Betontechnologische Einflüsse auf das Tragverhalten von · behaviour of Grouted Joints the most important parameters interacting with the grout material were selected. These parameters

Betontechnologische Einflüsse auf das Tragverhalten

von Grouted Joints

Von der Fakultät für Bauingenieurwesen und Geodäsie der Gottfried Wilhelm Leibniz Universität Hannover

zur Erlangung des Grades

Doktor-Ingenieur (Dr.-Ing.) genehmigte Dissertation

von

Dipl.-Ing. Steffen Anders geboren am 20.07.1975 in Bad Harzburg

Hannover 2007

Referent: Univ.-Prof. Dr.-Ing. Ludger Lohaus Leibniz Universität Hannover Korreferent: Univ.-Prof. Dr.-Ing. Joost C. Walraven Technische Universität Delft Eingereicht am: 23.08.2007 Tag der Prüfung: 03.12.2007 Impressum Autor: Dipl.-Ing. Steffen Anders Titel: Betontechnologische Einflüsse auf das

Tragverhalten von Grouted Joints Schriftenreihe: Berichte aus dem Institut für Baustoffe, Heft 6 Herausgeber: Univ.-Prof. Dr.-Ing. Ludger Lohaus Institut für Baustoffe Leibniz Universität Hannover Appelstraße 9a und Nienburger Straße 3 30167 Hannover Tel.: 0511 / 762-3722 Fax: 0511 / 762-4736 http://www.institut-fuer-baustoffe.de ISBN 978-3-936634-05-1

I

Kurzfassung Motiviert durch die ehrgeizigen Ziele der deutschen Bundesregierung zur Entwicklung der Offshore-Windenergie, wurden betontechnologische Einflüsse auf das Tragverhalten axial beanspruchter Grouted Joints für Offshore-Windenergieanlagen untersucht. Diese Unter-suchungen waren Teil eines umfangreichen Forschungsprogramms zum Verhalten von Hoch-leistungsbeton unter statischer und Ermüdungsbeanspruchung. Hieraus ergab sich das Ziel dieser Arbeit, einen Beitrag zum Verständnis des grundsätzlichen Tragverhaltens mit Hoch-leistungsbeton vergossener Grouted Joints zu leisten. Die maßgebenden Einflussgrößen, die das Tragverhalten einaxial beanspruchter Grouted Joints bestimmen, wurden so eingegrenzt, dass gezielt betontechnologische Einflüsse unter-sucht werden konnten. Die Druckfestigkeiten der verwendeten Vergussmörtel wurden zwischen ca. 60 N/mm² und ca. 190 N/mm² variiert. Außerdem wurden Stahlfaserver-stärkungen und eine Epoxidharzmodifizierung einbezogen. Im Hinblick auf die konstruktive Durchbildung wurde die Höhe der Schubrippen, ausgedrückt durch das h/s-Verhältnis, variiert. Als Beanspruchungen wurden quasi-statische Versuche, Einstufen-Wöhlerversuche, Quasi-Wechselbeanspruchungen und Beanspruchungen während der Erhärtung des Vergussmörtels durchgeführt. Es wurde beobachtet, dass die Tragfähigkeiten der Grouted Joints mit steigender Verguss-mörteldruckfestigkeit, dem Einsatz von Stahlfasern und höheren Schubrippen deutlich ansteigen. Durch eine Faserverstärkung werden zusätzlich die Duktilität und die Versagens-verzerrung vergrößert. Es wurde beschrieben, dass die Wirkungen höherfester Vergussmörtel, der Faserverstärkungen und der erhöhten Schubrippen weitgehend unabhängig voneinander sind. Die entsprechenden Tragfähigkeitssteigerungen werden rechnerisch abgeschätzt. Unter Ermüdungsbeanspruchung zeigten sich bezogen auf die statische Tragfähigkeit bei den meisten Vergussmörteln vergleichbare Bruchlastwechselzahlen. Daraus ergibt sich, dass die unter statischer Beanspruchung ermittelten Tragfähigkeitssteigerungen in höhere Ermüdungs-lasten umgesetzt werden können. Der Einfluss von Beanspruchungen während der Erhärtung des Vergussmörtels war gering. Für die Schädigungs- und Rissentwicklung unter statischer Beanspruchung und Ermüdungsbeanspruchung wurden erweiterte Modellvorstellungen entwickelt, die die Wirkungen der Stahlfasern ebenso einbeziehen wie die geringe Duktilität der Hochleistungsvergussmörtel. Die durch den Einsatz von Hochleistungsbetonen erzielbaren großen Tragfähigkeitsstei-gerungen lassen eine Bemessung der Schubrippen und der umschnürenden Stahlrohre unumgänglich werden. Es wurde ein Modell entwickelt, mit dem die Schubrippen und die umschnürenden Stahlrohre in Abhängigkeit von der Druckfestigkeit des Vergussmörtels bemessen und optimiert werden können. Ebenso kann mit dem Modell der Hochleistungs-beton gezielt in Abhängigkeit von der Konstruktion gewählt werden. Das Modell ermöglicht weiterhin eine Abschätzung der Tragfähigkeit von Grouted Joints, abhängig von der Kon-struktion und der Druckfestigkeit des Hochleistungsbetons. Darüber hinaus wurden weitere Anwendungsgebiete für mit Hochleistungsbeton vergossene Verbindungen, wie die Reparatur und Ertüchtigung von Offshore-Strukturen, Fügeverfahren für aufgelöste Stahlstrukturen in modularer Bauweise oder hybride Querschnitte für Drucktragglieder beschrieben. Stichwörter Grouted Joints, Hochleistungsbeton, Vergussmörtel, Offshore-Windenergieanlagen, faserverstärkte Betone, Ermüdung, Hybridbau

Kurzfassung

II

III

Abstract Motivated by the ambitious aims of the german government concerning the development of the offshore wind-energy, effects of high-performance concrete on the load-bearing behaviour of axially loaded Grouted Joints for offshore-wind-energy-converters were investigated. The major objective was to provide a basic understanding of the load-bearing behaviour and the failure mechanisms of Grouted Joints with high-performance concrete. In order to especially investigate the effects of high-performance concrete on the load-bearing behaviour of Grouted Joints the most important parameters interacting with the grout material were selected. These parameters are namely the compressive strength, the shear-key height, the fibre-reinforcement and the type of loading. The compressive strength of the grout was varied from about 60 N/mm² to about 190 N/mm². In addition a polymer-modification using epoxy-resin was tested. Static loading, fatigue loading, quasi-reverse-loading as well as early-age cycling were chosen as types of loading. The load-bearing capacity was significantly increased using either high-strength grout or higher shear-keys or fibre-reinforcement. Furthermore in the case of fibre-reinforcement a more ductile behaviour and higher deformations at the maximum load were found. It could be shown that all named means of enhancing the load-bearing capacity are independent. In the case of fatigue loading most of the grouts exhibited comparable numbers of cycles to failure if the stresses are normalized using the static load-bearing capacity. Therefore the increases in the static load-bearing capacity can be transferred to higher fatigue loads assuming comparable numbers of cycles to failure. The effects of early-age cycling seem to be limited. Concerning the damage- and crack-development of Grouted Joints subjected to static and fatigue loading extended models are presented which consider the effects of the fibre-reinforcement and the low ductility of high-performance concrete. Due to the significant increases in the load-bearing capacity of Grouted Joints using high-performance grout the shear-keys as well as the confining steel tubes must inevitably be designed against yielding and failure. Therefore a model was developed that allows the optimal design of the shear keys and the steel tubes depending on the compressive strength of the grout. On the other hand the high-performance concrete can specifically be chosen depending on the construction of the Grouted Joint. Furthermore other fields of application for Grouted Joints using high-performance grout are briefly discussed. Examples are repair and strengthening of ageing offshore-structures, new joint technologies for modular steel structures or hybrid cross-sections for compression members. Keywords Grouted Joints, Grouted Connections, High-Performance Concrete, Grout, Offshore-Wind-Energy-Converters, Fibre-reinforced Concrete, Fatigue, Hybrid Structures

Abstract

IV

V

Inhaltsverzeichnis Kurzfassung ......................................................................................................................... I

Abstract............................................................................................................................. III

Inhaltsverzeichnis...............................................................................................................V

Symbolverzeichnis............................................................................................................ IX

1 Einleitung ....................................................................................................................1 1.1 Einführung und Motivation...............................................................................1 1.2 Zielsetzung........................................................................................................4 1.3 Gliederung der Arbeit .......................................................................................6

2 Vergussmörtel für Grouted Joints ............................................................................7

3 Verhalten von Beton unter statischer Beanspruchung und Ermüdungsbeanspruchung .....................................................................................11 3.1 Verhalten von Beton unter statischer Beanspruchung....................................11

3.1.1 Spannungs-Dehnungs-Beziehung und Rissbildung ............................11 3.1.2 Einflüsse einer Faserverstärkung.........................................................13 3.1.3 Mehraxiale Druckbeanspruchung........................................................17

3.2 Verhalten von Beton unter Druckschwellbeanspruchung ..............................19 3.2.1 Grundlagen der Ermüdung ..................................................................19 3.2.2 Einflüsse auf das Ermüdungsverhalten ...............................................24 3.2.3 Schädigungsentwicklung und -indikatoren .........................................30 3.2.4 Einflüsse einer Faserverstärkung.........................................................36

3.3 Zusammenfassung...........................................................................................37

4 Grouted Joints – Tragverhalten und Bemessung..................................................39 4.1 Konstruktion und Tragmechanismen..............................................................39

4.1.1 Konstruktion........................................................................................39 4.1.2 Trag- und Versagensmechanismen .....................................................40

4.2 Einflüsse auf die Tragfähigkeit von Grouted Joints .......................................43 4.2.1 Druckfestigkeit des Vergussmörtels....................................................43 4.2.2 Umschnürungswirkung - Radiale Steifigkeit ......................................44 4.2.3 Oberflächenrauigkeit und Schubrippen...............................................46 4.2.4 Vergusslänge .......................................................................................48 4.2.5 Prüfeinflüsse........................................................................................49

4.3 Verbundspannungs-Verformungslinien..........................................................50 4.3.1 Grouted Joints ohne Schubrippen........................................................50 4.3.2 Grouted Joints mit Schubrippen ..........................................................52

