstruktive Verstärkung (klimatische 

Zusatzbetrachtung) oder vollständige Aufnahme von 

Querzugkräften durch Verstärkungen 

[EC5, NCI NA.6.8.5] 

η = 

τ 2 

d 

+ 

f vd 

k dis ∙ 

σ t, 90 , d 

0,3 

h 0 

∙ f 

h t,90,d 

ap 

mit h 0 = 600mm 


1,0 Verstärkungen zur vollständigen Aufnahme 

der Querzugspannungen 

1,0 konstruktive Verstärkungen empfohlen 

In der Nutzungsklasse 3 sind Querzugspannungen 

generell vollständige durch Verstärkungen 

abzudecken. 


44




• Konstruktive Verstärkungen 

[EC5, NCI NA.6.8.5] 

• Verstärkungen für die vollständige [EC5, NCI NA.6.8.6] 

Aufnahme von Querzugspannungen 

F t, 90 , d = σ t , 90 , d ∙ b 2 ∙ a 1 

640 ∙ n 

F t, 90 , d = σ t , 90 , d ∙ b ∙ a 1 

n 

innere Viertel 

F t, 90 , d = 2/3 ∙ σ t , 90 , d ∙ b ∙ a 1 

n 

äußere Viertel 


45




• Eingedrehte Gewindestangen mit 

Holzschraubengewinde / Vollgewindeschrauben 

[Nach ETA / allgemeiner Bauartgenehmigung] 

Nachweis Zugtragfähigkeit der Schrauben 

Nachweis Ausziehwiderstand 

Verstärkte Bauteile unter Holzfeuchteänderungen 

• Holzfeuchtegradienten und resultierende 

Querspannungen / Verformungen 

• Eingeklebte Stahlstäbe 

[EC5, NCI NA.6.8.5 (NA3)] 

Nachweis Zugtragfähigkeit der Schrauben 

Nachweis der Klebefugenspannung 

• Aufgeklebte Verstärkungselemente 

[EC5, NCI NA.6.8.5 (NA5)] 

Nachweis Zugtragfähigkeit der Laschen 

Nachweis der Klebefugenspannung 



Sperreffekte führen zu wenigen, tiefen 

Rissbildungen 

Empfehlung: Gerade in trockenen 

Umgebungsbedingungen sollten die 

Querzugverstärkungen auf die volle Querzugkraft 

bemessen werden. 

Vollflächig aufgeklebte Verstärkungselemente 

46



Verformungsberechnungen 

• Verformung unter Gleichlast näherungsweise ermitteln 

mit Ersatzträgheitsmoment I * 

I ∗ = k I ∙ I ap 

h A 

h ap 

• Nachweis Anfangsverformung 

w inst ≤L/300 (L/200) * 

k I = 0,15 + 0,85 ∙ h A 

h ap 

w inst = w inst,g + w inst,Q1 + ψ 0, i ∙ w inst, Qi 

• Nachweis der Endverformung 

h A 

h ap 

w fin ≤L/200 (L/150) * 

w fin = w inst,g ∙ 1 + k def + w inst,Q1 ∙ 1 + ψ 2, 1 ∙ k def + 

+ σ w inst, Qi ∙ (ψ 0, i + ψ 2, i ∙ k def ) 

k I = 0,15 + 0,85 ∙ h A 

h ap 

− 0,2 ∙ 1 − 

h 3 

A 

h ap 

• Nachweis der Netto-Endverformung 

h ap 

w net, fin ≤L/300 (L/250) * 

w net, fin = w inst, g + σ ψ 2, i ∙ winst , Qi ∙ 1 + k def - w 0 

h A 

mit der Anfangsüberhöhung w 0 

()* empf. Grenzwerte für überhöhte Bauteile 

k I = 0,15 + 0,85 ∙ h A 

h ap 

47

Systeme für weit gespannte Decken 

Rippen-Systemlösungen 

Brettsperrholz-Rippenplatten 

Hohlkasten-Systemlösungen 

Holz-Beton-Verbund 

48



Aufbau von Brettsperrholz 

• Mehrlagige Massivholzelemente 

• Lagen in der Regel kreuzweise verklebt 

• Zweiachsige Lastabtragung möglich 

• Anzahl der Schichten 3, 5, 7, 9,… 

• Elementlänge bis 16,0m 

• Elementbreiten bis ca. 3,50m 

• Größere Abmessungen auf Anfrage 

• Elementhöhen von 6,0cm bis ca. 32,0cm 

(bis 12,0cm in 1,0cm Schritten, danach 2,0cm- 

Schritte) 

49


Brettsperrholz und Brettschichtholz – Vergleich Biegespannungen 

Brettsperrholz (aus C24) - Elastizitätsmodul 

• Längslagen: E 0,mean = 11000 N/mm 2 

• Querlagen: E 90 → 0 (Fugen) 

Brettschichtholz (GL24h) - Elastizitätsmodul 

• Längslagen: E 0,mean = 11500 N/mm 2 

51


Brettsperrholz und Brettschichtholz – Vergleich Schubspannungen 

Brettsperrholz (aus C24) - Schubmodul 

Brettschichtholz (GL24h) - Schubmodul 

• Längslagen: G 0,mean = 690 N/mm 2 


• Querlagen: G R = ca. 50 N/mm 2 

Rollschubspannung 

53


Brettsperrholz und Brettschichtholz – Vergleich Schubspannungen 

Brettsperrholz (aus C24) - Schubmodul 


• Querlagen: G R = ca. 50 N/mm 2 

Brettsperrholz (aus C24) - Schubfestigkeit 

• Längslagen: f v,k = 4,0 N/mm 2 

• Querlagen: f R,k = 1,0 N/mm 2 (Rollschubfestigkeit) 

Rollschubspannung 

Rollschubversagen 

54


Bemessung von Brettsperrholz 

Vorhandener Querschnitt 

Effektiv wirksamer Querschnitt 

i = 1 

i = n 

d x,i=1 

d y,i=2 

z 

x 

d x,i=1 

z s,i=1 

• Biegerandspannung: 

• Schubspannung: 

 

 

m 

x, 

d 

R, d 

= d 

R, 

d 

I 

v 

= 

ef, 

x 

xzd , 

I 

S 

ef, 

x 

ef, 

x 

/ 2 

• Rollschubspannung: 

 

R, d 

= 

v xz , d 

a 

55


Brettsperrholz - Punktgestützt 

Universitäts-Mensa, Bamberg 

56


Brettsperrholz – Schubverstärkungen mit Vollgewindeschrauben 

Tragwirkung schubverstärktes Brettsperrholz 

• Schrauben auf Zug erzeugen Querdruck im 

Brettsperrholzelement 

Positiver Effekt auf Schubfestigkeit 

• Bemessung als kombiniertes Fachwerkmodell 

Traganteil Rollschubfestigkeit (Erhöhung 

durch Interaktion mit Querdruck) 

Traganteil Schraubenverstärkungen 

57


Brettsperrholz - Punktgestützt 

Universitäts-Mensa, Bamberg 

58



Mönchengladbach, 12.03.2025 

Peter Mestek 

59


Gebäudeaussteifung: Grundlagen, Nachweisführung und konstruktive Umsetzung | J. Pravida 1 

Gebäudeaussteifung: 

Grundlagen, Nachweisführung 

und konstruktive Umsetzung 

Prof. Dr. Johann Pravida 


Rosenheim, Deutschland

2 


Gebäudeaussteifung: Grundlagen, Nachweisführung und konstruktive Umsetzung | J. Pravida

Mönchengladbach 

12./13. März 2025 

Gebäudeaussteifung: 

Grundlagen, Nachweisführung und 

konstruktive Umsetzung 

Prof. Dr.-Ing. Johann Pravida 


Sennewald + Steger PartG mbB 

München 

© Hochschule Rosenheim, 22. Februar 2025, Seite 1

Gebäudeaussteifung 

Gliederung 

1. Ein Berechnungsbeispiel aus der Praxis, etwas für Zahlengläubige? 

• Im Mauerwerksbau, im Holzbau ….………………………………………………………………………………………………………. Seite 3 

• Ausdruck aus Statiksoftware-Berechnung ………..…………………...………………………………………………………………... Seite 4 

2. Horizontale Einwirkungen 

• Wind ………………….………………………………………………………………………………………………………………………. Seite 6 

• Schiefstellung ……......……………………………………………………………………………………………………………………… Seite 7 

• Erdbeben ………….....……………………………………………………………………………………………………………………… Seite 11 

3. Der Lastabtrag über die Deckenscheibe 

• Hallenbeispiel ……...…………...…….……………………………………………………………………………………………………... Seite 12 

• Wandartige Träger nach Scheibentheorie ………...…..…………………………………………………………………………………. Seite 17 

• Beanspruchungen der aussteifenden Scheibe …... …..…...……………………………………………………………………………. Seite 20 

4. Verteilung der Lasten aus der Deckenscheibe in die vertikalen Aussteifungsbauteile 

• Im Massivbau, starre Scheibe …….……………………………………………………..……………………………………………….. Seite 24 

• Im Holzbau, schubnachgiebige Scheibe ………….…..…...…………………………………………………………………………….. Seite 25 

• Aussteifende Scheibe als Einfeldträgerkette ……..…..…...…………………………………………………………………………….. Seite 27 

5. Beispielrechnung: Nachweis des Horizontallastabtrags in einem Wohngebäude 

• Gebäudegrundriss und Schnitte …...……………………………………………………..……………………………………………….. Seite 29 

• Windlasten und Abtriebslasten aus Schiefstellung auf die Deckenscheiben …..…...…………..…………………………………... Seite 30 

• Modellbildung für die Deckenscheiben ………………..…...…………………………………………………………………………….. Seite 33 

• Modellbildung für aussteifende Wände ………………..…...…………………………………………………………………………….. Seite 45 

6. Literatur ………………………………………………………………………………………………..…………………………................... Seite 48 

© Prof. Dr.-Ing. Johann Pravida, 13. März 2025, Seite 2


Im Mauerwerksbau: 

DIN EN 1996-1-1/NA: 2019-12 

Im Holzbau: 

• Geschossdecken als steife Scheiben? 

• Offensichtlich ausreichende Anzahl von Aussteifungswänden? 

• Sind in der leichten Holzbauweise, die Wände überdrückt, 

so dass sie beim Abtrag von Horizontallasten nicht abheben? 

• Sind an den Schnittstellen zwischen Deckenscheiben und Wänden 

genügend Verbindungsmittel vorhanden, um die Horizontallasten weiterzuleiten? 



Quelle: Eigene Berechnung mit der Software der Fa. mbAEC: mb BauStatik U811.de 2024.005 



Quelle: Eigene Berechnung mit der Software der Fa. mbAEC: mb BauStatik U811.de 2024.005 


2. Horizontale Einwirkung: Wind 

ww 

HH DD 

Lastweiterleitung 

in Deckenscheibe 

Lastableitung in 

aussteifenden 

Wandscheiben 

MM DD 

HH DD 

GG DD 

ww 

h DD 

h 

h 

GG DD 

GG 1 

GG 0 

ww h 

ww h 

HH 1 

HH 1 

HH 0 

HH 0 

ww h DD 

pp 0 

HH 1 

HH DD + HH 1 

MM DD 

GG 1 

HH 0 

DD 0,1 DD 0,2 DD 0,1 

HH DD + 2HH 1 + HH 0 DD 0,2 

HH DD + HH 1 

HH 1 + HH 0 

GG 0 

DD 1,1 HH DD + HH 1 DD 1,2 

HH 1 

HH 0 HH 1 + HH 0 

DD 1,1 HH DD + HH 1 

DD 1,2 

Lastabtrag in 

Fassade 

HH DD + 2HH 1 + HH 0 

HH DD + 2HH 1 + 2HH 0 


2. Horizontale Einwirkung: Schiefstellung 

PP 

Gleichgewicht am Stockwerksknoten 

NN 3 = −PP 

NN 2 = −2 PP 

− 

− 

PP 

PP 

HH 3 

HH 2 

HH 1 

© Prof. Dr.-Ing. Johann Pravida, 13. März 2025, Seite 7 

h 

h 

NN 2 φφ 0 

NN 2 

NN 1 − NN 2 φφ 0 

NN 1 + NN 2 φφ 0 

h 

= PP φφ 

− 

0 = 5 PP φφ 0 

NN 1 NN 1 

NN 1 = −3 PP AA HH BB HH = AA HH 

AA vv NN 1 φφ 0 

NN 1 φφ 0 

MM BB 

Gegenläufige 

Gleichsinnige 

Schiefstellung 

Schiefstellung 

PP φφ 

PP φφ 0 

φφ 0 φφ 0 

0 

3 PP φφ 

PP φφ 0 

0 

φφ 

φφ 0 

0 

5 PP φφ 

PP φφ 0 0 

φφ 

φφ 0 

0 

BB HH = AA BB HH HH = AA HH 

AA HH = 3 P φφ 

AA 0 

HH = 3 P φφ 0 MM 

MM BB = 2 P φφ 0 h 

BB = 6 P φφ 0 h 

PP 

maßgebend 

für vertikales 

Aussteifungsbauteil 

φφ 0 

φφ 0 

φφ 0 

NN 2 φφ 0 

NN 2 

PP 

maßgebend 

für aussteifende 

Deckenscheibe


Normenregeln zur Schiefstellung und gelebte Praxis im Holzbau 

DIN EN 1992-1-1/NA, Bild 5.1, sinngemäß dargestellt: 

DIN EN 1995-1-1/NA: Keine Regelung! 

PP 

NN 2 φφ 0 NN 2 φφ 0 

NN 2 NN 2 

φφ 0 φφ 0 PP 

NN 1 − NN 2 φφ 0 φφ NN 1 + NN 2 φφ 0 

0 

NN 1 

NN 1 

Gelebte Praxis: 

Einheitliche Abtriebslast auf Deckenscheibe 

und vertikales aussteifendes Bauteil: 

Abtriebslast auf Geschossdecke wird rein 

aus der Auflast des jeweils darüberliegenden 

Geschosses ermittelt: 

NN 1 φφ 0 

NN 1 φφ 0 

Für aussteifendes Bauteil 

Für Deckenscheibe 

DIN EN 1993-1-1/NA, Bilder 5.2 und 5.3, sinngemäß dargestellt: 

NN 2 φφ 0 

NN 2 φφ 0 

NN 2 NN 2 

11 

PP 

22 φφ 00 

φφ 0 

PP 

NN 11 

NN 1 + NN 2 11 1 − NN 2 φφ 0 

22 φφ 00 

22 φφ 00 

NN 1 

NN 1 

φφ 0 

PP 

PP φφ 0 

Für die Abtriebslast auf das aussteifende 

Bauteil entspricht dies den links dargestellten 

Normenregeln! 

NN 1 φφ 0 

Für aussteifendes Bauteil 

NN 1 φφ 0 

Für Deckenscheibe 



NN 3 = −PP − 

NN 2 = −2 PP − 

− 

NN 1 = −3 PP 

PP 

PP 

PP 

HH 3 

HH 2 

HH 1 

h 

h 

h 

AA vv 

AA HH 

MM BB 

BB HH = AA HH 

Gelebte Praxis im Holzbau: 

• Passt für den Nachweis der vertikalen aussteifenden Bauteile 

• Für den Nachweis der Deckenscheiben augenscheinlich auf der 

unsicheren Seite, allerdings darf im Stahlbeton- und Stahlbau 

die Imperfektion in Abhängigkeit der Anzahl der druckbeanspruchten 

vertikalen Bauteile je Geschoss abgemindert werden 

• Die zukünftige Fassung des EC5 sieht hier eine Regelung 

analog dem EC2 vor. 

• Empfehlung Vorgehen gemäß DIN EN 1993-1-1/NA 

Stahlbetonbau EC2 Stahlbau EC3 Gelebte Praxis Holzbau 

Deckenscheibe Aussteif. Bauteil Deckenscheibe Aussteif. Bauteil Deckenscheibe Aussteif. Bauteil 

H 3 PP φφ 0 PP φφ 0 PP φφ 0 PP φφ 0 PP φφ 0 PP φφ 0 

H 2 −3 PP φφ 0 PP φφ 0 −1,5 PP φφ 0 PP φφ 0 PP φφ 0 PP φφ 0 

H 1 5 PP φφ 0 PP φφ 0 2,5 PP φφ 0 PP φφ 0 PP φφ 0 PP φφ 0 

B H 3 PP φφ 0 3 PP φφ 0 3 PP φφ 0 

M B 6 P φφ 0 h 6 P φφ 0 h 6 P φφ 0 h 



• Vorverformung für Rahmentragwerke bei Berechnung nach Theorie II. Ordnung 

DIN EN 1995-1-1/NA: Abs. 5.4.4: 

φφ 0 IIII = 1 

200 

• Bei Berechnung des horizontalen Lastabtrags nach Theorie I. Ordnung 

φφ 0 

Erhöhung um die abgeschätzte horizontale Wandverformung: 

Holztafel 

RR kk 

uu eeee,kk 

φφ eeee,kk φφ eeee,kk φφ eeee,kk 

bau 

h 

φφ eeee,kk = uu eeee,kk 

h = 1 

150 … 1 

500 

φφ 0 II = 1 

200 + 1 

150 … 1 

500 = 1 85 … 1 

140 

BSP-Holzbau, 

Massivbau 

• Vergleiche Vorgabe nach DIN EN 1995-1-1/NA: Gl. (NA.139) für Holztafelbau auf Bemessungsniveau 

1) 

FF EEEE = qq EEEE ll 

70 ≈ qq EEEE ll 

1 

200 + 1 

150 1,5 γγ QQ 

1 

66,6 

1) Horizontallast ist nur zu berücksichtigen, falls konstruktive Vorgaben 

gemäß NCl Zu 9.2.4.2, (NA.18) nicht eingehalten sind! 


1 

2 FF EEEE 

qq EEEE 

1 

2 FF EEEE 

FFEEEE = qq EEEE ll 

70

2. Horizontale Einwirkung: Erdbeben 

Lineares Bemessungsspektrum nach 

DIN EN 1998/NA, Abs. 3.2.2.5 

SS dd TT 1 

… horizontale 

Bemessungsbeschleunigung 

Lastweiterleitung 

in Deckenscheibe 

Lastableitung in 

aussteifenden 

Wandscheiben 

TT 1 

… Eigenschwingdauer 

FF 1 

FF 1 

DD 1,1 DD 1,2 

RR 1,kk = GG 1 + ψψ 2 QQ 1 + ψψ 2 SS kk 

FF 1 

RR 1 

zz 0 

1) 

mm 1 

zz 1 mm 0 

FF 0 

RR 0,kk = GG 0 + ψψ 2 QQ 0 

FF bb = SS dd TT 1 

∑ mm ii 

zz ii mm ii 

FF ii = FF bb 

∑ zz ii mm ii 

… Gesamterdbebenkraft 

… genäherte lineare 

Verteilung 

SS dd TT 1 

FF 0 

pp 0 

FF 1 

DD 1,1 FF 

DD 1,2 

1 

FF 0 

DD 0,1 DD 

FF 0,2 

DD 0,1 

FF 0 + FF 1 

0 + FF 1 DD 0,2 

FF 0 + FF 1 

RR 0 

1) Eventuell zusätzlicher Korrekturbeiwert λ 

gemäß DIN EN 1998/NA, Abs. 4.3.3.2 


3. Der Lastabtrag über die Deckenscheibe Hallenrahmen-System: 

Stahlstützen S235 IPE 450 

Beispiel: Halle mit BSP-Dachdecke 

mit biegesteifen Ecken 

zum BSH-Riegel Gl28c, b/h = 18/80 cm 

BSP 100 mm, b/l = 2,50/10,00 m 

Traufriegel 

BSH-Riegel Gl24c, b/h = 16/48 cm 

ww EE 

HH= 

6,00 m 

ww DD 

BSP-Dachscheibe transportiert 

den Wind auf die Giebelseiten 

zu den Windverbänden in den Traufachsen 


Welche statische Höhe B hat die Dachscheibe?


ww EE 

HH= 

6,00 m 

ww DD 

Welche statische Höhe B hat die Dachscheibe? 

LL = 4 BB 



ww EE 

HH= 

6,00 m 

ww DD 


LL = 2 BB 



ww EE 

HH= 

6,00 m 

ww DD 


LL = BB 



ww EE 

HH= 

6,00 m 

ww DD 


LL = 0,67 BB 



Wandartiger Träger mit linear-elastischen, 

isotropen Materialverhalten, 

Normalspannungsverteilung in Feldmitte 

ll 

dd 

= 1 

qq 

ll 

dd 

< 1 

qq 

ll 

dd 

= 4 

qqqq 

2 

0,5dd 

DD 

qq 

ll 

σσ xx 

Z 

0,67dd 

qqqq 

2 

dd 

ll 

dd 

= 2 

qqqq 

2 

0,4dd 

DD 

qq 

ll 

σσ xx 

0,87dd 

Z 

qqqq 

2 

dd 

Quelle: Eigene Darstellung nach Leonhardt, F.: Vorlesungen über Massivbau. Zweiter Teil: Sonderfälle der Bemessung im Stahlbetonbau, Springer, Berlin, 1975. 

qqqq 

2 

DD 

0,28dd 

ll 

σσ xx 

0,62dd 

Z 

qqqq 

2 

dd = ll 

qqqq 

2 

DD 

0,28dd 

σσ xx 

ll 

> 0,62ll 

< 0,78ll 

Z 

qqqq 

2 

dd > ll 

ll 

dd ≥ 4 

… Balkentragwirkung nach Biegetheorie 

4 > ll dd ≥ 2 … Scheibentragwirkung, am oberen und unteren Rand hoch ausgenutzt 

2 > ll dd ≥ 1 … Scheibentragwirkung, am unteren, gelagerten Rand hoch ausgenutzt, am oberen Rand gering 

1 > ll dd 

… Scheibentragwirkung, am unteren, gelagerten Rand hoch ausgenutzt, 

ab einer Höhenlage dd = ll über dem unteren Rand keine Beanspruchung mehr 



Dach- und Deckenscheiben in Holztafelbauweise: 

Schnitte: 

Beplankung 

Randrippe 

Rippe 

BB 

Rand- 

Rippe 

Rippe 

Randrippe 

LL 

Gurt 

Gurt 

Rippe 

Gurt 

LL 

Lasteinleitung in Rippenrichtung 

Lasteinleitung orthogonal zur Rippenrichtung 

Vereinfachter Nachweis von Dach- und Deckenscheiben nach DIN EN 1995-1-1/NA, Abs. 9.2.3.2 

LL 

6 ≤ BB ≤ LL 2 

Ergänzende Regelung zum vereinfachten Nachweis in DIN EN 1995-1-1/NA, NCl Zu 9.2.3.2 

BB > LL 2 

möglich, 

bei gleichmäßiger Lasteinleitung über Rippen 

BB > LL 2 

möglich, 

mit Abminderung BB rrrrrrrrrrrrrrrrrrrr = LL 2 



ww EE,kk = 0,98 kkkk mm 

HH= 

6,00 m 

Horizontale 

Stabilisierungslast 

je Riegel: 

qq ss,gg,kk = 0,16 kkkk mm 

ww DD,kk = 1,60 kkkk mm 

qq ss,ss,kk = 0,15 kkkk mm 

Lösungsvorschlag: 

• Rechnerisch 2 Dachscheiben mit BB = LL = 10,0 mm 

2 

• Winddruckseite wird maßgebend, da ww DD > ww EE 

• Zusätzlich zu den Windlasten noch horizontale 

Ersatzlasten zur Stabilisierung der Riegeldruckgurte 

(vgl. DIN EN 1995-1-1/NA, Abs. 9.2.5.3) 


Vorteil: 

• Im Mittelteil der Halle keine aussteifende 

Scheibe 

• Dachöffnungen möglich 

• Abgestufte Verbindungsmittelanordnung 

möglich


Halbe Riegelanzahl da 2 Scheiben 

Trauf-Riegel 

BSH-Riegel 

Trauf-Riegel 

BB = 2 EE = 10,0 mm 

ψψ 0 fffff SSSShSSSSSS 

rr dd = 1,50 ww DD,kk + 7 2 1,35 qq ss,gg,kk + 1,50 0,50 qq ss,ss,kk = 3,55 kkkk mm 

Ersatzlast für seitliche Riegelstabilisierung 

BSH-Riegel 

AA dd 

LL = 8 2,50 mm = 20,0 mm 

Schubfluss in Elementfugen 

wird von Verbindungsmitteln aufgenommen 

Gurtkräfte 

werden von Dachbindern aufgenommen 

rr dd 

ss vv,0,dd 

rr dd 

rr dd 

DD dd = ZZ dd = MM mmmmmm,dd 

VV mmmmmm,dd = AA dd = rr dd LL 

2 

= 35,5 kkkk 

DD dd 

MM mmmmmm,dd = rr dd LL 2 

8 

= 178 kkkkkk 

VV xx 

ss vv,0,dd = VV mmmmmm,dd 

BB 

= 3,55 kkkk mm 

BB 

= 17,8 kkkk 

LL 

2 

AA dd 

LL 

2 

ZZ dd 

AA dd 


BB 


Übertragung des Schubflusses in den BSP-Elementfugen 

ss vv,0,dd 

! 

ττ xxxx = ττ zzzz 

rr dd 

Der Verbindungsmittelabstand könnte an den Plattenränder 

affin zum Querkraftverlauf abgestuft werden. Analog zum 

vereinfachten Nachweis für Deckenscheiben in 

Holztafelbauweise (DIN EN 1995-1-1/NA, Abs. NCI Zu 

9.2.3.2, (NA.12)) ist jedoch ein konstanter 

Verbindungsmittelabstand aa 1 sinnvoll: 

VV dd xx 

Keine Fehlerquelle auf der Baustelle 

Reduzierung der Scheibenverformung 

AA dd 

LL 

2 

ss vv,0,dd 

ss vv,0,dd 

Stumpfer Stoß 

mit Vollgewindeschrauben 

+ 

VV dd xx 

ss vv,0,dd 

ss vv,0,dd 

Eingelassene 

Holzwerkstoffplatte 

VV mmmmmm,dd 

ss vv,0,dd = VV mmmmmm,dd 

BB 



ss vv,0,dd 

ss vv,0,dd 

Stufenfalz


Beanspruchung des Druckgurtes (= Hallenriegel) infolge Dachscheibenausbildung, Zuggurt analog 

LL = 20,0 mm 

ss vv,0,dd 

h = 80 cccc 

Schubfluss aus BSP-Scheibe 

+ 3,55 

+ 

ss vv,0,dd xx 

- 

− 3,55 

kkkk 

mm 

Riegel-Schnittgrößen 

− 17,8 … bbbbbb RRRRRRRRRRRRRRRRRRRRRRRRRRRRRR bbbbbbbbbbbbbbbSShbbbbbbbbbb! 

- 

NN dd xx 

kkkk 

17,8 kkkk 1 0,80 mm = 7,12 kkkkkk … ggggggggggggggggg HHHHHHHHHHHHHHHHHHHHHHHHHHHHHHHH uuuuuuuuuuuuuuuuuuuuuuuuuu 

2 

+ 

MM yy,dd xx 

kkkk 



Verschraubung an den BSP-Plattenrändern zur Aufnahme des Schubflusses 

100 

TTTT 6 / 160, ee = 33 cccc 

Verschraubung an 

Traufriegel 

50 

50 

TTTT 6 / 90, ee = 33 cccc 

tt 2 = 90 − 50 = 40 mmmm 

tt 2 = 160 − 100 = 60 mmmm 

50 

50 

Stufenfalz 

100 

Verschraubung an Riegel 

Schraubverbindung im Stufenfalz maßgebend, da tt 2 = mmmmmmmmmmmmmm 

tt rrrrrr,CC2C = 38,1 mmmm < tt 2 → FF vv,RRRR = 1589 NN 

TTTT 6 / 160, ee = 33 cccc 

tt 2 = 160 − 100 = 60 mmmm 

1,59 kkkk 0,518 kkkk 2,11 kkkk 

2,11 kkkk 

1,00 

1,62 kkkk 

ss vv,0,dd = 3,55 kkkk mm 

≤ ff RRRR,0,dd = 

1,62 kkkk 

0,33 mm = 4,94 kkkk mm 


Schraubentragfähigkeiten gemäß 

SPAX Bemessungshinweise 07/2021:


Y 

A 

Im Massivbau mit aussteifenden Stahlbetondeckenscheiben (= starre Scheibe!) 

OG 

X 

EG 

WX1.1 

WX1.2 

FF XX,1.2 

WX1.3 

WX0.1 

WY1.4 

A 

4,00 mm 

4,00 mm 

Schnitt A-A 

3,00 mm 3,00 mm 

WX0.2 

WW OOOO,kk 

WX1.2 

WW EEEE,kk 

1,50 

3,00 mm 

1,50 

WW OOOO,kk = 0,65 1,50 8,00 = 7,80 kkkk 

WW EEEE,kk = 0,65 3,00 8,00 = 15,6 kkkk 

ww DD+EE,kk = 0,65 kkkk 

mmm 

WX0.2 

A 

3,00 mm 

FF XX,0.2 

WX0.3 

6,00 mm 

WY0.4 


A 

4,00 mm 

4,00 mm 

Annahme: Massivwände tragen auf Biegung, d.h. starre Deckenscheiben 

verteilen die H-Last in Abhängigkeit der Wandbiegesteifigkeit. 

Bei konstanter Wanddicke und gleichem 

3 

Material im Verhältnis ll WWWWWWWW 

FF XX,1.2 = 63 

3 6 3 WW OOOO,kk = 2,60 kkkk 

FF XX,0.2 = FF XX,1.2 + 

3 3 

3 3 + 2 6 3 WW EEEE,kk = 3,52 kkkk 

Lange Wände ziehen überproportional H-Last an!


Y 

A 

Im Holztafelbau mit aussteifenden Holztafeldeckenscheiben (= starre Scheibe ??????) 

OG 

X 

EG 

WX1.1 

WX1.2 

FF XX,1.2 

WX1.3 

WX0.1 

WY1.4 

A 

4,00 mm 

4,00 mm 

Schnitt A-A 

3,00 mm 3,00 mm 

WX0.2 

WW OOOO,kk 

WX1.2 

WW EEEE,kk 

1,50 

3,00 mm 

1,50 

WW OOOO,kk = 0,65 1,50 8,00 = 7,80 kkkk 

WW EEEE,kk = 0,65 3,00 8,00 = 15,6 kkkk 

ww DD+EE,kk = 0,65 kkkk 

mmm 

WX0.2 

A 

3,00 mm 

FF XX,0.2 

WX0.3 

6,00 mm 

WY0.4 


A 

4,00 mm 4,00 mm 

Annahme: Holztafelwände tragen auf Schub, d.h. starre Deckenscheiben 

verteilen die H-Last in Abhängigkeit der Wandschubsteifigkeit. 

Bei konstanter Wanddicke und gleichem 

Material im Verhältnis ll WWWWWWWW 

FF XX,1.2 = 6 

3 6 WW OOOO,kk = 2,60 kkkk 

FF XX,0.2 = FF XX,1.2 + 

3 

3 + 2 6 WW EEEE,kk = 5,72 kkkk 

Wände ziehen proportional zur Länge H-Last an!


Lastaufteilung nach Wand-Biegesteifigkeit vs. nach Wand-Schubsteifigkeit 

OG 

EG 

OG 

EG 

2,60 kkkk 

9,94 kkkk 

2,60 kkkk 

8,84 kkkk 

2,60 kkkk 

3,52 kkkk 

2,60 kkkk 

5,72 kkkk 

2,60 kkkk 

9,94 kkkk 

2,60 kkkk 

8,84kkkk 

• Eine Lastaufteilung rein in Abhängigkeit der Wandsteifigkeit unterstellt eine starre, d.h. völlig 

unverformte Deckenscheibe (Stahlbeton: eher ja; Holztafelbauweise: eher nein) 

• Selbst bei Stahlbetonscheiben wird die Schubsteifigkeit bei sehr langen Wandscheiben 

maßgebend für die Lastverteilung, da bei langen Wandscheiben die Biegeverformung absolut 

untergeordnet ist! 

• Bei Brettsperrholzwandscheiben spielt je nach Wandlänge sowohl die Schubsteifigkeit als auch 

die Biegesteifigkeit eine Rolle! Wallner-Novak, Koppelhuber und Pock )1 schlagen für BSP-Wände 

1,5 

daher vor, die H-Lasten im Verhältnis ll WWWWWWWW zu verteilen 

• Da die Wandsteifigkeiten im Holzbau u.a. davon abhängen, ob eine Wand lotrecht hochbelastet 

ist oder nicht (Anspringen der Zuganker ja oder nein) stellt die H-Lastverteilung nach 

Wandsteifigkeiten oft eine reine „Hausnummernberechnung“ dar! 


)1 

Literatur: [3] M. Wallner-Novak, J. Koppelhuber, K. Pock


Die aussteifende Deckenscheibe im Holztafelbau als Einfeldträgerkette, vgl. DIN EN 1995-1-1, NCl Zu 9.2.3.2: 

(NA.7) Die Stützkräfte und Beanspruchungen von über mehrere Felder durchlaufenden Tafeln 

dürfen näherungsweise ohne Berücksichtigung einer Durchlaufwirkung bestimmt werden. 

OG 

X 

WX1.1 

Y 

WX1.2 

FF XX,1.2 

WX1.3 

WY1.4 

4,00 mm 4,00 mm 

ww OOOO,kk = 0,975 kkkk mm 

FF XX,1.2 = ww OOOO,kk 4,00 mm = 3,90 kkkk 

FF XX,0.2 = FF XX,1.2 + ww EEGG,kk 4,00 mm = 11,7 kkkk 

Lastaufteilung nach Lasteinzugsfläche 

d.h. Deckenscheibe als Einfeldträgerkette 

EG 

OG 

EG 

WX0.2 

3,00 mm 

WX0.1 

FF XX,0.2 

WX0.3 

WY0.4 

4,00 mm 4,00 mm 

ww EEEE,kk = 1,95 kkkk mm 

1,95 kkkk 

3,90 kkkk 

1,95 kkkk 

5,85 kkkk 

11,7 kkkk 

5,85kkkk 

• Innenwände tragen höheren Lastanteil! 

• Die Wandsteifigkeit hat keinen Einfluss 



OG 

Zusammenfassung 

Lastaufteilung nach Wand-Biegesteifigkeit: 

EG 

Lastaufteilung nach Lasteinzugsfläche 

d.h. Deckenscheibe als Einfeldträgerkette 

OG 

EG 

2,60 kkkk 

9,94 kkkk 

1,95 kkkk 

5,85 kkkk 

2,60 kkkk 

3,52 kkkk 

3,90 kkkk 

11,7 kkkk 

2,60 kkkk 

9,94 kkkk 

1,95 kkkk 

5,85kkkk 

Lastaufteilung nach Wand-Schubsteifigkeit: 

Empfehlung: 

OG 

2,60 kkkk 

2,60 kkkk 

EG 

8,84 kkkk 

5,72 kkkk 

• Stahlbetondeckenscheibe (starre Scheibe) 

- Holztafelwände: Aufteilung der H-Last im Verhältnis der 

Schubsteifigkeit d.h. im Verhältnis der Wandlängen 

- BSP-Wände: Aufteilung der H-Last nach Wallner-Novak 

1,5 

et al., d.h. im Verhältnis ll WWWWWWWW 

2,60 kkkk 

8,84kkkk 

• Deckenscheiben im Holztafelbau (schubnachgiebige Scheibe) 

- Lastaufteilung nach Lasteinzugsfläche d.h. 

Deckenscheibe als Einfeldträgerkette 

- Lastaufteilung unabhängig von den Wandsteifigkeiten 



Mehrfamilienhaus mit identischem Grundriss im 1.OG und 2. OG (EG in Stahlbetonbauweise) 

Y 

X 

Tragende Wände nur in Y-Richtung 

→ Abtriebskräfte aus 

Schiefstellung nur in 

X-Richtung! 