Inhaltsverzeichnis

VI

4.4 Modell des Versagens und der Rissbildung....................................................54 4.5 Ermüdungsverhalten .......................................................................................56

4.5.1 Beanspruchungen ................................................................................56 4.5.2 Bruchlastwechselzahlen und Schädigungsentwicklung ......................57 4.5.3 Beanspruchungen während der Erhärtung ..........................................60

4.6 Regelwerke zur Bemessung von Grouted Joints ............................................61 4.6.1 Allgemeines.........................................................................................61 4.6.2 American Petroleum Institute..............................................................64 4.6.3 Health and Safety Executive ...............................................................65 4.6.4 Det Norske Veritas ..............................................................................66

4.7 Analytische Modelle zur Berechnung von Grouted Joints .............................71 4.8 Zusammenfassung...........................................................................................74

5 Konzeption des Versuchsprogramms.....................................................................77 5.1 Einleitung........................................................................................................77 5.2 Eingrenzung der Einflussgrößen.....................................................................78 5.3 Versuchsprogramm.........................................................................................80

5.3.1 Übersicht .............................................................................................80 5.3.2 Statische Versuche ..............................................................................80 5.3.3 Ermüdungsuntersuchungen .................................................................82

6 Probekörper und Versuchsdurchführung .............................................................85 6.1 Entwicklung der Probekörper .........................................................................85 6.2 Probekörperherstellung und Nachbehandlung................................................87 6.3 Versuchsdurchführung....................................................................................89

6.3.1 Statische Untersuchungen ...................................................................89 6.3.2 Einstufen-Wöhlerversuche ..................................................................89 6.3.3 Quasi-Wechselbeanspruchung ............................................................91 6.3.4 Beanspruchungen während der Erhärtung ..........................................93

7 Tragverhalten axial beanspruchter Grouted Joints..............................................97 7.1 Eingesetzte Vergussmörtel..............................................................................97 7.2 Tragverhalten unter statischer Beanspruchung...............................................99

7.2.1 Grundlagen der Auswertung ...............................................................99 7.2.2 Spannungs-Verformungskurven........................................................101 7.2.3 Verbundspannung..............................................................................105 7.2.4 Verformungen ...................................................................................107 7.2.5 Steifigkeit ..........................................................................................108 7.2.6 Vergleich zu Literaturwerten.............................................................111

Inhaltsverzeichnis

VII

7.2.7 Rissentwicklung unter statischer Beanspruchung .............................115 7.2.8 Erweiterte Modellvorstellung zur Versagensentwicklung von

Grouted Joints....................................................................................118 7.2.9 Zusammenfassung .............................................................................120

7.3 Tragverhalten unter Ermüdungsbeanspruchung ...........................................122 7.3.1 Grundlagen der Auswertung .............................................................123 7.3.2 Schädigungsentwicklung von Grouted Joints ...................................125 7.3.3 Bruchlastwechselzahlen ....................................................................128 7.3.4 Resttragfähigkeit nach Ermüdungsbeanspruchung ...........................132 7.3.5 Rissbildung und Versagensentwicklung unter

Druckschwellbeanspruchung.............................................................133 7.3.6 Modell der Versagensentwicklung unter Ermüdungsbeanspruchung135 7.3.7 Quasi-Wechselbeanspruchung ..........................................................137 7.3.8 Beanspruchung während der Erhärtung ............................................140 7.3.9 Zusammenfassung .............................................................................143

8 Betontechnologische Einflüsse auf das Tragverhalten von Grouted Joints......147 8.1 Allgemeine Hinweise....................................................................................148 8.2 Verformungsverhalten ..................................................................................148 8.3 Auswirkungen einer Faserverstärkung .........................................................150 8.4 Abschätzung der Tragfähigkeitserhöhung durch Hochleistungs-

vergussmörtel ................................................................................................150 8.5 Ermüdungsverhalten von Grouted Joints......................................................152 8.6 Weitere Anwendungsgebiete ........................................................................154

9 Bemessungsmodell für Grouted Joints.................................................................159 9.1 Schubrippen ..................................................................................................159 9.2 Pile und Sleeve..............................................................................................164 9.3 Entwicklung eines Bemessungsmodells für Grouted Joints .........................168 9.4 Zusammenfassung.........................................................................................173

10 Zusammenfassung und Ausblick ..........................................................................175 10.1 Zusammenfassung.........................................................................................175 10.2 Ausblick ........................................................................................................178

Literaturverzeichnis........................................................................................................181

Abbildungsverzeichnis....................................................................................................193

Tabellenverzeichnis.........................................................................................................197 Anhang Lebenslauf

Inhaltsverzeichnis

VIII

IX

Symbolverzeichnis

Kleine lateinische Buchstaben

c1, c2, c3, c4 - Konstanten

fba N/mm² Zulässige Verbundfestigkeit nach [API00]

fbu N/mm² Verbundfestigkeit

fbuAPI N/mm² Bezugsverbundfestigkeit nach [API00]

fbuRef N/mm² Referenzschubspannung am Pile (h/s = 0,013, C60, faserfrei)

fbuc N/mm² Charakteristische Verbundfestigkeit

fck N/mm² Druckfestigkeit von Beton

fcu N/mm² Druckfestigkeit Vergussmörtel

fN N/mm² Normalspannung

fR N/mm² Verbundspannung aus Reibung

fS N/mm² Spannung zur Schubrippendimensionierung

fSR,v N/mm² Vertikal auf eine Schubrippe wirkende Spannung

fy,k N/mm² Fließgrenze des Stahls

h mm Schubrippenhöhe

k - Beiwert zur Druckfestigkeitserhöhung von Beton unter mehraxialer Beanspruchung

kfcu - Beiwert zur Erhöhung der Verbundfestigkeit durch die

Druckfestigkeit des Vergussmörtels

kSF - Beiwert zur Erhöhung der Verbundfestigkeit durch Faserwirkung

kSR - Beiwert zur Erhöhung der Verbundfestigkeit durch Schubrippenwirkung

l mm Länge

m - Steifigkeitsverhältnis von Stahl zu Vergussmörtel

n - Lastwechselzahl

pÜ - Überlebenswahrscheinlichkeit

s mm Schubrippenabstand

t h Zeit

tP, tS, tg mm Wandstärke von Pile, Sleeve und Grout

vf % Fasergehalt

Symbolverzeichnis

X

w mm Schubrippenbreite

x, y - Konstanten

Große lateinische Buchstaben

A mm² Fläche

AC mm² Schubfläche im Vergussmörtel

AP mm² Kontaktfläche zwischen Pile und Vergussmörtel

ASR,P mm² Horizontale Fläche unterhalb der Schubrippen am Pile

B - Bezeichnung für Druckfestigkeitsklassen von Beton

C - Bezeichnung für Druckfestigkeitsklassen von Beton

Ci, Cu - Nachgiebigkeit bei Erstbelastung und bei Entlastungen im

abfallenden Ast

CL - Einfluss der Vergusslänge auf die Verbundfestigkeit

CS - Einfluss der Oberflächenbeschaffenheit auf die Verbundfestigkeit

C1, C2 - Konstanten

D mm Außendurchmesser

E N/mm² Elastizitätsmodul

ES N/mm² Elastizitätsmodul von Stahl

EG N/mm² Elastizitätsmodul des Vergussmörtels

F N Kraft

Fa N Kraftamplitude

Fbu N Verbundfestigkeitsparameter

Ferm N Dynamischer Anteil einer Ermüdungsbeanspruchung von Grouted Joints

Fstat N Statische Beanspruchbarkeit von Grouted Joints

FN N Normalkraft

Fo N Oberlast

FR N Reibung

Fu N Unterlast

FSR,v N Vertikal auf eine Schubrippe wirkende Kraft

FSR,h N Horizontal auf eine Schubrippe wirkende Kraft

G, GS, GP N/mm Federsteifigkeit

Symbolverzeichnis

XI

K, KAPI, KDNV - Steifigkeitsparameter nach [HSE02], [DNV04]

L mm Vergusslänge

N - Bruchlastwechselzahl

P N Kraft

R - Spannungsverhältnis

RS, RP, Rg mm Außenradius von Pile, Sleeve und Grout

S - Steifigkeit

SV kN/mm Verformungsmodul

Griechische Buchstaben

α ° Winkel zwischen Druckstrebe und der Horizontalen

δ mm Höhe der Oberflächenrauigkeit von Stahloberflächen

Δ - Differenz

Δf Hz Frequenzdifferenz der Resonanzfrequenz zwischen

Versuchsbeginn und Versuchsende

ε - Dehnung

ε1, ε2, ε3 - Dehnung in Richtung der Hauptspannungen

ε•ΙΙ - Dehnungsanstieg in Phase II einer Ermüdungsbeanspruchung

κ - Reduktionsfaktor für Ermüdungsbeanspruchung während der

Erhärtung

μ - Reibungskoeffizient

σ N/mm² Spannung

σ1, σ2, σ3 N/mm² Hauptspannungen

σo, σu N/mm² Ober-, Unterspannung

σa, σm N/mm² Spannungsamplitude, Mittelspannung

σL N/mm² Stahlspannung in Längsrichtung von Pile und Sleeve

σR N/mm² Stahlspannung in Umfangsrichtung von Pile und Sleeve

σV N/mm² Vergleichsspannung

2σa, Δσ N/mm² Spannungsschwingweite, Doppelspannungsamplitude

τ N/mm² Verbundschubspannung

τkf N/mm² Charakteristische Schubtragfähigkeit aus Reibung

τkg N/mm² Charakteristische Tragfähigkeit der Vergussmörtelmatrix

Symbolverzeichnis

XII

τks N/mm² Charakteristische Schubtragfähigkeit aus

Schubrippentragwirkung

τdyn N/mm² Dynamischer Anteil einer Ermüdungsbeanspruchung

τki N/mm² Statische Beanspruchbarkeit von Grouted Joints

τSR N/mm² Schubspannung an der Schubrippenwurzel

Indizes

P - Pile

S - Sleeve

G - Grout

cube - Würfel

i - Laufindex

max - Maximum bei Ermüdungsbeanspruchung

min - Minimum bei Ermüdungsbeanspruchung

n - Laufindex

-

Sonstige Abkürzungen

Dl - Durchläufer

LW - Lastwechsel

SF - Stahlfasern

WB - Wärmebehandlung

1

1 Einleitung

1.1 Einführung und Motivation Die 2002 veröffentlichte Nachhaltigkeitsstrategie der Deutschen Bundesregierung sieht eine umfangreiche Nutzung der Windenergie in deutschen Seegebieten vor. Demnach könnten bis 2010 Windenergieanlagen mit einer Leistung von 2.000 MW bis 3.000 MW in der deutschen Nord- und Ostsee installiert werden. Bis 2030 gelten 20.000 MW bis 25.000 MW als möglich [BMU02]. Ausgehend von einer Turbinengröße von 5 MW bedeutet dies etwa 5.000 einzelne auf See zu errichtende Windenergieanlagen. Nach Schaumann [Sch05] sind derzeit 10 Windparks mit in der Pilotphase ca. 900 Einzel-anlagen genehmigt. Zudem geht die Errichtung eines Offshore-Testfeldes in 2008 mit Mitteln der Windenergieindustrie sowie des Bundesumweltministeriums über eine neu gegründete Offshore-Stiftung in die konkrete Planung. Ein viel diskutiertes Problem ist die optimale Gestaltung der Fundamente bzw. der Trag-struktur unterhalb des Turmes. Abbildung 1.1 zeigt drei zurzeit in der Diskussion befind-liche Gründungsvarianten.