Z 

X 

φφ 

φφ 

2.OG 

1.OG 

EG 

2, 94 mm 2, 94 mm 2, 94 mm 2, 32 mm 

Z 

Y 

2.OG 

1.OG 

EG 



Gebäude im Querschnitt, Horizontallasten auf die aussteifenden Deckenscheiben in Gebäudequerrichtung 

Z 

Y 

ww GGGG,kk = 0,18 kkkk 

mmm 

ww DD,kk = 0,45 kkkk 

mmm 

h YY,1,DD,dd 

2.OG 

1.OG 

EG 

2, 94 mm 2, 94 mm 2, 94 mm 2, 32 mm 

h YY,2,EE,dd 

h YY,1,EE,dd 

ww IIII,kk = 0,32 kkkk 

mmm 

ww EE,kk = 0,27 kkkk 

mmm 

12,0 mm 

h YY,2,DD,dd = 1,50 

0,18 kkkk 

mmm 

h YY,2,DD,dd 

h YY,2,EE,dd = 1,50 0,32 kkkk 

kkkk 2,94 mm 

2,32 mm + 0,45 

mm2 2 


mmm 

kkkk 2,94 mm 

2,32 mm + 0,27 

mm2 2 


h YY,1,DD,dd = 1,50 0,45 kkkk 

mm 2 2,94 mm = 1,98 kkkk mm 

h YY,1,EE,dd = 1,50 0,27 kkkk 

mm 2 2,94 mm = 1,19 kkkk mm 



Gebäude im Längsschnitt, Horizontallasten in Gebäudelängsrichtung auf Decke über 2.OG 

Z 

X 

Aussteifende 

Wände: 

Stahlbeton + 

Holztafelbau 

→ φφ 0 II = 1 

100 


mmm 

h XX,2,DD,dd 

GG 2,kk = 1296 kkkk 

SS kk + QQ 2,kk = 486 kN 

φφ φφ φφ 

φφ 

2.OG 

1.OG 

EG 


QQ 1,kk = 607 kkkk 


2, 94 mm 2, 94 mm 2, 94 mm 2, 32 mm 

h XX,2,EE,dd 


mmm 

Wind auf Giebeldreieck wird konstant über Giebelbreite verschmiert! 

h XX,2,wwww,kk = 0,42 kkkk 

mmm 1 

2,94 mm 

2,32 mm + 

2 2 


mmm 1 

2,94 mm 

2,32 mm + 

2 2 



h XX,2,gg,kk = 

h XX,2,ss+qq,kk = 

1296 kkkk 

2 12,0 mm 1 

100 = 0,54 kkkk mm 

486 kkkk 

2 12,0 mm 1 

100 = 0,20 kkkk mm 

h XX,2,DD,dd = 1,35 0,54 kkkk mm + 1,50 1,10 kkkk mm + 1,50 0,70 0,20 kkkk mm = 2,59 kkkk mm 

Abtriebslast wird als Linienlast 

über die Giebelseiten verteilt. 

h XX,2,EE,dd = 1,35 0,54 kkkk mm + 1,50 0,55 kkkk mm + 1,50 0,70 0,20 kkkk mm = 1,76 kkkk mm 



Gebäude im Längsschnitt, Horizontallasten in Gebäudelängsrichtung auf Decke über 1.OG 

Z 

X 

Aussteifende 

Wände: 

Stahlbeton + 

Holztafelbau 

→ φφ 0 II = 1 

100 


mmm 

h XX,1,DD,dd 


SS kk + QQ 2,kk = 486 kN 


2.OG 

φφ 

1.OG 

EG 


QQ 1,kk = 607 kkkk 

∑NN gg2,kk = 1296 kkkk 

∑NN rr2,kk = 486 kkkk 


∑NN gg1,kk = 2695 kkkk 

∑NN rr1,kk = 1093 kkkk 

2, 94 mm 2, 94 mm 2, 94 mm 2, 32 mm 

h XX,1,EE,dd 


mmm 


mm 2 2,94 mm = 1,23 kkkk mm 


mm 2 2,94 mm = 0,62 kkkk mm 

h XX,1,DD,dd = 1,35 0,58 kkkk mm + 1,50 1,23 kkkk mm + 1,50 0,70 0,25 kkkk mm = 2,89 kkkk mm 

Abtriebslast aus einsinniger Imperfektion nach 

DIN EN 1993-1-1/NA für Bemessung 

der aussteifenden Wände. 


h XX,1,qq,kk = 

1399 kkkk 

2 12,0 mm 1 

100 = 0,58 kkkk mm 

607 kkkk 

2 12,0 mm 1 

100 = 0,25 kkkk mm 

0,83 kkkk mm 

0,33 kkkk mm = 3,31 kkkk mm 

Abtriebslast aus gegensinniger Imperfektion nach 

DIN EN 1993-1-1/NA für Bemessung Deckenscheibe: 

h XX,1,EE,dd = 1,35 0,58 kkkk mm + 1,50 0,62 kkkk mm + 1,50 0,70 0,25 kkkk mm = 1,98 kkkk mm 

0,83 kkkk 0,33 kkkk mm 

mm = 2,40 kkkk mm 



h XX,1,qq,kk = 

1296 kkkk + 2695 kkkk 

2 12,0 mm 

486 kkkk + 1093 kkkk 

2 12,0 mm 

 

 

1 

2 

100 = 0,83 kkkk mm 

1 

2 

100 = 0,33 kkkk mm


Deckenscheibe und aussteifende Wände im 2.OG für Horizontallastabtrag in Gebäudelängsrichtung-X 

Y 

X 

h XX,2,DD,dd = 2,59 kkkk mm 

− 2,25 − 

h XX,2,EE,dd = 1,76 kkkk mm 

− 2,10 − 

− 3,00 − 

− 5,25 − 

− 3,30 − 

• Die Wände in X-Richtung tragen keine vertikalen Lasten, es sollten nur Holztafelwände mit 

Längen deutlich größer 1,00 m herangezogen werden (-> hohe Zugankerkräfte!) 

• Bei Stahlbetonwänden sind auch kurze Wandlängen ansetzbar 

• Bei Massivholzdecken gilt nicht die Scheibenhöhenbegrenzung gemäß DIN EN 1995-1-1/NA, NCl 

Zu 9.2.3.2 bei Lasteinleitung quer zu den Rippen. Allerdings sollte eine mechanisch sinnvolle 

Scheibenhöhe gewählt werden z.B. BB ≤ LL 




Y 

X 


8,00 mm 4,00 mm 


7,70 mm 7,25 mm 


h XX,2.EE,dd = 1,76 kkkk mm 

7,70 mm 

7,25 mm 

2.1 

2.2 

2.1 2.2 

8,00 mm 4,00 mm 8,00 mm 4,00 mm 



h XX,2,DD,dd = 2,59 kkkk BB XX,1,dd = 1 

mm 

8,00 mm 2,59 kkkk mm 12,0 mm 2 

= 23,3 kkkk 

2 

AA XX,1,dd = 2,59 kkkk 2.1 

mm 12,0 mm − 23,3 kkkk = 7,78 kkkk = VV AA,dd 

−VV BB,llll,dd = 2,59 kkkk 8,00 mm − 7,78 kkkk = 12,9 kkkk 

mm 

VV BB,rrrr,dd = 23,3 kkkk − 12,9 kkkk = 10,4 kkkk 

MM BB,dd = −2,59 kkkk mm 4,00 mm 2 

= −20,7 kkkkkk 

2 

8,00 mm 4,00 mm 

7,78 

MM FFFFFFFF,dd = 

AA XX,1,dd 

BB XX,1,dd 

2,59 8,00 8,00 mm 1 7,78 kkkk = 11,7 kkkkkk 

2 

+7,78 

Beanspruchung der Deckenscheibe 2.1 

+ 

+11,7 

- 

10,4 

−12,9 

7,70 mm 


- 

+ 

−20,7 

VV dd kkkk 

MM dd kkkkkk 

Moment bei Querschnittssprung 

nicht maßgebend! 

ss VV,0,dd = VV eeeeeeeeeeee 12,9 kkkk 

= 

h sssssssssssss 7,70 mm = 1,68 kkkk mm 

Bei üblichen Hochbauten genügt der Nachweis, der 

Verbindungsmittel. 

Scheibenschub in BSP-Platte wird im Regelfall nicht 

maßgebend! 

DD GGGGGGGG,dd = ZZ GGGGGGGG,dd = MM eeeeeeeeeeee 20,7 kkkkkk 

= 

= 2,88 kkkk 

h − bb GGGGGGGG 7,70 mm − 0,50 mm 

Annahme der 50 cm –Randstreifen wirkt 

als Gurt. Dort sind die Gurtkräfte an den 

Plattenstößen zu übertragen.




AA XX,2,dd = 1,76 kkkk mm 1 2 8,00 mm = 7,04 kkkk = VV AA,dd = −VV BB,llll,dd 

2.2 

CC XX,2,dd = 1,76 kkkk mm 1 2 4,00 mm = 3,52 kkkk = −VV CC,dd= VV BB,rrrr,dd 

7,25 mm 

BB XX,2,dd = 1,76 kkkk 12,0 nn − 7,04 kkkk − 3,52 kkkk = 10,6 kkkk 

mm 

MM FFFFFFFF,dd = 1,76 kkkk 2 

mm 

8,00 mm 

= 14,1kkkkkk 

8 

8,00 mm 4,00 mm 

AA XX,2,dd BB XX2,dd CC XX2,dd 

Geringere Schnittgrößen als Deckenscheibe 2.1. 

Nachweise werden nicht maßgebend! 




X 

Y 


3,31 kkkk mm 

(…) Klammerwerte für 

Bemessung der 

Deckenscheibe! 

1.1 

1.2 

8,00 mm 4,00 mm 


2,40 kkkk mm 


Bemessung der 


7,70 mm 7,25 mm 



3,31 kkkk 1.1 mm 

1.2 

2,40 kkkk mm 

7,70 mm 

7,25 mm 

8,00 mm 4,00 mm 8,00 mm 4,00 mm 



h XX,1,DD,dd = 3,31 kkkk BB XX,1,dd = 1 

mm 

8,00 mm 3,31 kkkk mm 12,0 mm 2 

= 29,8 kkkk 26,0 kkkk 

2 

2,89 kkkk AA XX,1,dd = 3,31 kkkk 1.1 

mm 

mm 12,0 mm − 29,8 kkkk = 9,92 kkkk = VV AA,dd 

8,68 kkkk 


Bemessung der −VV BB,llll,dd = 3,31 kkkk 8,00 mm − 9,92 kkkk = 16,6 kkkk 

aussteifenden 

mm 

Wandscheibe! 

VV BB,rrrr,dd = 29,8 kkkk − 16,6 kkkk = 13,2 kkkk 

MM BB,dd = −3,31 kkkk mm 4,00 mm 2 

= −26,5 kkkkkk 

2 

8,00 mm 4,00 mm 

9,92 

MM FFFFFFFF,dd = 

AA XX,1,dd 

BB XX,1,dd 

3,31 8,00 8,00 mm 1 9,92 kkkk = 14,9 kkkkkk 

2 

+9,92 


+ 

+14,9 

- 

+13,2 

−16,6 

7,70 mm 


- 

+ 

−26,5 

VV dd kkkk 

MM dd kkkkkk 

Moment bei Querschnittssprung 

nicht maßgebend! 

ss VV,0,dd = VV eeeeeeeeeeee 

h sssssssssssss 

= 16,6kkkk 

7,70 mm = 2,16 kkkk mm 

Bei üblichen Hochbauten genügt der Nachweis, der 

Verbindungsmittel. 

Scheibenschub in BSP-Platte wird im Regelfall nicht 

maßgebend! 

DD GGGGGGGG,dd = ZZ GGGGGGGG,dd = MM eeeeeeeeeeee 26,5 kkkkkk 

= 

= 3,68 kkkk 

h − bb GGGGGGGG 7,70 mm − 0,50 mm 

Annahme der 50 cm –Randstreifen wirkt 

als Gurt. Dort sind die Gurtkräfte an den 

Plattenstößen zu übertragen.




AA XX,2,dd = 1,98 kkkk mm 1 2 8,00 mm = 7,92 kkkk = VV AA,dd = −VV BB,llll,dd 

1.2 

2,40 kkkk mm 

CC XX,2,dd = 1,98 kkkk mm 1 2 4,00 mm = 3,96 kkkk = −VV CC,dd= VV BB,rrrr,dd 


BB XX,2,dd = 1,98 kkkk Bemessung der 

12,0 mm − 7,92 kkkk − 3,96 kkkk = 11,9 kkkk 

mm 


MM FFFFFFFF,dd = 1,98 kkkk 2 

mm 

8,00 mm 

= 15,8 kkkkkk 

8 

8,00 mm 4,00 mm 

AA XX,2,dd BB XX2,dd CC XX2,dd 

7,25 mm 

Geringere Schnittgrößen als Deckenscheibe 2.1. 

Nachweise werden nicht maßgebend! 



Ausbildung der BSP-Elementfugen für die maßgebende Beanspruchung in Deckenscheibe 1.1 

ZZ GGGGGGGG,dd 

VVVV 8 / 220, αα = ±45°, ee = 33 cccc, ll eeeeee = 110 mmmm 

ZZ GGGGGGGG,dd = 3,68 kkkk 

Schraubentragfähigkeiten gemäß 

SPAX Bemessungshinweise 07/2021: 

RR aaaa,C5,kk = 96 NN 

mmmm 110 mmmm 1 

2 cos 2 45° + sin 2 = 9600 NN 

45° 

ss vv,0,dd 

ss vv,0,dd = 1,87 kkkk mm 

RR aaaa,C5,dd = 

9,60 kkkk 1,0 

1,3 

= 7,38 kkkk 

RR vv,kk = 2.555 NN + 0,25 9.600 NN = 4955 NN 

ZZ GGGGGGGG,dd 

FF vv,dd 

FF aaaa,C5,dd 

RR vv,dd = 

4,96 kkkk 1,0 

1,3 

= 3,81 kkkk 

FF vv,,dd = 1 2 ss vv,0,dd ee = 1 2 2,16 0,33 mm = 0,356 kkkk ≤ RR vv,dd = 3,81 kkkk 

ss vv,0,dd 

FF vv,dd 

FF aaaa,C5,dd 

FF aaaa,C5,,dd = 1 2 2 ZZ GGGGGGGG,dd = 2 

2 3,68 kkkk = 2,60 kkkk ≤ RR aaaa,C5,dd = 7,38 kkkk 

Der Zuggurtstoß wird durch das gekreuzte 

Randschraubenpaar (2 Schrauben!) ausgebildet 

Die Ausnutzung der Verbindungsmittel infolge Scheibentragfähigkeit ist sehr gering. Die Verbindungsmittel 

werden jedoch auch für die Übertragung von Querkräften aus der Plattentragwirkung (Querverteilung!) benötigt. 

Die Empfehlung gemäß DIN EN 1995-1-1/NA NCL Zu 9.2.3.2 (NA.11), wonach bei Holztafelscheiben ein 

Zuggurtstoß für die 1,5-fache Zuglast zu bemessen ist, wird eingehalten (Begrenzung der Verformung!) 



Deckenscheibe und aussteifende Wände im 2.OG für Horizontallastabtrag in Gebäudequerrichtung-Y 

Y 

X 

h YY,2,DD,dd = 1,62 kkkk mm 

− 6,10 − − 5,00 − 

− 5,70 − 

−7,80 − 

− 4,10 − 

− 5,00 − 

− 4,10 − 

− 5,00 − 

− 5,30 − 

− 5,80 − 

h YY,2,EE,dd = 1,71 kkkk mm 

• Die Wände in Y-Richtung tragen vertikalen Lasten, daher sind bei sinnvollen Wandlängen keine 

großen Zugankerkräfte zu erwarten. 

• In den Achsen mit Stahlbetonwänden werden nur diese angesetzt (wesentlich steifer!) 

• Die BSP-Elemente tragen die Windlast als liegende Biegeträger um die starke Achse zu den 

tragenden und aussteifenden Wänden. Keine Scheibenberechnung nötig! 



Deckenscheibe und aussteifende Wände im 2.OG für Horizontallastabtrag in Gebäudequerrichtung-Y 

Y 

X 

h YY,2,DD,dd = 1,62 kkkk mm 

− 6,10 − − 5,00 − 

2.3 

− 5,70 − 

2.4 

−7,80 − 

− 5,00 − 

− 4,10 − 

2.5 

− 5,00 − 

− 4,10 − 

− 5,80 − 

− 5,30 − 


Einfeldträger 2.3 

wird maßgebend! 

2.4 

2,00 mm 

10,50 mm 

2.3 2.5 

7,70 mm 10,70 mm 

2,00 mm 

BSP-Elemente 140 mm 

5s (40/20/20/20/40) 

B = 2,00 m 



Beanspruchung im maßgebenden Einfeldträger 2.3 


2.3 

2,00 mm 

Je Gebäudelängsseite wird auf der sicheren Seite liegend 

nur ein BSP-Element angesetzt. Bei Bedarf können auch 

mehrere angesetzt werden, dann aber vereinfachend 

keinen Verbund der Träger ansetzen. 

AA YY,2,dd 

7,70 mm 

BBYY,2,dd 

BSP-Elemente 140 mm 

5s (40/20/20/20/40) 

B = 2,00 m 

AA YY,2,dd = BB YY,2,dd = VVmax,dd = 1,71 kkkk mm 

7,70 mm 

= 6,58 kkkk 

2 

ττ vv,nnnnnnnnnn,dd = 1,5 

6,58 kkkk 

kkkk 

= 0,0049 

4 + 2 + 4 cccc 200 cccc ccccc 

≪ ff vv,dd 

MM FFFFFFFF,dd = 1,71 kkkk mm 

7,70 mm m 

= 12,7 kkkkkk 

8 

σσ mm,dd = 

1270 kkkkkkkk 6 

4 + 2 + 4 cccc 200 cccc m 

= 0,019 

kkkk 

ccccc 

≪ ff mm,dd 



CC YY,2,dd 

Beanspruchung im Durchlaufträger 2.5 

2.5 

3,08 mm 4,27 mm 3,35 mm 

DD YY,2,dd 

10,70 mm 


2,00 mm 

• Im Rahmen der Genauigkeit einer Aussteifungsberechnung 

kann bei der Annahme von starren Lagern auch mit der 

Einfeldträgerkette gerechnet werden, die Unterschiede zum 

Durchlaufträger sind gering. 

• Bei der Erfassung der Wandsteifigkeiten verändert sich die 

Lagerkraftverteilung stark: Das Stahlbetonwandauflager zieht 

die größte Lagerkraft die Innenwände werden entlastet, die 

rechte Holztafelaußenwand bekommt einen wesentlich 

größeren Anteil 

EE YY,2,dd FF YY,2,dd 

Durchlaufträger mit starren Auflagern 

• In diesem Fall macht der Ansatz von Lagerfedern, die aus den 

Wandsteifigkeiten abgeleitet werden, Sinn. 

Einfeldträgerkette mit starren Auflagern 

Durchlaufträger mit nachgiebigen Auflagern 

• Lager C: Stahlbetonwand nahezu starr 

• Lager D bis F: Holztafelwände nachgiebig 



Betrachtung der aussteifenden Wandachse A in Gebäudelängsrichtung-X 

Y 

X 

h XX,1,DD,dd ; h XX,2,DD,dd 

8,00 mm 4,00 mm 

h XX,1,EEEE,dd ; h XX,2,EE,dd 

A 

1.1 

1.2 

− 3,00 − 

− 5,25 − 

− 3,30 − 

A 

Z 

X 

Holztafelwand: 

Aufteilung nach Länge 

AA XX,2,dd 

AA XX,1,dd 

W2.1 W2.2 W2.3 

W1.1 W1.2 W1.3 

− 3,00 − 

− 5,25 − 

− 3,30 − 

durchgehendes Rähm / Sturz, zug-/druckfest gestoßen 

2, 94 mm 2, 94 mm 

Außenwand: gg kk = 0,75 kkkk 

mm 2 

Aus Deckenscheiben: 

AA XX,2,dd = 7,78 kkkk + 7,04 kkkk = 

= 14,8 kkkk 

AA XX,1,dd = 8,68 kkkk + 7,92 kkkk = 

= 16,6 kkkk 

Anteil der kürzesten Wand: AA WW2.1,dd = 


3,00 

3,00 + 5,25 + 3,30 14,8 kkkk = 3,84 kkkk AA 3,00 

WW1.1,dd = 

16,6 kkkk = 4,31 kkkk 

3,00 + 5,25 + 3,30


Betrachtung der kürzesten aussteifenden Wand W2.1 und W2.1, maßgebend für Zugankerkräfte 

ss vv2,0,dd 

AA WW2.1,dd = 3,84 kkkk 

Eigengewicht wirkt beim Nachweis der Lagesicherheit günstig 

X 

γγ GG,ssssss = 0,90 ... DIN EN 1990/NA, Tab. NA.A.1.2(A) 

Z 

AA VV2,dd 

W2.1 

W1.1 

GG dd 

ss vv2,0,dd 

ss vv1,0,dd 

GG dd 

BB VV2,dd 

2, 94 mm 2, 94 mm 

AA WW1.1,dd = 4,31 kkkk 

GG dd = 0,90 GG kk = 0,90 0,75 kkkk 

mm 2 3,00 2,94 mm2 = 5,95 kkkk 

Schubfluss: 

ss vv2,0,dd = 

ss vv1,0,dd = 

3,84 kkkk 

3,00 mm = 1,28 kkkk mm 

4,31 kkkk 

3,00 mm + ss vv2,0,dd = 2,72 kkkk mm 

→ Schubanker auf 

Decke über OG1 

→ Schubanker auf 

Decke über EG 

ss vv1,0,dd 

AA VV1,dd 

3,00 mm 

BBVV1,dd 

BB VV2,dd = 1 

3,00 1,28 kkkk mm 

3,00 mm 2,94 mm + 5,95 kkkk 

3,00 mm 

2 

= 6,74 kkkk 

AA VV2,dd = 5,59 kkkk − 6,74 kkkk = −1,15 kkkk 

BB VV1,dd = 1 

3,00 2,72 kkkk mm 

→ Zuganker 

3,00 mm 2,94 mm + 5,95 kkkk 

3,00 mm 

2 

+ 6,74 kkkk 3,00 mm = 17,7 kkkk 

Da die Windlast auch aus der 

Gegenrichtung angreifen kann, 

sind die Zuganker an beiden 

Wandenden anzubringen. 

AA VV1,dd = 5,95 kkkk + 6,74 kkkk − 1,15 kkkk − 17,7 kkkk = −6,16 kkkk 


→ Zuganker


Übertragung der Zug- und Schubkräfte über die Geschossdecke hinweg. 

Dämmung, 

Fassade 

Ständer mit 

Beplankung 

Vorsatzschale mit 

Installationsebene 

Zugkraftübertragung 

Dämmung, 

Fassade 

Ständer mit 

Beplankung 

Vorsatzschale mit 

Installationsebene 

Schubkraftübertragung 

z.B. Rothoblaas WBR070, e = 1,00 m 

RR vv,dd = 3,0 kkkk 

Gewindestab M12 

ff vv,dd = 

3,0 kkkk 

1,00 mm = 3,00 kkkk mm 

TG8/200, e = 80 cm 

RR vv,dd = 2,64 kkkk 

ff vv,dd = 

2,64 kkkk 

0,80 mm = 3,30 kkkk mm 

z.B. 2 x Rothoblaas WZU3002 

an den Randständern: RR zz,dd = 11,6 kkkk 


Achtung! Wenn Blechteile über die OSB-Beplankung in die tragenden 

Holzbauteile (Ständer oder Schwelle) befestigt werden. Hier ist ein Nachweis 

der Verbindungsmittel unter Berücksichtigung der Zwischenschicht 

erforderlich! 

Vgl.: [2] H.J. Blaß, B. Laskewitz

6. Literatur 

Aus folgenden Veröffentlichungen wurde im Vortrag zitiert oder diese dienen zur Vertiefung des Themas: 

[1] SPAX: Bemessungshinweise, Hinweise zur Bemessung von tragenden SPAX-Verbindungen nach 

ETA 12/0114 

[2] H.J. Blaß, B. Laskewitz: Tragfähigkeit von Verbindungen mit stiftförmigen Verbindungsmitteln und 

Zwischenschichten, Publikationen KIT 

[3] M. Wallner-Novak, J. Koppelhuber, K. Pock: Brettsperrholz Bemessung, Grundlagen für Statik und 

Konstruktion nach Eurocode, proHolz Austria, Juli 2013 

[4] F. Colling, P. Janßen: Aussteifung von Gebäuden in Holztafelbauart, 3. Aufl., September 2021 

[5] M. Wallner-Novak, P. Wörle: Aussteifungssysteme im Holz-Hochbau, Österreichischer 

Ingenieurholzbauverband (IHBV), 1. Aufl. 2021 

[6] F. Leonhardt: Vorlesungen über Massivbau. Zweiter Teil: Sonderfälle der Bemessung im 

Stahlbetonbau, Springer, Berlin, 1975. 

[7] H. Beck, H.G. Schäfer: Die Berechnung von Hochhäusern durch Zusammenfassung aller aussteifenden 

Bauteile zu einem Balken. Der Bauingenieur, 44(3),1969. 

Danksagung: 

Die exemplarischen Berechnungen mit der Software mb BauStatik U811 für die Ermittlung der Lastaufteilung 

auf aussteifende Wände wurden von Herrn Andreas Spindler, M.Sc. vom Ingenieurbüro Sennewald + Steger 

PartG mbB durchgeführt. 

Bei der Endkorrektur der Präsentation hat mich Herr Sebastian Zelger, M.Sc. vom Ingenieurbüro Sennewald 

+ Steger PartG mbB unterstützt. 



Schwingungsnachweise bei Holzdecken in der Praxis | J. Ruf 1 

Schwingungsnachweise bei 

Holzdecken in der Praxis 

Johannes Ruf 


Biberach, Deutschland

2 

Schwingungsnachweise bei Holzdecken in der Praxis | J. Ruf 



HBV-Systeme und Bemessung in der Praxis | J. Schänzlin 1 

HBV-Systeme und Bemessung 

in der Praxis 

Prof. Dr. Jörg Schänzlin 


Biberach, Deutschland

2 

HBV-Systeme und Bemessung in der Praxis | J. Schänzlin 



Fakultät Bauingenieurwesen 

Institut für Holzbau 

HBV-Systeme und Bemessung in der Praxis 

13.03.2025 

Prof. Dr.-Ing. habil. J. Schänzlin 

Letzte Überarbeitung am 4. Februar 2025

Inhaltsverzeichnis 


1 Allgemeines 1 

2 Aufbau der Technischen Spezifikation [6] 2 

3 Anwendungsbereich 4 

4 Kurzzeitverhalten 5 

4.1 Belastung/Einwirkungen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5 

4.1.1 Allgemeines . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5 

4.1.2 Anzusetzende Belastungen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 7 

4.1.3 Teilsicherheitsbeiwerte . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 12 

4.1.4 Klassen der Lasteinwirkungsdauern . . . . . . . . . . . . . . . . . . 12 

4.2 Modifikationsbeiwerte . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 13 

4.3 Ermittlung der Schnittgrößen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 13 

4.3.1 Verfahren . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 13 

4.3.2 Berücksichtigung Temperatur etc. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 22 

4.3.3 Materialverhalten . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 26 

4.3.4 Kompatibilität . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 26 

4.3.5 Mittragende Breite . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 29 

5 Verbindungsmittel 29 

5.1 Allgemeines . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 29 

5.2 Zulassungen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 29 

5.2.1 Allgemeines . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 29 

5.2.2 Europäische Zulassungen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 30 

5.2.3 Allgemeine bauaufsichtliche Zulassungen . . . . . . . . . . . . . . . 30 

5.3 Regelungen in der Technischen Spezifikation [6] . . . . . . . . . . . . . . . 31 

5.3.1 Allgemeines . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 31 

5.3.2 Stiftförmige Verbindungsmittel . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 32 

5.3.3 Kerven . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 34 

6 Langzeitverhalten 40 

6.1 Allgemeines . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 40 

6.2 Maßgebende Zeitpunkte (oder ” 

Steifigkeit zieht Kräfte an“) . . . . . . . . . 40 

6.3 Kriechen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 44 

7 Bemessungsablauf 53 

8 Entwurfsgrundsätze 56 

8.1 Allgemeines . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 56 

8.2 Holzbauteile . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 56 

8.3 Schalung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 56 

8.4 Trennfuge zwischen Holz und Beton . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 57 

8.5 Betonplatte und Bewehrung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 58 

8.6 Querschnittsform . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 60 

8.7 Verbindungsmittel . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 62 

8.8 Integrierte Leitungen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 64 

Zur Bemessung von HBV-Decken


I 

8.9 Auflager . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 66 

8.10 Statische Systeme . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 67 

9 Anschlüsse zwischen Decke und Wand 70 

9.1 Anschluss an eine Wand aus Mauerwerk - vertikale und horizontale Belastung 70 

9.2 Anschluss an eine Stahlbetonwand - vertikale und horizontale Belastung . . . 71 

9.3 Anschluss an eine Holzständerwand - vertikale und horizontale Belastung . . 72 

9.4 Anschluss an eine Außenwand aus Brettsperrholz - vertikale und horizontale 

Belastung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 73 

9.5 Anschluss an eine Außenwand aus Mauerwerk - vertikale Belastung . . . . . 74 

9.6 Anschluss an eine durchgehende Außenwand aus Stahlbeton - vertikale Belastung 

. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 75 

9.7 Anschluss an eine Außenwand in Holzständerbauweise - vertikale Belastung . 76 

9.8 Anschluss an eine Außenwand aus Brettsperrholz - vertikale Belastung . . . . 77 

9.9 Gebäudetrennwand aus Mauerwerk . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 78 

9.10 Gebäudetrennwand in Stahlbetonbauweise . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 79 

9.11 Gebäudetrennwand in Holzständerbauweise . . . . . . . . . . . . . . . . . . 80 

9.12 Gebäudetrennwand in Brettsperrholzbauweise . . . . . . . . . . . . . . . . . 81 

9.13 Tragende Innenwand aus Mauerwerk - vertikale und horizontale Belastung . . 82 

9.14 Tragende Innenwand aus Stahlbeton - vertikale und horizontale Belastung . . 83 

9.15 Tragende Innenwand in Holzständerbauweise - vertikale und horizontale Belastung 

. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 84 

9.16 Tragende Innenwand aus Brettsperrholz - vertikale und horizontale Belastung 85 

9.17 Tragende Innenwand aus Stahlbeton . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 86 

9.18 Tragende Innenwand in Holzständerbauweise . . . . . . . . . . . . . . . . . 87 

9.19 Tragende Innenwand aus Brettsperrholz . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 88 

9.20 Anschluss an einen Betonunterzug . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 89 

9.21 Anschluss an eine Stütze und Unterzug . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 90 

9.22 Anschluss in einem Stahl-Skelettbau . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 91 

10 Zusammenfassung und Ausblick 93 


II 



1 

1 Allgemeines 

Bei der Holz-Beton-Verbundbauweise werden die Vorteile des Holzbaus mit den Vorteilen des 

Stahlbetonbaus verbunden (vgl. Abb. 1). 

Abbildung 1: Holz-Beton-Verbundträger im Versuch (siehe [1] und [2]) 

So werden im Vergleich zum Holzbau die Steifigkeit und die Tragfähigkeit erhöht und der 

Brand- und Schallschutz verbessert (siehe [3]). Auch lässt sich durch die Betonplatte eine 

aussteifende Scheibe auf einfache Art und Weise realisieren. 

Im Vergleich zum Stahlbetonbau wird das Eigengewicht reduziert und der Anteil von nachwachsenden 

Rohstoffen deutlich vergrößert. Hinzu kommt, dass im Hochbau bei sichtbaren 

Holzdecken oft kein weiterer Ausbau notwendig wird. Auch im Hinblick auf die Herstellung 

der Decken können einige Vorteile wie z.B. geringere einzubringende Betonmenge oder einen 

geringeren Anteil an Unterstützungsträgern durch die höhere Tragfähigkeit der Holzelemente 

im Vergleich zu Halbfertigteilplatten genutzt werden. Daher ist der optimale Anwendungsbereich 

dieser Bauweise der Bürobau oder der mehrgeschossigen Wohnungsbau (vgl. Abb. 

2). 

(a) Bauwerk 

(b) Brettstapel-Beton-Verbunddecken 

Abbildung 2: Beispiel eines Gebäudes mit Brettstapel-Beton-Verbunddecken (siehe [4]) 

Beim Brückenbau werden weitere Vorteile erzielt. Durch die Verwendung einer Betonplatte 

werden die darunter liegenden Holzbauteile i.d.R. geschützt, so dass eine dauerhafte 

Konstruktion erreicht wird. Darüber hinaus wird durch die Betonplatte verhindert, dass 

die Abdichtungsebene direkt oberhalb des Holztragwerks im Bereich der Schrammborde 

durch stiftförmige Verbindungsmittel durchdrungen werden muss. Darüber hinaus lassen 


2 2 Aufbau der Technischen Spezifikation [6] 

sich sämtliche Regeldetails für Ausstattung der Betonfahrbahn anwenden, so dass bei der 

Ausführung einer Holz-Beton-Verbundbrücke keine gesonderten Anschlussdetails entwickelt 

werden müssen. Dies hat zur Folge, dass der Holz-Beton-Verbundbau nicht nur im Hochbau 

sondern auch im Brückenbau eine interessante Alternative zu herkömmlichen Systemen 

darstellt (vgl. Abb. 3). 

Abbildung 3: Brücken im Zuge der Landesgartenschau in Schwäbisch-Gmünd (siehe [5], 

Miehbach) 

Um diese Vorteile nutzen zu können, sind Berechnungsvorschriften für diese Bauteile zu 

entwickeln. Daher ist mit [6] eine Technische Spezifikation zur Bemessung von Holz-Beton- 

Verbundbauteile erstellt worden, die auf europäischer Ebene als ein möglicher Vorschlag zur 

Ergänzung der zukünftigen Normengeneration dienen kann. Daher werden im Folgenden die 

Wesentlichen Teile dieser Technischen Spezifikation [6] vorgestellt. 

2 Aufbau der Technischen Spezifikation [6] 

Um eine einfachere Zugänglichkeit zu den Normen zu erzielen, ist es ein Merkmal der EN- 

Reihe, dass diese vergleichbar aufgebaut sind. So behandeln die ersten 9 Kapitel folgenden 

Inhalt: 

• 0 Einleitung 

• 1 Anwendungsbereich 

• 2 Normative Verweise 

• 3 Begriffe und Symbole 

• 4 Bemessungsgrundlage 

• 5 Baustoffe 

• 6 Dauerhaftigkeit 


3 

• 7 Tragwerksberechnung 

• 8 Grenzzustände der Tragfähigkeit 

• 9 Grenzzustände der Gebrauchstauglichkeit 

Nach diesen ” 

Standardkapiteln“ sind in der Technischen Spezifikation [6] bisher folgende 

weitere Kapitel angedacht. 

• 10 Verbindungen 

• 11 Konstruktive Ausführung und Ausführung 

Weiterhin sind bisher drei Anhänge entwickelt worden: 

• Anhang A (informativ): Jährliche Schwankungen der über den Querschnitt gemittelten 

Holzfeuchte bei Holz-Beton-Verbundbauteilen unter veränderlichen Umgebungsbedingungen 

• Anhang B (informativ): Berechnung der Auswirkungen unelastischer Dehnungen 

• Anhang C (informativ): Experimentelle Bestimmung der Tragfähigkeit und des Verschiebungsmoduls 

vpon Holz-Beton-Verbindungen 

Im Gesamten besteht [6] aus 46 Seiten Normentext und 13 Seiten Anhänge. Um dieses 

Dokument baurechtlich einführen zu können, ist ein Nationaler Anhang zu erstellen. Wesentliche 

Aufgabe des Nationalen Anhangs sind dabei national festzulegende Parameter, wie 

z.B. Teilsicherheitsbeiwerte, zu bestimmen. Weiterhin besteht die Möglichkeit, den Anwendungsbereich 

von [6] anzupassen. Zum Zeitpunkt der Manuskripterstellung wurde der erste 

Entwurf des Nationalen Anhangs [7] in der Arbeitsgruppe erstellt und zur Diskussion auf 

die nächste Ebene weitergeleitet. Der aktuelle Entwurf des Nationalen Anhangs [7] umfasst 

dabei 14 Seiten Normtext und 7 Seiten Anhänge. 

Sowohl für [6] als auch für den Nationalen Anhang [7] sind Hintergrundberichte vorhanden, 

bei denen jeder Paragraph begründet und erklärt wird. 

Im Folgenden soll nun entlang des üblicherweise durchgeführten Bemessungsablauf 

• Zusammenstellung der Randbedingungen 

• Zusammenstellung der Lasten und Lastermittlung 

• ErmittlungderSchnittgrößenimGrenzzustandderTragfähigkeitundderVerformungen 

im Grenzzustand der Gebrauchstauglichkeit 

• Ermittlung der Spannungen, Verformungen und Schwingungen im jeweiligen Grenzzustand 

• Nachweis der einzelnen Bemessungsgrößen 

• Ausführung 

die Besonderheiten in der Technischen Spezifikation [6] vorgestellt werden. 


4 3 Anwendungsbereich 

3 Anwendungsbereich 

Für die Ausführung von Holz-Beton-Verbunddecken stehen eine Vielzahl von Möglichkeiten 

zur Verfügung. Allerdings sind nicht alle Kombinationen ausreichend durch Versuche 

und/oder analytische Studien untersucht worden. Daher ist der Anwendungsbereich von [6] 

durch folgende Randbedingungen bestimmt: 

• Holz: [6] baut auf [8] auf. Damit sind alle Materialien, die in diesem Teil geregelt 

sind, prinzipiell verwendbar (Nach Festigkeit klassifiziertes Bauholz, Balkenschichtholz, 

Brettschichtholz, keilgezinktes Bauholz, Brettsperrholz, Furnierschichtholz und Holzwerkstoffe). 

Lediglich bei der Verwendung der Kerve kommt es zu einer Einschränkung 

des Materials auf mindestens C24 bzw. mindestens GL24. 

• Beton: Für den Beton dürfen folgende Betonfestigkeitsklassen verwendet werden: 

– Normalbeton: ≥ C12/15; ≤ C60/80 

– Leichtbeton: ≥ LC12/13; ≤ LC60/66 

Lediglich bei der Verwendung der Kerve entsprechend den im Rahmen von [6] gegebenen 

Parametern ist eine Mindestbetongüte C20/25 vorgegeben. 

• Bewehrung: Für die Bewehrung wird auf [9] verwiesen, so dass alle dort verwendbaren 

Bewehrungen auch bei Holz-Beton-Verbundbauteilen verwendet werden dürfen. 

• Nutzungsklasse: Prinzipiell sollte Holz nur in Nutzungsklasse 1 und 2 verwendet werden. 

Allerdings ist diese Definition von Land zu Land unterschiedlich. So ist z.B. in [10] 

der maximale Regeneinfallswinkel definiert, der die Grenze zwischen Nutzungsklasse 2 

und Nutzungsklasse 3 festlegt. Da es diese Regelung zum heutigen Stand nicht in 

allen europäischen Ländern gibt, ist die Einstufung von Bauteilen in Nutzungsklassen 

teilweise recht unterschiedlich. Daher wird in [6] keine generelle Einschränkung 

der Nutzungsklasse eingeführt. Lediglich die Nutzungsklasse der Fuge ist dahingehend 

vorgegeben, dass die Fuge so auszuführen ist, dass sie in Nutzungsklasse 1 oder 2 eingestuft 

werden kann. Aufgrund der Geometrie und des hygroskopischen Verhaltens des 

Holzes ist davon auszugehen, dass in die Fuge eindringende Feuchte nicht wieder austrocknen 

kann und damit – bei Nutzungsklasse 3 – lokal Feuchtgehalte im Bereich des 

Fasersättigungspunkts auftreten, so dass die Dauerhaftigkeit durch einen möglichen 

Pilzbefall eingeschränkt sein wird. 

• Im Hinblick auf die Abmessungen ist vorgegeben, dass die Betonplatte mindestens 

50mm aber maximal 300mm Bauteildicke aufweist. Eventuelle eingebaute Zwischenschichten 

dürfen nach aktuellem Stand maximal 50mm betragen. 

• Die Lagerung der Holz-Beton-Verbunddecke sollte so ausgeführt sein, dass keine Zugspannung 

in der Fuge auftreten kann. Dies bedeutet, dass der Holzträger möglichst 

aufgelagert werden sollte. Ansonsten sind gesonderte, nicht näher bestimmte Untersuchungen 

durchzuführen. 

• Der Beton sollte oberhalb des Holzträgers als quer zur Spannrichtung des Holzträgers 

durchlaufendes Bauteil realisiert werden. Ansonsten sind alle Beanspruchungen auf die 

Verbindung und den Beton zu untersuchen, namentlich 


5 

– Schubbeanspruchung parallel zur Spannrichtung 

– Schubbeanspruchung rechtwinklig zur Spannrichtung infolge des lokalen Lastabtrags 

und der Verformung der Betonplatte 

– Zugbeanspruchung in Scheibenebene infolge der Lastausbreitung im Beton 

Für die Bemessung sind sinngemäß die Regelungen in [9] und [11] Abs. 6.6.4. Dabei 

ist in [9] im Wesentlichen die Schubabtragung der Betonplatte sowohl in Plattenals 

auch Scheibenrichtung als auch die Bestimmung der notwendigen Bewehrung infolge 

Lastausbreitung nachzuweisen, während [11] Abs. 6.6.4 den Nachweis der Verbindung 

regelt. Am Ende bedeutet dieser Nachweis, dass die Verbindung nicht durch 

kombinierter Belastung aus Längsschub und Querschub belastet werden darf, sondern 

Verbindungsmittel für jede Belastungsart eingebaut werden müssen. 

• Die Verbindungsmittel sollte so ausgeführt werden, dass sie im Druckbereich verankert 

werden. 

4 Wesentliche Besonderheiten bei der Bemessung von 

Holz-Beton nach der Technischen Spezifikation [6] im 

Hinblick auf das Kurzzeitverhalten 

4.1 Belastung/Einwirkungen 

4.1.1 Allgemeines 

Ein wesentlicher Unterschied bei der Bemessung von Holz-Beton-Verbundbauteilen im Vergleich 

zu reinen Holz- oder Betonbauteilen sind die zu berücksichtigenden Einwirkungen. 

Ändert sich die Temperatur, der Feuchtegehalt des Holzes oder schwindet der Beton, wird 

diese Relativverschiebung deseinen Verbundpartners durch den anderen verhindert(vgl.Abb. 

4). 

Die dabei entstehenden Schnittgrößen und Verformungen lassen sich durch eine Superposition 

verschiedener Zustände abbilden. Im ersten Schritt werden dabei beide Querschnitte 

voneinandergetrennt, so dasssiesich unabhängigverformen können. DieseunabhängigeVerformung 

wird allerdings durch die Verbindungsmittel verhindert, so dass der sich verkürzende 

TeilquerschnittdurcheineKraftwiedersoverlängertwird,dassdiebeidenQuerschnittegleich 

lang sind. Aus Gründen des Gleichgewichts wird diese Belastung auf den Verbundquerschnitt 

wieder aufgebracht. Daraus ergeben sich folgende Schlüsse: 

• NurdieRelativverschiebungzwischenbeidenQuerschnittenistvonBedeutung:Schwinden 

oder quellen beideQuerschnitte ineinem vergleichbaren Maß,entsteht keine Kraft, 

umbeideQuerschnitteaufdiegleicheLängezubringen.DiesistauchderGrund,warum 

das Quellen und Schwinden des Holzes bei den üblichen Holz-Holz-Verbundträgern nur 

von untergeordneter Bedeutung ist. 

• Verkürzt sich das unten liegende Holz relativ zum oben liegenden Beton, hat dies zur 

Folge: 


6 4 Kurzzeitverhalten 

Ausgangszustand 

Schwinden des Betons 

N S 

Verkürzung der 

N S 

N S 

N S 

Behinderung 

Betonplatte durch das Holz 

(a) Schwinden des Betons 

Resultierender 

Zustand 

Ausgangszustand 

Schwinden des Holzes 

N S 

N S 

Verkürzung des 

Holzquerschnitts 

N S 

N S 

Behinderung 

durch den Beton 

(b) Schwinden des Holzes 

Resultierender 

Zustand 

Abbildung 4: Auswirkungen der spannungslosen Dehnung z.B. infolge Temperatur oder 

Schwinden 

– Zunahme der Normalkraft: Da sich das Holz relativ zum Beton verkürzt, entsteht 

eine zusätzliche Zugkraft im bereits unter Zug stehenden Holzes. 

– Zunahme der Belastung auf die Verbindungsmittel: Da die Normalkraft zunimmt 

und diese Normalkraft im Holz mit der Normalkraft im Beton über die Verbindungsmittel 

kurzgeschlossen werden muss, nimmt die Beanspruchung der Verbindungsmittel 

in diesem Fall zu. 

– Abnahme der Momente in den Teilquerschnitten: Da einerseits die Normalkraft 

im Holz durch Schwinden des Holzes zunimmt, andererseits aber die äußere Belastung 

unabhängig vom Schwinden und damit konstant ist, müssen aufgrund des 

Gleichgewichts die Momente in den Teilquerschnitten abnehmen. 

– Abnahme der Verformung: Durch die exzentrisch angreifende Normalkraft im 

Teilquerschnitt wird die Verformung reduziert. 

• Verkürzt sich der oben liegende Beton relativ zum unten liegenden Holz, hat dies zur 

Folge: 

– Abnahme der Normalkraft: Da sich der Beton verkürzt, entsteht daraus eine 

Druckkraft im Holz. Die resultierende Belastung aus äußerer Last und Schwinden 

des Betons führen dazu, dass die Normalkraft im Teilquerschnitt abnimmt. 

– Abnahme der Belastung der Verbindungsmittelbelastung: Nimmt die Normalkraft 

im Teilquerschnitt ab, nimmt auch die Verbindungsmittelbelastung ab, da diese 

nur“ dazu dient, die Druckkraft im Beton mit der Zugkraft im Holz kurzzuschließen. 

” 

Diese Abnahme hat auch zur Folge, dass Schwinden des Betons auch dann 

berücksichtigt werden muss, wenn dasplastische Verhalten der Verbindungsmittel 


4.1 Belastung/Einwirkungen 7 

berücksichtigt wird. Während durch das Fließen des Stahls und des Betons und 

durch das Reißen des Betons erreicht wird, dass Schwinden bei Stahlbetonbauteilen 

in der Bemessung nicht berücksichtigt werden muss, entsteht bei Holz-Beton- 

Verbundbauteilen durch Schwinden des Betons eine Abnahme der Normalkraft 

und der Verbindungsmittelbelastung. Durch die Entlastung der Verbindungsmittel 

hat das plastische Vermögen der Verbindungsmittel keine Auswirkungen auf 

die Schnittgrößenaufteilung im Lastfall Schwinden. 

– Zunahme des Moments im Holz: Da die Normalkraft abnimmt, die äußere Belastung 

aber konstant ist, steigt das Moment im Teilquerschnitt an 

M ges = konstant = M Holz +M Beton +N ·z (1) 

– Zunahme der Verformung: Durch das Schwinden des Betons entzieht sich dieser 

seiner Druckbelastung, so dass der Verbundbauanteil am Lastabtrag abnimmt. 

Daher muss ein größerer Teil über Biegung abgetragen werden, so dass die Verformung 

des Gesamtbauteils zunimmt. 

Durch diese unterschiedlichen Dehnungen der beiden Teilquerschnitte entstehen Eigenspannungen, 

die sich in Verformungen bemerkbar machen. So zeigt sich in [3], dass die Verformungen 

der Decken erst dann realitätsnah abgebildet werden können, wenn Schwinden des 

Betons berücksichtigt wird. Darüber hinaus sind auch Eigenspannungen Spannungen, die die 

Tragfähigkeit des Bauteils beeinflussen. Im Vergleich zu anderen Materialien hat Holz unter 

einer Zugbeanspruchung eher ein sprödes Verhalten, so dass diese Eigenspannungen nicht 

durch eine plastische Verformung abgebaut werden können. Daher sind einerseits diese Einwirkungen 

im Nachweis zu berücksichtigen. Andererseits stellt sich die Frage, ob die bisher 

üblichen Verfahren und Teilsicherheitsbeiwerte hier zur Anwendung kommen können. 

4.1.2 Anzusetzende Belastungen 

Im Hinblick auf die Belastungen ergibt sich also, dass folgende Einwirkungen berücksichtigt 

werden müssen: 

• ” übliche“ äußere Belastungen infolge Eigengewicht, Verkehr, Schnee, Wind etc. nach 

[12] ff. 

• Eigenspannungen hervorrufende Einwirkungen wie z.B. Temperatur, Schwinden und 

Quellen des Holzes und Schwinden des Betons 

In [6] wird – vereinfachend – zugelassen, dass Temperaturänderungen und Auswirkungen 

der Feuchteänderungen in quasi-konstanter Umgebung vernachlässigt werden dürfen. Diese 

quasi-konstante Umgebung ist durch folgende Größen definiert: 

• Das Holzfeuchte entspricht zum Zeitpunkt des Einbaus der Ausgleichsfeuchte. 

• Die Differenz zwischen minimaler und maximaler Holzfeuchte (über den Quershcnitt 

gemittelt) innerhalb eines Jahres im Holz ist kleiner/gleich 6% 

∆mc = mc max −mc min ≤ 6% (2) 



• Die Änderung der Lufttemperatur überschreitet nicht 20 ◦ C 

∆T Luft = T max,Luft −T min,Luft ≤ 20 ◦ (3) 

Dies bedeutet, dass bei typischen Situationen der Nutzungsklasse I die Temperaturänderungen 

und die Feuchteänderungen (und damit das Quellen & Schwinden des Holzes) vernachlässigt 

werden dürfen. Schwinden des Betons ist dagegen auch bei quasi-ständigen Umgebungsbedingungen 

sowohl im Grenzzustand der Gebrauchstauglichkeit als auch im Grenzzustand 

der Tragfähigkeit zu berücksichtigen. 

Sollten dieUmgebungsbedingungen nichtalsquasi-konstanteUmgebungsbedingungen eingestuft 

werden können, müssen zusätzlich zum Schwinden des Betons Temperaturänderungen 

und Quellen/Schwinden des Holzes in der Berechnung berücksichtigt werden. 

Für die Ermittlung der inelastischen Dehnungen stehen verschiedene Quellen zur Verfügung: 

• Temperatur nach [13], wobei prinzipiell zwei Einwirkungen zu unterscheiden sind 

– Temperaturdifferenz zwischen Temperatur beim Einbau und mittlere Temperatur 

im Betrieb 

– Jährliche Temperaturschwankungen 

• Schwinden des Betons nach [9] 

• Schwinden und Quellen des Holzes: Ähnlich wie bei der Temperatur sind beim Schwinden 

und Quellen des Holzes prinzipiell auch zwei verschiedene Einwirkungen infolge 

Feuchteänderung des Holzes zu beachten 

– Feuchteunterschied zwischen Einbau und Ausgleichsfeuchte 

– Jährliche Feuchteschwankungen: Für die Ermittlung des jährlichen Quellen bzw. 

Schwindens des Holzes gibt es bisher keine Norm, die die Größe dieses Einflusses 

regelt. Daher werden im Anhang A von [6] Regelungen gegeben, anhand dieser 

die erwartete Feuchteänderung ermittelt werden kann. Diese Ermittlung erfolgt 

in folgenden Schritten: 

∗ FestlegungderKlimazonedesGebäudesanhanddesKöppen-Geiger-Diagramms 

(siehe Abb. 5 bzw. Abb. 6) 

∗ Ermittlung der Feuchte durch Interpolation der in [6] gegebenen Werte für 

Querschnitte mit verschiedenen Breiten (vgl. Tab. 1) 

∗ Modifikation der Feuchte in Abhängigkeit der Nutzungsklasse 

∗ Ermittlung der Dehnung durch 

ε = α || ·∆u (4) 

mit ε effektive Dehnung infolge Feuchteänderung 

∆u Feuchteänderung; ermittelt aus Tab. 1 

α || Ausdehnungskoeffizient des Holzes parallel zur Faser 

= 0,01%/%∆u entsprechend [14] 



Abbildung 5: Köppen-Geiger-Diagramm (aus [6]) 

Cfa 

Cfb 

Dfb 

Dfc 

ET.1 

ET.2 

54 o 6 o 8 o 10 o 12 o 14 o 

52 o 

Laltidude 

50 o 

48 o 

Longitude 

Abbildung 6: Köppen-Geiger-Diagramm für Deutschland (siehe [7]) 



Tabelle 1: Rechnerische Feuchteschwankungen in % im Querschnitt ∆mc = max mc − 

min mc (siehe [6]) 

Minimum aus 

Breite in mm und 

2 × Höhe in mm 

des Holzquerschnitts a 

Bez. Klima Stadt (Beispiel) 38 125 >300 

BSK kalt semiarid Madrid, Salamanca, Albacete 13 7.5 2.5 

CSA Warm mediterran Lisbon, Cagliari, Palermo, Athens 8 4 1 

CSB Gemäßigt mediterran Potenza, Marsilia, Coruna, Porto. 9 6 2.5 

CFA Warm ozeanisch Zagreb, Milano, Bologna, Foggia 11.5 7 2.5 

CFB Gemäßigt ozeanisch Stuttgart, Zurich, Paris, London 15 9 3 

DFA Warm kontinental Kosice, Odessa, Zaporozhe 9 6 2 

DFB.1 Gemäßigt kontinental Moscow, Minsk, Vilnius, Kiev. 12 6 2 

– nördliche Gebiete 

DFB.2 Gemäßigt kontinental Warsaw, Berlin, Munich, Prague 15.5 9 3.5 

– südliche Gebiete 

DFB.3 Gemäßigt kontinental Helsinki, Stockholm, Goteborg, 13.5 7.5 2.5 

– Küstengebiete Saint Petersburg, Riga. 

DFC.1 Kühl kontinental – Rovaniemi, Inari, Lulea, Tromsø 17.5 11.5 4 

nördliche Gebiete 

DFC.2 Kühl kontinental – Tampere, Kuopio, Östersund, 17.5 12 4 

südliche Gebiete Ringsaker 

ET Tundra kontinental Chambery, Zurich, Sofia, Gloppen 17.5 5 2.5 

a Zwischenwerte dürfen interpoliert werden 

· Anmerkung Für Holzquerschnitte, die Bedingungen in unbeheizten Innenräumen 

ausgesetzt sind,darfderinTabelleA.1angegebeneWertfür∆mc 

verringert werden. Der Wert ist abhängig von Gebäudetyp und Nutzungsart. 

Für typische Situationen ist eine Abminderung von 40% anwendbar. 



Im Rahmen der Entwicklung von [6] stellt sich die Frage, ob diese Dehnungen überhaupt 

zu berücksichtigen sind. Insbesondere war zu diskutieren, ob die Holzfeuchte in dieser Genauigkeit 

abgebildet werden muss. Daher wurden in Abb. 7 die Dehnungsänderungen infolge 

Feuchteänderung im Holz der Schwinddehnung des Betons gegenübergestellt. 

Feuchteänderung für 

vergleichbare Schwinddehnung 

7% 

6% 

5% 

4% 

3% 

2% 

1% 

C20/25 

0% 

40 45 50 55 60 65 70 75 80 85 90 

Relative Luftfeuchte in % 

Abbildung 7: Feuchteänderungen im Holz für vergleichbare Schwinddehnung 

Wie daraus ersichtlich wird, sind die Feuchteänderungen mit zum Schwinden vergleichbarer 

resultierender Dehnung relativ klein. 

Da die Feuchteänderungen zu Dehnungen || Faser führen, die vergleichbar mit den Dehnungsänderungen 

des Betons infolge Schwinden sind, war zu überprüfen, welche Auswirkungen 

das Schwinden auf die Holz-Beton-Verbunddecke haben. Wird die Verformung unter 

Berücksichtigung der Variabilität aller Eingangsgrößen bestimmt, ergibt sich die in Abb. 8 

dargestellte Verteilung der Verformung ohne und mit Berücksichtigung des Schwindens des 

Betons bzw. des Quellens des Holzes. Wie daraus ersichtlich wird, ist die Berücksichtigung 

Unterschreitungs− 

wahrscheinlichkeit 

1,0 

0,9 

0,8 

0,7 

0,6 

0,5 

0,4 

0,3 

0,2 

0,1 

0,0 

0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 

w / (L/300) 

ohne Schwinden des Betons 

nur Schwinden des Betons 

mit Schwinden des Betons + 2% ∆u (deterministischer Wert) 

mit Schwinden des Betons + 4% ∆u (deterministischer Wert) 

• Brettstapel-Beton-Verbunddecke 

• Spannweite: 7,5m 

• Holz: C24 

• Beton: C25/30 

Abbildung 8: Verteilung der Verformung bei der Berücksichtigung verschiedener Einflüsse 

des Schwindens notwendig, um eine zuverlässige Verformung vorherzusagen (siehe auch [3]). 

Wird das Schwinden in eine Ersatzlast umgewandelt, die die gleiche Verformung hervorruft, 

zeigt sich, dass Schwinden eine Ersatzlast erzeugt, die in der Größenordnung des Eigengewichts 

liegen kann (vgl. Abb. 9). 

Werden die verschiedenen Zulassungen ausgewertet, ergibt sich, dass die Berücksichtigung 

der Dehnungen infolge Feuchteänderung des Holzes und Schwinden des Betons eigentlich 

bereits in den Zulassungen gefordert wird. Ein wesentlicher Unterschied zwischen [6] und den 

Zulassungen ist allerdings, dass nach [6] diese Einflussparameter explizit zu berücksichtigen 



Verhältnis q Schwinden /g EG+Ausbau 

1.0 

0.8 

0.5 

0.2 

Verhältnis 

0.0 

15 20 25 30 

h res in cm 

Spannweite L = 7,5 m 

Breite b H = b B = 1000 mm 

Verbundfaktor γ 1 = 0,75 

Ausbaulast g A = 1,5 kN/m 2 

Kriechen entsprechend den jeweiligen Normen 

h res = h Beton +h Holz 

Mittelwert der Schwinddehnung nach [15] 

Teilsicherheitsbeiwert γ F,Schwinden = 1.0 

Abbildung 9: Äquivalente Last infolge Schwinden bezogen auf das Eigengewicht der Decke 

in Abhängigkeit der Deckenhöhe 

sind, während in den Zulassungen diese Einflussparameter in einer globalen Abminderung der 

E-Moduli erfasst werden. 

4.1.3 Teilsicherheitsbeiwerte 

Für die Teilsicherheitsbeiwerte werden im Wesentlichen die Teilsicherheitsbeiwerte entsprechend 

der Einteilung in [16] verwendet. So wird für ständig wirkende Lasten und eingeprägte 

Verformungen ein Teilsicherheitsbeiwert von γ F = 1,35 vorgeschlagen, während für variable 

Lasten ein Teilsicherheitsbeiwert von γ F = 1,5 zur Anwendung kommen soll. Die Belastungen 

infolge der jährlichen Schwankungen wie z.B. Temperatur und/oder Feuchte werden 

daher mit einem Teilsicherheitsbeiwert von γ F = 1.35 versehen. 

Für die Bemessung sind die charakteristischen Einwirkungen zu verwenden. Die Schwinddehnung 

des Betons nach [9] stellt der Mittelwert dar. Nach [17] weist die Schwinddehnung 

allerdingseinen Variationskoeffizienten von30%auf. Aufgrund der großen Streuung der Werte 

und dem fehlenden plastischen Vermögen des Holzes muss der Teilsicherheitsbeiwert für 

diesen Lastfallneu ermittelt werden. Erste Auswertungen deuten darauf hin, dassbei der Verwendung 

der Mittelwerte der Schwinddehnung nach [17] prinzipiell ein Teilsicherheitsbeiwert 

von > 1,35 zu verwenden wäre. Allerdings empfiehlt die Technischen Spezifikation [6] dennoch 

die Verwendung des Teilsicherheitsbeiwerts einer ständigen Belastung von γ F = 1,35. 

Um den Unterschied zu kompensieren, wird bei der Interaktion zwischen Schwinden und 

Kriechen eine geringere Reduktion eingeführt, die eigentlich für diesen Effekt möglich wäre 

(siehe Abs. 6.3). 

4.1.4 Klassen der Lasteinwirkungsdauern 

Bezüglich der Klassen der Lasteinwirkungsdauern werden die Einteilungen nach [8] übernommen. 

Damit wird das Schwinden und die Änderungen vom Zeitpunkt des Einbaus bis zum 

Endzustand als ständige Belastung angesehen, während die jährlichen Schwankungen der 

Klasse der Lasteinwirkungsdauer ” 

mittel“ zugeordnet werden. 


4.2 Modifikationsbeiwerte 13 

4.2 Modifikationsbeiwerte 

Um den Einfluss der Zeit und der Feuchte auf die Festigkeit zu erfassen, sind in [8] Modifikationsfaktoren 

der Festigkeit k mod eingeführt. Für den Holzquerschnitt werden diese Werte 

direkt übernommen. 

Bei den Verbindungsmitteln gehen jedoch die k mod -Werte der zu verbindenden Bauteile ein. 

Soistz.B.bei einer Verbindung zwischen Holzund Holzwerkstoffplatten folgenderk mod -Wert 

anzusetzen. 

k mod = √ k mod,Holz ·k mod,HWS (5) 

Dieses Konzept wurde für den Holz-Beton-Verbundbau übernommen, wobei für den k mod - 

Wert der Festigkeitsbeiwert des Betons zur Berücksichtigung von Langzeiteffekten α cc zur 

Anwendung kommt. Somit ergibt sich für das Verbindungsmittel folgender Modifikationsbeiwert 

k ′ mod = √ k mod ·α cc (6) 

mit k ′ mod 

k mod 

α cc 

Modifikationsbeiwert der Verbindung 

Modifikationsbeiwert des Holzes 

Festigkeitsbeiwert des Betons zur Berücksichtigung der Langzeitfestigkeit 

i.d.R. =0.85 

Anzumerken ist, dass der k mod ′ -Beiwerte nur bei Verbindungsmittel zur Anwendung kommt, 

bei denen die Festigkeiten der einzelnen Querschnittspartner sich gegenseitig beeinflussen. 

Dies ist z.B. bei einer Bestimmung der Tragfähigkeit nach der Johansen-Theorie der Fall 

(siehe Abs. 5.3.2). Lässt sich die Tragfähigkeit in einzelne Traganteile aufteilen (wie z.B. bei 

der Kerve, siehe Abs. 5.3.3) ist der jeweilige k mod -Wert der Festigkeit anzusetzen. 

4.3 Ermittlung der Schnittgrößen 

4.3.1 Verfahren 

Wie bei Holz-Verbindungen üblich, beeinflusst die Nachgiebigkeit der Verbindung das Tragund 

Verformungsverhalten des Verbundträgers maßgeblich. So sind alle Verbindungen mit 

Ausnahme der Klebung als nachgiebig einzustufen. Damit lassen sich im Verbundträger zwei 

Grenzzustände bestimmen (vgl. Abb. 10): 

• Kein Verbund: In diesem Fall ist die Dehnung im Schwerpunkt gleich Null. An der 

Verbundfuge tritt ein Sprung in der Dehnung auf. Die äußere Belastung wird nur 

durch die Biegemomente in den Teilquerschnitten übertragen. 

• Starrer Verbund: in diesem Fall kann keine Verschiebung zwischen den Teilquerschnitten 

auftreten. Damit ist die Dehnung an der Fuge bei beiden Teilquerschnitten identisch. 

Die äußere Belastung wird teilweise durch die Biegemomente der Teilquerschnitte, 

teilweise durch die Normalkräfte und deren Exzentrizität übertragen. 

In Realität wird keine der beiden Grenzen auftreten, sondern der Verbund mit mechanischen 

Verbindungsmittel lässt sich nur so ausgeführen, dass sich ein Zustand irgendwo dazwischen 

einstellt (vgl. Abb. 10). 



Ohne Verbund 

Nachgiebig 

Starr 

ε 

ε 

ε Schwerpunkt = 0 

Sprung 

ε Schwerpunkt ≠ 0 

Kein Sprung 

Abbildung 10: Verbundverhalten bei unterschiedlicher Ausbildung der Verbundfuge 

Am Beispiel eines Verbundträgers aus zwei Schichten zeigt sich, dass diese Grenzen eine 

große Bandbreite zulassen: 

• Trägheitsmoment von zwei lose aufeinander liegenden Teilquerschnitten: 

J lose = 2· b·h3 

12 

(7) 

• Trägheitsmoment von zwei starr miteinander verbundenen Teilquerschnitten: 

J starr = b·(2·h)3 

12 

= 8· b·h3 

12 

(8) 

Da die Tragfähigkeit und die Steifigkeit bei diesen Grenzwerten stark voneinander abweicht, 

istdieNachgiebigkeitinderVerbundfugebeiderSchnittgrößenermittlungzuberücksichtigen. 

Um diese Nachgiebigkeit in der Verbundfuge abbilden zu können, stehen mehrere Verfahren 

zur Verfügung. 

• Lösung der Differentialgleichung des Schlupfs (siehe [18] oder [19]) 

QS 1 

QS 2 

s(x) 

z 

e 

K 

x 

Abbildung 11: Schlupf zwischen den Teilquerschnitten 

d 3 d · 

dx 3s(x)−α2 dx s(x) = −α2 ·β ·q(x) (9) 


4.3 Ermittlung der Schnittgrößen 15 

mit s(x) Schlupf zwischen den Verbundquerschnitten an der Stelle x 

α,β Beiwerte 

q äußere Gleichstreckenlast 

x betrachtete Stelle im Querschnitt 

Durch das Anpassen von Randbedingungen können alle Lastfälle und Geometrien 

prinzipiell gelöst werden. Allerdings ist die Lösung dieser Differentialgleichung recht 

aufwändig, so dass diese Berechnungsmethode selten angewandt wird. 

• γ-Verfahren: Dieses Verfahren beruht auf der Lösung der Differentialgleichung des 

Schlupfs unter der Annahme einer sin-förmigen Belastung. Dabei wird die Verformung 

eines Einfeldträgers unter Berücksichtigung der Nachgiebigkeit der Verbundfuge mit 

der Verformung eines Einfeldträgers mit einer effektiven Biegesteifigkeit verglichen. 

Durch das Gleichsetzen lässt sich dann die effektive Biegesteifigkeit durch folgende 

Beziehung ermitteln 

EJ eff = 

∑ 

EJi 

} {{ } 

Biegesteifigkeit der Teilquerschnitte 

+ ∑ γ i ·E i ·A i ·a 2 i 

} {{ } 

Steineranteil 

(10) 

mit EJ eff effektive Biegesteifigkeit des Verbundträgers 

EJ i Biegesteifigkeit des Teilquerschnitts i 

γ i nach [20] 

A i Fläche des Teilquerschnitts i 

a i Abstand des Schwerpunkts des Teilquerschnitts zum Schwerpunkt des 

Gesamtquerschnitts 

Wie daraus ersichtlich wird, wird der Steineranteil mit einem γ-Wert abgemindert. 

Dieser γ-Wert bestimmt sich durch 

γ i = 

1 

1+ EA i·π 2·s (11) 

i 

K i·L 2 

mit γ Verbundfaktor 

EA i Dehnsteifigkeit des Querschnitts i 

s i Abstand der Verbindungsmittel 

bei mehrreihiger Anordnung der Verbindungsmittel ist der effektive Abstand 

(=Abstand der in eine Reihe geschobenen Verbindungsmittel) zu 

verwenden 

K i Steifigkeit des Verbindungsmittel im ULS bzw. SLS 

Abstand der Momentennullpunkte, beim Einfeldträger = Spannweite 

L i 

Dieser Wert kann als Verhältnis der Schwerpunktsdehnung eines Verbundquerschnitts 

mit nachgiebig angeschlossenen Teilquerschnitte und der Schwerpunktsdehnung eines 

Verbundträgers mit starr angeschlossenen Teilquerschnitte interpretiert werden (vgl. 

Abb. 12). 

γ = ε nachgiebig 

ε starr 

(12) 



ε nachgiebig 

ε starr 

κ 

Abbildung 12: Dehnungen beim Verbundträger mit nachgiebig angeschlossenen Teilquerschnitten 

mit ε nachgiebig 

ε starr 

Schwerpunktsdehnung im nachgiebigen Fall 

Schwerpunktsdehnung im starren Fall 

Der γ-Wert kann als Effektivität des Verbunds interpretiert werden und damit Werte 

zwischen 0.0 (= kein Verbund) und 1,0 (= starrer Verbund) annehmen. Damit lässt 

sich auf einfache Art und Weise die Effektivität der Verbundfuge abschätzen. 

Aus dieser Steifigkeit können dann die Verformung und die Schnittgrößen der Teilquerschnitte 

ermittelt werden. Aufgrund der Einfachheit dieses Verfahrens ist dieses 

Berechnungsmethode in [8] Anhang B gegeben. 

Die Anwendung diese Verfahren ist allerdings eingeschränkt. So ist die Anwendung 

eigentlich nur dann möglich, wenn folgende Randbedingungen eingehalten sind: 

– Einfeldträger 

– sin-förmige Gleichstreckenlast 

– gleichmäßig verteilte Verbindungsmittel 

– maximal drei nachgiebig angeschlossene Schichten 

Im Lauf der Zeit wurden einige Erweiterungen entwickelt, so dass nach [8] dieses 

Verfahren auch für Durchlaufträger und Kragarme bei konstanter Gleichstreckenlast 

angewandt werden kann. Sollten die Verbindungsmittel der Querkraft entsprechend 

abgestuft werden, darf dies durch die Modifikation des effektiven Abstands der Verbindungsmittel 

abgebildet werden. 

s ef = 0.75·s min · Kref 

K max 

+0.25·s max · Kref 

K min 

(13) 



mit s ef effektiver Abstand der Verbindungsmittel 

s min minimaler Abstand der Verbindungsmittel bei einer Abstufung entsprechend 

dem Querkraftverlauf 

s max maximaler Abstand der Verbindungsmittel bei einer Abstufung entsprechend 


K ref Bezugssteifigkeit, die in Zusammenhang mit s ef für die weitere Berechnung 

verwendet wird 

K min minimale Steifigkeit des Verbindungsmittels bei einer Abstufung entsprechend 


K max maximale Steifigkeit des Verbindungsmittels bei einer Abstufung entsprechend 


Im Hinblick auf die Verbindung im Holz-Beton-Verbundbau ergeben sich zwei prinzipielle 

Arten an Verbindungsmittel. 

– gleichmäßige Lasteinleitung z.B. durch den Einbau von Schrauben 

– konzentrierte Lasteinleitung z.B. durch die Verwendung von Kerven 

Abgeleitet von den Randbedingungen ist die Anwendung des γ-Verfahrens eigentlich 

nur für Verbindungsmittel mit einer gleichmäßigen Lasteinleitung möglich. Als Grenze 

wird bisher in der Technischen Spezifikation [6] ein maximaler Abstand der Verbindungsmittel 

von 5% der Spannweite angegeben (siehe auch [21]). 

Sollte diese Grenze nicht eingehalten werden, ist die Dehnsteifigkeit EA des angeschlossenen 

Querschnittsteils mit dem Faktor 0.7 zu modifizieren. Hintergrund für 

diese Regelung ist, dass die Schnittgrößenaufteilung von der Steifigkeit abhängt. Für 

den Fall einer sinusförmigen Belastung und kontinuierlich angebrachter Verbindungsmittel, 

so dass sich die Verbindungsmittel verschmieren lassen, ist ein sin-förmiger 

Verlauf der Normalkraft vorhanden. In diesem Fall ermittelt sich die Längenänderung 

100% 

75% 

N(x)/N max 

50% 

x 

L 

N 

25% 

0% 

0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 

x/L 

N verschmiert N Kerve 

Abbildung 13: Verlauf der Normalkraft bei einer Kerve amEnde, wobei dasVorholz der Kerve 

hier vernachlässigt wurde 

des frei geschnittenen Gurts unter einer sin-förmigen Normalkraft zu (vgl. Abb. 13) 

∆L = 

∫ L 

2 

0 

N 

( 

max π 

) 

·sin 

EA verschmiert L ·x 

dx = 

N max 

· L 

EA verschmiert π 

mit ∆L Längenänderung des Gurts infolge Normalkraft 

N max maximale Normalkraft in Feldmitte 

L Spannweite des Trägers 

Zur Bemessung von HBV-Decken 

(14)


Im Fall einer Kerve am Ende des Trägers ist der Normalkraftvelauf über die gesamte 

Länge konstant, so dass sich die Längenänderung des freigeschnittenen Gurts wie folgt 

ermittelt 

∆L = 

∫ L 

2 

0 

N max 

dx = N max 

· L 

EA diskret EA diskret 2 

Um nun in der Berechnung diese unterschiedliche effektive Steifigkeit erfassen zu 

können, werden diese beiden Längenänderungen gleichgesetzt. 