Abbildung 1.1: Gründungsvarianten für Offshore-Windenergieanlagen a) Monopile, b) Tripod, c) Jacket in Anlehnung an [Sch04]

Für die in deutschen Gewässern zu erwartenden Wassertiefen zwischen 15 m und 40 m sind Lösungen auf der Grundlage von Tripod- oder Jacket-Strukturen wahrscheinlich. Die Wirtschaftlichkeit und Umsetzbarkeit von Monopiles vor allem in tieferen Gewässern wird noch diskutiert [Sch05, Mit04]. In Abbildung 1.1 wird deutlich, dass Grouted Joints zur Verbindung der Tragstruktur mit den Fundamentpfählen ein zentrales Konstruktions-element der Offshore-Windenergieanlagen darstellen.

Einsatzbereiche von Grouted Joints

a) Monopile b) Tripod c) Jacket

Einsatzbereiche von Grouted Joints

a) Monopile b) Tripod c) Jacket

Einleitung

2

Grouted Joints selbst sind eine in der Offshore Öl- und Gasindustrie seit langem bekannte und eingesetzte Technologie. Sie werden auch als Grouted Connections oder vergossene Verbindungen bezeichnet. Wie in Abbildung 1.2 ersichtlich, werden Grouted Joints zur Verankerung stählerner Tragkonstruktionen wie Jackets mit in den Meeresboden gerammten Tragpfählen eingesetzt. Im Detail in Abbildung 1.2 sind zwei übliche Ausbildungen der inneren Stahloberflächen zu erkennen. Im linken Teil der Zeichnung sind die Stahlrohre ohne weitere Schubverbindungsmittel vergossen. Vergleichend sind im rechten Teil des Bildausschnitts die Oberflächen der Stahlrohre mit Schubrippen dargestellt. Grouted Joints mit und ohne Schubrippen stellen die am häufigsten ausge-führten Verbindungsvarianten für ortsfeste Offshore-Plattformen dar.

Abbildung 1.2: Vergossene Verbindung „Grouted Joint“ bei Offshore-Plattformen der Öl- und Gasindustrie. Links: Einsatz zur Fixierung am Meeresboden, rechts: Schnitt mit üblichen Ausbildungen mit und ohne Schubrippen

Grouted Joints sind vorteilhaft, weil beispielsweise Ungenauigkeiten beim Rammen der Fundamentrohre ausgeglichen werden können. Außerdem werden an die als Pile und Sleeve bezeichneten Stahlrohre keine so hohen Präzisionsanforderungen gestellt, wie sie z. B. für Ringflansche üblich sind. Für die Bemessung und Auslegung der Grouted Joints unter den Bedingungen ortsfester Offshore-Plattformen existieren Regelwerke beispielsweise des American Petroleum Institutes [API00], Det Norske Veritas [DNV98, DNV04] oder der Health and Safety Executive [HSE02]. Alle Regelwerke beziehen sich auf die charakteristischen Bean-spruchungen stationärer Tragstrukturen der Offshore-Industrie. Dies sind insbesondere:

• Ermüdungsbeanspruchung aus Wellen und Wind

• Normalfeste bis hochfeste Vergussmörtel

• Vergleichsweise hohe Auflasten aus den Aufbauten

Einleitung

3

In der letzten Dekade wurde die Technologie der Grouted Joints auf die Fundamentierung und Tragstruktur von Offshore-Windenergieanlagen nach Abbildung 1.1 übertragen. In einigen bereits ausgeführten Windparks wie beispielsweise Horns Rev (Dänemark), North Hoyle (Großbritannien) oder Bockstigen (Schweden) wurden Monopile-Verbindungen nach Abbildung 1.1 a eingesetzt. In Monopiles eingesetzte Grouted Joints unterscheiden sich durch eine vorwiegende Biegebeanspruchung maßgeblich von Grouted Joints in der Öl- und Gasindustrie, die vorwiegend axial beansprucht sind. Das Tragverhalten von Grouted Joints unter Biegebeanspruchung wurde beispielsweise im Zusammenhang mit dem Windpark Horns Rev untersucht [Den01] und ist weiterhin Forschungsobjekt [Sch06a, Wil07]. Untersuchungen von Schaumann et al. [Sch05] und Mitzlaff [Mit04] ergaben, dass Monopiles auch in tieferen Gewässern bezogen auf die eingesetzte Stahltonnage vorteilhaft wären. Die zu verarbeitenden Querschnitte und Rohr-längen sind jedoch mit derzeit vorhandenem Equipment nicht zu heben bzw. zu rammen. Die für den Verguss der Grouted Joints diskutierten Hochleistungsbetone unterscheiden sich in ihrer Zusammensetzung, den Materialeigenschaften und den Beanspruchungen wesentlich vom klassischen Betonbau; beispielsweise durch nicht vorwiegend ruhende Beanspruchung, geringe baustoffliche Duktilität und den Einsatz nur sehr geringer Betonmengen, an deren Leistungsfähigkeit besonders hohe Anforderungen gestellt werden. Der aus betontechnologischer Sicht maßgebende Faktor für das Tragverhalten von Grouted Joints ist die Druckfestigkeit des Vergussmörtels. Aufgrund der mit steigender Betonfestigkeit steigenden Verbundfestigkeit von Grouted Joints werden hohe Beton-festigkeiten angestrebt. Gleichzeitig führt eine Erhöhung der Betonfestigkeit zu einem starken Absinken der Duktilität, was ab Druckfestigkeiten von ca. 80 N/mm² zu explosionsartigem Betonversagen führen kann. Anerkannte Maßnahmen zur Steigerung der Duktilität sind aus betontechnologischer Sicht der Zusatz hoher Fasergehalte zum Beton und aus konstruktiver Sicht eine Umschnürung des Betons zum Beispiel durch Stahlelemente oder ringförmige Bewehrungen. Durch die besondere Konstruktionsweise von Grouted Joints ist eine Umschnürungswirkung bei ausreichender Querdehnung des Betons systemimmanent. Vor diesem Hintergrund wird mit dem Einsatz von Hochleistungsbetonen in Grouted Joints der übliche Anwendungsbereich des Betonbaus hinsichtlich der Verguss-mörtelzusammensetzungen sowie der konstruktiven und lastbedingten Randbedingungen verlassen. Zu beachten ist außerdem, dass bestehende Offshore-Plattformen größtenteils zu einer Zeit installiert wurden, in der moderne betontechnologische Möglichkeiten wie Hochleistungsfließmittel oder hochfeste Kurzfasern noch nicht zur Verfügung standen. Dadurch wurden in der Betontechnologie Fortschritte und Erfahrungen mit Hochfestem Beton oder Faserbeton erzielt, die großes Potential für Offshore-Anwendungen versprechen.

Einleitung

4

Zusammenfassend ergeben sich folgende offene Fragestellungen für den Einsatz axial beanspruchter Grouted Joints für Offshore-Windenergieanlagen:

• Welches Tragverhalten ergibt sich durch den Einsatz moderner Hochleistungs-betone bei statischer Beanspruchung und Ermüdungsbeanspruchung?

• Wie wird das Tragverhalten durch betontechnologische Einflüsse wie Faser- oder Kunststoffzugaben zum Vergussmörtel beeinflusst?

• Welcher Einfluss auf das Tragverhalten ergibt sich durch das Zusammenwirken der modifizierten Hochleistungsbetone und der Stahlstruktur beim Einsatz von Schubrippen?

• Wie wirken sich die Beanspruchungen von Offshore-Windenergieanlagen im Vergleich zu ortsfesten Plattformen auf das Tragverhalten von Grouted Joints aus?

Hinzu kommen Problemstellungen bei der Anwendung von biegebeanspruchten Grouted Joints in Monopiles:

• Wie ist der Kraftfluss in biegebeanspruchten Grouted Joints für Monopile-Verbindungen und welchen Beanspruchungen wird der Vergussmörtel in Monopiles ausgesetzt?

• Wie wirken sich betontechnologische Modifikationen des Vergussmörtels auf das Tragverhalten der Verbindung aus?

• Welchen Einfluss üben Schubrippen auf das Tragverhalten biegebeanspruchter Grouted Joints aus?

Als Teilbereich dieser umfangreichen offenen Fragen zum Tragverhalten von Grouted Joints sowie im Speziellen des Verhaltens von Hochleistungsbeton in Grouted Joints ergibt sich die Zielsetzung der vorliegenden Arbeit.

1.2 Zielsetzung Die Zielsetzung dieser Arbeit hat sich aus einem umfangreichen Forschungsprojekt zur Duktilität und zum Ermüdungsverhalten von Hochleistungsbetonen für ermüdungsbean-spruchte Verbindungen ergeben [And07]. Die wesentlichen Ziele dieses Forschungsvor-habens waren die Charakterisierung und Quantifizierung der Duktilität und des Ermüdungsverhaltens polymermodifizierter und faserverstärkter Hochleistungsbetone. Abschließend wurden die Erkenntnisse beispielhaft in Grouted Joints für Offshore-Wind-energieanlagen umgesetzt, um das Tragverhalten der polymermodifizierten und faser-verstärkten Hochleistungsbetone in ermüdungsbeanspruchten Verbindungen zu ermitteln. Bei den Untersuchungen an Grouted Joints wurde deutlich, dass sich durch die Leistungs-fähigkeit des Hochleistungsbetons Besonderheiten ergeben, die für die Konstruktion und Bemessung von großer Bedeutung sind. Daher wurden die an Grouted Joints durch-geführten Untersuchungen einer weitergehenden Darstellung und Auswertung unterzogen als im Rahmen des Forschungsprojekts möglich war.