Daraus lässt sich ableiten, dass die Dehnsteifigkeit bei verschmierten Verbindungsmitteln 

(=Berechnungsgrundlage des γ-Verfahrens) sich aus der Dehnsteifigkeit von 

diskreten Verbindungsmitteln herleiten lässt durch 

EA } verschmiert = 2 {{ } π 

γ−Verfahren 

}{{} 

≈0.7 

(15) 

·EA diskret (16) 

• Schubanalogie-Verfahren: Durch die Entwicklung von Brettsperrholz mit mehr als 3 

tragenden Schichten war die Anwendung des γ-Verfahrens nicht mehr möglich. Damit 

wurdeeinalternativesBerechnungsverfahren notwendig, bei demmehr als3nachgiebig 

angeschlossene Schichten abgebildet werden können. 

Die Idee hinter dem entwickelten Schubanalogie-Verfahren (siehe z.B. [14]) ist dabei, 

dass die Biegesteifigkeit in den Eigenbiegesteifigkeit und den Steineranteil aufgeteilt 

wird, wobei beide Anteile die gleiche Verformung aufweisen (vgl. Abb. 14). 

Verbundträger 

Biegung 

Verbund 

Biegung 

w 

Verbund 

w 

Abbildung 14: Aufteilung der Systeme 

Da die Nachgiebigkeit nur den Steineranteil beeinflusst, muss dieses Nachgiebigkeit 

auch nur bei dieser Steifigkeit erfasst werden. Die Nachgiebigkeit führt zu einer geringeren 

Aktivierung des Normalkraftanteils. Um diese geringere Aktivierung abbilden zu 

können, wird dieses Nachgiebigkeit als Schubverformung interpretiert (vgl. Abb. 15). 

Durch die Kopplung dieser beiden Anteil lassen sich die Anteile infolge Biegesteifigkeit 

(→ System A) und Normalkraftanteil (→ System B) ermitteln. Die Eingangsgrößen 

für die Schnittgrößenermittlung sind dabei 

– System A 

EJ A = 

n∑ 

EJ i (17) 

i=1 



d 

dx β 

κ eff 

” Schubverformung“ 

ε starr 

ε nachgiebig 

Abbildung 15:Reduzierte Schwerpunktsdehnung durch Nachgiebigkeit derVerbindungsmittel 

– System B 

∗ Biegesteifigkeit 

EJ B = ∑ EA·(z i −z s ) 2 (18) 

mit z i Schwerpunkt zum einzelnen Bauteil 

z s Gesamtschwerpunkt 

∗ Schubsteifigkeit 

1 

GA = 1 ( ∑ 1 ⋆ a · + 

2 K i 

h 

2·G·b +∑ h 

G·b + 

) 

h 

2·G·b 

(19) 

mit GA ⋆ 

a 

K 

h i 

b i 

effektive Schubsteifigkeit 

Abstand der Schwerpunkte der äußersten Schichten 

Verschmierte Steifigkeit der Verbindungsmittel 

Höhe der Schicht i 

Breite der Schicht i 

Aus den Schnittgrößen der Systeme A und B können dann die Spannungen zurückgerechnet 

werden. Die resultierenden Spannungen im Teilquerschnitt setzen sich sowohl 

aus den Anteilen des Systems A (=reine Biegetragfähigkeit der Teilquerschnitte) als 

auch aus den Anteilen des Systems B (=Verbundtraganteile) zusammen (vgl. Abb. 

16). 

• Modellierung als Fachwerk: Bei dieser Modellierungsart wird der Betonquerschnitt als 

Obergurt und der Holzquerschnitt als Untergurt abgebildet (vgl. Abb. 17). 

Um dieselbe Biegelinie beider Verbundpartner zu erhalten, werden der Obergurt und 

der Untergurt durch Druckstäbe miteinander gekoppelt (vgl. Abb. 17). Um die Verbindungsmittel 

zu modellieren, werden diese als Kragarme abgebildet. Je nach verwendetem 

Stabwerkmodell wird entweder dieser Stab als Starrstab mit einer Federsteifigkeit 

am Stabende eingegeben, oder aber diesen Kragarmen wird eine effektive Biegesteifigkeit 

zugewiesen (vgl. Abb. 18). In diesem Fall bestimmt sich die Biegesteifigkeit des 



Verbundträger σ A σ B τ B 

∆τ 

σ res 

τ A 

τ res 

Abbildung 16: Anteile der einzelnen Systeme an den Spannungen 

Beton 

Beton 

VBM 

Holz 

Druckstab 

Holz 

Abbildung 17: Beispiel einer Modellierung von Holz-Beton-Verbunddecken mit Hilfe eines 

Stabwerks 

F 

e2 

e1 

Abbildung 18: Ersatzsystem für das Verbindungsmittel 



Kragarms nach [22] zu (vgl. Abb. 18): 

EI Kragarm = K 3 ·(e 3 1 +e3 2 

) 

(20) 

mit K Verbindungsmittelsteifigkeit 

e 1 

h S 

e 2 

Abstand vom Schwerpunkt des Teilquerschnitts 1 zum Schwerpunkt der 

Verbundfuge, i.d.R. 

= h 1+h S 

2 

Dicke der Zwischenschicht zwischen Holz und Beton 

Abstand vom Schwerpunkt des Teilquerschnitts 2 zum Schwerpunkt der 

Verbundfuge, i.d.R. 

= h 2+h S 

2 

Damit lassen sich Holz-Beton-Verbunddecken insbesondere bei Verbindungsmittel mit 

größerem Abstand berechnen, wenn der Abstand der Druckstäbe ausreichend gering 

und die Verbindungsmittel als Kragarme modelliert werden. Mit dieser Stabwerkmodellierung 

werden die Schnittgrößen und Verformungen bestimmt. Die Beanspruchung 

der Verbindungsmittel ergibt sich aus den Querkräften der Kragarme, die die Verbindungsmittel 

modellieren. 

Bei der Anwendung des Fachwerks ist allerdings der Schubnachweis insb. im Holzträger 

gesondert zu betrachten, denn die Auswertung aus dem Stabwerkprogramm ist 

für diese Berechnung nicht ausreichend. Hintergrund ist, dass bei der Modellierung 

als Stabwerk davon ausgegangen wird, dass die Normalkraft zentrisch im Querschnitt 

eingeleitet wird. Dies ist gleichbedeutend mit der Annahme, dass die Normalspannungen 

gleichmäßig über den Querschnitt verteilt sind und damit keine Schubspannungen 

entstehen (vgl. Abb. 19). 

Verbund 

N 

M 

N 

M 

A 

Druck und Biegung 

T = dN/dx 

z(τ max ) 

z(τ max ) 

Schub infolge M und N 

Schub nur infolge M 

Abbildung 19: Vergleich der Schubbeanspruchung 

Damit ist bei der Modellierung des Verbunds mit Hilfe des Fachwerkträgers notwendig, 

die Schubbeanspruchungen nicht aus der automatischen Bemessung der Stabwerksprogramme 

zu übernehmen, sondern den Schubnachweis gesondert nachzuweisen. 

Wesentlicher Unterschied dabei ist die Ermittlung des statischen Moments. 



– Ermittlung der Nulllinie 

σ = N 2 

A 2 

+ M 2 

J 2 

·z 2 = 0 (21) 

z 2 = − N 2 

A 2 

· J2 

M 2 

(22) 

mit z 2 Abstand der Nulllinie vom Schwerpunkt des Querschnitts 2 

N 2 Normalkraft im Querschnitt 2 

A 2 Fläche des Querschnitts 2 

M 2 Moment im Querschnitt 2 

J 2 Flächenträgheitsmoment des Querschnitts 2 

– Ermittlung des statischen Moments 

S y,2 = 1 ( ) 2 

2 · 

h2 

2 −z 2 ·b 2 (23) 

mit S y,2 statisches Moment des Querschnitts 2 

h 2 Höhe des Querschnitts 2 

z 2 Abstand der Nulllinie vom Schwerpunkt des Querschnitts 2 

– Ermittlung der Schubspannung 

τ 2 = S y,2 ·V 2 

J 2 ·t 

(24) 

mit τ 2 maximale Schubspannung im Querschnitt 2 

S y,2 statisches Moment des Querschnitts 2 

V 2 Querkraft im Querschnitt 2 

J 2 Flächenträgheitsmoment des Querschnitts 2 

t Breite unter Berücksichtigung eventueller Risse 

Bei der Verwendung von Brettsperrholz als Holzquerschnitt der Holz-Beton-Verbunddecke 

ist nach [7] das Brettsperrholz als geschichtetes Element abzubilden, um die Schubbeanspruchung 

zwischen den Schichten erfassen zu können. Dies kann z.B. dadurch erfolgen, indem 

die einzelnen Schichten im Fachwerkmodell abgebildet werden. Die Steifigkeit zwischen den 

einzelnen Schichten kann entsprechend der Schubanalogie bestimmt werden (siehe auch [14] 

und Abb. 20). 

4.3.2 Berücksichtigung der spannungslosen Dehnungen z.B. infolge Temperatur, 

Schwinden oder Quellen 

Ein wesentlicher Unterschied bei Holz-Beton-Verbunddecken im Vergleich zu reinen Holz- 

Holz-Verbundträgern ist, dass die spannungslosen Dehnungen wie z.B. infolge Änderung der 

Temperatur, infolge Schwinden des Betons und/oder infolge Feuchteänderung im Holz bei 

der Berechnung berücksichtigt werden müssen. Dies ist bei den oben vorgestellten Methoden 

teilweise direkt möglich. So kann bei der Lösung mit Hilfe der Differentialgleichung die 

spannungslose Dehnung als Randbedingung der Lösung berücksichtigt werden. Bei der Modellierung 

als Fachwerk kann diese Dehnung als effektive Temperaturdehnung dem jeweiligen 

Teilquerschnitt als Last aufgebracht werden. Bei der Schubanalogie kann die Schwinddehnung 

durch eine äußeres Moment abgebildet werden. 



(a) Schichtenmodellierung 

• Koppelfeder zwischen den berücksichtigten Schichten (siehe z.B. [14] (NA.41) 

& (NA.42)) 

a 2 

GA ⋆ = ∑ 1 

k i 

+ 

n−1 

h 1 

∑ 

+ 

2·G 1 ·b 1 

i=2 

h i 

G i ·b i 

+ 

1 

= 

k eff 

(b) Anschlusssteifigkeit zwischen den Schichten 

h n 

2·G n ·b n 

Abbildung 20: Modellierung der Verbunddecke aus Beton und Brettsperrholz 

Bei der Modellierung als Fachwerk kann diese Dehnung als effektive Temperaturdehnung 

dem jeweiligen Teilquerschnitt als Last aufgebracht werden. Beim γ-Verfahren nach [8], 

AnhangBistdieBerücksichtigung derspannungslosen Dehnungnichtohneweiteres möglich. 

Um dennoch diese Methode anwenden zu können, wird in [6] Anhang B ein Verfahren 

vorgeschlagen, mit dem die spannungslose Dehnung in eine Ersatzlast umgewandelt und eine 

wirksame Biegesteifigkeit ermittelt werden kann. An dieser Stelle wird auf [23–27] verwiesen. 

Die wirksame Biegesteifigkeit des Verbundquerschnitts bei unterschiedlicher spannungsloser 

Dehnung (slD) der Verbundpartner, z. B. aus Schwinden und Temperatur, bestimmt sich 

analog [24] zu: 

mit 

und 

(E ·J) eff,slD = C J,slD ·(E ·J) eff (25) 

C p,slD ·∆ε slD,d +q d 

C J,slD = 

E 1·A 1 +E 2·A 2 

(26) 

E 1·γ 1·A 1 +E 2·A 2 

·C p,slD ·∆ε slD,d +q d 

(Anwendungsgrenze siehe Gl. (31)) 

C p,slD = π 2 · 

E 2 ·A 2 ·E 1 ·A 1 ·γ 1 

l 2 ·(E 1 ·A 1 +E 2 ·A 2 ) · h 1 +h 2 +2·h ZWS 

} {{ 2 } 

Abstand Schwerpunkte Holz-Beton 

(27) 

bzw. 

∆ε slD,d = ε H,d,∞ −ε B,d,∞ (28) 

mit (E ·J) eff effektive Biegesteifigkeit nach [8] 

ε H,d,∞ Spannungslose Dehnung des Holzes zum Zeitpunkt t = ∞ 

ε B,d,∞ Spannungslose Dehnung des Betons zum Zeitpunkt t = ∞ 

q d Bemessungswert der äußeren Belastung ohne Berücksichtigung der 

Einwirkung infolge spannungsloser Dehnung nach Gl. (29) 

Vereinfachend: q d = g d (=dauernd wirkende Last) 



Die effektive Verbundträgersteifigkeit wird sowohl durch geometrische Größen als auch durch 

das Verhältnis der Schwinddehnung bezogen auf die äußere Last beeinflusst, da Schwinden 

einen Schlupf (= Verschiebung zwischen Holz und Beton) entgegen dem Schlupf aus äußerer 

Last erzeugt. Da die Verbindungsmittel als Federn idealisiert werden, deren Kraft vom 

Schlupf zwischen Holz und Beton abhängt, führt die Abnahme des Schlupfs infolge Schwinden 

im Lastfall äußerer Last zu einer Abnahme der Normalkraft und damit zur Abnahme der 

effektiven Biegesteifigkeit. Dieser Einfluss wird durch den Steifigkeitsfaktor C J,slD erfasst. 

Um die Verformung und Eigenspannungen infolgeder spannungslosen Dehnungen zu bestimmen, 

wird diese Dehnung in eine Ersatzlast umgewandelt. 

p slD,d = C p,slD ·∆ε slD,d (29) 

mit C p,slD nach Gl. (27) 

∆ε slD,d nach Gl. (28) 

Durch die Bestimmung der Ersatzlast nach Gl. (29) wird sowohl der Einfluss der Geometrie 

des Verbundträgers und das Kriechen aller Komponenten als auch der Einfluss der Verbundfuge 

für den Lastfall ”Schwinden” berücksichtigt. 

Bei einer statisch bestimmten Lagerung des Verbundträgers müssen die Auflagerkräfte aufgrund 

der Gleichstreckenlast p slD,d für die Bemessung der lastabtragenden Bauteile nicht 

berücksichtigt werden, da spannungslose Dehnungen aufgrund der statisch bestimmten Lagerungen 

keine resultierenden Auflagerlasten hervorrufen. 

Die Schnittgrößen in den Teilquerschnitten sind daher unter Berücksichtigung der Schwinddehnung 

bzw. der inelastischen Dehnung zu erfassen. 

• Momentenbeanspruchung in den Teilquerschnitten 

M i = EJ i 

EJ eff 

·M res (q d +0.8·p slD ) (30) 

mit M i Moment im Teilquerschnitt i 

EJ i Biegesteifigkeit des Teilquerschnitts i 

M res (q d +0.8·p slD ) Biegemoment infolge der äußeren Belastung und 

80% der Ersatzlast infolge Schwinden 

Die Ersatzlast muss in dieser Herleitung nur zu 80% angesetzt werden. Hintergrund für 

dieseReduktionist,dassdieSchwinddehnungeinkonstantesMomenterzeugt,während 

die äußere Belastung einen parabelförmigen Verlauf hat. Wird nun die Schwinddehnung 

in eine Ersatzlast überführt, die die gleiche Verformung erzeugt, muss durch den 

parabelförmigen Verlauf des Moments und damit einen Verformungsverlauf einer Parabel 

4.Ordnung eine höhere Ersatzlast angesetzt werden, als bei einem konstanten 

Moment und dem daraus folgenden parabelförmigen Verlauf der Verformung. Daher 

ist beim Verformungsverlauf die volle Ersatzlast angesetzt werden, da diese ja auf der 

Verformungsgleichheit hergeleitet wurde. Beim Momentenverlauf muss allerdings die 

richtige“ Belastung verwendet werden, da ansonsten die Normalkraft unterschätzt 

” 

wird. Am Ende bedeutet dies, dass die Belastung mit dem Faktor k N = 8/π 2 ≃ 0.8 

multipliziert werden. 

Diese Anpassung hat allerdings zur Folge, dass der Beiwert C J,slD nach Gl. (26) zu 0 

werden kann, wasgleichbedeutend miteiner Steifigkeit von0ist. Würdeaufden Faktor 



k N verzichtet werden bzw. dieser Faktor zu 1,0 gesetzt werden, wäre das Moment 

folglich auch bei 0, so dass eine Lösung erzielbar ist. Konkret handelt es sich bei 

diesen Fall um den Zustand, bei dem die Schwinddehnung gerade so eingestellt ist, 

dass die resultierende Verformung aus Schwinddehnung und Eigengenwicht zu 0 wird. 

Um dieses Problem zu umgehen, wird in der Technischen Spezifikation [6] eine Grenze 

für die Anwendung dieser Gleichungen angegeben: 

0 ≥ C J,slD = ≤ 1.1 

≥ 0.9 · 

q d +0.8·p slD,d 

q d +0.8·p slD,d· 

E 1·A 1 +E 2·A 2 

(31) 

γ 1·E 1·A 1 +E 2·A 2 

Ist der Beiwert C J,slD außerhalb diesen definierten Grenzen, muss eine effektive Biegesteifigkeit 

für Schwinden und eine effektive Biegesteifigkeit für die Belastung getrennt 

bestimmt werden, indem die vorangegangenen Gleichungen einmal für p slD,d = 0 und 

q d = 0 ermittelt werden. Dies führt zu einem höheren Berechnungsaufwand, so dass 

trotz dieser Schwäche diese Regelungen aufgenommen wurden. 

• Normalkraft: Da die Schnittgrößen sowohl durch äußere Belastung als auch durch 

einen Eigenspannungszustand verursacht werden, ist die Normalkraft durch das äußere 

Gleichgewicht zu bestimmen 

N = M res(q d )− ∑ M i 

z 

(32) 

mit N i Normalkraft im Teilquerschnitt i 

M res (q d ) äußeres Biegemoment nur infolge der äußeren Belastung 

M i Biegemoment in den Teilquerschnitten i 

z Abstand der Schwerpunkte der Teilquerschnitte 

• Schubbeanspruchung in der Verbindung: Aufgrund der Herleitung muss dabei zwischen 

einer Schubbeanspruchung infolge eines Verkürzens des Betons und eines Verkürzen 

des Holzes unterschieden werden. 

– Verkürzen der Betonplatte: In diesem Fall ist die äußere Querkraft durch folgende 

Kraft infolge Schwinden zu überlagern 

∆V = −π ·E 2 ·A 2 · 

E 1 ·J 1 +E 2 ·J 2 

(γ 1 ·E 1 ·A 1 +E 2 ·A 2 )·L·a 1 

·∆ε (33) 

– Verkürzen des unten liegenden Holzquerschnitts: In diesem Fall ergibt sich die 

Belastung der Verbindungsmittel zu 

F VBM = K ( 

Mmax,2 ·z 

·L· − E 1 ·A 1 +E 2 ·A 2 

·N max,2 − ∆ε ) 

e ef π ·E 2 ·J 2 π ·E 1 ·A 1 ·E 2 ·A 2 2 

(34) 

4.3.3 Materialverhalten 

BeiderErmittlung derSchnittgrößen darfsowohlbeimHolzalsauchbeimBetonunter Druck 

von einem elastischen Materialverhalten ausgegangen werden. Das Reißen des Beton unter 

Zug muss berücksichtigt werden. Um dies zu erreichen, wird die gerissene Zone iterative 



bestimmt, indem eine nichttragende Zwischenschicht eingeführt wird. Für die Ermittlung 

dieser als Zwischenschicht gerissenen Zone sind alle Lasten bis zum jeweiligen Zeitpunkt zu 

betrachten. Soistesdenkbar, dasszumZeitpunktt = 0dervolleBetonquerschnitt angesetzt 

werden darf, während durch das Schwinden des Betons im Lauf der Zeit Risse entstehen. 

Damitsind diekurzzeitig wirkenden Lasten zu diesem Zeitpunktebenfallsmitdem gerissenen 

Querschnitt zu berechnen (vgl. Abb. 21). 

t = 0 

OK 

h eff (t = 0) ≤ h Ber. (t = 0) 

Nicht erfüllt 

Schnittgrößenermittlung der 

kurzzeitig wirkenden Lasten 

Schnittgrößenermittlung der kriecherzeugenden 

Lasten, z.B. Eigengewicht 

Superposition 

der Schnittgrößen 

Ermittlung der 

Spannungen 

Ermittlung 

der effektiven 

Querschnittshöhe 

OK 

t = 3−7Jahre 

h eff (t = 3−7Jahre) ≤ 

{ 

h eff (t = 0) 

h Ber. (t = 3−7Jahre) 






Superposition 



Spannungen 

Ermittlung 



t = ∞ 

⎧ 

⎪⎨ h eff (t = 0) 

h eff (t = ∞) ≤ h eff (t = 3−7Jahre) 

⎪⎩ 

h Ber. (t = ∞) 






Superposition 



Spannungen 

Ermittlung 



Abbildung 21: Angedachter Ablauf der Iteration der Risse 

Das lineare Materialverhalten des Betons unter Druck wird auch beim Nachweis berücksichtigt, 

da bei diesem Nachweis auf das plastische Verhalten des Betons verzichtet werden darf. 



Damit ergibt sich für den Nachweis auf der Druckseite 

σ c,d ≤ α cc ·f cd (35) 

mit σ c,d 

α cc 

f cd 

Druckspannung des Betons unter der Annahme eines linear-elastischen Verhaltens 

unter Druck 

Faktor zur Berücksichtigung von Langzeiteffekten 

i.d.R. = 0.85 

Bemessungswert der Druckfestigkeit 

4.3.4 Kompatibilität 

ZieldervorgestelltenBerechnungsmethodenistes,dieSchnittgrößenindenTeilquerschnitten 

zu bestimmen. Mit Hilfe dieser Schnittgrößen der Teilquerschnitte können dann die Nachweise 

geführt werden. Die Technischen Spezifikation [6] fordert allerdings beim Nachweis 

die Kontrolle der Kompatibilität (vgl. Abb. 22). 

Eingangsgrößen 

der Berechnung 

wie z.B. 

Geometrie, 

Lasten, Material 

Schnittgrößen 

im Beton 

Belastung der 

Verbindungsmittel 


im Holz 

Nachweis 

des Betons 

Anwendung 

der Berechnungsverfahren 

Spannungsnachweis 

Ermittlung 

der Dehnungsverteilung 


Druckspannung 

Krümmung 

κ Holz,Bemessung 

Ermittlung 

der Bewehrung 

Krümmung des 

Betonquerschnitts 

κ Beton,Bemessung 

κ Beton,Bemessung ≡ 

κ Holz,Bemessung 

Abbildung 22: Kompatibilität der Dehnungen und Krümmungen 

Hintergrund für diese Regelung ist, dass bei der Ermittlung der Schnittgrößen immer davon 

ausgegangen wird, dass die beiden Teilquerschnitte sich nicht voneinander abheben. Damit 

haben beide Teilquerschnitte die gleiche Biegelinie und damit die gleiche Krümmung. 



Bei der Bemessung insb. von Stahlbetonbauteilen wird allerdings davon ausgegangen, dass 

die Bewehrung anfängt zu fließen und die maximale Druckdehnung erreicht wird. Damit 

wird an der Oberseite des Betonquerschnitts von einer Dehnung von etwa ε Beton = −3.5 ◦ / ◦◦ 

angenommen, während auf der Höhe der Bewehrung von einer Dehnung imStahl bzw. Beton 

vonε Bew ≥ 2 ◦ / ◦◦ ausgegangenwird.Durchdiesebeiden,beiderBemessungdesQuerschnitts 

angenommenen Dehnungen ergibt sich die in diesem Fall angenommene Krümmung zu: 

κ = ε Bew −ε Beton 

(36) 

d 

DadieseKrümmungallerdingsausderBemessungbestimmtwird,musssienichtzwangsläufig 

derKrümmungausderSchnittgrößenermittlung übereinstimmen. Hinzukommt, dassdiemaximaleDehnungdesHolzesbegrenztist.Wirdvoncharakteristischen 

Festigkeit ausgegangen, 

ist die maximale Dehnung im Holz 

ε max,Holz = f mk 

E mean 

C24 

{}}{ 

= 24N/mm2 

11500N/mm = 2 2,08◦ / ◦◦ (37) 

Damit liegt die maximale Dehnung im Holz im Bereich der Fließdehnung des Stahls. Da das 

Holz i.d.R. aber unterhalb der Zugzone des Betons angebracht wird, ist die Dehnung im Holz 

– je nach Verbundfaktor γ – größer als die Dehnung in der Bewehrung (vgl. Abb. 23). 

15 

10 

5 

0 

−5 

ε Beton =−3.5 o / oo 

Betondeckung 

γ=0 γ=1 

Beton 

starrer Verbund 

kein Verbund 

maximale Dehnung im Holz 

Beton 

Holz 

ε Bew >2 o / oo 

Dehnung in 0/00 

−10 

−15 

Druck Zug 

−6 −4 −2 0 2 4 6 8 10 12 

Abbildung 23: Verlauf der Dehnung im Verbundquerschnitt 

Sollte also zusätzliche Bewehrung als tragendes Bauteil eingebaut werden, stellt sich die 

Frage, inwieweit diese Bewehrung aktiviert werden kann, ohne dass die maximale Dehnung 

im Holzquerschnitt überschritten wird, bzw. ob die Kompatibilität der Krümmungen und der 

Dehnungen im Holz- und Betonquerschnitt auch im Zustand der Bemessung sichergestellt 

ist. 

In der Regel führt die Berücksichtigung der Kompatibilität zu einer Bewehrung in einem 

elastischen Zustand. Durch die häufig geringen Dehnungen im Bereich der Bewehrung führt 

dies häufig zu einer recht hohen und damit unwirtschaftlichen Bewehrungsmenge, so dass 

eigentlich immer eine Rissiteration empfohlen wird, so dass der Beton dann überdrückt ist 

und keine tragende Bewehrung benötigt. 

4.3.5 Mittragende Breite 

Auf die linienförmigen Holzbauteile werden Flächen aus Beton aufgebracht. Durch die damit 

einhergehende Schubverformung des Betons wirkt dieser nicht über die gesamte Breite 


29 

mit. Daher wird üblicherweise immer eine mittragende Breite definiert, mit deren Hilfe eine 

äquivalente Spannung im Beton bei Vernachlässigung der Schubverformung erzielt wird. 

Bei der Ermittlung dieser mittragenden Breite werden zwei Anteile berücksichitgt 

• Scheibenanteil: Dieser Anteil entsteht, indem eine Normalkraft in die Scheibe eingeleitet 

wird. 

• Plattenanteil: Dieser Anteil berücksichtigt die Ausbreitung eines Biegemoments in der 

Platte 

Da – wie im vorangegangenen Kapitel gezeigt – die Bewehrung nur eingeschränkt angesetzt 

werden kann, ist eigentlich der Scheibenanteil der wesentliche Anteil bei der Schnittgrößenermittlung 

von Holz-Beton-Verbunddecken. 

Werden die bisherigen Normen [11] und [9] miteinander verglichen, zeigt sich, dass [11] eher 

den Scheibenanteil abbildet als [9], so dass in der Technischen Spezifikation [6] für die 

Ermittlung der mittragenden Breite auf [11] verwiesen wird. 

5 Verbindungsmittel 


Die Verbindungsmittel stellen ein wesentliches Unterscheidungsmerkmal bzw. wesentliche 

Besonderheiten zu anderen materialreinen Systemen dar. Diese Verbindungsmittel müssen 

einerseits die Lasten aus dem Holz ausleiten, andererseits muss eine ausreichende Verankerung 

im Beton vorhanden sein. Daher wurden eine Vielzahl an Verbindungsmittel entwickelt, 

die häufig über Zulassungen geregelt sind. 

In der Technischen Spezifikation [6] wird die Schnittstelle geschaffen, mit dem Ziel, dass die 

zukünftige Bemessung der zugelassenen Verbindungsmittel mit Hilfe der Kennwerte aus den 

Zulassungen der einzelnen Verbindungsmittel und der Technischen Spezifikation [6] erfolgen 

kann. Daher ist zu erwarten, dass es auch nach Einführung einer Bemessungsnorm für Holz- 

Beton-Verbundbauteilen weiterhin Zulassungen geben wird, zumal diese Bemessungsnorm 

nach aktuellem Stand ” 

nur“ zwei Verbindungsmitteltypen regelt. 

5.2 Zulassungen 


Da bisher keine eingeführte Norm zur Berechnung von Holz-Beton-Verbund existiert, werden 

Holz-Beton-Verbunddecken im Wesentlichen durch Zulassungen geregelt. Diese Regelungen 

umfassen dabei i.d.R. nicht nur die Eigenschaften des Verbindungsmittel wie z.B. Tragfähigkeit 

und Steifigkeit der Verbindung, sondern auch die Berechnung des gesamten Bauteils. 

Diese Berechnungsvorschriften können von der hier vorgestellten Technischen Spezifikation 

[6] abweichen. Sie sollen allerdings zukünftig durch die Technischen Spezifikation [6] 

abgelöst werden. 

Eine Zusammenstellung der aktuellen Zulassungen kann unter z.B. [28] und [29] abgerufen 

werden. Im folgenden wird ein Auszug der aktuellen Zulassungen zusammengestellt, die nicht 


30 5 Verbindungsmittel 

den Anspruch auf Vollständigkeit erhebt. Bei Anwendung dieser Zulassungen sind die darin 

gegebenen Regelungen zur Berechnung zu verwenden. 

5.2.2 Europäische Zulassungen 

Auf europäischer Ebene besitzen z.Zt. folgende Systeme eine europäische technische Zulassung 

(ETA): 

• Verbindungsmittel 

– ETA-13/0699: SFS VB Schrauben - SFS VB Schrauben als Verbindungsmittel in 

Holz-Beton Verbundkonstruktionen (siehe [30]) 

• Deckensystem 

– ETA-13/0818:SEPA2000wood-concretecompositefloor-Holz-Beton-Verbunddecke 

(siehe [31]) 

– ETA-17/0353: Solaio Compound - Holz-Beton-Verbunddecke (siehe [32]) 

5.2.3 Allgemeine bauaufsichtliche Zulassungen 

Auf nationaler Ebene sind folgende System zugelassen: 

• Schrauben 

– Z-9.1-342: SFS VB Schrauben als Verbindungsmittel in Holz-Beton-Verbundkonstruktionen 

(siehe [33]) 

– Z-9.1-445: Timco II und IIISchrauben als Verbindungsmittel für das Timco Holz- 

Beton-Verbundsystem (siehe [34]) 

– Z-9.1-603:TCCSchraubenalsVerbindungsmittelfürdasTCCHolz-Beton-Verbundsystem 

(siehe [35]) 

– Z-9.1-648:WürthASSYplusVGSchraubenalsVerbindungsmittelfürHolz-Beton- 

Verbundkonstruktionen (siehe [36]) 

– Z-9.1-803: SWG Timtec VG Plus - Vollgewindeschrauben als Verbindungsmittel 

für Holz-Beton-Verbundkonstruktionen (siehe [37]) 

– Z-9.1-845:Star-DriveundRAPIDSchraubenalsVerbindungsmittelfürdasSchmid 

Schrauben Holz-Beton-Verbundsystem (siehe [38]) 

– Z-9.1-851:BiFRiVerbund-Anker alsVerbindungsmittel für dasFRIEDRICHHolz- 

Beton-Verbundsystem (siehe [39]) 

– Z-9.1-857:SFix-3 Schubfix-Schraube als Verbindungsmittel für das Elascon Holz- 

Beton-Verbund-System (SFix-3 Elascon HBV-System) (siehe [40]) 

– Z-9.1-861:HobetSchraubenalsVerbindungsmittelfürHolz-Beton-Verbundsysteme 

(siehe [41]) 

– Z-9.1-862: PMJ-6090 Schrauben als Verbindungsmittel in Holz-Beton-Verbundsystemen 

(siehe [42]) 


5.3 Regelungen in der Technischen Spezifikation [6] 31 

• eingeklebte Stahlbleche 

– Z-9.1-557: Holz-Beton-Verbundsystem mit eingeklebten HBV-Schubverbindern 

(siehe [43]) 

• Systeme 

– Z-9.1-474: Dennert Holz-Beton Verbundelemente (siehe [44]) 

5.3 Regelungen in der Technischen Spezifikation [6] 


Im Rahmen der Technischen Spezifikation [6] werden nach heutigem Stand daher nur zwei 

Verbindungsmitteltypen abgebildet 

• stiftförmige Verbindungsmittel (inkl. eingeklebte Gewindestangen), die im 90 ◦ -Winkel 

zur Fuge eingebaut werden 

• Kerven (= über die gesamte Breite des Holzes verlaufende ausbetonierte Vertiefung 

im Holz) 

Geklebte Verbindungen oder Verbundbausystem, die im Wesentlichen die Belastungen durch 

Reibung übertragen, werden von dieser Norm nicht erfasst und sind ausgeschlossen. Alle 

anderen Verbindungsmittel können prinzipiell verwendet werden, sofern die mechanischen 

Kenndaten wie Tragfähigkeit, Verschiebungsmodul im Grenzzustand der Gebrauchstauglichkeit 

und Verschiebungsmodul im Grenzzustand der Tragfähigkeit z.B. durch Zulassungen 

bekannt sind. 

Für alle Verbindungsmittel gilt, dass mindestens 10% der Abscherkraft auch rechtwinklig zur 

Fuge als öffnende Kraft aufgenommen werden können. 

F ⊥,min,d = 0,1·F v,Ed (38) 

mit F ⊥,min 

F v,Ed 

minimale Beanspruchung rechtwinklig zur Fuge 

Bemessungswert der Abscherbeanspruchung in der Fuge 

Hintergrund für diese Regelung ist, dass z.B. nicht ausgeschlossen werden kann, dass bei einem 

Einfeldträger eine unplanmäßige Einspannung durch die Wand entsteht. Damit besteht 

prinzipiell die Gefahr, dass sich das Holz vom Beton lösen kann. Hinzu kommt, dass Verkehrsbelastungen 

prinzipiell wiederkehrende Belastungen sind.SolltedieseBelastung häufiger 

auftreten, kann die Gefahr bestehen, dass sich die Kerve aus dem Holz ” 

herausarbeitet“. In 

diesem Fall würde sich die Betonplatte ebenfalls vom Holz lösen. 

Um das Abheben in diesen Situationen zu verhindern, wird daher pauschal eine gewisse 

Beanspruchbarkeit ⊥ zur Fuge gefordert. Der Ursprung dieser Regelung ist allerdings bereits 

in [45] zu finden, so dass diese Regelung für die Technischen Spezifikation [6] übernommen 

wurde. 



5.3.2 Stiftförmige Verbindungsmittel 

Tragfähigkeit Die Berechnung der stiftförmigen Verbindungsmittel in Holz-Holz-Verbindungen 

und Holz-Stahl-Verbindungen ist in [8] geregelt. 

Die Tragfähigkeit dieser Verbindungsmittel basiert auf der Theorie nach [46], der für das 

lokale Versagen bei auf Abscheren beanspruchter, stiftförmige Verbindungsmittel sechs Versagensmodi 

identifiziert hat (vgl. Abb. 24). 

Abbildung 24: Versagensmodi nach [46] 

Um die Tragfähigkeit dieser Versagensmodi zu bestimmen, wird das Gleichgewicht an der 

Scherfuge unter der Annahme eines (ideal-) plastischen Verhalten der verbundenen Bauteile 

und der Verbindungsmittel ermittelt (vgl. Abb. 25). 

M y 

A A 

t 2 

f h,2,k 

b 1 

b 2 

M y 

f h,1,k 

t 1 

Abbildung 25: Spannungen am Verbindungsmittel bei Bildung zweier Fließgelenke im 

stiftförmigen Verbindungsmittel 

Untersuchungen bei Holz-Beton-Verbundbauteilen zeigen, dassdiese Anforderungen auchbei 

Holz-Beton-Verbundmittel unddemumgebenden Materialinfolgederlokalen Beanspruchung 

erfüllt sind. 

Da diese Theorie nach [46] ” 

nur“ auf der Lösung der Gleichgewichtsbedingungen an der Fuge 

basiert, kann diese Theorieauch bei Holz-Beton-Verbundbauteilen angewandt werden. Einzig 

die Lochleibungsfestigkeit des Betons ist bisher nicht eindeutig definiert. In der Technischen 

Spezifikation [6] wird davonausgegangen,dass dieTeilflächenpressung des Betonsangesetzt 

werden darf, so dass die Lochleibungsfestigkeit dem 3-fachen der Druckfestigkeit entspricht. 