Einleitung

5

Ausgehend von der vorherrschenden Meinung, dass aufgrund größerer Wassertiefen in deutschen Seegebieten vorwiegend axial beanspruchte Grouted Joints in Verbindung mit Jacket- oder Tripod-Strukturen zum Einsatz kommen werden, werden in dieser Arbeit ausschließlich axiale Beanspruchungen betrachtet. Die Planungen sehen den Einsatz von Hochleistungsbetonen für den Verguss vor, für deren Anwendung in axial beanspruchten Grouted Joints bislang keine Erfahrungen dokumentiert sind. Entsprechend ist es Ziel dieser Arbeit, einen Beitrag zum Verständnis des grundsätzlichen Tragverhaltens mit Hochleistungsbeton vergossener Grouted Joints zu liefern und Hinweise für die Entwicklung sicherer und wirtschaftlicher Bemessungs-ansätze zu geben. Mit diesem Ansatz werden in der vorliegenden Arbeit folgende Fragestellungen erörtert:

• Welche Auswirkungen auf das Tragverhalten ergeben sich durch den Einsatz modernen Hochleistungsbetons in Grouted Joints unter statischer Beanspruchung und Ermüdungsbeanspruchung?

• Welche Effekte ergeben sich durch eine Variation der Schubrippenhöhe für den Hochleistungsbeton und das Tragverhalten der Verbindung unter statischer Beanspruchung und Ermüdungsbeanspruchung?

• Wie wirken sich Wechselbeanspruchungen auf das Trag- und Verformungsver-halten von Grouted Joints aus?

• Welche Besonderheiten sind zu beachten, wenn Grouted Joints mit Hoch-leistungsbeton konstruiert werden? Können aus den Versuchen Bemessungs-ansätze abgeleitet werden?

Der sich aus diesen Fragestellungen ergebende große thematische und damit versuchs-technische Umfang dieser Arbeit impliziert zwei wesentliche Konsequenzen. Erstens sind maßgeblich verkleinerte Probekörper zu verwenden, um eine größere Probekörperanzahl mit den gegebenen Maschinenkapazitäten prüfen zu können. Zweitens ist eine voll-ständige Variation relevanter Einflussgrößen nicht möglich, sodass die Untersuchungen auf wesentliche, insbesondere das Verhalten des Vergussmörtels betreffende Parameter-kombinationen zu beschränken sind. Als maßgebende, in dieser Arbeit näher betrachtete Einflüsse auf das Tragverhalten von Grouted Joints ergeben sich die Druckfestigkeit des Vergussmörtels, die Schubrippenhöhe beziehungsweise das h/s-Verhältnis sowie eine Faserverstärkung des Vergussmörtels. Soweit dies möglich ist, werden weitere Einflussgrößen konstant gehalten. Demzufolge werden die Ergebnisse quantitativ nicht unmittelbar bemessungsrelevant sein, jedoch werden umfangreiche qualitative Hinweise zum Einsatz und zur Bemessung von Grouted Joints bei Verwendung moderner Hochleistungsbetone dargestellt.

Einleitung

6

1.3 Gliederung der Arbeit Um das Ziel einer umfassenden Beschreibung betontechnologischer Einflüsse auf das Tragverhalten von Grouted Joints zu erreichen, werden in Kapitel 2 einige grundlegende Anforderungen an Vergussmörtel für Grouted Joints beschrieben und die besondere Eignung von Hochleistungsbeton herausgestellt. In Kapitel 3 wird aufbauend kurz das Verhalten von Beton unter statischer Beanspruchung und Ermüdungsbeanspruchung dargestellt. Schwerpunkte dieser Betrachtung sind die Besonderheiten von Hochleistungsbeton wie ihre hohe Druckfestigkeit, die resultierende geringe Duktilität und der zumeist erforderliche Fasereinsatz. In Kapitel 3 werden zudem die Grundlagen der Ermüdungsprüfung einführend erläutert und die wesentlichen, das Betonverhalten beeinflussenden Größen ebenso wie Methoden zur Darstellung der Schädigungsentwicklung erläutert. Im folgenden Kapitel 4 wird der Stand der Technik axial beanspruchter Grouted Joints ausführlich dargestellt. Schwerpunkte dieser Darstellung sind die wesentlichen Einfluss-größen, das Tragverhalten und die Versagensentwicklung von Grouted Joints mit und ohne Schubrippen. Weiterhin werden das Ermüdungsverhalten erläutert und die Grund-züge der wichtigsten Regelwerke zur Bemessung von Grouted Joints vorgestellt. Auf Grundlage des Überblicks über den Stand der Erkenntnisse werden in Kapitel 5 die wichtigsten Einflussgrößen eingegrenzt und ein Versuchsprogramm für die statischen Versuche und die Ermüdungsuntersuchungen entwickelt. Die Entwicklung der Probekörper wird zusammen mit ihrer Herstellung und Nachbehandlung sowie den Versuchsdurchführungen in Kapitel 6 thematisiert. Den Schwerpunkt der Darstellung der Versuchsdurchführungen bilden die Randbedingungen und Prüfabläufe der Quasi-Wechselbeanspruchung und der Beanspruchungen während der Erhärtung. In Kapitel 7 werden die Versuchsergebnisse ausführlich, getrennt nach statischer Beanspruchung und Ermüdungsbeanspruchung, dargestellt. Bei der statischen Beanspruchung werden die betontechnologischen Einflüsse auf die Tragfähigkeiten, Verformungen und Steifigkeiten betrachtet. Darüber hinaus werden die Versuchs-ergebnisse vergleichend Literaturwerten gegenübergestellt. Im Falle der Ermüdungs-beanspruchung werden die Schädigungsentwicklung, die Bruchlastwechselzahlen und Resttragfähigkeit der Grouted Joints beschrieben. Die Rissbildung und Versagensentwicklung wird sowohl für statische als auch für Ermüdungsbeanspruchung beschrieben und in je einem Versagensmodell zusammen-gefasst. Im folgenden Kapitel 8 werden die zuvor beschriebenen Untersuchungsergebnisse im Hinblick auf die Einflüsse betontechnologischer Maßnahmen auf das Tragverhalten von Grouted Joints ausgewertet. Im Vordergrund der Betrachtung stehen Hinweise zu Konstruktion, Bemessung, Tragfähigkeitsermittlung und zum Verformungs- und Schwingungsverhalten. Weiterhin werden neue Anwendungsgebiete skizziert, die sich für die Technologie von Grouted Joints mit Hochleistungsbeton ergeben, bevor eine Zusammenfassung und ein Ausblick die Betrachtungen abschließen.

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2 Vergussmörtel für Grouted Joints Die Anforderungen an den Vergussmörtel in Grouted Joints für Offshore-Konstruktionen werden wesentlich von den Einbaubedingungen auf See beeinflusst. Nach Billington und Woodward [Bil80] ist ein vorrangiges Ziel eine hohe Frühfestigkeit des Vergussmörtels von mehr als ca. 14 N/mm² nach 24 Stunden zu erreichen. Diese Forderung resultiert aus den oft engen Zeitfenstern, in denen das Arbeiten auf See möglich ist und aus der unvermeidbaren Beanspruchung der Konstruktionen durch Wellengang, auch während der Erhärtung des Vergussmörtels. Diese hohe Frühfestigkeit muss dabei unter Bedingungen erreicht werden, wie sie in den Tiefen der Nordsee vorherrschen. Der Verguss muss weiterhin im frischen Zustand pumpfähig sein und darf beim Kontakt mit dem Meerwasser nicht entmischen [Bil80a]. Gleichzeitig ist eine ausreichende Dichte und Zähigkeit sicherzustellen, um ein Aufschwimmen zu vermeiden. Damit ergeben sich die zentralen Anforderungen an Vergussmörtel für Grouted Joints:

• hohe Frühfestigkeit

• sehr hohe Druckfestigkeit nach 28 Tagen

• gute Verarbeitbarkeit

• kein Entmischen bei Kontakt mit Wasser Zusammensetzungen für Vergussmörtel, wie sie in der Offshore-Industrie eingesetzt wurden, sind beispielsweise von Billington und Woodward [Bil80a] oder Lamport [Lam88] beschrieben: Um die Druckfestigkeit zu steigern und gleichzeitig eine gute Entmischungsstabilität zu erreichen, sollte der Wasser/Zement-Wert so niedrig wie möglich gewählt werden. Für eine hohe Frühfestigkeit werden zumeist Portlandzemente verwendet. Mit feinen, inerten Füllstoffen können Eigenschaften wie die Dichte oder die Pumpfähigkeit gesteuert werden. Nach Lamport [Lam88] handelt es sich bei Vergussmörteln meist um einfache Slurrys aus Zement, Wasser und Zusatzmitteln, die daher ein sehr geringes Größtkorn besitzen. Beim Verguss von Monopiles oder zur Reparatur und Verstärkung bestehender Offshore-Plattformen sind hingegen Größtkorndurchmesser von bis zu 5 mm dokumentiert [Den06a, Den06b]. Feine Sande werden von Billington und Woodward nicht empfohlen, da die Verringerung des Schwindens und die Kostensenkungen gegenüber einem erhöhten Risiko von Verstopfungen der Schläuche und damit Pumpfehlern nicht ins Gewicht fallen. Lamport stellt demgegenüber die reduzierte Schwindneigung, den Anstieg der Dichte und ein verbessertes Rissverhalten beim Einsatz feiner Sande heraus. Im Hinblick auf die Dichte des Vergussmörtels fordert beispielsweise ConocoPhillips [Con97] eine Dichte der Slurry von 2,0 t/m³ ± 0,02 t/m³. Betonverflüssiger und Fließmittel werden dem Vergussmörtel zugesetzt, um niedrige Wasser-Zementwerte bei gleichzeitig guter Verarbeitbarkeit zu erreichen. Von Billington und Woodward [Bil80, FIZ05] wird auf verzögernde Effekte beim Einsatz hoher Fließmitteldosierungen hingewiesen, die einer hohen Frühfestigkeit entgegenstehen.

Vergussmörtel für Grouted Joints

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Steinkohlenflugaschen oder andere sekundärreaktive und inerte Füller werden nur in seltenen Fällen in Vergussmörteln für Grouted Joints verwendet. Quellzusätze können Vergussmörteln beigemischt werden, um eine Volumenzunahme während der Erhärtung zu bewirken und damit Schwindverformungen entgegenzuwirken. Sie werden nach Billington und Woodward ebenfalls aus Kostengründen nur selten eingesetzt, jedoch von einigen Autoren zur Steigerung der Tragfähigkeit von Grouted Joints empfohlen [Lee06, Car87, Eln87]. Die gängige Praxis, als Zugabewasser chloridhaltiges Meerwasser zu verwenden, wurde vor dem Hintergrund von Korrosion in den Grouted Joints kontrovers diskutiert [DOE82, Bil80a]. Es hat sich jedoch die Meinung durchgesetzt, dass bei Grouted Joints am Meeresboden mit keiner verstärkten Stahlkorrosion zu rechnen ist. Das britische Department of Energy [DOE82] lässt Seewasser für den Vergussmörtel auf Portland-zementbasis zu. Werden allerdings schnell reagierende Zemente mit hohem Aluminat-gehalt eingesetzt, ist Frischwasser zu verwenden. Eine ähnliche Überlegung wurde für Beschleuniger auf der Basis von Calciumchlorid angestellt. Das Department of Energy lässt keine Beschleuniger auf Calciumchloridbasis oder Zusatzmittel mit erheblichem Calciumchloridgehalt zu [DOE82, Bil80a]. Eine ausführliche Zusammenstellung der Einbauverfahren, der Pumptechnologie sowie typischer Schwierigkeiten bei der Ausführung ist beispielsweise Welham et al. [Wel93] zu entnehmen. In den letzten Jahren hat sich für Verstärkungsmaßnahmen stählerner Jacket-Strukturen und den Verguss von Grouted Joints in Monopiles der Einsatz vorkonfektionierter, meist hochfester Vergussmörtel durchgesetzt [Møl04, Den06a, Den06b]. Aufgrund der hohen zu übertragenden Druckspannungen in Grouted Joints unter Biegebeanspruchung, wird der Einsatz von Hochleistungsbetonen mit Druckfestigkeiten über 65 N/mm² empfohlen [DNV04]. Vor diesem Hintergrund etablieren sich Hochleistungsbetone derzeit für den Einsatz in Offshore-Anwendungen. Moderne Hochleistungsbetone weisen durch ihre besondere Zusammensetzung per se viele für Offshore-Anwendungen geforderte Charakteristika auf. Sie sind konzipiert, hohe Druckfestigkeiten zu erreichen. Durch die in der Regel hohen Zementgehalte und eine Optimierung der Feinkornsieblinie kann die Frühfestigkeit beeinflusst und eine ausreichende Verarbeitbarkeit erreicht werden. Die Sedimentationsstabilität ist gegeben, da Hochleistungsbetone durch große Feinkorn- und Zusatzmittelgehalte bei niedrigem Wassergehalt in der Regel eine hohe Zähigkeit aufweisen. Im Hinblick auf die Zähigkeit ist eine Optimierung hinsichtlich einer ausreichenden Sedimentations- und Entmischungsstabilität und einer ausreichenden Pumpbarkeit erforderlich. Durch die Zusammensetzung und das Vorhandensein von Gesteinskörnung werden Dichten über 2,3 t/m³ zielsicher erreicht. Bei der Optimierung der Eigenschaften von Hochleistungsbeton für Grouted Joints steht die Abstimmung zwischen erreichbarer Druckfestigkeit und Verarbeitbarkeit im Vordergrund. In diesem Zusammenhang kann auf Erfahrungen aus der Technologie der Selbstverdichtenden Betone hinsichtlich der Abstimmung der rheologischen Eigenschaften zurückgegriffen werden [u. a. Oka95, Fer00, Lar99].


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Hinzu kommen weitere betontechnologische Möglichkeiten wie die Faserverstärkung. Mit dem Einsatz von Fasern können die Duktilität und das Rissverhalten der Hochleistungsbetone gezielt beeinflusst werden. Nachteilig ist eine mögliche Beeinträchtigung der Verarbeitbarkeit. Da die Verarbeitbarkeit aber zum Beispiel über den Leimgehalt und die Fließmittel- und Wasserzugabe beeinflussbar ist, liegt das Hauptaugenmerk dieser Arbeit auf den Auswirkungen der Hochleistungsbetone auf das Tragverhalten der Grouted Joints. Um später die Tragmechanismen von Hochleistungsbetonen in Grouted Joints beurteilen zu können, werden zunächst kurz die Grundlagen ihres Tragverhaltens beschrieben. Besonders betrachtet werden dabei hochfeste und faserverstärkte Betone. Die in dieser Arbeit eingesetzten Vergussmörtel und Vergussbetone weisen ein Größtkorn zwischen 1,2 mm und 5,0 mm auf. Gemäß der Richtlinie für Vergussmörtel und Vergussbeton des Deutschen Ausschuss für Stahlbeton [N6] werden Zusammensetzungen mit einem Größtkorn ≤ 4 mm als Vergussmörtel bezeichnet. Liegt das Größtkorn über 4 mm wird von Vergussbeton gesprochen. Im Sinne einer einheitlichen Terminologie werden alle hier eingesetzten Vergussmörtel und Vergussbetone zusammenfassend als Vergussmörtel bezeichnet.


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3 Verhalten von Beton unter statischer Beanspruchung und Ermüdungsbeanspruchung

In diesem Kapitel werden ausgewählte Aspekte des mechanischen Verhaltens von Beton beschrieben. Zunächst werden einige grundlegende Charakteristika des Betonverhaltens unter statischer Beanspruchung in Form des Spannungs-Verformungsverhaltens und der Rissbildung genannt, bevor die Auswirkungen von Faserverstärkungen und mehraxialen Druckbeanspruchungen erläutert werden. Anschließend wird das Verhalten von Beton unter Ermüdungsbeanspruchung dargestellt. Diese ausführlichere Beschreibung beginnt mit einer kurzen Einführung in die Ermüdungsprüfung mit besonderer Berücksichtigung des Betonverhaltens. Abschließend werden übliche Methoden zur Beschreibung der Schädigungsentwicklung von Beton vorgestellt.

3.1 Verhalten von Beton unter statischer Beanspruchung 3.1.1 Spannungs-Dehnungs-Beziehung und Rissbildung Die hohe Druckfestigkeit des Betons ist die in der Praxis wichtigste Materialeigenschaft, während die Zugfestigkeit gering ist. Beispielsweise beschreiben Grübl et al. [Grü01], dass bei Normalbeton die Druckfestigkeit etwa das 10-fache der Zugfestigkeit beträgt, während nach König [Kön01] bei Hochfestem Beton Verhältnisse bis zum 20-fachen erreicht werden. Ähnliche Verhältnisse ergeben sich für die Dehnungen bei Erreichen der Festigkeit. Während die Zugbruchdehnung etwa 0,2 ‰ bis 0,4 ‰ beträgt, sind die Druckbruchdehnungen mit etwa 2,0 ‰ bis 3,0 ‰ ebenfalls etwa um das 10-fache größer. Die sehr geringen Zugfestigkeiten und Zugbruchdehnungen machen verständlich, warum Lusche [Lus72] auch das Versagen des Betons unter Druckbeanspruchung auf eine Mikrorissbildung durch Querzugspannungen zurückführt. Zentrische Zugbeanspruchung Die in Abbildung 3.1 dargestellte Zugspannungs-Dehnungslinie gibt einen Überblick über die im Beton ablaufenden Rissprozesse während zentrischer Zugbeanspruchung. Charakteristisch ist der steile Abfall nach Erreichen der Zugfestigkeit, der die geringe Duktilität des Betons unter Zugbeanspruchung zeigt. Mit Duktilität wird allgemein das Tragverhalten des Betons nach dem Erreichen der Festigkeit bezeichnet. Je größer die im abfallenden Ast aufnehmbaren Kräfte sind, desto größer ist die Duktilität bzw. das Arbeitsvermögen. Eine hohe Duktilität wird demzufolge durch einen langsam abfallenden Ast beschrieben. Zur Quantifizierung der Duktilität stehen diverse Parameter zur Verfügung. Die bekanntesten sind die Bruchenergie und die charakteristische Länge [Hil75]. In dieser Arbeit wird die Duktilität in Anlehnung an die Bruchenergie phänomenologisch als plastische Formänderungsenergie nach Erreichen der maximal aufnehmbaren Kraft verwendet.

Tragverhalten von Beton

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Schorn [Sch93] unterteilt die Zugspannungs-Dehnungslinie im Hinblick auf die Mikrorissbildung in vier Bereiche. Bereich 1 ist durch lastunabhängige, ungerichtete und stochastisch verteilte Mikrorisse charakterisiert, die auf thermische oder hygrische Vorgänge im Zementstein während oder nach der Hydratation zurückgeführt werden [Kel91]. In Bereich 2 setzt eine senkrecht zur Belastungsrichtung orientierte Mikrorissbildung ein. Kurz vor Erreichen der Zugfestigkeit beginnen die Mikrorisse in Bereich 3 zu akkumulieren, dieser Abschnitt kann bereits bei ca. 65 % der Zugfestigkeit beginnen. Die Rissakkumulation im schwächsten Querschnitt führt zu einer Lokalisierung der Schädigung und damit zur Bildung eines Makrorisses im schwächsten Querschnitt. [Baž83, Mie97, Mec00]. Im Bereich 4 beginnt die Öffnung eines einzelnen Makrorisses, sobald keine Last mehr zwischen den Rissufern übertragen wird.