Somit sind die Nachweisgleichungen für die stiftförmigen Verbindungsmittel nach [8] direkt 

anwendbar. 



Steifigkeit Für die Steifigkeit wird davon ausgegangen, dass die Verformungen im Beton 

im Vergleich zu denjenigen im Holz vernachlässigbar sind. Damit stellen sich die gleichen 

Verhältnisse wie bei Stahl-Holz-Verbindungen ein. 

DadieVerschiebungsmoduln in[8]fürHolz-Holz-Verbindungen gelten, wirddavonausgegangen, 

dasssich dasstiftförmigeVerbindungsmittel inbeiden zuverbindende Bauteileeindrückt 

(vgl. Abb. 26). 

Holz-Holz-Verbindung 

Holz-Beton-Verbindung 

f h 

f h 

w 

w HBV 

M pl 

M pl 

Abbildung 26: Vergleich der Verschiebung bei Holz-Holz- und Holz-Beton-Verbindungen 

Bei einem stiftförmigen Holz-Beton-Verbindungsmittel ist allerdings davon auszugehen, dass 

diesesEindrückungnurimHolzstattfindet.Damitist–inderTheorie–dieVerschiebung nur 

halbsogroßwiebeieinerHolz-Holz-Verbindung,soferndiegleichenLochleibungsspannungen 

herrschen. Ist die Verformung bei gleicher Kraft nur halb so groß, ist damit die Steifigkeit 

der Verbindung doppelt so groß. 

Daher kann die Steifigkeit der stiftförmigen Verbindungsmittel bei einer Anordnung im 90 ◦ - 

Winkel dadurch ermittelt werden, dass die Verschiebungsmoduln der zugehörigen Holz-Holz- 

Verbindungen – analog zur Stahl-Holz-Verbindung – verdoppelt werden. Wie üblich im Holzbau 

wird auch hier zwischen der Steifigkeit im Grenzzustand der Tragfähigkeit und im Grenzzustand 

der Gebrauchstauglichkeit unterschieden. 

Somit ergeben sich diese Steifigkeiten auf Abscheren zu 

• Nachweis der Gebrauchstauglichkeit 

– Stabdübel, Bolzen mit oder ohne Lochspiel, Schrauben, Nägel (vorgebohrt) 

K ser = 2· ρ1.5 m ·d 

23 

(39) 

– Nägel (nicht vorgebohrt) 

K ser = 2· ρ1.5 m ·d0.8 

30 

(40) 

• Nachweis der Tragfähigkeit: Die Steifigkeit im Grenzzustand der Tragfähigkeit wird – 

wie im Holzbau üblich – durch folgende Beziehung bestimmt 

K u = 2 3 ·K ser (41) 



Um ein Abheben der Betonplatte vom Holz zu verhindern, ist die Fuge so auszubilden, dass 

sie 10% der Abscherkraft als Belastung ⊥ zur Fuge als Zugkraft übertragen kann. 

Bei einer Zwischenschicht mit einer Dicke von ≤ 30mm und aus einer Material mit vergleichbarer 

Steifigkeit wie Vollholz, muss die Steifigkeit um 30% reduziert werden, sofern keine 

genaueren Angaben bekannt sind. 

FürDickenderZwischenschichtzwischen30mmund50mmsindkeineWertegegeben.Dicken 

der Zwischenschicht über 50mm sind nicht im Rahmen dieser Technischen Spezifikation [6] 

zugelassen. 

5.3.3 Kerven 

Allgemeines Als Kerven werden über die gesamte Breite des Holzbauteils verlaufende 

Vertiefungen bezeichnet, die durch den Beton ausgegossen werden. Durch diesen Verguss ist 

eine kraftschlüssige Verbindung hergestellt. Diese Verbindungen werden häufig bei flächigen 

Holzbauteilen angewandt, da sie relativ einfach und kostengünstig herstellbar sind. 

Anwendungsbereich Aufgrund der vorliegenden Untersuchungen, die nicht den gesamten 

möglichen Parameterbereich abdecken können, ist eine Begrenzung des Anwendungsbereichs 

notwendig. Für Kerven (vgl. Abb. 27) bedeutet dies, dass nach aktuellem Stand folgende 

Mindestanforderungen gestellt werden: 

• Betongüte mindestens C20/25 mit einem maximaler Durchmesser des Zuschlagkorns 

von 16mm 

• Brettschichtholz mind. der Festigkeitsklasse GL24, Vollholz mind. der Festigkeitsklasse 

C24 oder Furnierschichtholz; im Rahmen von [7] können Kerven auch bei Brettsperrholz 

verwendet werden 

• Geometrie der Kerve 

– Tiefe h N ≥ 20mm für übliche Belastungen (z.B. Hochbau) und h N ≥ 30mm für 

hohe Belastungen (z.B. Brückenbau) , wobei nach [7] eine maximale Tiefe von 

50mm zulässig ist; 

bei Brettsperrholzdecken darf nach [7] die Tiefe der Kerve maximal 50% der 

Decklamellendicke betragen (vgl. Abb. 31); 

– rechnerische Länge zur Schubübertragung min(l v ,l s ,8·h N ) wobei aus Gründen 

der Duktilität und damit der Robustheit die tatsächliche Vorholzlänge der Kerve 

l v ≥ 12.5·t v betragen muss. 

– Länge der Kerve im Holz l N ≥ 150mm 

– Abhebesicherung durch Schrauben mit Ø ≥ 6mm (nach [7] nur Tellerkopfschrauben) 

– Neigungswinkel der Flanken 

{ 

80 ◦ 115 ◦ 

≤ α ≤ min 

90 ◦ +Θ 


(42)


Abscheren des Vorholzes 

Druckversagen im Holz und Beton 

Abscheren des Betons 

Abscheren des Zwischenbereichs 

Θ 

h N 

α 

Abhebesicherung 

Druckstrebe Position der Abhebesicherung 

Möglicher Bereich der Druckstrebe 

e Abhebesicherung 

l v 

l N 

l s 

(a) Prinzipskizze 

(b) Beispiel 

Abbildung 27: Kerve als Verbindungsmittel 

Hintergrund für die Unterscheidung zwischen rechnerischer und tatsächlicher Vorholzlänge 

ist, dass die Spannungen lokal vom Beton in das Holz übertragen werden, so dass nicht die 

gesamte Länge angesetzt werden darf. Wie Vergleich zu zimmermannsmäßig hergestellten 

Versätze zeigen, liefert die Berechnung der Tragfähigkeit mit einer rechnerischen Länge von 

8·h N einerecht gute Übereinstimmung mitden Versuchsergebnissen. Eszeigt sich allerdings, 

dass bei einer Länge zur Schubübertragung von l v ,l s = 8·h N ein sprödes Versagen auftreten 

kann. Daher wird aus Gründen der Robustheit vorgegeben, dass die tatsächliche Länge zur 

Schubübertragung mind. 12.5·h N betragen muss. 

Die Position der Schraube darf in gewissen Grenzen frei gewählt werden. Diese Grenzen sind 

dadurch definiert, indem die Schraube – in diesem Modell – die Umlenkung der Druckstrebe 

sicherstellt. Daher hängt der Druckstrebenwinkel von der Position der Schraube ab. Dieser 

Druckstrebenwinkel kann prinzipiell zwischen den folgenden Grenzen gewählt werden. 

⎧ 

≤ Θ ⎪⎨ max 

( ) 

nach [9] 

h 

Θ ≥ arctan N 

lN 

wg. Einschnitt am unbelasteten Rand 

( ) 

⎪⎩ ≥ arctan 0,5·(hN +h c) 

l N +l s 

wg. Interaktion zwischen den Kerven 

(43) 



DieBegrenzungdesWinkelsΘdientdazu,dassdieDruckstrebenichtdurchdenunbelasteten 

Kervenrand eingeschnitten wird und dadurch zusätzliche Umlenkkräfte im Beton entstehen 

(vgl. Abb. 28). 

F Ohne Schraube 

L N 

Θ 

h N 

Abbildung 28: Kräfte bei eingeschnittener Druckstrebe 

Die zweite untere Grenze des Winkels Θ soll verhindern, dass die Umlenkkräfte mehrerer 

Kerven sich auf eine Abhebesicherung konzentrieren (vgl. Abb. 29). 

N 1 

N 2 

l N 

Θ 1 

Θ 2 

h N 

N 

Abbildung 29: Druckstreben infolge mehrerer Abhebesicherungen im Einflussbereich der Kerven 

Da Steifigkeit Käfte anzieht, wird die der Kerve in Kraftrichtung näher liegende Abehebesicherung 

stärker belastet als die weiter entfernt liegende Abhebesicherung (siehe [47]). Wird 

nun die Abhebesicherung der Kerve außerhalb der gegebenen Grenzen eingebaut, liegt sich 

im Einflussbereich der nächsten Kerve, so dass diese Abhebesicherung die Belastung mehrere 

Kerven aufnehmen muss. Damit ist eine gleichmäßige Verteilung der Belastung nicht mehr 

gegeben (vgl. Abb. 30). Um diese aufwändige Berechnung zu verhindern, wurden die in Gl. 

(43) definierten Grenzen eingeführt. 

Der Abstand der Schraube von der kraftübertragenden Kontaktfläche der Kerve bestimmt 

sich i.d.R. dann durch 

x = h N +h c 

2·tanΘ 

Der Grund für dieBegrenzung der Kerve beiBrettsperrholz auf50%der Decklamelle ist, dass 

mitdieserGrenzesichergestelltist,dassdieersteQuerlagenichtdurcheinelokalepunktförmige 

Schubspannung beansprucht wird, sondern eine Lastverteilung in dieser Querlage sichergestellt 

wird (vgl. Abb. 31). Weiterhin kann durch die Begrenzung der Einschnitttiefe davon 

ausgegangen werden, dass durch die Querschnittreduktion in der Dicke der Decklamelle keine 

relevanten Auswirkungen auf die Klassifizierung dieser Decklamelle auftreten werden und 

damit der nominelle Wert verwendet werden kann (siehe [48]). 


(44)


Abmessungen in mm 

200 

150 

100 

50 

0 

−50 

−100 

−400 0 400 800 1200 

Position der Schraube 1 

8 

6 

4 

2 

0 

N Schraube /N Schraube, ohne Interaktion 

Fuge Holz Beton 

Schraube 1 

Schraube 2 

Druckstrebe 

Druckstrebe 

N 1 /N 1,ohne Interaktion 

N 2 /N 2,ohne Interaktion 

(a) Auswertung der Gleichungen 

Höhe Beton h c 160mm 

Tiefe Kerve h N 20mm 

Länge der Kerve l N 200mm 

Lichter Abstand zw. Kerven l s 300mm 

Abstand Schraube 2 vom Kervengrund 1 x 2 1000mm 

Abstand Schraube 1 vom Kervengrund 1 x 1 variabel 

(b) Eingangswert 

Abbildung 30: Auswertung der Belastung auf die Schrauben bei unterschiedlicher Position 

der Schraube 1 

Beton 

F rk,Druck 

Decklamelle 

F rk,Zug 

Schub(Druck) 

Schub(Zug) 

Querlage 

Abbildung 31: Definition der Zugkraft in der Decklamelle 

Steifigkeit Die Steifigkeit wurde im Wesentlichen aus numerischen und experimentellen 

Untersuchungen ermittelt (siehe [21] und [49]). 

{ 

1000kN/mm/mBreite für h N = 20mm 

K ser = 

(45) 

1500kN/mm/mBreite für h N ≥ 30mm 

Im Grenzzustand der Tragfähigkeit muss die Steifigkeit der Kerve – im Gegensatz zu anderen 

Verbindungsmitteln - nicht auf 2/3 der Steifigkeit im Grenzzustand der Gebrauchstauglichkeit 

reduziert werden. Daher darf im Grenzzustand der Tragfähigkeit die gleiche Steifigkeit 

angesetzt werden wie im Grenzzustand der Gebrauchstauglichkeit. 



Bei der Verwendung von Kerven in Brettsperrholz ist die Steifigkeit der Kerve durch eine 

Grenzwertbetrachtung abzubilden. So sind nach [7] als unter Grenze 80% der Kervensteifigkeit 

nach [6] und als obere Grenze 100% der Kervensteifigkeit nach [6] anzuwenden. 

Tragfähigkeit Für die Tragfähigkeit der Kerve werden die möglichen Versagensmodi in 

den Bemessungsgleichungen abgebildet (siehe [21], [49] und Abb. 27) 

• Abscheren der Betonnocke 

• Druckversagen der Kervenflanke im Beton 

• Schubversagen des Vorholzes, wobei maximal das 8-fache der Kerventiefe als Vorholz 

angesetzt werden darf, 

• Druckversagen der Kervenflanke im Holz 

Diese Versagenmodi lassen sich durch folgende Beziehungen bestimmen 

⎧ 

f v,c,d ·b N ·l N Abscheren der Betonnocke 

⎪⎨ f c,d ·b N ·h N Druckversagen Beton 

F R,d = k cr ·f v,d ·b N ·min(l v ,l s ,8·h N ) Abscheren des Holzes 

} {{ } 

de facto 8·h N 

⎪⎩ 

f c,0,d ·b N ·h N Druckversagen Holz 

(46) 

mit F R,d 

f v,c,d 

ν 

b N 

l N 

f c,d 

h N 

f v,d 

l v 

l s 

f c,0,d 

Bemessungswert der Tragfähigkeit der Kerve 

Schubfestigkeit“ des Betons 

” ν·f 

= cd 

cotanΘ+tanΘ 

Reduktionsfaktor der Tragfähigkeit zur Berücksichtigung der Risse im Beton 

bei einer Schubbeanspruchung 

) 

= 0,6·(1− f ck 

250 

Breite der Kerve 

Länge der Betonnocke 

Bemessungswert der Druckfestigkeit des Betons 

Kerventiefe 

Bemessungswert der Schubfestigkeit der Kerve 

Vorholzlänge 

lichter Abstand zwischen den Kerven im Holz 

Bemessungswert der Druckfestigkeit des Holzes parallel zur Faser 

In dieser Gleichung werden ” 

nur“ Bemessungswerte und keine charakteristischen Werte verwendet. 

Grund hierfür ist, dass der Beton und das Holz unterschiedliche Teilsicherheitsbeiwerte 

aufweisen, so dass der Vergleich der charakteristischen Werte nicht immer zu den 

kleinsten Bemessungswerten der Tragfähigkeit der einzelnen Versagensmodi führt. 

Bei der Ermittlung der Bemessungstragfähigkeit der Versagensmodi im Holz ist der k mod - 

Wert des Holzes und nicht derjenige der Verbindung nach Gl. (6) zu verwenden, da bei 

Kerven keine gemischten Versagensmodi zu berücksichtigen sind und die einzelnen Festigkeiten 

des Holzes und des Betons sich nicht gegenseitig beeinflussen. Für die Bestimmung der 

Bemessungswerte der Festigkeit sind alsodie Modifikationsbeiwerte der einzelnen Materialien 



(also z.B. k mod bzw. α cc und nicht die kombinierten Modifikationsbeiwerte nach Gl. (6)) zu 

verwenden. 

Zusätzlich zu diesen Versagensmodi soll eine abhebende Belastung angesetzt werden, die 

sich aus der Druckstrebenneigung ergibt. Für die Abhebesicherung sieht [7] die Verwendung 

von Tellerkopfschrauben vor, da bei diesem Schraubentyp die Nachweise gegeben sind. 

Die Verankerung und die Lastweiterleitung über die Fuge erfolgt über die Zulassung. Die 

Verankerung im Beton erfolgt über die Teilflächenpressung unter dem Tellerkopf. 

F ⊥,d = max 

{ 

F ⊥,min,d = 0,1·F E,d nach Gl. (38) 

F E,d ·tanΘ 

(47) 

mit F ⊥,d Beanspruchung rechtwinklig zur Fuge 

F ⊥,min,d minimale Beanspruchung rechtwinklig zur Fuge nach Gl. (38) 

F E,d auf die Kerve einwirkende Schubkraft 

Θ gewählte Druckstrebenwinkel 

[7] fordert darüber hinaus den Nachweis des Betonausbruchs und des Nachweis des Spaltens 

infolge der durch die Schraube eingeleiteten Belastung nach [50] 7.2.1.1. Versagensmodi b 

& d bzw. [50] 7.2.1.1. Versagensmodus e, um sicherzustellen, dass der Tellerkopf nicht zu 

nahe am Rand des Betonbauteils eingebaut wird. 

Wie aus diesen Gleichungen ersichtlich wird, beeinflusst der Druckstrebenwinkel Θ sowohl 

die Tragfähigkeit als auch die abhebende Belastung in der Fuge. So nimmt die Tragfähigkeit 

der Betondruckstrebe mit zunehmendem Druckstrebenwinkel zu. Dieser Zuwachs an 

Tragfähigkeit wird allerdings durch eine größere abhebende Belastung zwischen den Bauteilen 

erkauft. Damit stellt sich die Frage nach einem optimalen Druckstrebenwinkel. Als 

optimaler Druckstrebenwinkel wird derjenige Druckstrebenwinkel angesehen, bei dem das 

Abscheren des Betons gerade nicht maßgebend wird. Wird die Tragfähigkeit der einzelnen 

Versagensmodi mit dem Versagensmodus ” 

Abscheren der Betonnocke“ gleichgesetzt, ergibt 

sich folgende Beziehung. 

F Rd,Abscheren Beton = f v,c,d ·b·l N 

= F Rd,min,Ohne Abscheren Beton 

⎧ 

F Rd,Betondruck = f c,d ·b·h N 

⎪⎨ 

(48) 

F 

= min Rd,Abscheren Holz = k cr ·f v,d ·b·min(l v ,l s ,8·h N ) 

} {{ } 

de facto 8·h N 

⎪⎩ 

F Rd,Drcukversagen Holz = f c,0,d ·b·h N 

Wird in diese Gleichung die Schubfestigkeit“ des Betons eingesetzt, kann der Druckstrebenwinkel 

bestimmt werden, bei dem nicht das Abscheren des Betons maßgebend wird. 

” 

√ 

tanΘ = ν ·f cd ·b N ·l N − (ν ·f cd ·b N ·l N ) 2 −4·FRd,min,Ohne 2 Abscheren Beton 

≥ 0.1 (49) 

2·F Rd,min,Ohne Abscheren Beton 

Der Mindestwert von 0.1 ist aus Gl. (38) abgeleitet. 

Anzumerken ist, dass aus der Auswertung von Versuchen teilweise die Rückschlüsse gezogen 

werden, dass Abhebesicherungen nicht notwendig wären. Dabei ist allerdings zu beachten, 


40 6 Langzeitverhalten 

dass Versuche nur einen Ausschnitt der Realität darstellen und nicht zwingend alle Einflüsse 

berücksichtigt werden können. So werden im Versuch i.d.R. unplanmäßige Einspannungen 

durch aufsteigende Wände vernachlässigt und nur statische Belastungen aufgebracht. Ein 

Herausarbeiten“ der Kerve durch wiederholende Belastungen wird i.d.R. nicht erfasst. Weiterhin 

ist es im Versuch kaum möglich, die Zugfestigkeit des Betons komplett auszuschalten, 

” 

obwohl für die Bemessung von Stahlbetonbauteilen nach [9] Abs. 6.1.(2) keine Betonzugfestigkeit 

berücksichtigt wird. Auch werden die Versuche i.d.R. nach 28 Tagen durchgeführt, 

um das Verhalten bei der nominellen Festigkeit bestimmen zu können. Zu diesem Zeitpunkt 

ist z.B. bei einer 80mm dicken Betonplatte nur 20% der Schwinddehnung entstanden. Aus 

diesen Gründen wurden die experimentellen Untersuchungen mit analytischen Untersuchungen 

abgeglichen. Da allerdings die Kervenkraft außerhalb der Kernweite angreift, sind immer 

Zugspannungen im Beton vorhanden. Sollte [9] Abs. 6.1.(2) eingehalten werden und damit 

keine Zugspannungen im Beton angesetzt werden, ist daher die Abhebesicherung einzubauen. 

Sollten allerdings genauere Bemessungsmodelle vorliegen, dürfen diese prinizpiell nach [6] 

Abs. 10.3.4.3(3) angewandt werden. 

6 Wesentliche Besonderheiten bei der Bemessung von 

Holz-Beton in der Technischen Spezifikation [6] im 

Hinblick auf das Langzeitverhalten 


Bei Holz-Beton-Verbunddecken sind alle beteiligten Werkstoffe einem Kriechverhalten unterworfen. 

Durch dieses zeitabhängige Verhalten nimmt die Verformung der Decke im Lauf der 

Zeit zu. Darüber hinaus werden Spannungen umgelagert, so dass das Kriechen nicht nur aus 

Sicht der Gebrauchstauglichkeit, sondern auch im Nachweis der Tragfähigkeit berücksichtigt 

werden muss. 

Die wesentlichen Unterschiede der Technischen Spezifikation [6] im Vergleich zu den üblicherweise 

verwendeten Zulassungen der Verbindungsmittel als Berechnungsrichtlinie sind 

• Berücksichtigung eines zusätzlichen Zeitraums 

• Berücksichtigung der Auswirkungen der Lastumlagerungen infolge Kriechen 

Im Folgenden soll auf diese beiden Punkte näher eingegangen werden. 


Steifigkeit zieht Kräfte an“) 

Bei der Bemessung von Bauteilen, die ein ausgeprägtes Kriechverhalten aufweisen, werden 

i.d.R. die Zeitpunkte t = 0 und t = ∞ nachgewiesen, wobei der Zeitpunkt t = 0 derjenige 

Zeitpunkt ist, bei dem das Tragwerk erstmals mit der Bemessungslast belastet wird, und der 

Zeitpunkt t = ∞ im Hochbau der Zeitdauer nach 50 Jahren entspricht. Um das Kriechen in 

der Berechnung abzubilden, wird der E-Modul modifiziert 

E kriechen = E 0 

1+k def 

(50) 



Steifigkeit zieht Kräfte an“) 41 

mit E kriechen effektiver E-Modul zur Berücksichtigung der Kriechverformung 

E 0 E-Modul ohne Kriechen, also zum Zeitpunkt t = 0 

k def Deformationsfaktor bzw. Kriechzahl des Materials 

Die Steifigkeit des Verbundquerschnitts kann entsprechend dem γ-Verfahren bestimmt werden 

durch 

EJ eff = E 1 ·J 1 +E 2 ·J 2 +E 1 ·A 1 ·γ 1 ·a 2 1 +E 2 ·A 2 ·a 2 2 (51) 

mit EJ eff 

E i 

J i 

A i 

γ 1 

a i 

i 

effektive Biegesteifigkeit 

E-Modul des Querschnitts i 

Flächenträgheitsmoment des Querschnitts i 

Querschnittsfläche des Querschnitts i 

Verbundfaktor 

Abstand des Schwerpunkts des Teilquerschnitts vom Schwerpunkt des Gesamtquerschnitts 

Index des Teilquerschnitts, wobei i.d.R 

= 1 für oben liegender Betonquerschnitt 

= 2 für unten liegender Holzquerschnitt 

SolldaseffektiveFlächenträgheitsmomentdarausbestimmtwerden, indemdieseBiegesteifigkeit 

durch den Bezugs-E-Modul, z.B. E Beton , geteilt wird, können die Steifigkeitsverhältnisse 

n Holz = E Holz /E Beton und n Beton = E Beton /E Beton = 1 eingeführt werden. Es ergibt sich 

E Beton ·J eff =E Beton ·n Holz ·J Holz +E Beton ·J Beton +E Beton ·A Beton ·γ 1 ·a 2 Beton 

+E Beton ·n Holz ·A Holz ·a 2 Holz 

(52) 

bzw. 

J eff = n Holz ·J Holz +J Beton +A Beton ·γ 1 ·a 2 Beton +n Holz ·A Holz ·a 2 Holz (53) 

Werden daraus nun die inneren Schnittgrößen im Holzquerschnitt bestimmt 

• Moment 

M Holz = 

• Normalkraft 

M ges 

(E v ·J eff ) ·E i ·J i = M ges 

J eff 

·J Holz ·n Holz (54) 

N Holz = M ges 

E v ·J eff 

·E i ·A i ·γ i ·a i = M ges 

J eff 

·n Holz ·A Holz ·a Holz (55) 

wird deutlich, dass das Steifigkeitsverhältnis n Holz die Schnittgrößen im Holzquerschnitt 

direkt beeinflusst. 

Wird dieses Steifigkeitsverhältnis für das Langzeitverhalten ausgewertet, ergibt sich folgende 

Beziehung 

n Holz = E Holz 

· 1+ϕ Beton(t,t 0 ) 

E Beton 1+k def,Holz (t) = E Holz 

· 1+ϕ Beton(t = ∞,t 0 )·f Beton (t) 

E Beton 1+k def,Holz (t = ∞)·g Holz (t) 

(56) 



mit n Holz Steifigkeitsverhältnis 

ϕ Beton (t = ∞,t 0 ) Endkriechzahl des Betons 

k def,Holz (t = ∞) Endkriechzahl des Holzes 

f Beton (t) Zeitfunktion der Entwicklung der Kriechzahl des Betons 

g Holz (t) Zeitfunktion der Entwicklung der Kriechzahl des Holzes 

Damit hängt das Steifigkeitsverhältnis nicht nur vom jeweiligen E-Modul, sondern auch vom 

Verhältnis der jeweiligen Kriechzahl des Teilquerschnitts zum Zeitpunkt t ab. Haben beide 

Querschnitte die gleiche Kriechzahl (ϕ Beton (t = ∞,t 0 ) = k def,Holz (t = ∞)) und die gleiche 

zeitliche Entwicklung der Kriechzahl (g Holz (t) = f Beton (t)), bleibt das Steifigkeitsverhältnis 

konstant, so dass sich keine Änderungen in den Schnittgrößen ergeben. 

Weisen die beiden Querschnitte eine unterschiedliche Endkriechzahl, aber eine zeitlich affine 

Entwicklung wie z.B. beim Verbund zweier Betonbauteile auf (g Holz (t) = f Beton (t)) kann 

gezeigt werden, dass der Extremwert des Steifigkeitsverhältnisses und damit der Extremwert 

der Schnittgrößen bzw. Spannungen immer zu den Zeitpunkten t = 0 oder t = ∞ auftreten, 

sofern die Kriechzahl stetig ansteigt, indem sie z.B. asymptotisch gegen einen Grenzwert 

konvergiert. 

Bei Holz-Beton-Verbundkonstruktionen istkeine der beiden obenangesprochenen Annahmen 

erfüllt. So haben beide Materialien sowohl unterschiedliche Endkriechzahlen als auch eine 

unterschiedliche zeitliche Entwicklung (vgl. Abb. 32). 

1,0 

φ Beton (t)/φ Beton (t=50Jahre) bzw. 

k def (t)/k def (t=50Jahre) 

0,8 

0,6 

0,4 

0,2 

g Holz (t) basierend auf Hanhijärvi 

f Beton (t) basierend auf EC2 

0,0 

0 10 20 30 40 50 

Zeit in Jahren 

Abbildung 32: Zeitfunktionen der Kriechzahlen des Betons f Beton (t) und des Holzes g Holz (t) 

Werden die Verläufe der Kriechzahlen auf den Endwert normiert und gegenüber gestellt, 

zeigt sich, dass innerhalb der ersten 3 bis 7 Jahre der Beton stärker kriecht als das Holz. 

Dies bedeutet, dass innerhalb dieses Zeitraums folgende Beziehung gilt: 

g Holz (t) < f Beton (t) für t ≤∼ 3Jahre (57) 

Damit nimmt das Steifigkeitsverhältnis n Holz in diesem Zeitraum zu (vgl. Abb. 33), so dass 

in dessen Folge insbesondere das Moment im Holzquerschnitt ebenfalls zunimmt. 

Im Zeitraum von 3 bis 7 Jahren ist die Kriechzahlentwicklung beider Querschnitte annähernd 

konstant, so dass gilt 

∆g Holz (t) = ∆f Beton (t) für ∼ 3Jahre ≤ t ≤∼ 7Jahre (58) 

Damit werden in diesem Zeitraum keine wesentlichen Schnittgrößen umgelagert. 



Steifigkeit zieht Kräfte an“) 43 

n Holz (t)/n Holz (t=50a) 

1,30 

1,20 

1,10 

φ Beton =1.5 

φ Beton =2 

φ Beton =2.5 

φ Beton =3 

φ Beton =3.5 

φ Beton =4 

1,00 

0 10 20 30 40 50 

Zeit in Jahre 

Abbildung 33: Verlauf des Verhältnisses der effektiven E-Moduli über die Zeit bezogen auf 

das Verhältnis nach 50 Jahren für eine Holz-Beton-Verbunddecke im Innern 

Nach diesem Zeitraum ist ein Großteil des Kriechens des Betons abgeschlossen, so dass die 

Änderungen nach etwa 7 Jahren sich wie folgt beschreiben lassen 

∆g Holz (t) > ∆f Beton (t) für t ≥∼ 7Jahre (59) 

Damit nimmt das Steifigkeitsverhältnis n Holz wieder ab, so dass die Belastung zurück auf 

den Beton übertragen wird bzw. das Moment im Holzquerschnitt abnimmt. 

Zusammenfassend ist es bei Holz-Beton-Verbundkonstruktionen also nicht immer ausreichend, 

den Spannungsnachweis ” 

nur“ zum Zeitpunkt t = 0 und t = ∞ durchzuführen, da 

sich auch Zwischenzustände infolge der unterschiedlichen zeitlichen Entwicklung als kritisch 

erweisen können. 

Dieser zusätzliche Zeitpunkt stellt einen zusätzlich zu führenden statischen Nachweis dar. 

Wird dieHolz-Beton-Verbunddecke allerdings imGesamten betrachtet, zeigtsich, dass imeigentlichen 

Anwendungsbereich vonHolz-Beton-Verbunddecken häufigder Verformungsnachweis 

maßgebend wird. Damit wird einerseits den Tragwerksplanenden ein weiterer Zeitpunkt 

aufgebürdet“, der aber andererseits häufig nur eine geringe Auswirkung auf die Abmessungen 

haben wird, da die Verformung die Querschnittshöhen bestimmt. Daher wurde mit 

” 

Hilfe einer Parameterstudie untersucht (siehe Tabelle 1), wie groß denn der Einfluss dieses 

zusätzlichen Zeitpunkts auf die Spannungen in Holz-Beton-Verbundkonstruktionen ist. 

Im Rahmen der Auswertung der Daten wurde das Verhältnis zwischen der maximalen Spannung 

zum Zeitpunkt t = 0 bzw. t = 50 Jahre und der Spannung innerhalb des Intervalls 3 

bis 7 Jahre gebildet (vgl. Abb. 34). 

Wie aus dieser Untersuchung ersichtlich wird, ist von einem minimalen Verhältnis der Spannungen 

zum Zeitpunkt t = 0 bzw. t = 50 Jahre und den Spannungen im Intervall von 3 

bis 7 Jahren in der Höhe von etwa 80% auszugehen. Im Umkehrschluss bedeutet dies, dass 

Spannungen zum Zeitpunkt t = 0 bzw. t = 50 Jahren um 25% erhöht werden sollten, um 

diesen kritischen Zwischenzustand im Intervall zwischen 3 und 7 Jahren mit den bisher üblicherweise 

geführten Nachweise zu den Zeitpunkten t = 0 und t = 50 Jahre abdecken zu 

können. Diese Spannungserhöhung bezieht sich allerdings nur auf die ständig wirkenden Lasten, 

da nur diese die Kriechverformungen und damit die Spannungsumlagerungen erzeugen. 

Somit bietet die Technischen Spezifikation [6] als Vereinfachung an, den Zeitraum von 3 

bis 7 Jahre zu vernachlässigen, wenn die ständigen Spannungen z.B. infolge Eigengewicht 

für die Nachweise zu den Zeitpunkten t = 0 bzw. t = 50 Jahre um 25% erhöht werden. 



Tabelle 2: Parameterbereich zur Bestimmung des Einflusses des Zeitpunkts 3 bis 7 Jahre 

Parameter 

Minimum Maximum Schrittweite 

Materialkriechzahl des Betons 1 4 1 

Materialkriechzahl des Holzes 0.2 2 0.2 

Spannweite in m 4 10 2 

Verkehrslast in kN/m 1.5 5 1.5 

Steifigkeit der Verbindungsmittel in kN/m 10 1000000 50000 

Abstand der Verbindungsmittel in m 0.5 

Eigengewicht in kN/m 

Interne Bestimmung 

Dichte des Betons in kN/m 3 25 

Dichte des Holzes in kN/m 3 5 

Ausbaulast in kN/m 1.5 

Holz 

C24 

Verhältnis h Beton /h Holz 2:1, 1:1,2:1 

Breite des Betonquerschnitts in cm 80 

Breite des Holzquerschnitts in cm 8,12,24,80 

max(σ(t=0)/σ(t=3−7a); 

σ(t=50a)/σ(t=3−7a) 

1,00 

0,95 

0,90 

0,85 

0,80 

b H =8cm; h B :h H =1:2 

b H =12cm; h B :h H =1:2 

b H =24cm; h B :h H =1:2 

b H =80cm; h B :h H =1:2 

b H =8cm; h B :h H =1:1 

b H =12cm; h B :h H =1:1 

b H =24cm; h B :h H =1:1 

b H =80cm; h B :h H =1:1 

b H =8cm; h B :h H =2:1 

b H =12cm; h B :h H =2:1 

b H =24cm; h B :h H =2:1 

b H =80cm; h B :h H =2:1 

0,75 

0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 

γ−Wert 

Abbildung 34: Minimales Verhältnis der Spannungen zum Zeitpunkt t =0 bzw. t =50 Jahre 

bezogen auf die Spannungen im Zeitraum 3 bis 7 Jahre 

6.3 Kriechen 

Um das zeitabhängige Verhalten der Verbunddecke zu beschreiben, werden die Kriechzahlen 

der jeweiligen Materialnorm verwendet. Diese Kriechzahlen sind dabei als das Verhältnis der 

Kriechverformung zur elastischen Verformung definiert. 

k def = w kriechen 

w elastisch 

(60) 

mit k def Materialkriechzahl 

w kriechen Kriechverformung 

elastische (Ausgangs-)Verformung 

w elastisch 

Die gesamte Dehnung eines statisch bestimmt gelagerten Bauteils unter Kriechen lässt sich 

somit durch folgende Beziehung bestimmen 

ε ges = ε elastisch +ε kriechen = ε elastisch ·(1+k def ) (61) 


6.3 Kriechen 45 

Die Dehnung lässt sich durch folgende Beziehung erfassen: 

ε ges = σ E ⋆ = σ E ·(1+k def) (62) 

so dass sich nach dem Kürzen die übliche Methode zur Abbildung des Kriechens in der 

Berechnung der Schnittgrößen ergibt, indem der E-Modul des jeweiligen Materials wie folgt 

abgemindert wird. 

E ⋆ = 

E 

1+k def 

(63) 

Durch die Verwendung des mit der Kriechzahl modifizierten E-Moduls kann also der Endzustand 

direkt bestimmt werden, so dass die Schnittgrößen im Endzustand abgeschätzt werden 

können. Strenggenommen ist allerdings diese Berücksichtigung des Kriechens nur dann 

zulässig, wenn keine z.B. durch angrenzenden Bauteile behinderte Dehnung vorhanden ist. 

Wird das Bauteil in seiner Kriechverformung komplett behindert, wird dies als Relaxation 

bezeichnet. In diesem Fall ist die gesamte Verformung konstant über die Zeit. 

bzw. 

ε ges = ε elastisch +ε kriechen = konstant (64) 

d 

dt ε ges(t) = d dt ε elastisch(t)+ d dt ε kriechen(t) = 0 (65) 

Die Ableitung der elastischen Dehnung lässt sich durch folgende Beziehung bestimmen 

d 

dt ε elastisch = 1 E · d σ(t) (66) 

dt 

während die Ableitung der Kriechverformung sich durch folgende Beziehung ermitteln lässt 

d 

dt ε kriechen(t) = σ(t) 

E · d 

dt k def(t) (67) 

Diese drei Gleichungen ineinander gesetzt, liefert die Differentialgleichung für die Ermittlung 

der Spannung bei Relaxation (siehe [51]) 

1 

E · d 

dt σ + σ(t) 

E · d 

dt k def(t) = 0 (68) 

Die Lösung dieser Differentialgleichung lautet 

σ(t) = σ 0 ·e −k def(t) 

(69) 

Wird nun der effektive E-Modul bestimmt, ergibt sich für die Relaxation ein effektiver E- 

Modul von 

E ⋆ = E 

e k def = 

E 

1+ϕ Verbund } {{ } 

e k def −1 


(70)


5 

Verbundkriechzahl 

4 

3 

2 

Wertebereich 

Verbund 

1 

Kriechen 

Relaxation 

0 

0 1 2 3 4 5 

Materialkriechzahl 

Abbildung 35: Wertebereich der effektiven Kriechzahl bei reinem Kriechen und Relaxation 

Dieser weicht deutlich vom reinen Kriechfall ab (vgl. Abb. 35). 