Abbildung 3.1: Zugspannungs-Dehnungslinie von Normalbeton unter zentrischer Zugbean-spruchung [Sch93]

Steigt die Betondruckfestigkeit, nehmen duktilitätssteigernde Effekte wie die Rissverzahnung durch die Oberflächenrauigkeit und die rissüberbrückende Wirkung der Gesteinskörnung ab, weil die Gesteinskörnung zunehmend von den Rissen durchtrennt wird. Gleichzeitig nimmt bei einer geringen Rauigkeit die im Riss übertragbare Schubspannung ab. Phänomenologisch vergleichbare Unterteilungen der Zugspannungs-Dehnungslinie können z. B. Duda [Dud91], van Mier [Mie97] oder Mecht-cherine [Mec00] entnommen werden.

Zent

risch

e Zu

gspa

nnun

g [N

/mm

²]

Dehnung [‰]

1

2

3

4

11

22

33

44

0,0 0,5 1,0 1,5 2,52,0 3,00,0 0,5 1,0 1,5 2,52,0 3,00,0

0,5

1,0

1,5

2,5

2,0

3,0

0,0

0,5

1,0

1,5

2,5

2,0

3,0


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Zentrische Druckbeanspruchung Abbildung 3.2 zeigt typische Spannungs-Verformungslinien von Betonen mit zunehmender Druckfestigkeit. Neben der steigenden Druckfestigkeit ist ein steiler werdender Abfall der Kurve nach Erreichen der Druckfestigkeit zu erkennen. Dies zeigt auch für Druckbeanspruchung eine mit steigender Druckfestigkeit einhergehende Abnahme der Duktilität des Betons. Bei Betonen mit sehr hoher Festigkeit kann dies zu schlagartigem Versagen der Proben führen. Darüber hinaus ist bei hohen Druckfestigkeiten ein ausgeprägterer linear-elastischer Bereich der Spannungs-Verformungslinie zu erkennen. Damit treten inelastische Verformungsanteile, die auf eine verstärkte Mikrorissbildung zurückzuführen sind, erst bei größeren Druckspannungen bezogen auf die Festigkeit auf.

Abbildung 3.2: Druckspannungs-Verformungslinien von Beton in Abhängigkeit von der Betondruckfestigkeit [Kön01]

Für die Verwendung von Beton ist eine geringe Duktilität problematisch, weil das Versagen weitgehend ohne Vorankündigung eintritt. Aus diesem Grund wurden Anstrengungen unternommen, um die Duktilität vor allem Hochfester Betone zu steigern. Als effektive Maßnahmen haben sich Fasern, insbesondere Stahlfasern erwiesen [Kön01].

3.1.2 Einflüsse einer Faserverstärkung Wie beschrieben, besitzt die Rissbildung im Beton eine zentrale Bedeutung für das Versagen des Betons unter Zug- und Druckbeanspruchung. Die geringe Duktilität zusammen mit der geringen Zugfestigkeit und -bruchdehnung wurde zum Anlass genommen, das Arbeitsvermögen des Betons durch Faserverstärkung gezielt zu steigern.


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Grundsätzlich stehen in der Betontechnologie unterschiedliche Fasertypen zur Verfügung. Die bekanntesten sind Stahlfasern, Kunststofffasern und Alkali-resistente Glasfasern (AR-Glasfasern). Sie unterscheiden sich durch ihre geometrischen und materialtechnologischen Eigenschaften wie Durchmesser, Länge, Form, Zugfestigkeit, Elastizitätsmodul oder Wasserrückhaltevermögen. Alkaliresistente Glasfasern und Kunststofffasern werden im Normalbeton üblicherweise in geringen Dosierungen und vornehmlich zur Verringerung der Schwindrissbildung und Rissneigung eingesetzt. Ihr Einfluss auf die Festigkeit und das Nachbruchverhalten unter Zugbeanspruchung ist von untergeordneter Bedeutung [Fri98, Fri00, Loh04]. Durch den Einsatz von Stahlfasern in Beton können technisch nutzbare Zugfestigkeiten und höhere übertragbare Schubspannungen erreicht werden [DBV01, N4]. Bei Stahlfasern sind bei angemessener Verarbeitbarkeit Dosierungen von 1 Vol.-% bis 2 Vol.-% entsprechend 78 kg/m³ bis 156 kg/m³ möglich. Für Ultra-Hochleistungsbetone sind Stahlfasergehalte bis 5 Vol.-% dokumentiert [Mar03]. Übliche Stahlfasergehalte liegen für Ultra-Hochleistungsbetone zwischen 1,5 Vol.-% und 2,5 Vol.-%. Stahlfasern werden im Wesentlichen zur Rissverteilung und zur Erhöhung der Duktilität eingesetzt. Aus diesem Grund werden im Folgenden ausschließlich Stahlfasern betrachtet. Für ausführliche Informationen zum Tragverhalten von Fasern, den wesentlichen Einfluss-größen und der Wirkungsweise verschiedener Fasertypen wird an dieser Stelle auf die umfangreiche Literatur verwiesen [z.B.: Wal06, Kön01, Kön02, Grü01, Bra03, Mar03, Fri98, Fri00]. Die rissüberbrückende Wirkung der Stahlfasern steigert außerdem die im Beton übertragbaren Schubspannungen, sodass mit Stahlfaserzusätzen auch die Schubtragfähigkeit erhöht wird. Faserwirkung unter Biegezugbeanspruchung In den folgenden Abbildungen wird die faserbedingte Beeinflussung des Tragverhaltens von Beton unter Zug- und Druckbeanspruchung dargestellt. Bezogen auf den Fasergehalt werden nach Abbildung 3.3 vier charakteristische Biegezugspannungs-Verformungslinien unterschieden. Die Last-Durchbiegungskurve wird im Wesentlichen durch die Erstrisslast und den Verlauf nach dem Erreichen der Erstrisslast [FVF94, Mol05] charakterisiert. Neben der Biegezugfestigkeit wird der Beginn der Mikrorissakkumulation (Beginn Bereich 3 Abbildung 3.1) und das damit verbundene Abweichen der Spannungs-Verformungskurve vom linear-elastischen Verhalten als Erstrisslast angenommen [Kop98, Mid95, N7]. Wie in Abbildung 3.3 ersichtlich, ist das Verhalten eines faserfreien Betons durch einen steil abfallenden Ast nach Erreichen der Festigkeit geprägt. Werden geringe Mengen Fasern zugegeben, wird zumeist ein duktileres Verhalten in Form eines geringeren Gradienten des abfallenden Astes beobachtet. Solange Erstrisslast und Festigkeit nahezu identisch sind und keine Steigerung der aufnehmbaren Last nach Erreichen der Erstrisslast möglich ist, wird von unterkritischen Fasergehalten gesprochen.


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Abbildung 3.3: Last-Verformungskurven von Faserverbundwerkstoffen im 4-Punkt-Biegezug-versuch in Abhängigkeit vom Fasergehalt nach [Sch04a]

Ist der Fasergehalt größer als der kritische Fasergehalt, kann die von der Probe aufnehmbare Last deutlich über die Erstrisslast hinaus gesteigert werden. Charakteristisch für überkritisch faserverstärkte Betone ist, dass die zur Festigkeit gehörige Verformung ein Mehrfaches der Verformung bei Erreichen der Erstrisslast beträgt.

Abbildung 3.4: Wirkung von Fasercocktails aus Kurzfasern und langen Stahlfasern in auf Zug beanspruchtem Beton a) im Bereich der Mikrorissbildung b) bei Makrorissöffnung [Mar03]

Ebenfalls sehr gute Ergebnisse im Sinne eines überkritischen Tragverhaltens können mit Fasercocktails erreicht werden. Bei Fasercocktails wird dem Beton eine Mischung aus kurzen dünnen und langen dickeren Fasern zugegeben. Wie in Abbildung 3.4 von Markovic [Mar03] beschrieben, vermögen Kurzfasern im Wesentlichen Mikrorisse zu überbrücken. Gleichzeitig werden an den Kurzfasern Mikrorisse initiiert, die bei Hochleistungsbeton erst eine effektive Aktivierung der langen Stahlfasern ermöglichen. Mit beginnendem Auszug der Kurzfasern steigen die Rissbreiten der Mikrorisse an und

Las

t

Durchbiegung

faserfrei

unterkritischer Fasergehalt

kritischer Fasergehalt

überkritischerFasergehalt

P/2 P/2

Erstrisslast

Kurze Fasern Lange Fasern MikrorissKurze Fasern Lange Fasern Mikroriss

Makroriss

ausgezogene kurze Faser

lange Fasern überbrücken den Makroriss

Makroriss



Makroriss



a) b)


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die Tragwirkung der längeren Stahlfasern wird sukzessive aktiviert. Aus dieser Beschrei-bung wird ersichtlich, dass eine ausreichende Mikrorissbildung vorhanden sein muss, um die Tragwirkung der Fasern aktivieren zu können. Die quantitative Beschreibung der Duktilität bzw. des Nachbruchverhaltens ist in der vorliegenden Arbeit von unter-geordneter Bedeutung, weshalb auf die umfangreiche Literatur verwiesen wird. Das Nachbruchverhalten faserfreien Betons wird zum Beispiel in numerischen Berechnungen eingesetzt, um das Entfestigungsverhalten des Betons beschreiben zu können. Bei der Betrachtung faserverstärkter Betone steht oft der Vergleich der Leistungsfähigkeit verschiedener Fasern bzw. die Ermittlung bemessungsrelevanter Größen im Vordergrund der Betrachtung [Hil76, Mie97, Jan97, Wit83, Baž83, Pet81, Kop98, Bud85, Mid95, DBV01, N4, Fal99, Fal02, N7, Jan97].

Faserwirkung unter Druckbeanspruchung Aufgrund der mit steigender Betondruckfestigkeit abnehmenden Duktilität ist der Einsatz von Fasern in druckbeanspruchten Hochleistungsbetonen nahezu obligatorisch, solange keine konstruktiven Maßnahmen zur Sicherstellung der Duktilität wie beispielsweise umschnürende Stahlbauteile oder eine ringförmige Bewehrung vorgesehen werden. Eine signifikante Erhöhung der einaxialen Druckfestigkeit oder des Elastizitätsmoduls durch eine Faserverstärkung werden in der Literatur nicht beschrieben [z. B. Kön01]. Hinsichtlich der Faserwirksamkeit bestehen deutliche Unterschiede zwischen Zugbean-spruchung und Druckbeanspruchung. Abbildung 3.5 zeigt, dass auch durch den Einsatz hoher Stahlfasergehalte die Steifigkeit und Festigkeit des Betons nur unwesentlich beeinflusst werden. Auch die Duktilität wird nicht in gleichem Maße gesteigert, wie bei der Biegezugbeanspruchung beschrieben.