In einem Holz-Beton-Verbundsystem werden allerdings die beiden Fälle ” 

Kriechen“ und ” 

Relaxation“ 

nichterreicht. Weder handeltessich umeinereineKriechverformung, dadiebeiden 

Querschnittsteile Holz und Beton sich gegenseitig beeinflussen; noch handelt es sich um eine 

Relaxation, da die Steifigkeiten des Holz- bzw. Betonquerschnitts endliche Werte aufweisen 

und damit immer eine Verformung einhergehen wird. Dies hat zur Folge, dass sich die effektive 

Verbundkriechzahl zwischen der Kriechzahl des reinen Kriechens und der effektiven 

Kriechzahl bei Relaxation einstellt. 

DiesesPhänomentrittnichtnurimHolz-Beton-Verbundbauauf.[52]entwickelte eineLösung 

für die Lastumlagerungen bei Betonbauteilen mit nachträglich aufgebrachten Betonquerschnitten. 

Als Annahme wurde ein affines Kriechverhalten beider Komponenten vorausgesetzt, 

d.h. die auf den Endwert der jeweiligen Kriechdehnung bezogene zeitabhängige Kriechdehnung 

ist für beide Teilquerschnitte zu jedem Zeitpunkt gleich. [53] (siehe [54]) erweitert 

dieses Verfahren für den Holz-Beton-Verbund insbesondere hinsichtlich der Nachgiebigkeit in 

der Verbundfuge unter der Annahme einer verschmierten Verbindungsmittelsteifigkeit. Um 

nun die in Abb. 32 dargestellte unterschiedliche zeitliche Entwicklung der Kriechdehnungen 

zu erfassen, wird in [24] die Lösung nach [53] in einzelne Intervalle zerlegt (vgl. Abb. 36). 

Innerhalb dieser Intervalle kann von einem näherungsweise linearen Zusammenhang zwischen 

den Kriechdehnungen des Holzes und des Betons ausgegangen werden. 

Damit erhält man Bestimmungsgleichungen für die effektive Kriechzahl ϕ beider Komponenten 

unter Berücksichtigung der Auswirkungen der Verbundtragwirkung, des Einflusses 

der unterschiedlichen zeitlichen Entwicklung und des Einflusses der Nachgiebigkeit in der 

Verbundfuge (vgl. [24] und Gl. (71)). 

( 

1+∆ϕ w,M,i 

∆ϕ u,V,i = ∆ϕ u,M,i · 

∆ϕ w,M,i −e −∆ψ i ·(∆ϕw,M,i −∆ψ i ) − 1 ) 

∆ψ i 

mit δ 1,i 

ϕ i 

Flexibilität der Komponente i 

Materialkriechzahl der Komponente i 

Als Eingangswerte in Gl. (71) sind folgende Größen erforderlich: 

(71) 

• Systemkriechzahl ∆ψ i : 

ψ = δ 1,o ·ϕ o +δ 1,w ·ϕ w 

δ 1,o +δ 1,w 

(72) 



Bezogene Entwicklung der Kriechzahl 

des Betons φ(t)/φ(t=50Jahre) 

1,0 

0,8 

0,6 

0,4 

0,2 

(0.4,0.85) 

(0.6,1.0) (1.0,1.0) 

2. Intervall 

1. Intervall 

3. Intervall 

0,0 

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

Bezogene Entwicklung der Kriechzahl 

des Holzes k def (t)/k def (t=50 Jahre) 

Verlauf der Kriechdehnungen 

linearisierter Verlauf 

affiner Verlauf 

Abbildung 36: Kriechzahlentwicklung des Betons in Abhängigkeit der Kriechzahlentwicklung 

des Holzes 

• Flexibilität der Komponente Holz 

δ H,1,1 = 

1 

· l 

E H ·A H 2 + e 2 

· l 

E H ·J H 2 

(73) 

und der Komponente Beton 

δ B,1,1 = 

1 

· l (z −e)2 

+ · l 

E B ·A B ·γ B 2 E B ·J B 2 

(74) 

mit e Abstand vom Schwerpunkt der Teilfläche 2 zum Biegesteifigkeitsschwerpunkt 

(vgl. Abb. 37) 

= z · 

1 

1+ EJ B 

EJ H 

z Abstand der Schwerpunkte der Teilquerschnitte 

(= innerer Hebelarm) 

γ B 

= ε B,nachgiebig 

ε B,starr 

= 1 

1+k 

nach [8] 

z −e 

Gesamtschwerpunkt 

e 

z 

Schwerpunkt der Teilflächen 

Abbildung 37: Definition des Abstands e 

• die Materialkriechzahlen innerhalb der einzelnen Intervalle nach Tab. 3 und Abb. 36 



Tabelle 3: Intervalle der vereinfachten Berechnung 

Zeitpunkt t = 3−7a t = ∞ 

Intervall ∆ϕ H ∆ϕ B ∆ϕ H ∆ϕ B 

1 0,40·ϕ H,M,∞ 0,85·ϕ B,M,∞ 0,40·ϕ H,M,∞ 0,85·ϕ B,M,∞ 

2 0,10·ϕ H,M,∞ 0,05·ϕ B,M,∞ 0,20·ϕ H,M,∞ 0,15·ϕ B,M,∞ 

3 0,0·ϕ H,M,∞ 0,0·ϕ B,M,∞ 0,40·ϕ H,M,∞ 0,0·ϕ B,M,∞ 

mit ∆ϕ o,M,i 

ϕ o,M,∞ 

∆ϕ o,V,i 

Materialkriechzahl des Werkstoffs o im Intervall i 

Materialkriechzahl des Werkstoffs o zum Zeitpunkt t = ∞ 

Verbundkriechzahl des Werkstoffs o im Intervall i 

∼= resultierende Kriechzahl unter Berücksichtigung der 

gegenseitigen Beeinflussung im Verbundsystem 

Die resultierende Kriechzahl des jeweiligen Verbundpartners bestimmt sich dann durch 

ϕ o,V = ∑ i 

∆ϕ o,M,i (75) 

mit ∆ϕ o,V,i Verbundkriechzahl des Werkstoffs o im Intervall i nach Gl. (71) 

Wird das Langzeitverhalten von Holz-Beton-Verbunddecken mit Hilfe der Verknüpfung der 

rheologischen Modelle von Holz, Verbindungsmittel und Beton unter Berücksichtigung der 

Nachgiebigkeit der Verbindungsmittel erfasst (siehe u.a. [24], [55], [56] oder [57]), zeigt 

sich, dass dieser deutliche Unterschied zwischen der Materialkriechzahl und der effektiven 

Kriechzahl im Verbund sich auch aus den Ergebnissen dieser Simulationen ermitteln lässt 

(vgl. Abb. 38). 



numerisch ermittelte 

Verbundkriechzahl des Holzes 

1,2 

1,1 

1,0 

0,9 

0,8 

0,8 0,9 1,0 1,1 1,2 

Materialkriechzahl des Holzes 

nach Hanhijaervi 

errechnete Werte 

Verbundkriechzahl = Materialkriechzahl 


Verbundkriechzahl des Betons 

5,0 

4,0 

3,0 

2,0 

1,0 

0,0 

0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 

Materialkriechzahl des Betons nach EC2 

errechnete Werte 

Verbundkriechzahl = Materialkriechzahl 

50% Abweichung 

Holz 

Beton 

(a) Vergleich der reinen Materialkriechzahlen mit den aus den rechnerisch ermittelten effektiven 

Verbundkriechzahlen (bisher übliches Vorgehen) 

Verbundkriechzahl basierend 

auf analytischer Lösung 

1,2 

1,0 

0,8 

0,6 

0,4 

0,2 

0,0 

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


Verbundkriechzahl des Holzes 

Multilinearer Ansatz; analytische Lösung 

Numerisches Ergebnis = analytische Lösung 

Verbundkriechzahl basierend 

auf analytischer Lösung 

6,0 

5,0 

4,0 

3,0 

2,0 

1,0 

0,0 

0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 6,0 


Verbundkriechzahl des Betons 

multilinearer Ansatz; analytische Lösung 

Numerisches Ergebnis = analytische Lösung 

Holz 

Beton 

(b) Vergleich der Verbundkriechzahlen unter Berücksichtigung des nicht affinen Verlaufs der 

Kriechentwicklungen mitdenausdenrechnerisch ermittelten effektivenVerbundkriechzahlen 

Abbildung 38: Vergleich der Ermittlung der Kriechzahlen 

So ist bei den in Abb. 38a dargestellten Kriechzahlen ein deutlicher Unterschied zwischen 

der reinen Materialkriechzahl und der im numerischen Modell ermittelten Verbundkriechzahl 

vorhanden, während dieser Unterschied bei der Verwendung der analytisch ermittelten Verbundkriechzahlen 

unter Berücksichtigung der unterschiedlichen zeitlichen Entwicklung der 

Kriechzahl eine recht gute Übereinstimmung zwischen den numerisch und den analytisch 

ermittelten Werten erreicht wird (siehe Abb. 38b). 

Allerdings sind diese Bestimmungsgleichungen für die Bemessung z.T. aufwendig, so dass 

Vereinfachungen angestrebt werden. Dazu wird in Anlehnung an [11] die Kriechzahl mit 

einem Beiwert ψ multipliziert. 

DieserVergrößerungsfaktorderMaterialkriechzahl( ∼ =EndkriechzahlohneBehinderungdurch 

den Verbund; Endkriechzahlen nach den jeweiligen Normen) bestimmt sich zu: 

ψ i = ϕ i,Verbund 

ϕ i,Material 

(76) 

Für die Ermittlung dieser ψ-Beiwerte wurden umfassende Parameteruntersuchungen für typische 

Fälle durchgeführt (vgl. Abb. 39). 



Ψ Beton 

0,6 

0,5 

0,4 

0,3 

0,2 

0,1 

0,0 

0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 

γ−Wert nach EN 1995 Anhang B 

Ψ Beton 

3,0 

2,5 

2,0 

1,5 

1,0 

0,5 

0,0 

0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 


φ=2 für Intervall t=3−7a 

φ=2.5 für Intervall t=3−7a 









Holz 

(a) t=3 bis 7 Jahre 

Beton 

Ψ Holz 

1,2 

1,0 

0,8 

0,6 

0,4 

0,2 

0,0 

0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 


φ=2 für Zeitpunkt t=50a 

φ=2.5 für Zeitpunkt t=50a 




Ψ Beton 

3,5 

3,0 

2,5 

2,0 

1,5 

1,0 

0,5 

0,0 

0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 







Holz 

(b) t=50 Jahre 

Beton 

Kriechzahl des Holzquerschnitts: k def = 0.6 

E-Modul des Holzes: 10.000N/mm 2 

E-Modul des Betons: 30.000N/mm 2 

Höhe des Holzquerschnitts 10cm ... 30cm 

Breite des Holzquerschnitts 12cm ... 20cm und 100cm 

Höhe des Betonquerschnitts 6cm ... 18cm 

Breite des Betonquerschnitts 100cm 

(c) Parameter der Vergrößerungsfunktion 

Abbildung 39: Ausgewählte Fälle der Vergrößerungsfunktion ψ für Beton (links) und Holz 

(rechts) 

Für eine Berechnung ist diese Vielzahl an möglichen Parameter zu umfassend. Daher wurde 

diese Ansatzfunktionen für vier verschiedene Kombinationen ausgewertet, zwischen denen 

linear interpoliert werden darf. An die sich daraus ergebenden ψ-Beiwerte wurden Funktionen 

angepasst (vgl. Abb. 40), die in Tab. 4 gegeben ist. 

Für den Zeitpunkt t = 0 sind alle ψ-Werte zu 0 zu setzen. 

Damit ergibt sich die effektive Verbundkriechzahl der jeweiligen Komponente zu den maßgebenden 

Zeitpunkten zu: 

ϕ i,Verbund = ψ i ·ϕ i,Material (77) 

Um das Kriechen nun in der Schnittgrößenermittlung berücksichtigen zu können, wird also 



Ψ Beton 

3,0 

2,5 

2,0 

1,5 

1,0 

0,5 

0,0 

0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 




Vorschlag für t=50a 

Vorschlag für t=3−7a 

(a) k def = 0.6;ϕ = 3,5 

Ψ Beton 

2,0 

1,8 

1,6 

1,4 

1,2 

1,0 

0,8 

0,6 

0,4 

0,2 

0,0 

0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 




Vorschlag für t=50a 

Vorschlag für t=3−7a 

(b) k def = 0.8;ϕ = 2,5 

Abbildung 40: Ausgewertete Parameter 

Tabelle 4: Verbundfaktoren zur Ermittlung der Verbundkriechzahl für Deckensysteme (b H = 

b B , 1/5 < A B,eff /A H < 1 ) und für Balken (b H


mit E(t) E-Modul zum jeweilig betrachteten Zeitpunkt inkl. der fiktiven Abnahme zur 

Berücksichtigung des Kriechens 

E 0 E-Modul des Materials ohne Kriechen 

K Verbindungsmittelsteifigkeit 

K 0 Verbindungsmittelsteifigkeit ohne Kriechen 

ψ Vergrößerungsfaktoren der Kriechzahl infolge der Umlagerung (siehe Tab. 4) 

k def Materialkriechzahl des Holzes nach [8] 

ϕ Materialkriechzahl des Betons nach [9] 

Die effektive Kriechzahl des Verbindungsmittels bestimmt sich zu: 

k ′ def = 2·k def (81) 

mit k def ′ effektive Kriechzahl des Verbindungsmittels 

k def Endkriechzahl des Holzes 

ϕ Beton (t = ∞) Endkriechzahl des Holzes 

Die Vergrößerung der Kriechzahl bei den Verbindungsmittel um den Faktor 2 beruht auf der 

Tatsache, dass lokal eine höhere Beanspruchung im Bereich der Verbindungsmittel auftreten 

kann, so dass hier größere Verformungen auftreten. Ein Einfluss des Kriechens des Betons 

wird hier vernachlässigt, da der elastische Anteil des Betons an der Verformung relativ gering 

ist, so dass – unter der Annahme eines linearen Kriechens – der Kriecheinfluss des Betons 

auf die Steifigkeit im Vergleich zum Einfluss der Holzes ohne größere Auswirkungen ist. 

Bei der Bestimmung der effektiven Kriechzahlen mit Hilfe des ψ-Werts ist der Verbundfaktor 

γ 1 eine wesentliche Eingangsgröße. Da allerdings auch andere Verfahren zur Anwendung 

kommen können, bei denen die Nachgiebigkeit nicht über den γ 1 -Wert nach [8] Anhang 

B abgebildet wird. Da in diesen alternativen Verfahren die Schnittgrößen ermittelt werden, 

kann mit Hilfe dieser Schnittgrößen der Verbundfaktor abgeschätzt werden. 

γ 1 ≈ 

EA tim ·EJ tim ·N 

EA conc ·(EA tim ·M tim ·z −EJ tim ·N) 

mit γ 1 Verbundfaktor (eigentlich nach [8], Anhang B) 

EA tim Dehnsteifigkeit des Holzes zum Zeitpunkt t = 0 

EJ tim Biegesteifigkeit des Holzes zum Zeitpunkt t = 0 

N Normalkraft im Teilquerschnitt Holz zum Zeitpunkt t = 0 ohne Berücksichtigung 

von spannungslosen Dehnungen 

M Biegemoment im Teilquerschnitt Holz zum Zeitpunkt t = 0 ohne Berücksichtigung 

von spannungslosen Dehnungen 

EA conc effektive Dehnsteifigkeit des Betons zum Zeitpunkt t = 0 unter Berücksichtigung 

des Reißen des Betons als nichttragende Schicht und damit als 

Schicht ohne Steifigkeit 

Diese Bestimmungsgleichung wurde aus dem γ-Verfahren abgeleitet, indem für den zweiteiligen 

Verbundquerschnitt die Normalkraft und das Moment nach [8], Anhang B bestimmt 

werden. 

Unter Berücksichtigung der Kompatibilität ergibt sich der Dehnungsverlauf 

(82) 

ε(z) = κ·z +γ i ·ε Schwerpunkt,QS2 (83) 

Damit können dann diese Gleichungen ineinander gesetzt werden. Da drei Gleichungen (Normalkraft, 

Moment und Kompatibilität) zur Verfügung stehen, können die drei Unbekannten 


53 

EJ eff ,γ 1 ,a 1 ermittelt werden, so dass sich die o.g. Gleichung zur Bestimmung des γ 1 -Werts 

hergeleitet werden kann. 

In diese Berechnungsgleichung gehen die Schnittgrößen des Holzes N tim und M tim ein. 

Diese Schnittgrößen können prinzipiell aus jedem beliebigen Lastfall bzw. jeder beliebigen 

Lastfallkombination unter der Annahme eines linear-elastischen Verhaltens des Systems mit 

Hilfe des gewählten Berechnungsvrfahren (z.B. Fachwerkmodellierung) ermittelt werden. 

Da Kriechen und Schwinden sich gegenseitig beeinflussen können, bzw. die Auswirkungen 

des Schwindens durch das Kriechen teilweise reduziert werden, ist entsprechend [24], das 

Schwinden des Betons für die jeweiligen Zeitpunkte zu modifizieren. 

• Zeitraum 3 bis 7 Jahre 

ε eff,Schwinden = 0.5·ε Schwinden (84) 

• Zeitraum t = ∞ 


UmdieseWerteallerdingsanwenden zukönnen, wäreeinTeilsicherheitsbeiwert vonγ F = 1,5 

notwendig, da bei der Ermittlung der Schwinddehnung nach [9] die Mittelwerte und nicht 

die 95%-Fraktilwerte verwendet werden. Um dennoch mit einem Teilsicherheitsbeiwert für 

ständigeBelastungenγ F = 1,35rechnen zukönnen,wirdinderTechnischen Spezifikation [6] 

vorgeschlagen, die Schwinddehnung mit dem Verhältnis der Teilsicherheitsbeiwerte (γ F = 

1,5)/(γ F = 1,35) zu multiplizieren, so dass sich folgende zu verwendende Werte ergeben 

• Zeitraum 3 bis 7 Jahre 


• Zeitraum t = ∞ 


Als Schwindbeginn ist auch im Fall der Herstellung der Decke auf einer Schalung bzw. 

Rüstung immer der Zeitpunkt des Endesder Nachbehandlung. Hintergrund dafür ist, dassdie 

SchwinddehnungEigenspannungenerzeugt,dienichtdurchKriecheninnerhalbdesZeitraums 

der Lagerung nennenswert abgebaut werden können. Damit hat der Herstellungsablauf für 

die Schwinddehnung keine größeren Auswirkungen. 

7 Bemessungsablauf 

In Abb. 41 und Abb. 42 ist der Bemessungsablauf im Grenzzustand der Tragfähigkeit bzw. 

im Grenzzustand der Gebrauchstauglichkeit dargestellt, wobei die wesentlichen Neuerungen 

der Technischen Spezifikation [6] im Vergleich zu einer Bemessung nach Zulassung in rot 

markiert sind. 


54 7 Bemessungsablauf 

Nur bei variablem Klima 

Jährliche Temperaturschwankung 


Temperaturunterschied 

zwischen Bauund 

Endzustand 

Schwinddehnung 

des Betons ε Beton 

entsprechend 

DIN EN 1992 

Jährliche Feuchteschwankungen 

entsprechend der 

Technischen Spezifikation 

Anhang A 

Lasten 

Schwind/Quelldehnung 

des 

Holzes ε Holz 

entsprechend 

der Technischen 

Spezifikation 

Anhang A 

Differenz 

der Dehnung 

zwischen Holz 

und Beton ∆ε = 

ε Beton − ε Holz 

Kurzzeit 

kurzzeitig 

wirkende Last wie 

z.B. Verkehrslast, 

Schnee, Wind 

E-Modul E; 

Steifigkeit K u ; 

mittragende Breite 

nach EN 1994 

Ständig wirkende 

Last wie z.B. 

Eigengenwicht, 

ständiger Anteil 

der Verkehrslast 

Im Lauf der 

Zeit entstehende 

Lasten wie z.B. 

Schwinden 

t=50Jahre bzw. 3-7 Jahre 

E-Modul E/(1+ 

ψ · k def ) bzw. 

E/(1 + ψ · ϕ) 

; Steifigkeit 

K u /(1+2·ψ·k def ); 


nach EN 1994 

Schnittgrößenermittlung unter Berücksichtigung 

der Nachgiebigkeit der 

Verbindungsmittel, z.B. γ-Verfahren, 

Schubanalogie-Verfahren. Fachwerk 

Anpassung 


Betonhöhe, bis 

σ Rand,Beton ≤ 

f ctd (≃ 0N/mm 2 ) 

Schnittgrößenermittlung unter Berücksichtigung 

der Nachgiebigkeit der 




bzw. Spannungen 

infolge ständig 

wirkender Last 



infolge kurzzeitig 

wirkende Last 





+25% 

Kombination der 




der Klassen 

der Lasteinwirkungsdauern 

Nachweise der 

Querschnitte 

und der Verbindungsmittel 

Zeitpunkt t=0a 

Nachweis 

Zeitraum t=3 

bis 7 Jahre 

nein 

Nachweis Holz 

mit um 25% 

erhöhter 

ständiger Last für 

alle Lastfallkombinationen 

eingehalten? 





der Klassen 

der Lasteinwirkungsdauern 

Nachweise der 

Querschnitte 

und der Verbindungsmittel 

Zeitpunkt t=50a 

+25% 

ja 

Nachweis 

Zeitraum t=3 

bis 7 Jahre nicht 

maßgebend 

Abbildung 41: Bemessungsablauf für den Grenzzustand der Tragfähigkeit 


55 


Jährliche Temperaturschwankung 


Temperaturunterschied 

zwischen Bauund 

Endzustand 

Schwinddehnung 

des Betons ε Beton 

entsprechend 

DIN EN 1992 

Jährliche Feuchteschwankungen 

entsprechend der 

Technischen Spezifikation 

Anhang A 

Lasten 

Schwind/Quelldehnung 

des 

Holzes ε Holz 

entsprechend 

der Technischen 

Spezifikation 

Anhang A 

Differenz 

der Dehnung 

zwischen Holz 

und Beton ∆ε = 

ε Beton − ε Holz 

Kurzzeit 

kurzzeitig 

wirkende Last wie 

z.B. Verkehrslast, 

Schnee, Wind 

E-Modul E mean ; 

Steifigkeit K ser ; 


nach EN 1994 

Ermittlung der Verformung unter 

Berücksichtigung der Nachgiebigkeit der 



Ständig wirkende 

Last wie z.B. 

Eigengenwicht, 

ständiger Anteil 

der Verkehrslast 

Anpassung 


Betonhöhe, bis 

σ Rand,Beton ≤ 

f ctd (≃ 0N/mm 2 ) 

t=50Jahre 

Im Lauf der 

Zeit entstehende 

Lasten wie z.B. 

Schwinden 

E-Modul 

E mean /(1+ψ·k def ) 

bzw. E/(1+ψ·ϕ) 

; Steifigkeit 

K ser /(1 + 2 · 

ψ · k def ); mittragende 

Breite 

nach EN 1994 

Ermittlung der Verformung unter 

Berücksichtigung der Nachgiebigkeit der 



Verformungen 



Verformungen 

infolge kurzzeitig 

wirkende Last 

Verformungen 




Verformungen 

Vergleich 

mit Grenzwert 

w inst,max 


Verformungen 

Vergleich mit 

Grenzwert w fin 

und w fin,n 

Abbildung 42: Bemessungsablauf für den Grenzzustand der Gebrauchstauglichkeit 

Im Vergleich zu einer Bemessung von reinen Holzbauteilen ist ein wesentlicher Unterschied, 

dass Belastungen in kriecherzeugende Belastungen und kurzzeitig wirkende Belastungen aufgeteiltwerden. 

FürdiesebeidenGruppenwerden dieSpannungenundVerformungen getrennt 

berechnet. Lediglich die Schnittgrößen der kriecherzeugenden Belastungen sind mit den Steifigkeiten 

zum Zeitpunkt t =3 bis 7 Jahre bzw. t = 50 Jahre zu berechnen. 

Nach der Schnittgrößenermittlung mit den u.U. unterschiedlichen Steifigkeiten werden die 

Schnittgrößen der beiden Gruppen überlagert und der Nachweis geführt. 


56 8 Entwurfsgrundsätze 

8 Entwurfsgrundsätze 


Die Aufbauten der Holz-Beton-Verbundbauteile sind im Wesentlichen relativ ähnlich. So 

bestehen alle Decken aus einem Holzbauteil, das über Verbindungsmittel mit der Betonplatte 

verbunden. Im folgenden sollen diese Bauteile näher beschrieben werden und daraus 

Entwurfsgrundsätze abgeleitet werden. Diese Entwurfsgrundsätze sind allerdings nicht als 

dogmatische Regelungen zu verstehen, so dass Abweichungen von diesen Grundsätzen prinzipiell 

möglich sind, sondern diese Entwurfsgrundsätze sollen eine einfache Realisierbarkeit 

und eine einfache Anwendung unterstützen. 

8.2 Holzbauteile 

Als Holzbauteile können alle Holzbauteile nach [8] verwendet werden. Anzumerken ist allerdings,dassbeiderVerwendung 

derHolzartdaraufzuachtenist,dassdieseHolzartverträglich 

mit den Anforderungen im Holz-Beton-Verbundbau sein muss. 

So stellt sich z.B. die Frage, ob Buche mit dem wesentlich ausgeprägteren Quell- und 

Schwindverhalten in Holz-Beton-Verbundbauteilen eingesetzt werden kann, da während des 

Betoniervorgangs mit einer deutlichen Feuchteerhöhung im Fugenbereich zu rechnen ist. 

Auch ist die Verträglichkeit der metallischen Verbindungsmitteln mit eventuell auftretenden 

Gerbsäuren sicherzustellen. Vergleichbares giltauch für Holzarten, die den Erhärtungsporzess 

des Betons beeinflussen können, wie z.B. Lärche (siehe [25]). 

Aus Sicht des Querschnitts sind allemöglichen Querschnitte verwendbar. Die Besonderheiten 

der jeweiligen Aufbauarten, wie z.B. Schubnachgiebigkeit der Querlagen bei Brettsperrholz, 

sind allerdings auch bei der Schnittgrößenermittlung zu berücksichtigen. 

8.3 Schalung 

Da Holz häufig als linienförmige Bauteile realisiert werden, muss der Abstand zwischen den 

Bauteilen durch eine Schalung überbrückt werden. Diese Schalung dient im Wesentlichen 

dazu, den Beton während des Betonierens in seiner Lage zu halten. Dabei werden im Wesentlichen 

zwei verschiedene Ausführungsarten der Schalung verwendet (vgl. Abb. 43) 

• durchgängige Schalung (vgl. Abb. 43(a)) 

• unterbrochene Schalung (vgl. Abb. 43(b)) 

(a) durchgehende Schalung 

(b) unterbrochene Schalung 

Abbildung 43: Prinzipielle Unterschiede in der Ausführung der Schalung 

Die Vorteile der durchgängigen Schalung im Vergleich zur unterbrochenen Schalung sind: 


8.4 Trennfuge zwischen Holz und Beton 57 

• einfachere Montage der Schalung 

• geringeres Risiko von durchdringendem Betonanmachwasser 

• mittigeBefestigungenaufdenBalkenmöglich,sodassgeringeBalkenbreitenverwendet 

werden können 

Nachteile der durchgängigen Schalung im Vergleich zur unterbrochenen Schalung sind: 

• bei stiftförmigen rechtwinklig zur Fuge eingebrachten Verbindungsmittel sinkt die Steifigkeit 

um 30% (siehe [25]). 

• bei stiftförmigen rechtwinklig zur Fuge eingebrachten Verbindungsmittel wird dieTragfähigkeitdurchdiesenichttragendeZwischenschichtbeeinflusst.EinepauschaleAbminderung 

der Tragfähigkeitist in [25] gegeben. Eine genauere Berechnung kann nach [58] 

durchgeführt werden. 

• Kerven sind nicht ausführbar, da dieses Verbindungsmittel die Kräfte über direkten 

Kontakt abträgt 

• Zu weiche Schalungen können die Eigenschaften der geneigt eingebrachten Schrauben 

stark reduzieren (siehe Abs. 8.7), so dass in [25] gefordert wird, dass diese Zwischenschichten 

eine mindestens dem verwendeten Holz entsprechende Dehnsteifigkeit 

rechtwinklig zur Fuge aufweisen. 

Somit ist die Ausführung der Schalung bereits bei der Bemessung der Decken zu berücksichtigen 

und kann bei abweichender Ausführung einen tragsicherheitsrelevanten Einfluss haben. 

8.4 Trennfuge zwischen Holz und Beton 

Der Beton wird i.d.R. nass auf das Holz aufgebracht und härtet dort aus. Daher stellt sich 

die Frage, wie die Trennfuge zwischen Beton und Holz auszuführen ist. 

Mit der Ausbildung der Trennfuge werden mehrere Ziele verfolgt 

• Verhinderung der übermäßigen Wasseraufnahme des Holzes, so dass prinzipiell die 

Gefahr besteht, dass dem Beton zum Erhärten zu wenig Wasser zur Verfügung steht. 

• ” 

Abdichtung“ der Fugen der Holzkonstruktion, so dass Betonanmachwasser nicht 

durch die Decke hindurch dringt. 

Um diese Ziele zu erreichen, haben sich zwei verschiedene Arten herausgebildet: 

• T-förmige Bauteile: Bei diesen Bauteilen kommt i.d.R. eine Folie zum Einsatz, zumal 

dies häufig in den Zulassungen gefordert wird. Wird die Belastung über konzentriert 

angebrachteVerbindungsmittel übertragen, empfiehltessich, inden ” 

freien“ Bereichen 

ohne Verbindungsmittel konstruktiv Abhebesicherungen in Form von Schrauben einzubauen, 

da durch die Folie eine wirkliche Trennung zwischen Beton und Holz vorhanden 

ist. Damit besteht die Gefahr, dass sich beide Querschnitte voneinander abheben, was 

auch Auswirkungen auf den Schallschutz haben kann. 



Freie Länge 

Konstruktive Verbindung 

Konzentrierte Verbindung 

Abbildung 44: Konstruktiv eingebaute Schrauben zur Sicherstellung einer gleichen Verformung 

von Holz und Beton 

• Flächige Holzbauteile: Bei flächigen Holzbauteilen sind i.d.R. die Anzahl der Stöße 

geringer als bei einer Ausführung eines T-förmigen Querschnitts mit Schalung. Damit 

ist bei flächigen Holzbauteilen per se das Holztragwerk ” 

dichter“ als bei den T-förmigen 

Querschnitten. Aus diesem Grund wird bei diesen flächigen Bauteilen häufig das 

Holz 2x vorgenässt, um durch lokales Quellen einerseits die Fugen zu verschließen, 

andererseits zu verhindern, dass das Holz dem Beton teilweise zu viel Wasser für das 

Abbinden entzieht. Teilweise wird dafür nicht reines Wasser sondern eine Zementschlempe 

verwendet. Diese Schlempe hat den Vorteil, dass sie erhärtet und damit eher 

Fugen abdichtet als Wasser, das im Lauf des Bearbeitungsprozesses trocknen kann 

(vgl. Abb. 45). 

(a) Aufbringen der (b) Kerve nach Aufbringen der Zementschlempe 

Zementschlempe 

Abbildung 45: Zementschlempe (Bilder: M. Gerold, Harrer Ingenieure Karlsruhe) 

8.5 Betonplatte und Bewehrung 

Im Hinblick auf die Geometrie wird empfohlen, das Verhältnis der Höhe des Betons zur Höhe 

des Holzes wie folgt zu wählen: 

h Beton ≤ 0.5·h Holz (88) 


8.5 Betonplatte und Bewehrung 59 

Hintergrund für diese Empfehlung ist, dass durch dieses Verhältnis i.d.R. der Betonquerschnitt 

im Druckbereich ist, so dass das Reißen des Betons einen geringeren Einfluss hat. 

Die Betonplatte selbst ist den Regelungen entsprechend [9] auszuführen. Dazu zählt auch der 

Einbau der Bewehrung zur Reduktion der Rissweite in der Betonplatte durch das Schwinden. 

Diese Mindestbewehrung stellt auch sicher, dass eventuelle Risse im Bereich der Verbindungsmittel 

nicht zu einem kompletten Versagen der Verbindung führen, da ansonsten die 

Belastungen am Verbindungsmittel durch die Schwindverformungen des Betons verstärkt 

werden, so dass große, unkontrollierte Risse die Eigenschaften des Verbindungsmittels beeinflussen 

können. Daher sollte immer eine Mindestbewehrung eingelegt werden (siehe [25]). 

Schub 

Spannung im Beton 

Druckstrebe 

Zug in der Platte 

Konzentrierte Lasteinleitung des VBM 

Abbildung 46: Querbewehrung infolge Lastausbreitung in der Betonplatte bei T-förmigen 

Querschnitten 

Hinzu kommt, dass gerade bei den T-förmigen Querschnitten die Lastausbreitung in der 

Betonplatte ebenfalls eine Querbewehrung erfordert (siehe [25] und Abb. 46). 

Daher sind in[25]Mindestbewehrungsgrade angegeben (vgl.Tab.5), mitdenen dieRissweite 

gesteuert werden kann. Die Beanspruchungen infolge der Querverteilung der Druckspannungen 

sind über diese Angaben nicht abgedeckt und müssen gesondert nachgewiesen werden. 