Abbildung 3.5: Druckspannungs-Dehnungslinien von Betonen mit unterschiedlichem Stahlfasergehalt unter zentrischer Druckbeanspruchung [Wal06]


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Nach König [Kön01] und Kützing [Küt00] tritt bei ausschließlicher Verwendung auch hoher Stahlfasergehalte in Hochfesten Betonen ein schlagartiges Versagen im Ent-festigungsbereich ein, weil die in der vergleichsweise homogenen Matrix des Hoch-leistungsbetons gespeicherte Energie innerhalb sehr kurzer Zeit freigesetzt wird. Wegen des nahezu linear-elastischen Verhaltens bis zum Erreichen der Festigkeit ist eine ausreichende Mikrorissbildung zur Aktivierung der Stahlfasern selten vorhanden. Durch den Einsatz von Fasercocktails kann vor Erreichen der Druckfestigkeit gezielt eine Mikrorissbildung induziert werden, die die Faserwirkung erhöht.

3.1.3 Mehraxiale Druckbeanspruchung Generell gilt, dass mehraxiale Druckbeanspruchungen von Beton seine Druckfestigkeit und die Duktilität erhöhen. Abbildung 3.6 zeigt eine Grafik von Xie et al. [Xie95, Cur02], in der deutlich die geringe Duktilität eines Hochfesten Betons ohne Radialspannung ähnlich wie in Abbildung 3.2 zu erkennen ist. Mit steigender Radialspannung (gleichbedeutend mit einer steigenden Umschnürungswirkung) steigen die Duktilität, die Druckfestigkeit und die Stauchung bei Erreichen der Druckfestigkeit. Bemerkenswert ist weiterhin, dass sich bereits kleine Radialspannungen effektiv auf das Tragverhalten der Hochleistungsbetone auswirken.

Abbildung 3.6: Längsstauchungen an einem hochfesten Beton (fck = 92,2 N/mm²) mit unterschiedlichen umschnürenden Radialspannungen [Cur02]

Die Steigerungen der Tragfähigkeit unter mehraxialer Beanspruchung sind damit von der Größe der Radialspannung im rotationssymmetrischen Fall bzw. den Querdruck-spannungen σ2 und σ3 bei Würfeln abhängig. Weiterhin wurde dokumentiert, dass die Steigerung der zweiaxialen Druckfestigkeit mit steigender einaxialer Druckfestigkeit sinkt, d.h. bei Hochfesten Betonen werden geringere Druckfestigkeitssteigerungen ermittelt als bei Betonen geringerer Festigkeit.

Radialspannung

44,5 N/mm²

26,3 N/mm²

12,8 N/mm²

3,8 N/mm²0 N/mm²

σ1 [N/mm²]

ε1 [‰]-5 0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50

350

300

250

200

150

100

50


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In zweiaxialen Versuchen an Würfeln wurde von Curbach ein maximaler Festigkeits-anstieg bei einem C55 und einem Querdruck von 60 % des Längsdrucks auf das 1,4-fache ermittelt, bei einem C70 wird nur noch das 1,33-fache erreicht. Für einen C90 wurde die maximale Festigkeitssteigerung bereits bei einem Querdruck von 40 % des Längsdrucks gemessen. Bei einem Beton mit einer Festigkeit von 170 N/mm² wurde bei einer Querdruckspannung von ca. 50% der Längsdruckspannung das 1,23-fache der einaxialen Druckfestigkeit ermittelt. Bei dreiaxialer Beanspruchung an Würfeln sind die Festigkeitssteigerungen ausgeprägter. Curbach gibt für die genannten Betone C55, C70 und C90 Tragfähigkeitserhöhungen auf das 3,6-, 3,1- bzw. 2,8-fache der einaxialen Druckfestigkeit an. Hierbei sind die Querdruckspannungen mit 10 % und 60 % der Längsdruckspannung angesetzt worden. Für dreiaxiale Beanspruchungen an Ultra-Hochfesten Betonzylindern mit radialer Beanspruchung wird von Grünberg, Lohaus et al. [Grü07] das 1,5-fache der statischen einaxialen Festigkeit angegeben, wenn die umschnürende Beanspruchung etwa 20 % der Längsdruckspannung beträgt. Ergebnisse von Curbach et al. [Cur02], Su et al. [Su88] und Yin et al. [Yin95] zeigen für Hochfesten und normalfesten Beton, dass eine Faserverstärkung unter zweiaxialer Druck-beanspruchung zu höheren Druckfestigkeiten führt. Die Tragfähigkeitssteigerungen sinken allerdings mit steigender einaxialer Betondruckfestigkeit (vgl. Abbildung 3.7, Tabelle 3.1).

Tabelle 3.1: Übersicht über die zweiaxialen Versuche von Su et al. [Su88] und Yin et al. [Yin95] an faserverstärktem Beton (Stahlfasergehalt 1 Vol.-%)

Bezogene zweiaxiale Druckfestigkeit σ2 / σ1

ohne Fasern mit Fasern

0 1,17 1,13

0,2 1,47 1,70

0,5 1,45 1,64

1,0 1,43 1,53

In Abbildung 3.7 ist exemplarisch der Einfluss einer Faserverstärkung auf die Druckfestigkeit eines Hochfesten Betons unter dreiaxialer Beanspruchung dargestellt. Im linken Teil der Abbildung zeigt sich, dass in Abhängigkeit vom Querdruck absolut betrachtet geringfügig höhere Spannungen aufgenommen werden können. Dies gilt vor allem für geringe Querdrücke. Wird hingegen eine auf die einaxiale Druckfestigkeit normierte Darstellung wie im rechten Teil der Abbildung 3.7 verwendet, zeigen alle von Curbach et al. [Cur02] untersuchten faserverstärkten Betone einen geringeren Anstieg der mehraxialen Druckfestigkeit als faserfreie Betone. Zum Teil ist dieser Effekt auf die leicht erhöhten einaxialen Druckfestigkeiten der faserverstärkten Betone zurückzuführen. Zudem sinkt der Einfluss der Fasern mit höheren Betonfestigkeiten. Bei einem Beton C90


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wurden von Curbach et al. nur noch geringe Unterschiede zwischen faserverstärktem und faserfreiem Beton festgestellt. Diese Tendenz setzt sich nach Speck [Spe07] für kurzfaserverstärkte Ultra-Hochleistungsbetone fort, bei denen der Unterschied zwischen faserfreien und faserverstärkten Betonen gering zu sein scheint.

Abbildung 3.7: Dreiaxiale Druckfestigkeiten eines Hochleistungsbetons mit einer Druckfestigkeit von ~70 N/mm² ohne Fasern und 85 N/mm² mit einem Fasercocktail (1 Vol.-% Stahlfasern, 1,5 kg/m³ Polypropylenfasern) σ3 / σ1 = 0,05 [Cur02]

3.2 Verhalten von Beton unter Druckschwellbeanspruchung 3.2.1 Grundlagen der Ermüdung Die Ermüdungsfestigkeit wird häufig als Oberbegriff der Schwingfestigkeit und der Betriebsfestigkeit verwendet. Unter Schwingfestigkeit werden nach Radaj [Rad03] periodische Belastungen, insbesondere sinusförmige Beanspruchungsverläufe in Laborprüfungen verstanden. Im Gegensatz dazu bezeichnet die Betriebsfestigkeit zumeist regellose, aperiodische Beanspruchungen wie sie für reale Bauteile oder Bauwerke charakteristisch sind. Die wichtigsten Begriffe und Bezeichnungen für Ermüdungs-festigkeitsprüfungen sind in DIN 50100 [N1] genormt. Nach Radaj [Rad03] entspricht diese 1978 herausgegebene Vorschrift jedoch nur noch bedingt dem Stand der Forschung und Praxis. Dies gilt umso mehr für den Beton- und Stahlbetonbau, da sie im Wesentlichen für die Ermittlung und Beschreibung der Ermüdungsfestigkeit von Metallen entwickelt wurde. In der Laborpraxis ist der Einstufen-Schwingversuch mit sinus-förmigem Beanspruchungsverlauf der am häufigsten eingesetzte Versuch. Die grundlegenden Kennwerte zur Beschreibung eines Einstufen-Schwingversuchs nach Abbildung 3.8 sind die Oberspannung σo als größte auftretende Spannung bzw. die Unter-spannung σu als kleinste auftretende Spannung. Analog dazu können auch die Spannungs-


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amplitude σa und die Mittelspannung σm zur Charakterisierung verwendet werden. Die Amplitude wird auch als Spannungsausschlag bezeichnet und beschreibt die Differenz zwischen der Ober- bzw. Unterspannung und der Mittelspannung. Dementsprechend ergibt sich zwischen Oberspannung und Unterspannung die doppelte Amplitude, die als Doppelspannungsamplitude 2σa oder auch Spannungsschwingweite Δσ bezeichnet wird. Das Spannungsverhältnis R bezeichnet den Quotienten aus Unterspannung und Ober-spannung.

Abbildung 3.8: Beanspruchungskennwerte im Einstufen-Schwingversuch in Anlehnung an [N1, Rad03]

Zwischen den einzelnen Beanspruchungskennwerten ergeben sich nachfolgende Zusammenhänge:

Spannungsamplitude: ( )uoa 21

σ−σ⋅=σ Gleichung 3.1

Mittelspannung: ( )uom 21

σ+σ⋅=σ Gleichung 3.2

Oberspannung: amo σσσ += Gleichung 3.3

Unterspannung: amu σσσ −= Gleichung 3.4

Spannungsschwingweite: auou 2 σ⋅=σ−σ=σΔ Gleichung 3.5

Spannungsverhältnis: o

uRσσ

±±

= Gleichung 3.6

(-) für Druckbeanspruchung; (+) für Zugbeanspruchung


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Mit Hilfe dieser Beanspruchungskennwerte werden bei Ermüdungsversuchen drei Beanspruchungsbereiche unterschieden. Gemäß Abbildung 3.9 sind dies Druckschwell-beanspruchung, Wechselbeanspruchung und Zugschwellbeanspruchung. Schwellbean-spruchungen sind durch ein positives Spannungsverhältnis gekennzeichnet, da Ober- und Unterspannung das gleiche Vorzeichen aufweisen, während Wechselbeanspruchungen durch ein negatives Spannungsverhältnis charakterisiert sind. Die Grenze zwischen Schwell- und Wechselbeanspruchung ist erreicht, wenn die Ober- oder Unterspannung den Wert „0“ aufweist.