Tabelle 5: Mindestbewehrung zur Einhaltung der Rissweite (aus [25]) 

CON- 

CRETE 

CLASS 

C 

12/15 

C 

16/20 

C 

20/25 

C 

25/30 

C 

30/37 

C 

35/45 

C 

40/50 

C 

45/55 

RC DECK THICKNES [cm] 

5 6 7 8 10 12 14 16 18 

a 0,80 Ø5/150 a 0,80 Ø5/150 a 0,80 Ø5/150 a 0,80 Ø5/150 a 0,80 Ø5/150 a 0,80 Ø5/150 0,90 Ø5/150 1,03 Ø5/150 1,16 Ø5/150 

Ø5/150 Ø5/150 Ø5/150 Ø5/150 Ø5/150 Ø5/150 Ø5/150 Ø5/150 Ø5/150 

a 0,80 Ø5/150 a 0,80 Ø5/150 a 0,80 Ø5/150 a 0,80 Ø5/150 a 0,80 Ø5/150 0,92 Ø5/150 1,07 Ø5/150 1,22 Ø5/150 1,37 Ø6/150 

Ø5/150 Ø5/150 Ø5/150 Ø5/150 Ø5/150 Ø5/150 Ø5/150 Ø5/150 Ø6/150 

a 0,80 Ø5/150 a 0,80 Ø5/150 a 0,80 Ø5/150 a 0,80 Ø5/150 0,88 Ø5/150 1,06 Ø5/150 1,24 Ø5/150 1,41 Ø6/150 1,59 Ø6/150 

Ø5/150 Ø5/150 Ø5/150 Ø5/150 Ø5/150 Ø5/150 Ø5/150 Ø6/150 Ø6/150 

a 0,80 Ø5/150 a 0,80 Ø5/150 a 0,80 Ø5/150 0,84 Ø5/150 1,04 Ø5/150 1,25 Ø5/150 1,46 Ø6/150 1,67 Ø6/150 1,88 Ø7/150 

Ø5/150 Ø5/150 Ø5/150 Ø5/150 Ø5/150 Ø5/150 Ø6/150 Ø6/150 Ø7/150 

a 0,80 Ø5/150 a 0,80 Ø5/150 0,82 Ø5/150 0,93 Ø5/150 1,16 Ø5/150 1,40 Ø6/150 1,63 Ø6/150 1,86 Ø6/150 2,09 Ø7/150 

Ø5/150 Ø5/150 Ø5/150 Ø5/150 Ø5/150 Ø6/150 Ø6/150 Ø6/150 Ø7/150 

a 0,80 Ø5/150 a 0,80 Ø5/150 0,90 Ø5/150 1,03 Ø5/150 1,28 Ø5/150 1,54 Ø6/150 1,80 Ø6/150 2,05 Ø7/150 2,31 Ø7/150 

Ø5/150 Ø5/150 Ø5/150 Ø5/150 Ø5/150 Ø6/150 Ø6/150 Ø7/150 Ø7/150 

a 0,80 Ø5/150 0,84 Ø5/150 0,98 Ø5/150 1,12 Ø5/150 1,40 Ø6/150 1,68 Ø6/150 1,96 Ø7/150 2,24 Ø7/150 2,52 Ø7/150 

Ø5/150 Ø5/150 Ø5/150 Ø5/150 Ø6/150 Ø6/150 Ø7/150 Ø7/150 Ø7/150 

a 0,80 Ø5/150 0,92 Ø5/150 1,07 Ø5/150 1,22 Ø5/150 1,52 Ø6/150 1,83 Ø6/150 2,13 Ø7/150 2,44 Ø7/150 2,74 Ø8/150 

Ø5/150 Ø5/150 Ø5/150 Ø5/150 Ø6/150 Ø6/150 Ø7/150 Ø7/150 Ø8/150 

C 0,82 Ø5/150 0,99 Ø5/150 1,15 Ø5/150 1,32 Ø6/150 1,64 Ø6/150 1,97 Ø7/150 2,30 Ø7/150 2,63 Ø8/150 2,96 Ø8/150 

50/60 

Ø5/150 Ø5/150 Ø5/150 Ø6/150 Ø6/150 Ø7/150 Ø7/150 Ø8/150 Ø8/150 

C 0,84 Ø5/150 1,01 Ø5/150 1,18 Ø5/150 1,35 Ø6/150 1,68 Ø6/150 2,02 Ø7/150 2,36 Ø7/150 2,69 Ø8/150 3,03 Ø8/150 

55/67 

Ø5/150 Ø5/150 Ø5/150 Ø6/150 Ø6/150 Ø7/150 Ø7/150 Ø8/150 Ø8/150 

C 0,88 Ø5/150 1,06 Ø5/150 1,24 Ø5/150 1,41 Ø6/150 1,76 Ø6/150 2,12 Ø7/150 2,47 Ø7/150 2,82 Ø8/150 3,17 Ø8/150 

60/75 

Ø5/150 Ø5/150 Ø5/150 Ø6/150 Ø6/150 Ø7/150 Ø7/150 Ø8/150 Ø8/150 

a Minimum reinforcement governed by Paragraph 11.3.3(3) 

Areq [cm²/m'] 

REBAR DIAMETER [mm] / AXIAL DISTANCE [mm] 



Die Betondeckung ist ebenfalls entsprechend den Regelungen in [9] einzuhalten. Dies hat zur 

Folge, dass bei den üblichen Betondicken von 70mm bis 100mm häufig nur eine einlagige 

Mattenbewehrung zur Anwendung kommt. Bei größeren Betonplattendicken als 100mmwird 

eine zweilagige Bewehrung empfohlen (siehe [25]). 

Generell gilt jedoch, dass die Bewehrung so angeordnet werden soll, dass die Bewehrung 

unterhalb oder auf gleicher Höhe wie die Verankerung der Verbindungsmittel eingebaut wird 

(vgl. Abb. 47(a)). Damit soll verhindert werden, dass das Verbindungsmittel die Betonplatte 

abschält (vgl. Abb. 47(b)). 

(a) Bewehrung unterhalb der Verankerung der Schraube 

Riss 

(b) Bewehrung oberhalb der Verbindungsmittel mit Gefahr des Abscherens 

Abbildung 47: Lage der Bewehrung 

8.6 Querschnittsform 

Die Holz-Beton-Verbunddecke findet auch bei bei einer Instandsetzung von bestehenden 

Holzbalkendecken Anwendung. Dabei stellt sich allerdings die Schwierigkeit, dass die bestehenden 

Türöffnungen, Brüstungshöhen und Geschosshöhen durch den Bestand vorgegeben 

sind. Daher besteht der Wunsch, die Bauteilhöhe zu reduzieren. Ein Ansatz ist dabei, die 

Betonplatte zwischen den Holzbalken eingebaut werden. 

Diese Bauweise ist allerdings über die aktuelle Regelungen aus folgenden Gründen nicht 

erfasst: 

• Die Beanspruchung in der Fuge ist nicht nur parallel zur Spannrichtung, sondern auch 

vertikal (vgl. Abb. 49). Die Verbindungsmittel sind allerdings i.d.R. nur für eine einaxiale 

Beanspruchung ausgelegt. 


8.6 Querschnittsform 61 

(a) geregelte Ausführung 

(b) nicht geregelte Ausführung 

Abbildung 48: Querschnittsformen 

Belastung 

Systen 

Querschub 

Laengsschub 

Abbildung 49: Beanspruchungen in der Verbundfuge 

• Die Lastausbreitung in der Betonplatte erfordert eine Rückverankerung der Kräfte 

durch quer zur Spannrichtung eingebauten Bewehrung. Diese Bewehrung lässt sich 

allerdings nicht in dieser Konstellation einbauen (vgl. Abb. 50). Ein Durchbohren der 

Balken und ein anschließendes Durchstecken der Bewehrung wird nicht empfohlen, da 

einerseits der tragende Querschnitt des Bestandsbalkens durch diese Lochschwächung 

reduziert wird, andererseits der Korrosionsschutz der Bewehrung in diesem Bereich 

aufgrund des fehlenden Betons nicht mehr gegeben ist. 

Durchgehender Balken 

Balken 

Betonplatte 

Druckstrebe 

VBM-Beanspruchung 

Druckspannung im Beton 

Zug ⊥ Fuge 

Abbildung 50: Kräfte in der Betonplatte 

• Durch den Einbau der Verbindungsmittel in der Stirnseite der dünne Betonplatte 

können Spaltzugkräfte auftreten, die in der normalen Konfiguration nicht erfasst sind. 

Der Einbau einer Bewehrung, die diesen Spaltzug aufnehmen kann, ist aufgrund der 

i.d.R. relativ dünnen Betonplatte aber kaum möglich. 



• Durch den horizontalen Einbau der Verbindungsmittel besteht die Gefahr, dass die 

Verbindungsmittel im Bauteil kollidieren. Dies könnte durch den Einbau von kurzen 

Verankerungslängen im Holz erreicht werden. Dies führt allerdings zu kleinen Steifigkeiten 

und Tragfähigkeiten des Verbindungsmittels. 

Aufgrund dieser offenen Punkte ist der Einbau zwischen den Balken bisher nicht erfasst. Im 

Rahmen einer Anwendung müssten daher u.a. die o.g. Parameter untersucht werden, bevor 

dieses Deckensystem zur Anwendung kommen kann. 

8.7 Verbindungsmittel 

Ziel der Verbindung ist es, den Beton mit dem Holzbauteil zu verbinden. In [25] sind ” 

nur“ 

Stabdübel und Kervenverbindungen geregelt. Darüber hinaus kommen häufig unter einem 

Winkel eingedrehte Schrauben zum Einsatz. Mit Ausnahme der gekreuzten Schrauben ist die 

Einschraubrichtung bzw. die Lage der Abhebesicherung von großer Bedeutung. 

Bei Einfeldträgersystemen werden die Schrauben so eingebaut, dass sie unter Zugbeanspruchung 

belastet werden. Dies hat zur Folge, dass üblicherweise dieses Schrauben nach 

außen geneigt werden (vgl. Abb. 51(a)) und daher beim Querkraft-Nulldurchgang (beim 

Einfeldträger = Feldmitte) die Einschraubrichtung gedreht werden muss. 

(a) Schrauben 

Kerve 1 

Abhebesicherung Kerve 1 

(b) Kerven 

Abbildung 51: Typische Anordnung der Schrauben bei verschiedenen Verbindungsmittel 

Damit wird die Belastung über die Zugbeanspruchung übertragen. Um das Kräftegleichgewicht 

zu schließen, entsteht eine Druckkraft rechtwinklig zur Fuge. Damit sind Zwischenschichten 

mit einer dem verwendeten Holz entsprechenden Dehnsteifigkeit bzw. E-Modul 

rechtwinklig zur Fuge zu verwenden, da ansonsten diese Nachgiebigkeit die Eigenschaften 

der Verbindung beeinflussen können. 

Wie Vorstudien zeigen (siehe [59]), führt ein Einbau der Schrauben unter einer planmäßigen 

Druckbeanspruchung inkl. der dafür notwendigen Abhebesicherungen zu einer deutlichen 

Reduktion der Steifigkeit, so dasswährend der MontageaufdieEinbaurichtung zu achten ist. 

Weiterhin ist sicherzustellen, dass die Richtung der Schrauben am Querkraftnulldurchgang 

gedreht wird. In Bereichen mit wechselnden Vorzeichen der Querkraft hat dies dann zur 

Folge, dass die Schrauben in beide Richtungen einzubauen sind. 


8.7 Verbindungsmittel 63 

Zug 

N Platte 

Druck 

N Platte 

Druck ⊥ Fuge 

Zug ⊥ Fuge 

Druck ⊥ Fuge 

Zug 

Druck 

Zug ⊥ Fuge 

N Platte 

(a) Zug beanspruchte Schraube 

N Platte 

(b) Druck beanspruchte Schraube 

Abbildung 52: Kräftegleichgewicht an der Schraube 

Bei den Kervenverbindungen dagegen dienen die Schrauben als Abhebesicherung infolge der 

Druckstrebe (vgl. Abb. 53). Damit sind bei Einfeldträgern die Schrauben immer zur Mitte 

hin zu versetzen (vgl. Abb. 51(b)). Der Abstand der Schrauben von der Last übertragenden 

Kervenwange ist wesentlicher Eingangswert des Nachweises der Tragfähigkeit der Kerve, so 

dass die Anordnung der Schraube und die spätere Ausführung bemessungsrelevant sind und 

daher nicht verändert werden können. 

Abscheren des Vorholzes 

Druckversagen im Holz und Beton 

Abscheren des Betons 

Abscheren des Zwischenbereichs 

Θ 

h N 

α 

l v 

l N 

l v 

Druckstrebe 


(a) Prinzipskizze 

(b) Beispiel 

Abbildung 53: Kerve als Verbindungsmittel 



8.8 Integrierte Leitungen 

Leitungen bildet ein Teil der notwendigen Infrastruktur eines Gebäudes, um die Nutzung 

des Bauwerks zu ermöglichen. Leider beanspruchen diese Leitungen einen gewissen Raum, 

so dass im üblichen Stahlbetonbau häufig diese Leitungen in die Bauteile integriert werden. 

Bei der Holz-Beton-Verbundbauweise dagegen sind die Wahl der Leitungstrassen dabei u.a. 

durch folgende Gesichtspunkte zu beachten: 

• Tragfähigkeit der Decke: Die Tragfähigkeit der Decke darf nicht durch das Einlegen 

der Leitungen beeinflusst werden. Bei üblichen Stahlbetondecken werden dazu häufig 

die Leerrohre auf die untere Bewehrungslage aufgelegt und durch den Verguss in die 

Betonplatte eingebunden. Damit sind diese Leitungen i.d.R. im Zugbereich der Betonplatte 

angebracht, der zur Tragfähigkeit keinen Beitrag liefert. 

Bei Holz-Beton-Verbunddecken dagegen wird diese gerissene Zone durch das Holz ersetzt, 

so dass die gesamte Betonplatte unter Druck steht und für die Tragfähigkeit 

angesetzt wird. Damit beeinflusst eigentlich jede eingebrachte Leitung das Trag- und 

Verformungsverhalten der Decke, so dass aus Sicht der Tragfähigkeit ein Verlegen 

der Leitungen rechtwinklig zur Spannrichtung nicht möglich ist. Leitungen parallel zur 

Spannrichtung der Decke können prinzipiell eingebaut werden, sofern die Betonplatte 

nicht zur Querverteilung der Belastung notwendig wird. 

Neben dem Einfluss auf die Tragfähigkeit des Betons werden in die Betonplatte integrierte 

Leitungen auch die Eigenschaften der Verbindungen beeinflussen, da diese 

Leitungen im Bereich der Verankerung den Betonquerschnitt deutlich schwächen. 

Leitung 

Dämmung (Schall) 

Kollision mit VBM 

Reduzierter Querschnitt 

Abbildung 54: Auswirkungen der Leitungen auf die tragsicherheitsrelevanten Kenngrößen 

• Bauphysikalische Eigenschaften z.B. Schallschutz: Leitungen – insbes. zur Wasserversorgung 

oder Luftver- bzw -entsorgung – können eine Schallquelle darstellen, die den 

Schall direkt in die Betonplatte einleitet. Daher wird empfohlen, diese Leitungen durch 

z.B. eine Isolierung vom eigentlichen Tragwerk zu entkoppeln. Durch diese Isolierung 

wird allerdings die notwendige Bauteildicke erhöht. Aufgrund der geringen Betonplattendicken 

bei der Holz-Beton-Verbunddecke von 7cm bis etwa 12 cm reicht die zur 

Verfügung stehende Bauteilhöhe der Betonplatte häufig nicht aus, um den Anforderungen 

nach [9] u.a. an die Betondeckung der Bewehrung zu genügen. 

• Auswirkungen von Fehlfunktionen der Leitungen: Die Lebensdauer dieser Leitungen 

ist begrenzt. Im Fall einer Leckage kann Wasser in das Bauteil eindringen. Gerade 


8.8 Integrierte Leitungen 65 

bei flächigen Holzbauteilen, wie z.B. Brettsperrholzdecken wird dieser Feuchteeintrag 

u.U. von unten nicht erkannt. Damit wird die Holzfeuchte erhöht und die Dauerhaftigkeit 

der Bauteile stark eingeschränkt. Um dieses Risiko zu entgehen, sollten die 

Versorgungsleitungen durch eine Hüllrohr eingepackt werden. Dieses Hüllrohr sollte 

an verschiedenen Stellen überprüfbar sein, so dass Leckage der im Hüllrohr liegenden 

Leitung rechtzeitig erkannt werden kann. 

• Nachhaltigkeit: Die Anforderungen an ein Bauwerk müssen während der gesamten 

Lebensdauer erfüllt werden. Diese Anforderungen setzen sich einerseits aus statischen, 

andererseits aus nutzungsbedingte Anforderungen zusammen. 

Nach [60] lässt sich die Lebensdauer der einzelnen Komponenten zu der in Tab. 6 

zusammengestellten Lebensdauern abschätzen. Wie daraus ersichtlich wird, ist die Le- 

Tabelle 6: Lebensdauern der einzelnen Komponenten eines Bauwerks (Auszug aus [60]) 

Bauteil 

Lebenserwartung mittlere Lebensvon 

– bis [a] erwartung [a] 

Tragkonstruktion 

2. Außenwände/-stütze 

Beton, Betonstein, Ziegel, Kalksandstein, 100-150 120 

bekleidet 

Weichholz bewittert 60-80 70 

3. Innenwände/-stütze 

Beton, Betonstein, Ziegel, Kalksandstein 100-150 120 

Weichholz bewittert 50-80 70 

Installationen und betriebstechnische Anlagen 

35. Wasseranlagen 

Kaltwasserleitungen 30-60 40 

Warmwasserleitungen 15-30 25 

Sanitärobjekte 20-30 25 

36. Heizungsanlagen 

Heizleitungen 30-50 40 

37. Raumlufttechnische Anlagen 

Filteranlagen, allgemein 12- 20 15 

Luftleitungen 30-40 35 

bensdauer der Bauteile des Tragwerks etwa doppelt so lang, wie die Lebensdauer der 

Leitungen. Somitistdavonauszugehen, dassdieLeitungen mindestens einmalwährend 

der Lebensdauer des Bauwerks ausgetauscht werden müssen. Um diesen Austausch zu 

ermöglichen, sind daher die Leitungen so zu führen, dass sie von Außen zugänglich 

sind. Daher ist eine Integration der Versorgungsleitungen in die Tragstruktur nicht zu 

empfehlen. 

Wie aus dieser Zusammenstellung ersichtlich wird, ergibt sich, dass eine Integration der 

Leitungen in die tragende Struktur nicht empfohlen wird. Daher ist die Leitungsführung 

optimalerweise in einer gesonderten Ebene zu realisieren. 



8.9 Auflager 

Die Lagerung der Holz-Beton-Verbunddecke soll unter der Annahme von Belastungen in Eigengewichtsrichtung 

an der Unterseite der Verbunddecke – üblicherweise am Holzträger – 

erfolgen. Dabei kann einerseits durch das Auflegen der Balken der Holz-Beton-Verbunddecke 

auf Lagerbauteile erfolgen, andererseits durch die Lastabtragung der gesamten Auflagerkraft 

über die Stirnfläche des Holzbauteils z.B. durch Balkenschuhe, Schwalbenschwanzverbindungen 

oder unter 45 ◦ eingedrehte Schrauben (vgl. Abb. 55). 

Kein Biegemoment 

Nur Querdruck 

Auflager zur Aufnahme der Toleranz 

Randbalken 

Abbildung 55: Mögliche, prinzipielle Lagerung der Holz-Beton-Verbunddecke 

links: Auflegen der Decke auf Bauteile 

rechts: Abnahme der Querkraft über Stirnfläche des Holzes z.B. über Balkenschuhe, Schwalbenschwanzverbindungen 

oder unter 45 ◦ eingedrehte Schrauben 

Vorteil der Verbindungen, die die Belastung über die Stirnseite übertragen ist, dass keine 

Unterzüge die Raumhöhe einschränken. Nachteilig bei den selbstbohrenden Schrauben und 

den vorgefertigten Schwalbenschwanzverbindungen ist allerdings, dass Toleranzen im System 

kaum aufgenommen werden können. 

Bei einer Auflagerung der Betonplatte und nicht des Holzträgers entsteht dagegen Querzug 

in der Fuge, so dass die Verbindungsmittel sowohl den Längsschub als auch den Querzug 

übertragen müssen (vgl. Abb. 56(a)). Hinzu kommt, dass diese dünne Betonplatte sowohl 

die Querkraft als auch das aus der Exzentrizität entstehende Biegemoment übertragen muss 

(vgl. Abb. 56(b)). 

Um diese Belastungen bestimmen zu können, könnte prinzipiell ein einfaches Modell herangezogen 

werden. Allerdings ist bei diesem Modell die Lage des Druckpunkts nicht bekannt. 

Diese Größe beeinflusst jedoch maßgeblich die Belastungen in der Abhebesicherung. Umfassende 

Untersuchungen hierzu sind allerdings nicht bekannt. Neben der unbekannten Kraft 

in der Abhebesicherung zeigt sich weiterhin, dass diese Lagerung oft nicht nachweisbar ist, 

da die Betonplatte relativ dünn ist, so dass bei der einlagigen, oft mittig angebrachten Bewehrung 

kein nennenswerter innerer Hebelarm d vorhanden ist. Aus diesen Gründen ist diese 

Lagerung in [25] nicht erfasst. 


8.10 Statische Systeme 67 

Biegemoment 

Querzug in Fuge 

Auflagerlast 

A 

(a) Verbindung 

e L? 

innerer Hebelarm d 

Auflagerlast 

(b) Betonplatte 

Druckpunk 


Abbildung 56: Auswirkungen der Lagerung der Betonplatte 

Neben der Lastweiterleitung von der Verbunddecke in den Auflagerträger stellt sich auch 

die Frage, wie die Belastung aus den darüber liegenden Wänden übertragen werden kann. 

Bei Holzwänden werden i.d.R. die Stützen durchgehend ausgeführt bzw. so ausgeführt, dass 

die Lasten aus den darüber liegenden Geschossen nicht über Querdruck abgetragen werden 

müssen. Bei der Kombination von Wänden aus mineralischen Werkstoffen und Holz-Beton- 

Verbunddecken lässtsichdieQuerdruckbeanspruchungimHolzdadurchkompensieren,indem 

die Holzelemente im Auflagerbereich unterbrochen werden und sich damit ein Betonkern 

zwischen den Holzelementen einstellt (vgl. Abb. 57). 

Als Folge dieser Ausführung können allerdings keine Durchlaufwirkungen der Holz-Beton- 

Verbunddecke mehr erreicht werden (siehe hierzu z.B. [61]). 

8.10 Statische Systeme 

Holz wird i.d.R. als einaxial spannendes System bedingt durch den Wuchs realisiert. Durch 

die Holz-Beton-Verbundplatte wird zwar eine gewisse Querverteilung zwischen den einzelnen 

Bauteilen bei konzentrierten (Einzel-)Lasten erreicht (siehe z.B. [62]). Allerdings ist die 

Steifigkeit dieser Platte i.d.R. so gering, dass keine wesentliche 2-axiale Tragwirkung erreicht 

wird. 



Belastung aus den darüber liegenden Geschossen 

Auflagerlast 

Abbildung 57: Möglichkeit der Ausführung zur Reduktion des Einflusses der Querdrucktragfähigkeit 

des Holzes 

In Abb. 58 ist die mit Hilfe des Programms Sofistik ermittelten Mittendurchbiegung einer 

Holz-Beton-Verbunddecke dargestellt. Obwohl die Decke quadratisch ist und an allen vier 

Seiten aufgelagert ist, zeigt sich, dass ab dem 2 Träger die Verformung relativ ähnlich sind. 

Wie 

(a) Isometrie des Modells 

(b) Mittendurchbiegung 

Abbildung 58: Modellrechnung eines 8×8m-Deckenfelds (Holzträger C24 b/h=200/280mm, 

Achsmaß 80cm; Betonplatte C20/25, t=80mm) unter quasi ständiger Belastung 

Bei Brettsperrholz als Holzbauteil gilt ähnliches. Zwar hat das Brettsperrholzelement eine 

2-axiale Tragwirkung. Allerdings sind die Elemente lieferbedingt durch die Transportabmessungen 

in der Breite begrenzt. Damit sind die Holzbauteile zu stoßen. Für diesen Stoß gibt 

es leider bisher noch keine Lösung zur Realisierung von biegesteifen Anschlüssen und ausreichend 

steife Anschlüsse zur Normalkraftübertragung, so dass nach heutigem Stand auch 

bei diesen Elementen immer Momentengelenke auftreten. Damit ist die 2axiale Tragwirkung 

reduziert, so dass am Ende auch dieses Systeme im Wesentlichen als einaxiale Systeme 

aufzufassen sind. 


8.10 Statische Systeme 69 

Zug? 

Abbildung 59: Typische Stoßausbildung bei Brettsperrholz 

Diese Schwäche im Hinblick auf den zwei-axialen Lastabtrag führt dazu, dass die Decken 

immer als im Wesentlichen einaxial gespannt anzusehen sind, und damit eine Linienlagerung 

zu realisieren ist. Als dessen Folge können mit Holz-Beton-Verbunddecken keine wirklichen 

punktgestützen Platten realisiert werden. 

Um dennoch die Raumhöhe nicht durch Unterzüge zu realisieren, können deckengleiche 

Unterzüge eingebaut werden, wobei diese deckengleichen Unterzügen aus Holz und Stahl 

sein können (vgl. Abb. 60). Bei der Realisierung der Unterzüge aus Beton stellt sich die 

Frage der Lastweiterleitung aus der Verbunddecke in den Unterzug, da in die Belastung über 

das unten liegende Bauteil übertragen werden muss (siehe auch Abs. 8.9). 

Abbildung 60: Beispiele für Linienlager infolge der im Wesentlichen einaxialen Lastabtragung 


70 9 Anschlüsse zwischen Decke und Wand 

9 Anschlüsse zwischen Decke und Wand 

9.1 Anschluss an eine Wand aus Mauerwerk - vertikale und horizontale 

Belastung 

3D Bild 

Grundriss 

01 

15 

02 

01 

04 

Schnitt A-A 

Schnitt A-A 

Schnitt A-A 

10 

09 

11 

Detail A 

05 

06 

07 

08 

04 

05 

06 

07 

08 

09 

10 

01 

02 

03 

02 

06 

07 

03 

08 

15 

09 

10 

11 

12 

01 

13 

14 

15 

01 

01 12 11 14 02 13 

01. Beplankung, Putz 

02. Mauerwerk 

03. Randdämmstreifen 

04. Fußbodenbelag 

05. Trittschalldämmung 

06. Estrich 

07. PE-Folie an Wand hochgezogen 

08. Holzfaserdämmung 

09. Bewehrung 

10. Stahlbeton 

11. Brettschichtholz 

12. Unterkonstruktion 

13. Hirnholzschutz 

14. Mürtel 

15. Steinwolle 


9.2 Anschluss an eine Stahlbetonwand - vertikale und horizontale Belastung 71 

9.2 Anschluss an eine Stahlbetonwand - vertikale und horizontale 

Belastung 

3D Bild 

Grundriss 

03 

01 

02 

Schnitt A-A 

Schnitt A-A 

11 

09 

10 

12 

09 

08 

02 

03 

05 

06 

07 

Schnitt A-A 

Detail A 

05 

06 

07 

08 

09 

10 

11 

01 

02 

03 

04 

01 

05 

06 

04 

07 

09 

08 

14 

11 

02 

02 

09 

12 

03 

13 

14 

15 

16 

03 

12 13 10 09 16 15 







07. Estrich 



10. Schalung 

11. Bewehrung 

16. EPDM 



14. Rckbiegeanschluss 




9.3 Anschluss an eine Holzständerwand - vertikale und horizontale 

Belastung 

3D Bild 

Grundriss 

14 

13 

09 

02 

Schnitt A-A 

13 

03 

13 

02 

01 

15 

06 

Schnitt A-A 

Schnitt A-A 

Detail A 

11 

07 

10 08 

09 09 

03 

02 

01 

02 

06 

03 

07 

02 

08 

04 

09 05 

02 

15 

10 

11 

06 

07 

08 

04 

09 

02 

05 

10 

11 

09 

01 

12 

03 

09 

13 

12 

02 

13 

14 

09 

13 

01 12 02 03 12 



03. HWS 


05. Schwelle 




12. Balken 

08. Estrich 


09. PE-Folie an Wand hochgezogen 14. Fassade 

10. Bewehrung 

15. Sockelleiste 


9.4 Anschluss an eine Außenwand aus Brettsperrholz - vertikale und horizontale Belastung 73 

9.4 Anschluss an eine Außenwand aus Brettsperrholz - vertikale 

und horizontale Belastung 

3D Bild 

Grundriss 

13 

12 

09 

02 

03 

Schnitt A-A 

12 

02 

01 

05 

06 

07 

Schnitt A-A 

11 

10 

03 

06 

09 

02 

Schnitt A-A 

Detail A 

06 

07 

08 

09 

02 

10 

11 

01 

02 

03 

04 

05 

06 

07 

04 

08 

09 

02 

10 

11 

14 

12 

03 

01 

03 

02 

12 

12 

13 

09 

03 12 01 02 03 



03. BSP 





08. Estrich 


10. Bewehrung 



13. Fassade 

14. Klebeband 



9.5 Anschluss an eine Außenwand aus Mauerwerk - vertikale Belastung 

3D Bild 

Grundriss 

Schnitt A-A 

Schnitt A-A 

Schnitt A-A 

11 

10 

12 

Detail A 

06 

07 

08 

09 

01 

15 

02 

01 

05 

05 

06 

07 

08 

09 

10 

11 

01 

02 

03 

04 

05 

06 

04 

07 

08 

09 

12 

13 

01 

14 

03 

15 

01 

01 13 12 03 14 11 10 


02. Mauerwerk 

03. Mürtel 




07. Estrich 



10. Bewehrung 


12. Massivholz 





9.6 Anschluss an eine durchgehende Außenwand aus Stahlbeton - vertikale Belastung 75 

9.6 Anschluss an eine durchgehende Außenwand aus Stahlbeton - 

vertikale Belastung 

3D Bild 

Grundriss 

01 

11 

02 

03 

01 

Schnitt A-A 

Schnitt A-A 

Schnitt A-A 

03 

10 

08 

12 

Detail A 

05 

06 

07 

08 

09 

05 

06 

07 

08 

09 

10 

03 

01 

02 

03 

01 

04 

03 

05 

06 

04 

08 

09 

10 

03 

08 

12 

01 

11 

12 

08 

13 

14 

01 

11 

14 

13 







07. Estrich 



10. Bewehrung 


12. Schalung 

13. Balkenschuh 




9.7 Anschluss an eine Außenwand in Holzständerbauweise - vertikale 

Belastung 

3D Bild 

Grundriss 

01 

03 

11 

02 

03 

Schnitt A-A 

11 

02 

01 

05 

03 

Schnitt A-A 

Schnitt A-A 

10 

09 

08 

02 

Detail A 

06 

07 

08 

03 

05 

06 

07 

08 

03 

09 

10 

01 

02 

03 

02 

03 

04 

05 

06 

04 

08 

07 

03 

10 

09 

08 

12 

01 

11 

12 

02 

08 

13 

03 

12 

14 

03 

01 

11 01 12 02 14 03 


02. HWS 





07. Estrich 


09. Bewehrung 



12. Balken 

13. Schwelle 

14. Rähm 


9.8 Anschluss an eine Außenwand aus Brettsperrholz - vertikale Belastung 77 

9.8 Anschluss an eine Außenwand aus Brettsperrholz - vertikale 

Belastung 

3D Bild 

Grundriss 

13 

02 

02 

03 

02 

09 

Schnitt A-A 

10 

05 

01 

06 

Schnitt A-A 

Schnitt A-A 

Detail A 

12 

07 

11 08 

03 

09 

10 

01 

06 02 

07 

03 

08 

04 

09 05 

10 

11 

12 

06 

07 

08 

04 

09 

10 

11 

14 

10 

02 

03 

01 

10 

02 

09 

02 

13 

12 02 01 02 03 

03 



03. BSP 





08. Estrich 



11. Bewehrung 


13. Fassade 

14. Klebeband 



9.9 Gebäudetrennwand aus Mauerwerk 

3D Bild 

Grundriss 

Schnitt A-A 

Schnitt A-A 

08 

04 

11 

06 

07 

03 

02 

01 

Schnitt A-A 

Detail A 

06 01 

07 

02 

08 

03 

09 

04 

10 

05 

11 

12 

02 

04 

06 

07 

08 

09 

10 

05 

16 

15 

13 

14 

01 

15 

16 

17 

03 02 11 12 16 17 01 

14 



11. Bewehrung 

16. Mürtel 

02. Mauerwerk 





08. Estrich 




14. BSP 



15. HBV-Verbindung 


9.10 Gebäudetrennwand in Stahlbetonbauweise 79 

9.10 Gebäudetrennwand in Stahlbetonbauweise 

3D Bild 

Grundriss 

Schnitt A-A 

Schnitt A-A 

Schnitt A-A 

06 

11 

07 

08 

Detail A 

03 

02 

01 

04 

06 

07 

08 

09 

10 

11 

02 

01 

02 

03 

04 

05 

04 

06 

07 

08 

09 

05 

10 

03 

02 

12 

13 

14 

01 12 14 13 11 02 








08. Estrich 



11. Bewehrung 



14. EPDM 



9.11 Gebäudetrennwand in Holzständerbauweise 

3D Bild 

Grundriss 

Schnitt A-A 

04 

01 

01 

04 

03 

Schnitt A-A 

Schnitt A-A 

Detail A 

07 

11 

08 

09 

02 

03 

02 

01 

08 

09 

10 

04 

11 

12 

01 

02 

03 

02 

04 

01 

04 

05 

06 

07 

03 

07 

08 

06 

09 

10 

04 

11 

13 

10 

01 

03 

02 

13 

14 

03 13 02 10 12 05 14 


02. HWS 



05. Schwelle 




09. Estrich 


11. Bewehrung 


13. Balken 

14. Rähm 


9.12 Gebäudetrennwand in Brettsperrholzbauweise 81 

9.12 Gebäudetrennwand in Brettsperrholzbauweise 

3D Bild 

Grundriss 

Schnitt A-A 

Schnitt A-A 

01 

01 

04 

02 

Schnitt A-A 

Detail A 

07 

11 

08 

09 

03 

02 

01 

06 

07 

08 

09 

10 

04 

11 

12 

01 

02 

03 

01 

04 

05 

06 

02 

07 

08 

05 

09 

10 

04 

11 

12 

13 

13 

03 

02 

01 

04 

01 

01 

03 

03 

02 

01 



03. BSP 






09. Estrich 


11. Bewehrung 


13. Klebeband 



9.13 Tragende Innenwand aus Mauerwerk - vertikale und horizontale 

Belastung 

3D Bild 

Grundriss 

06 

02 

01 

05 

Schnitt A-A 

Schnitt A-A 

11 

10 

13 

Schnitt A-A 

Detail A 

05 

06 

07 

08 

09 

10 

11 

01 

02 

03 

04 

01 

02 

05 

06 

07 

04 

08 

09 

03 

11 

10 

12 

13 

01 

14 

15 

10 

13 

15 

02 


02. Mauerwerk 

03. Mürtel 





07. Estrich 


08. PE-Folie an Wand hochgezogen 13. Brettschichtholz 



10. Bewehrung 

15. EPDM 


9.14 Tragende Innenwand aus Stahlbeton - vertikale und horizontale Belastung 83 

9.14 Tragende Innenwand aus Stahlbeton - vertikale und horizontale 

Belastung 

3D Bild 

Grundriss 

Schnitt A-A 

Schnitt A-A 

12 

02 

09 

08 

07 

06 

Schnitt A-A 

Detail A 

05 

01 

10 

02 

05 

06 

07 

08 

09 

10 

02 

01 

02 

03 

04 

01 

05 

06 

03 

07 

08 

09 

02 

04 

10 

08 

02 

11 

12 

13 

01 

14 

01 

13 

11 

12 

14 




04. Rckbiegeanschluss 



07. Estrich 



10. Bewehrung 


12. BSP 


14. Stahlwinkel (L-Winkel) 



9.15 Tragende Innenwand in Holzständerbauweise - vertikale und 

horizontale Belastung 

3D Bild 

Grundriss 

Schnitt A-A 

Schnitt A-A 

09 

01 

03 

03 

12 

Schnitt A-A 

Detail A 

06 

10 

07 

08 

02 

12 

02 

01 

06 

07 

08 

09 

03 

10 

11 

01 

02 

03 

02 

03 

04 

05 

06 

07 

05 

08 

09 

03 

10 

11 

09 

04 

09 

02 

03 

01 

12 

13 

14 

02 14 03 13 


02. HWS 


04. Schwelle 




08. Estrich 


10. Bewehrung 



13. Balken 

14. Rähm 


9.16 Tragende Innenwand aus Brettsperrholz - vertikale und horizontale Belastung 85 

9.16 Tragende Innenwand aus Brettsperrholz - vertikale und horizontale 

Belastung 

3D Bild 

Grundriss 

Schnitt A-A 

Schnitt A-A 

06 03 

Schnitt A-A 

09 

10 

Detail A 

11 

07 

08 

02 

01 

05 

06 

07 

08 

09 

10 

11 

12 

01 

02 

03 

04 

05 

05 

01 

02 

06 

07 

04 

08 

09 

10 

11 

12 

14 

13 

03 

01 

14 

03 03 02 01 02 



03. BSP 





08. Estrich 



11. Bewehrung 



14. Klebeband 



9.17 Tragende Innenwand aus Stahlbeton 

3D Bild 

Grundriss 

Schnitt A-A 

Schnitt A-A 

07 

06 

05 

Schnitt A-A 

Detail A 

04 

01 

09 

02 

04 

05 

06 

07 

08 

09 

02 

01 

02 

03 

01 

04 

05 

03 

07 

06 

08 

09 

02 

07 

10 

02 

07 

10 

11 

12 

13 

01 

11 

01 

12 

11 

13 






06. Estrich 



09. Bewehrung 

10. Schalung 

11. Balken 

12. Balkenschuh 



9.18 Tragende Innenwand in Holzständerbauweise 87 

9.18 Tragende Innenwand in Holzständerbauweise 

3D Bild 

Grundriss 

Schnitt A-A 

Schnitt A-A 

09 

01 

03 

03 

12 

Schnitt A-A 

Detail A 

06 

10 

07 

08 

02 

12 

02 

01 

06 

07 

08 

09 

03 

10 

11 

01 

02 

03 

02 

03 

04 

05 

06 

07 

05 

08 

09 

03 

03 

13 

10 

11 

09 

09 

02 

13 

12 

14 

01 15 

15 14 03 02 01 


02. HWS 


04. Schwelle 






08. Estrich 


09. PE-Folie an Wand hochgezogen 14. Balken 

10. Bewehrung 

15. Rähm 



9.19 Tragende Innenwand aus Brettsperrholz 

3D Bild 

Grundriss 

Schnitt A-A 

Schnitt A-A 

06 03 

11 

02 

09 

07 

01 

10 

08 

05 

Schnitt A-A 

Detail A 

06 

07 

08 

09 

10 

11 

12 

01 

02 

03 

04 

05 

05 

01 

02 

06 

07 

04 

08 

09 

10 

11 

12 

14 

13 

03 

01 

14 

03 

03 

02 

01 

02 



03. BSP 





08. Estrich 



11. Bewehrung 



14. Klebeband 


9.20 Anschluss an einen Betonunterzug 89 

9.20 Anschluss an einen Betonunterzug 

3D Bild 

Grundriss 

Schnitt A-A 

11 

10 

01 

02 

03 

Schnitt A-A 

Detail A 

04 

09 

08 

04 

05 

07 

Schnitt A-A 

01 

02 

03 

04 

05 

06 

07 

01 

02 

03 

04 

05 

07 

06 

10 

08 

04 

09 

10 

11 

12 

09 08 04 12 11 



03. Estrich 



06. Bewehrung 




10. Stahlbetonsttze 

11. EPDM 

12. Stahlbetonunterzug 



9.21 Anschluss an eine Stütze und Unterzug 

3D Bild 

Grundriss 

Schnitt A-A 

02 

06 

07 

Schnitt A-A 

Schnitt A-A 

04 

03 

01 

Detail A 

11 08 

10 05 

05 09 

06 

07 

08 

05 

09 

10 

11 

01 

02 

03 

04 

05 

06 

07 

08 

05 

09 

10 

11 

05 

04 

03 

02 

01 


02. Pfosten 


04. HWS 




08. Estrich 


10. Bewehrung 



9.22 Anschluss in einem Stahl-Skelettbau 91 

9.22 Anschluss in einem Stahl-Skelettbau 

3D Bild 

Grundriss 

Schnitt A-A 

11 

05 

06 

07 

Schnitt A-A 

Detail A 

03 

04 

12 

03 

08 

10 

Schnitt A-A 

05 

06 

05 

06 

07 

03 

08 

09 

10 

01 

02 

03 

04 

07 

03 

08 

09 

02 

10 

11 

03 

01 

04 

12 

11 

12 

01. Stahlsttze 






07. Estrich 


09. Bewehrung 



12. Stahlträger 




93 

10 Zusammenfassung und Ausblick 

Die Holz-Beton-Verbundbauweise wurde bereits vielfach untersucht und auch angewendet. 

So sind einige Verbindungsmittel mittlerweile zugelassen, so dass einer Anwendung von Holz- 

Beton-Verbund auf Basis dieser Zulassungen nichts im Wege steht. Um allerdings eine von 

den Zulassungen losgelöste Anwendung zu ermöglichen, ist mit der nächsten Generation der 

Eurocodes daran gedacht, den Holz-Beton-Verbundbau normativ zu erfassen. Dazu wurde 

eine Technischen Spezifikation [6] erstellt, die als Basis für einen zukünftigen Normenteil 

dienen kann. 

Diese Technischen Spezifikation [6] unterscheidet sich im Vergleich zu den üblicherweise 

vorhandenen Regelungen der Zulassungen im wesentlichen in folgenden Punkten 

• Einwirkung : In der Technischen Spezifikation [6] werden die Einwirkungen infolge unterschiedlicher 

Ausdehnung z.B. durch Temperaturänderung und/oder Feuchteänderungen 

explizit bestimmt. Damit kann die Bemessung der Bauteile auf die jeweiligen 

Randbedingungen angepasst werden. Die dafür notwendigen Teilsicherheitsbeiwerte 

und Modifikationsfaktoren sind gegeben. 

• Berechnungsverfahren : Ein häufig verwendetes Berechnungsverfahren zur Berücksichtigung 

der Nachgiebigkeit der Verbindungsmittel im Verbundträger ist das sog. γ- 

Verfahren, das in [8] Anhang B geregelt ist. Allerdings kann in diesem Verfahren nicht 

die unterschiedliche Dehnungen infolge Schwinden, Feuchteänderung und/oder Temperatur 

abgebildet werden. Daher wird eine Erweiterung dieses Verfahrens eingeführt, 

bei dem diese Dehnungen in eine Ersatzlast umgewandelt werden können 

• Verbindungsmittel : In dieser Technischen Spezifikation [6] sind im 90 ◦ zur Fuge 

eingebaute, stiftförmige Verbindungsmittel auf Abscheren und Kerven geregelt. Die 

Kennwerte für die Berechnung wie Verschiebungsmodul und Tragfähigkeit sind zusammengestellt. 

• Langzeitverhalten : Im Hinblick auf das Langzeitverhalten sind u.U. ein zusätzlicher 

Zeitraum nachzuweisen und die Auswirkungen der Lastumlagerungen auf die effektive 

Kriechzahl zu berücksichtigen. 

Offen ist zur Zeit allerdings, wie [6] baurechtlich eingeführt werden kann. Aktuell wird daher 

ein Nationaler Anhang entwickelt, sodass diese Technische Spezifikation über die MVVTB 

baurechtlich eingeführt werden kann. Zum heutigen Zeitpunkt kann daher nicht ausgeschlossen 

werden, dass bei der Anwendung dieser Technischen Spezifikation [6] nach heutigem 

Stand immer noch eine vorhabenbezogene Bauartgenehmigung notwendig wird. 


94 10 Zusammenfassung und Ausblick 


95 

Anmerkung 

Die Unterlagen dienen als Fortbildungsunterlagen. 

Darin werden Nachweise der für den Holzbau relevanten Normen wie z.B. [6] vorgestellt und 

erläutert. Trotz größter Sorgfalt besteht die Möglichkeit, dass sich der ” 

Fehlerteufel 1 “ eingeschlichen 

hat. Aus diesem Grund wird dringend empfohlen, für eine praktische Anwendung 

die jeweilige Fachnorm als Grundlage heranzuziehen. 

Hinzu kommt, dass die Bemessungsnormen sich gerade in der Überarbeitung befinden. Daher 

wird sukzessive dieses Skript überarbeitet und die Änderungen eingearbeitet. Diese Änderungen 

werden im Skript vermerkt, so dass teilweise schon Regelungen enthalten sind, die noch 

nicht in der aktuellen Bemessungsnorm enthalten sind und damit auch noch nicht zur Anwendung 

kommen dürfen. 

Haftungsausschluss 

Dieses Skript ist nach bestem Wissen und Gewissen erstellt worden und wird ständig verbessert 

und aktualisiert. Der Inhalt dient ausschließlich der Wissensvermittlung und des Selbststudiums. 

Dieser kann nicht als tragfähige Rechtsgrundlage herangezogen werden. 

Die Hochschule Biberach, das Institut für Holzbau sowie die Autoren übernehmen deshalb 

keineHaftungfürdieAktualität,KorrektheitundVollständigkeitderbereitgestellten Informationen. 

Sollte direkt durch Nutzung oder indirekt infolge der Nutzung von Ergebnissen oder 

Teilergebnissen ein Schaden entstehen, ist jeglicher Schadensersatzanspruch ausgeschlossen. 

Mit der Verwendung von Ergebnissen aus dieser Arbeit gilt dieser Haftungsausschluss als 

akzeptiert. 

1 Hinweise dazu gerne an schaenzlin@hochschule-bc.de 


96 10 Zusammenfassung und Ausblick 


Literatur 97 

Literatur 

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Holz-Beton-Verbunddecken inTheorieundPraxis, Hrsg.: BauundWissen, CH-Wildegg, 

2012 

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für Konstruktion und Entwurf, Universität Stuttgart, 2001 (Mitteilung 2001-5X) 

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Landesgartenschau. In: bauen mit holz (2014), Nr. 4, S. 16–23 

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Berechnung von Holz-Beton-Verbundbauteilen - Allgemeine Regeln und Regeln für den 

Hochbau; Deutsche Fassung CEN/TS 19103:2021. 2022 

[7] DIN CEN/TS 19103/NA: Nationaler Anhang – National festgelegte Parameter 

- Eurocode 5: Bemessung und Konstruktion von Holzbauten - Berechnung von Holz- 

Beton-Verbundbauteilen - Allgemeine Regeln und Regeln für den Hochbau; Deutsche 

Fassung CEN/TS 19103:2021. Entwurf 2024 

[8] DIN EN 1995-1-1: Eurocode 5: Bemessung und Konstruktion von Holzbauten - 

Teil 1-1: Allgemeines- Allgemeine Regeln und Regeln für den Hochbau. DIN-Deutsches 

Institut für Normung e.V., 2010 

[9] DIN EN 1992-1-1: 2010: Eurocode2:Bemessung undKonstruktion vonStahlbetonund 

Spannbetontragwerken - Teil1-1:Allgemeine Bemessungsregeln und Regeln fürden 

Hochbau; Deutsche Fassung EN 1992-1-1:2004+ AC:2010. DIN-Deutsches Institut für 

Normung e.V., 2010 

[10] DIN EN 1995-2 / NA: 2011 - 08: NationalerAnhang-Eurocode5:Bemessung und 

Konstruktion von Holzbauten - Teil 2: Brücken. DIN-Deutsches Institut für Normung 

e.V., 2011 

[11] DIN EN 1994-1-1: 2010: Eurocode 4: Bemessung und Konstruktion von Verbundtragwerken 

aus Stahl und Beton - Teil 1-1: Allgemeine Bemessungsregeln und Anwendungsregeln 

für den Hochbau; Deutsche Fassung EN 1994-1-1:2004 + AC:2009. 

DIN-Deutsches Institut für Normung e.V., 2010 

[12] DIN EN 1991-1-1: 2010 - 12: Eurocode 1: Einwirkungen auf Tragwerke - Teil 1-1: 

Allgemeine Einwirkungen auf Tragwerke - Wichten, Eigengewicht und Nutzlasten im 

Hochbau. DIN-Deutsches Institut für Normung e.V., 2010 


98 Literatur 

[13] DIN EN 1991-1-5: 2010 - 12: Eurocode 1: Einwirkungen auf Tragwerke - Teil 

1-5: Allgemeine Einwirkungen, Temperatureinwirkungen. DIN-Deutsches Institut für 

Normung e.V., 2010 

[14] DIN EN 1995-1-1 / NA: 2013: Nationaler Anhang - Eurocode 5: Bemessung und 

Konstruktion von Holzbauten - Teil 1-1: Allgemeines- Allgemeine Regeln und Regeln 

für den Hochbau. DIN-Deutsches Institut für Normung e.V., 2013 

[15] Eurocode 2: DIN EN 1992-1-1:2011-01 Eurocode 2: Bemessung und Konstruktion 

von Stahlbeton- und Spannbetontragwerken; Teil 1-1: Allgemeine Bemessungsregeln 

und Regeln für den Hochbau; Deutsche Fassung EN 1992-1-1:2004 + AC:2010. 2011 

[16] DIN EN 1990: Eurocode 0: Eurocode: Grundlagen der Tragwerksplanung. EN 

1990:2002 + A1:2005 + A1:2005/AC:2010 

[17] DIN EN 1992-1-1/NA: 2010: Nationaler Anhang-Nationalfestgelegte Parameter - 

Eurocode 2: Bemessung und Konstruktion von Stahlbeton- und Spannbetontragwerken 

- Teil 1-1: Allgemeine Bemessungsregeln und Regeln für den Hochbau. DIN-Deutsches 

Institut für Normung e.V., 2010 

[18] Dabaon, M. ; Tschemmernegg, F. ; Hassen, K. ; Lateef, T. A.: Zur Tragfähigkeit 

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[19] Fries, J.: Beitrag zum Tragverhalten von Flachdecken mit Hutprofilen, Institut für 

Konstruktion und Entwurf Universität Stuttgart (Mitteilung 2001-1), Dissertation, Dezember 

2001 

[20] Eurocode 5: DIN EN 1995-1-1 Eurocode 5: Bemessung und Konstruktion von Holzbauten; 

Teil 1-1: Allgemeines - Allgemeine Regeln und Regeln für den Hochbau. 2010 

[21] Michelfelder, B.: Trag- und Verformungsverhalten von Kerven bei Brettstapel- 

Beton-Verbunddecken, Universität Suttgart, Institutfür Konstruktion und Entwurf, Dissertation, 

2006. http://nbn-resolving.de/urn:nbn:de:bsz:93-opus-28911 

[22] Grosse, M. ; Hartnack, R. ; Lehmann, S. ; Rautenstrauch, K.: Modellierung 

von diskontinuierlich verbundenen Holz-Beton-Verbundkonstruktionen. In: Bautechnik 

80 (2003), S. 534–541 und 693–701 

[23] Schänzlin,J.;Fragiacomo, M.: Extension ofEC5-AnnexBformulasforthedesign 

of timber-concrete compositestructures. In: CIB-40-10-1, 2007 (International council 

for research and innovation in building and construction– working commission W 18 – 

timber structures) 

[24] Schänzlin,J.: ZumLangzeitverhaltenvonBrettstapel-Beton-Verbunddecken, Institut 

für Konstruktion und Entwurf, Universität Stuttgart, Dissertation, 2003 

[25] Dias, A. ; Fragiaocomo, M. ; Harris, R. ; Kuklic, P. ; Rajicic, V. ; Schänzlin, 

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- Part 1-3: Structural design of timber concrete composite structures – Working Draft 

/ Project Team CEN/TC 250-SC5.T2. 2017. – Forschungsbericht 


Literatur 99 

[26] Dias, A. ; Fragiaocomo, M. ; Harris, R. ; Kuklic, P. ; Rajicic, V. ; Schänzlin, 

J.: Hintergrundbericht zur Technical Specification – Final Draft - Eurocode 5: 

Design of Timber Structures - Part 1-3: Structural design of timber concrete composite 

structures. 2018 

[27] Dias, A. (Hrsg.) ; Schänzlin, J. (Hrsg.) ; Dietsch, P. (Hrsg.): Design of timberconcrete 

composite structures: A state-of-the-artreport by COST Action FP1402 / WG 

4. Shaker Verlag Aachen, 2018 https://www.costfp1402.tum.de/home/ 

[28] https://www.dibt.de/de/Service/Service-Suche.html 

[29] https://www.oib.or.at/de/datenbanken/eta-expert 

[30] ETA-13/0699: SFS VB Schrauben - SFS VB Schrauben als Verbindungsmittel in 

Holz-Beton Verbundkonstruktionen. SFS intec AG FasteningSystems, Rosenbergsaustrasse 

10, 9435 Heerbrugg, Schweiz, 

[31] ETA-13/0818: SEPA 2000wood-concrete composite floor - Holz-Beton- 

Verbunddecke. Sepa Oy, Vesannontie 7, 72600 Keitele, Finnland, 

[32] ETA-17/0353: Solaio Compound - Holz-Beton-Verbunddecke. Coperlegno s.r.l., Via 

Ardeatina 933; 00178 Roma, Italien, 

[33] Z-9.1-342: SFS VB Schrauben als Verbindungsmittel in Holz-Beton- 

Verbundkonstruktionen. SFS intec AG, Rosenbergsaustraße 10, 9435 Heerbrugg, 

Schweiz, 

[34] Z-9.1-445: Timco II und III Schrauben als Verbindungsmittel für das Timco Holz- 

Beton-Verbundsystem. Sieglinde Amrath – Timco II Vertrieb Deutschland, Kratellen 

15, 78355 Hohenfels, 

[35] Z-9.1-603: TCC Schrauben als Verbindungsmittel für das TCC Holz-Beton- 

Verbundsystem. Com-Ing AG, Alpsteinstrasse 15 , 9050 Appenzell, Schweiz, 

[36] Z-9.1-648: Würth ASSYplus VG Schrauben als Verbindungsmittel für Holz-Beton- 

Verbundkonstruktionen. Adolf Würth GmbH & Co.KG, Reinhold-Würth-Straße 12-17, 

74653 Künzelsau-Gaisbach, 

[37] Z-9.1-803: SWG Timtec VG Plus - Vollgewindeschrauben als Verbindungsmittel für 

Holz-Beton-Verbundkonstruktionen. Schraubenwerk Gaisbach GmbH, Am Bahnhof 50 

, 74638 Waldenburg, 

[38] Z-9.1-845: Star-Drive und RAPID Schrauben als Verbindungsmittel für das Schmid 

Schrauben Holz-Beton-Verbundsystem. Schmid Schrauben Hainfeld GmbH, Landstal 

10, 3170 HAINFELD, Österreich, 

[39] Z-9.1-851: BiFRi Verbund-Anker als Verbindungsmittel für das FRIEDRICH Holz- 

Beton-Verbundsystem. FRIEDRICHUGVerbundsysteme, HoferStraße21,95233Helmbrechts, 

[40] Z-9.1-857: SFix-3 Schubfix-Schraube als Verbindungsmittel für das Elascon Holz- 

Beton-Verbund-System (SFix-3 Elascon HBV-System). Elascon GmbH, Am Rosengarten 

4F, 79183 Waldkirch, 


100 Literatur 

[41] Z-9.1-861: Hobet Schrauben als Verbindungsmittel für Holz-Beton-Verbundsysteme. 

SIHGA GmbH, Gewerbepark Kleinreith 4, 4694 Ohlsdorf, Österreich, 

[42] Z-9.1-862: PMJ-6090 Schrauben als Verbindungsmittel in Holz-Beton- 

Verbundsystemen. PMJ-tec AG, Industriestrasse 34, 1791 Courtaman, Schweiz, 

[43] Z-9.1-557: Holz-Beton-Verbundsystem mit eingeklebten HBV-Schubverbindern. Ti- 

ComTec GmbH, Goethestraße 60 , 63808 Haibach, 

[44] Z-9.1-474: Dennert Holz-Beton Verbundelemente. Veit Dennert KG, Veit-Dennert- 

Straße 7, 96132 Schlüsselfeld, 

[45] DIN EN 1995-2: 2010: Eurocode 5: Bemessung und Konstruktion von Holzbauten 

- Teil 2: Brücken. DIN-Deutsches Institut für Normung e.V., 2010 

[46] Johansen, K. W.: Theory of timber connections. 1949 

[47] Schänzlin, J.: Begrenzung der Druckstrebenneigung / Hochschule Biberach, Institut 

für Holzbau. 2019. – Forschungsbericht 

[48] Schänzlin, J.: Notwendigkeit der Anpassung der Festigkeitsklassen infolge Einschnitt 

bei Kerven in Brettsperrholz-Beton-Verbundbiegebauteilen? / NA 005-04-01-01 AK01- 

01 EC5 AG 1-02. 2024. – Persönlicher Beitrag als Hintergrund zu Regelungen des 

Nationalen Anhangs zu DIN CEN/TS 19103 

[49] Kudla, K.: Kerven als Verbindungsmittel für Holz-Beton-Verbundstraßenbrücken, Institut 

für Konstruktion und Entwurf, Diss., 2017 

[50] DIN EN 1992-4: 2019: Eurocode 2: Bemessung und Konstruktion von Stahlbetonund 

Spannbetontragwerken - Teil 4: Bemessung der Verankerung von Befestigungen in 

Beton; Deutsche Fassung EN 1992-4:2018. DIN-Deutsches Institut für Normung e.V., 

2019 

[51] Dischinger,F.: Elastische und plastische Verformungen der Eisenbetontragwerke und 

insbesondere der Bogenbrücke. In: Der Bauingenieur 14 (1939), Nr. 5 u. 6, S. 53–63 

[52] Kupfer, H. ; Kirmair, H.: Verformungsmoduln zur Berechnung statisch unbestimmter 

Systeme aus zwei Komponenten mit unterschiedlichen Kriechzahlen. In: Bauingenieur 

62 (1987), S. 371–377 

[53] Kreuzinger, H.: Verbundkonstruktionen Holz / Beton. 1994 

[54] Blass, H.-J. ; Ehlbeck, J. ; Linden, M. v. d. ; Schlager, M.: Trag- und Verformungsverhalten 

von Holz-Beton-Verbundkonstruktionen. 1995 (T2710) 

[55] Fragiacomo, M.: Comportamento a lungo termine di travi composte legnocalcestruzzo, 

Universität Trieste, Dissertation, 2000 

[56] Bou Said, E.: Contribution à la modelisation des effets différes du bois et du béton 

sous conditions climatiques variables. Application auxstructures mixtes bois-béton, Dissertation, 

2003 


Literatur 101 

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behaviour of timber-concrete composite members: Numerical verification sensitivity and 

influence of material properties. In: Construction and Building Materials 66 (2014), 

S. 192–208. http://dx.doi.org/10.1016/j.conbuildmat.2014.05.079. – DOI 

10.1016/j.conbuildmat.2014.05.079 

[58] Blaß, H.J. ; Laskewitz, B.: Tragfähigkeit von Verbindungen mit stiftförmigen Verbindungsmittel 

und Zwischenschichten. In: bauen mit holz (2003), Nr. 1 & 2, 26 bzw. 

30. http://holz.vaka.kit.edu/public/31.pdf abgerufen am 01.10.2016 

[59] Schänzlin, J.: Abschätzung der Steifigkeit der Verbindung mit unter Druck beanspruchten 

Würth Assy Plus VG-Schrauben bei Holz-Beton-Vverbunddecken / Institut 

für Holzbau, Hochschule Biberach. 2020. – Forschungsbericht 

[60] BMVBW: Leitfaden Nachhaltiges Bauen - Anlage 6: Bewertung der Nachhaltigkeit 

von Gebäuden und Liegenschaften). Bundesministerium für Verkehr, Bau- und Wohnungswesen, 

2013 

[61] Kuhlmann, U. ; Schänzlin, J. ; Merkle, R. ; Bux, H.: Brettstapel-Beton- 

Verbunddecken mit integrierten Slim-Floor-Profilen / Institut für Konstruktion und 

Entwurf Universität Stuttgart. 2006. – Abschlussbericht zum Forschungsvorhaben 

Deutsche Bundesstiftung Umwelt AZ 21168 

[62] S. Monteiro,S.R.: Loaddistribution ontimber-concrete compositefloors, University 

of Coimbra, Portugal, PhD-Thesis, Oktober 2015 



Anschlüsse im Ingenieurholzbau | M. Götz 1 

Anschlüsse im Ingenieurholzbau 

«toleranzloser» Hauptträgeranschluss 

mit Schadenspotential 

Erfahrungsbericht 

Dachtragwerksanschlüsse 

von Schwimmbädern 

Matthias Götz 

Grossmann-Bau 

Rosenheim, Deutschland

2 

Anschlüsse im Ingenieurholzbau | M. Götz 


Forum Holzbau 

Tragwerk & Konstruktion 

Anschlüsse im Ingenieurholzbau 

„toleranzloser“ Hauptträgeranschluss 

mit Schadenspotential 

Erfahrungsbericht 

Dachtragwerksanschlüsse von Schwimmbädern

Anschlüsse 

allgemein

Hauptträgeranschlüsse 

„Lieblingsanschluss“


Keilzinkenanlage


Lamellensortierung auf 10 +- 2% 

im Mittel ca. 10% 

Herstellfeuchte 

Brettschichtholz

Gleichgewichtsfeuchte Nadelholz 


zu erwartende Holzfeuchte: 

Ausgleichsfeuchte

Beispielrechnung Quellen und Schwinden 

• Trägerhöhe am Auflager 1600mm 

• Holzfeuchte Herstellung u=12% 

• Feuchteaufnahme Bauzustand +3% (15%) 

• Ausgleichsfeuchte Endzustand 8% (-7%) 


Schwindberechnung 

• Mittelwert tangential / radial für Fichte nach Norm mit 0,25 

• Delta_h = 0,25 x 7% x 1600mm = 28mm schwinden in 

Höhenrichtung


Taschenmontage 

vormontiert


Hochbautoleranz 

DIN 18202 

maßgebend ist oft die geringer erlaubte Schiefstellung der FT-Stützen

Stützenhöhen>6m – Abweichung 16mm 

beide Stützenseiten dürfen unabhängig vorverdreht sein! 


Hochbautoleranz 

DIN 18202 

Einbauteiltoleranzen sind nicht Bestandteil der DIN 18202 aber 

der DIN 1045-4


Toleranzen 

Betonfertigteile


„vorinstallierte“ 

Anschlüsse 

2x16mm aus Schiefstellung 

2x ca.14mm aus Einbauteillage 

= 

30+30 = ca. 60mm erlaubte Toleranz vom Rohbauer!!! 

Keine Eignung für die Vorfertigung ohne terminlich berücksichtigtem Aufmaß !

Schwimmbaddächer 

Normen 

Zulassungen

Korrosionsschutz 

IN EN 1993:1-4+A1 

Ergänzung A1 aus 2015: 

(korrespondiert mit DIN EN 14592:2022-08) 

Stahlklassen in Kontakt mit Atmosphären von Schwimmhallen, 

um Spannungsrisskorrosion zu verhindern sind: 

- 1.4565 

- 1.4529 

- 1.4547 

Stahl-Stahl mit Unterspannung – Bolzen feuerverzinkt und C4-lang 

beschichtet –zur Unterbindung der Kontaktkorrosion (kein VA-Bolzen)

Zulassung 

Z 30.3-6 

„nichtrostende 

Stähle“

DIN EN ISO 

12944-2

DIN EN ISO 

12944-5

DIN EN ISO 

12944-5

geschlossener 

Gabelkopf ! 

Hersteller prüfen! 

C4 / C5 erreichbar, aber kein 

Nachspannen mehr möglich 

Zugstabsystem 


Gewinde C3-hoch 

Kein Schutz vor Spaltkorrosion 

auch Abdeckhülse mit 

Dichtmittel verfüllt


DIN EN 1995-1-1 

Kap. 4.2 + NAD


DIN SPEC 1052-100 

Tab. 1 _ 2013

Informationsdienst 

Holz 

Spezial Korrosion 

2013

Informationsdienst 

Holz 

Spezial Korrosion 

2013

Verbindungsmittel 

DIN EN 14592:2022

Schwimmbäder: 

Stahlteile und 

Verbindungsmittel

Schweißeignung 

Forderung 

der 

Ausschreibung

Schweißeignung 

Hersteller 

bzw. 

Lieferant

Überlegung 

durchgängiger 

Korrosionsschutz

C4 für Schwimmhallen mit gechlortem Leitungswasser 

Anforderung der Norm richtet sich an die Korrosionsschäden von 

nichtrostenden Stählen. 


„gutachterlicher“ 

Ansatz 

Nicht ausreichend legierte Stähle haben meist: 

- Lochkorrosion 

- Spannungsrisskorrosion --> spontanes Versagen! 

Unlegierte Stähle mit Verzinkung (und ggf. Beschichtung): 

- Keine Loch- oder Spannungsrisskorrosion 

- gleichmäßige, sehr langsame Flächenkorrosion 

EMPA und MPA Stuttgart 

- Zinkabtrag 0,2 m/Jahr im Hallenbad gemessen (>15J-Versuche): 

- Zinkabtrag 0,6…0,8 m/Jahr im Freien 

- Zinkabtrag 1,0 m/Jahr = Rechenwert nach DIN EN ISO 9223 

Folgerung mit Sicherheitsfaktor 2 

2x 0,2 = 0,4 m/Jahr wäre ausreichend für Stabdübel etc. 

30J: 12 m, 50J: 20 m (fv Sdü >> 50m, keine gv Produkte!)

• Vollgewindeschrauben aus nicht rostendem Stahl im Innenbereich 

mit Atmosphärenzugang (alt. C4-hoch Beschichtung) 

• Fischer-FAZ Schwerlastanker und FIS-Gewindestangen 

in HCR bzw. X3 nach ETA (Bemessungsprogramm) 

Schrauben, 

Stabdübel, 

Schwerlastanker 

• Innenliegende Querdruck- und Querzugverstärkung 

sowie nicht exponierte Holz-Holzverschraubungen wie 

Dachplatte auf Binder ohne gesonderten Korrosionsschutz, 

da Holzüberdeckungen und über Fußplatte und Elastomer 

versiegelt (lange Vollgewindeschrauben / eingedrehte 

Gewindestangen für den Holzbau in den erforderlichen 

Abmessungen sind auf dem Markt auch nicht in den 

Edelstahllegierungen verfügbar …) 

• Stabdübel feuerverzinkt sodass bei C4-lang keine Kontaktkorrosion mit VA auftritt (>55m, besser 

bis 110m) 

• Korrosivitätsklasse KKL4 für Schwimmhalle 

• Für VM >4mm reicht feuerverzinkt – nach DIN EN 14592 Schichtdick 110m (anstatt 55m), da Stabdübelende unter dem 

10mm Holzstopsel ggf. als Atmosphäre und nicht im Holz gilt 

• Bolzen(-köpfe) und U-Scheiben mit Feuerverzinkung >=110m 

• Sdü aus nicht rostendem Stahl nur in Kombination miteinem Schlitzblech aus dem gleichen Material

Stahlteil 

beschichtet 

Einbauüberwachung 

durch Gutachter

Schraubenköpfe im 

Druckbereich mit 

Butylbänder vor 

Atmosphäre geschützt 

Stahlteil 

beschichtet 


durch Gutachter

Duplex, da ggf. Kontaktkorrosion 

mit nicht rostendem Stahl 

somit fv-Verbindungsmittel. 

Außenliegende Köpfe und 

U-Scheiben nachbeschichtet 

Stahlteil 

beschichtet 

U-Scheiben vorbeschichtet 

Bauüberwachung 

durch Gutachter

Stahlteil 

beschichtet 

Schweißüberwachung 

durch 

Gutachter

Stahlteil 

beschichtet 

überwachte 

Beschichtung durch 

Gutachter

Stahlteil 

beschichtet 


durch Gutachter

Stahlteil 

beschichtet 

Bauüberwachung 

durch Gutachter

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© 2024 James Hardie Europe GmbH. TM und ® bezeichnen registrierte und eingetragene Marken der James Hardie Technology Limited und James Hardie Europe GmbH. * 

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Experten umfassend zu neuen und bewährten System- und 

Dämmlösungen von Knauf, Knauf Insulation und Knauf Elements. 

Dabei stehen folgende Themen im Fokus: 

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› Außenwand-Systeme für den innovativen und auch mehrgeschossigen 

Holzbau 

› Holzbalkendecken mit außergewöhnlichem Schallschutz – 

auch im tieffrequenten Bereich 

› Wirtschaftliche und effiziente Dämmsysteme 

› Funktionsplatten von Knauf zur Gebäudeaussteifung 

› Vorgefertigte Elemente 

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Ma ten- und Pla tendämmstoffe 

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Armierte Hydrosafe® Hochleistungs-Dampfbremse 

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faserförmigen Dämmstoffe 

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Armierte / Hydrosafe® Hochleistungs-Dampfbremse für faserförmige Ma ten- und Plattendämmstoffe 

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Steildächern und Gründächern nach Beme sung. 

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✔ INTE LO PLUS: Testsieger bei Stiftung Warentest 4/2012 

✔ Dauerhaft sicher: Funktion amtlich geprüft und bestätigt (ETA-18/ 146) 

✔ Sichere Winterbauste len durch Hydrosafe®-Funktion 

✔ Mit allen ma ten- und pla tenförmigen faserförmigen Dämmstoffen kombinierbar (INTE LO PLUS: auch Einblasdämmungen) 

Luftdichtung i nen / INTE LO, INTE LO PLUS 

INTE LO INTE LO PLUS 

Vlies Polypropylen Polypropylen 

Membran Polyethylen-Copolymer Polyethylen-Copolymer 

Armierung – Polypropylen-Gelege 

Flächengewicht DIN EN 1849-2 85 g/m2 10 g/m2 

s d -Wert / feuchtevariabel DIN EN 1931 / DIN EN ISO 12572 14 / 0,25 - >25 m 14 m / 0,25 - >25 m 

Hydrosafe-Wert DIN 6 8 0-2 2 m 2 m 

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Temperaturbeständigkeit dauerhaft -40 °C bis +80 °C dauerhaft -40 °C bis +80 °C 

Länge: 20 m; 50 m; Breite: 1,50 m; 3, 0 m 

Weitere Bahnen und mehr Informationen zu INTELLO / INTELLO PLUS 

optimal bei Einblasdämmstoff optimal bei Einblasdämmstoff 

INTE LO INTE LO PLUS DB+

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Design: UPPERCUT.at | Photos: © Duncan McNichol, Adobe Stock 

Contact 

HASSLACHER group 

T +43 4769 22 49-0 

info@hasslacher.com 

VISIT US 

at Booth 

03 

hasslacher.com

DIE RICHTIGE 

LÖSUNG FÜR IHRE 

PROJEKTE 

VERBINDUNGSTECHNIK 

LUFTDICHTHEIT UND BAUABDICHTUNG 

SCHALLDÄMMUNG 

ABSTURZSICHERUNG 

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Rothoblaas hat sich als multinationales Unternehmen der 

technologischen Innovation verpflichtet und avancierte 

innerhalb weniger Jahre zum weltweiten Bezugspunkt im 

Bereich Holzbau und Sicherheitssystemen. Dank unserem 

umfassenden Sortiment und einem engmaschigen und technisch 

kompetenten Vertriebsnetz sind wir in der Lage, unseren 

Kunden unser Know-how im Bereich Holzbau zur Verfügung 

zu stellen und Ihnen als starker Partner zur Seite zu stehen. All 

diese Aspekte tragen zu einer neuen Kultur des nachhaltigen 

Bauens bei, die auf die Steigerung des Wohnkomforts und die 

Verringerung der CO 2 

-Emissionen ausgelegt ist. 

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Feuchteschutz-Membrane und kann 

bereits werkseitig, in der Vorfertigung, oder auf 

der Baustelle montiert werden. 

SIGA Wetguard 200 SA schützt vorgefertigte 

Holzelemente zuverlässig vor Feuchtigkeit und 

Beschädigungen während Lagerung, Transport, 

Montage und der Bauphase und verhindert damit 

Feuchteschäden wie Verfärbungen im Sichtbereich 

oder Spannungen und Massungenauigkeiten 

durch Aufquellen der Elemente. 

Über Wetguard 

SIGA Wetguard ist diffusionsfähig und mit einer 

rutschfesten und wasserdichten Spezialbeschichtung 

ausgerüstet. Das robuste Vlies schütz vor 

mechanischer Beschädigung und der vollflächig 

aufgebrachte SIGA-Hochleistungsklebstoff sorgt für 

sichere Haftung auf Holzoberflächen. Mit der transparenten 

Optik von SIGA Wetguard bleiben nicht nur 

im Werk angebrachte Markierungen oder Durchdringungen 

sichtbar, sondern auch die charakteristische 

Oberflächenstruktur des Werkstoffes Holz. 

Die Folie ist robust gegenüber mechanischer 

Belastung und auch bei Nässe rutschfest. Der 

formstabile Träger ermöglicht einfaches, schnelles 

und faltenfreies Verlegen und ist sofort dicht verklebt. 

SIGA Wetguard ist in drei Produktdimensionen 

(1560mm / 780mm / 390mm x 50m) erhältlich. 

Für spezielle Anwendungen können nach Kundenwunsch 

verschiedene Dimensionen und Ausführungen 

hergestellt werden. 

SIGA Wetguard sorgt für maximale Sicherheit 

über den gesamten Bauablauf und erspart dem 

Handwerker zusätzliche Arbeitsschritte und Zeit. 

Damit ist sie die ideale Abdichtung während der 

Bauzeit, ob für einfache oder herausfordernde 

Holzbauprojekte. 

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ECO-TIMBER ist eins der modernsten Holzbau- und Abbundzentren in Deutschland, mit 

umfangreichen Kapazitäten und vor allem einem professionellen Serviceangebot. Alles aus 

einer Hand, auch im Holzbau! Die Kombination des hergebrachten Wissens mit modernster 

Technik zeichnet den innovativen Holzbau aus. Holz steht für Umweltverträglichkeit, 

niedrige Energie-Bilanzen, Langlebigkeit, Flexibilität und kürzere Bauzeiten. Wir freuen uns 

auf ein Kennenlernen und die erfolgreiche Zusammenarbeit

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12./13. März 2025 

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Büroprojekte verändern sich die Herausforderungen für 

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Speziell für die gedrungenen Querschnitte eignet sich die DUO- 

Variante der Systemverbinder. Die technischen Daten sind 

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Inhalte rund um neue Produkte und Lösungen, 

Referenzprojekte und aktuelle Themen aus der 

Holzbaubranche. 

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Badl 31, A-8130 Frohnleiten 

Office: +43 3127 41 983 - 0 

Support: +43 3127 41 983 - 311 

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T +41 32 372 20 00 

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