Abbildung 3.9: Unterscheidung der Beanspruchungsbereiche im Einstufen-Wöhlerversuch anhand des Spannungsverhältnisses vereinfacht nach [N1]

Bei Wöhlerversuchen handelt es sich um kraft- bzw. spannungsgesteuerte Einstufenversuche mit zumeist sinusförmiger Beanspruchung. Ober- und Unterspannung sind für einen Probekörper unveränderlich. Die zyklische Beanspruchung erfolgt bis zum Bruch der Probe bzw. bis zum Erreichen einer festgelegten Lastwechselzahl, ab der der Probekörper als Durchläufer gilt. Das Durchläuferniveau wird in der Regel bei 2·106 bis 5·106 Lastwechseln definiert. Um eine statistische Auswertung der zumeist stark streuenden Ergebnisse von Wöhler-versuchen zu ermöglichen, werden in der Regel drei bis vier Oberspannungsniveaus festgelegt, auf denen mehrere Probekörper geprüft werden. Hinsichtlich der notwendigen Probenanzahl für eine statistisch abgesicherte Wöhlerlinie für Beton sind keine verbindlichen Angaben dokumentiert. Generell gilt, dass mit größeren Probekörper-anzahlen zuverlässigere Ergebnisse erzielt werden. Statistisch betrachtet, stellt die Wöhlerlinie eine Regressionsgerade mit einer Überlebenswahrscheinlichkeit von pÜ = 50 % dar. Um eine zuverlässige Bemessung zu gewährleisten, müssen die Wöhler-linien auch für andere Überlebenswahrscheinlichkeiten angeben werden können. Hierzu ist zunächst eine Häufigkeitsverteilung der Einzelproben auf einem Lastniveau

Zeit t

Spa

nnun

g σ

R > 0 R < 0 R > 0

Druckschwell-beanspruchung

Wechsel-beanspruchung

Zugschwell-beanspruchung


22

anzunehmen. Aufbauend auf Untersuchungen von Weigler und Freitag [Wei75] verwendet Klausen [Kla78] für Normalbeton die logarithmische Normalverteilung. Bei der Durchführung von Wöhlerversuchen an Beton wird zumeist die Unterspannung konstant gehalten, während die Oberspannung variiert wird. In vielen amerikanischen Veröffentlichungen wird analog das Spannungsverhältnis als variable Größe der Versuche betrachtet [z. B. Hsu81]. In Einstufen-Wöhlerversuchen an Beton wird der Zusammen-hang zwischen der Größe der dynamischen Beanspruchung, meist ausgedrückt durch die Spannungsschwingweite und der zugehörigen Bruchlastwechselzahl im logarithmischen Maßstab hergestellt. Um Betone unterschiedlicher Druckfestigkeit vergleichen zu können, wird die Spannungsschwingweite oft mit der statischen Druckfestigkeit normiert. Abbildung 3.10 zeigt die Unterteilung einer Wöhlerkurve in die drei Bereiche Kurzzeit-festigkeit, Zeitfestigkeit und Dauerfestigkeit. Für Betone wird der Übergang von der Kurzzeitfestigkeit in den Zeitfestigkeitsbereich zumeist mit 1.000 Lastwechseln angegeben [z. B. Hsu81]. Für Beton wird in der Regel eine einfach logarithmische Darstellung verwendet, während im Stahlbau eine doppelt-logarithmische Darstellung üblich ist. In beiden Fällen ergibt sich im Zeitfestigkeitsbereich eine lineare Abhängigkeit der Bruchlastwechselzahl von der Beanspruchung. Der Übergang von der Zeitfestigkeit in die Dauerfestigkeit wird im Stahlbau bei 5·106 Lastwechseln angenommen. Hierbei sind allerdings noch Abhängigkeiten vom Lastkollektiv und dem Kerbfall zu beachten. Für Beton konnte eine Dauerfestigkeit experimentell noch nicht nachgewiesen werden [z. B. Kla78].

Abbildung 3.10: Einteilung von Wöhlerlinien in verschiedene Festigkeitsbereiche in Anlehnung an [Rad03]

Bei Betonbauwerken wird der Kurzzeitfestigkeitsbereich auch als niederzyklische Beanspruchung bezeichnet, während der Zeitfestigkeitsbereich und die Dauerfestigkeit unter hochzyklischer und superhochzyklischer Beanspruchung zusammengefasst werden (Abbildung 3.11).

Kurzzeitfestigkeit(niederzyklisch)

Zeitfestigkeit(hochzyklisch)

Dauerfestigkeit(superhochzyklisch)

~ 75 - 80 %

~ 45 - 50 %

Wöhlerlinie

Beanspruchung


23

Abbildung 3.11: Bereiche der Ermüdungsfestigkeit von Beton nach [Hsu81]

Die Grenze zwischen nieder- und hochzyklischer Beanspruchung wird zumeist mit 1·103 Lastwechseln seltener mit 1·104 Lastwechseln angegeben. Sie leitet sich weniger aus dem Materialverhalten des Betons ab, als vielmehr aus charakteristischen Beanspruchungen. Der niederzyklische Bereich wird häufig mit Erdbebenbeanspruchung assoziiert, während hochzyklische Beanspruchungen Rollbahnen für den Flugverkehr oder Brückenelementen zugeschrieben werden. In der Prüfpraxis werden niederzyklische Versuche häufig verformungsgesteuert durchgeführt, während hochzyklische Wöhlerversuche spannungs-basiert geregelt werden [Pfa02]. Der Begriff der superhochzyklischen Beanspruchung ist im europäischen Raum eher unüblich und wird von Hsu [Hsu81] für Bauteile und Bauwerke des öffentlichen Personennahverkehrs in Millionenmetropolen sowie wind- und wellenbelastete Offshore-Konstruktionen geprägt. Neben der Möglichkeit, Ermüdungsuntersuchungen in Form von Wöhlerlinien darzustellen, existieren weitere Darstellungsmöglichkeiten wie das Smith- oder Goodman-Diagramm, die beispielsweise in DIN 50100 [N1] oder von Radaj [Rad03] dargestellt sind.

Ermüdung

niederzyklisch hochzyklisch Superhoch-zyklisch

Bauwerke unter Erdbeben Beanspruchung

Rollbahnen und Brücken auf Flugfeldern

Autobahn- und Bahnbrücken,

Betonschwellen

Bau

teile

in d

er P

erso

nen-

mas

senb

eför

deru

ng

Off

shor

e-B

auw

erke

101 102 103 104 105 106 107 108

Lastwechselzahl


24

3.2.2 Einflüsse auf das Ermüdungsverhalten 3.2.2.1 Beanspruchung - Wöhlerlinien „Fatigue of concrete is a process of progressive changes in the material which may result in microcrack initiation and propagation until governing macrocracks are formed being responsible for the remaining fatigue life because of stress concentrations and reduction of cross-section.” [Cor86] Auf diese Weise charakterisiert Cornelissen allgemein das Ermüdungsverhalten von Beton auf Basis der Mikrorissentwicklung. Er verweist auf den kontinuierlich fort-schreitenden Charakter des Ermüdungsversagens, den Einfluss der Mikrorissbildung und Mikrorissentwicklung, die entscheidend die Restlebensdauer bestimmen. Die wesentlichen, das Ermüdungsverhalten von Beton beeinflussenden Größen werden von Hohberg [Hoh04] in feste und variable Einflüsse unterteilt. Unter variable Einflüsse fallen nach dieser Definition

• die Beanspruchungsart (Druck-, Zug-, ein- oder mehraxiale Beanspruchung)

• die Beanspruchungshöhe (Ober- und Unterlast)

• die Umweltbedingungen (Feuchte oder Prüfung unter Wasser) sowie

• die Belastungsfrequenz unter festen Einflüssen werden zusammengefasst:

• die Betonzusammensetzung

• mechanische Kennwerte wie Festigkeit und Elastizitätsmodul und

• die Belastungsgeschichte. Eine sehr ähnliche Einteilung wird von König und Danielewicz [Kön94] angegeben. Allerdings werden die festen Einflüsse als nicht ausschlaggebend für das Ermüdungs-verhalten beschrieben. Eine weitere in Bezug auf die Beanspruchung genannte Unter-teilung sind die bereits in Abschnitt 3.2.1 angesprochenen Bereiche der nieder- und hochzyklischen Beanspruchungen. Eine umfassende Zusammenstellung der Erkenntnisse zum Ermüdungsverhalten von Beton und Betonkonstruktionen bietet der Sachstandbericht des Comité Euro-International du Béton aus dem Jahre 1988 [CEB88]. Einige in dieser Arbeit wesentliche Einflüsse werden in den folgenden Abschnitten näher betrachtet. In einer Vielzahl von Ermüdungsversuchen wurde gezeigt, dass Beton unter Druckschwellbeanspruchung, verglichen mit anderen Beanspruchungen, die höchsten Ermüdungslasten erträgt [z. B. CEB88, Kla78, Wei85]. Unter einaxialer Zugbeanspruchung werden deutlich geringere Lastwechselzahlen erreicht [Cor84a], während Beton unter Wechselbean-spruchung das mit Abstand sensibelste Verhalten zeigt [Cor84b]. Aufgrund der großen Druckfestigkeit besitzt das Ermüdungsverhalten von Beton unter Druckschwellbeanspruchung die größte Bedeutung für die Praxis. Hinzu kommt, dass die Konstruktion von Grouted Joints zu ausschließlicher Druckbeanspruchung im Vergussmörtel führt, auch wenn die Verbindung Zugbeanspruchungen ausgesetzt ist (vgl. Abschnitt 6.3.3). Die in der Literatur häufig zitierten Druckschwellversuche von


25

Klausen [Kla78] sind in Abbildung 3.12 dargestellt. In dieser Grafik sind die wesentlichen lastbedingten Einflüsse auf das Ermüdungsverhalten von Beton zu erkennen:

• Die Ermüdungsfestigkeit ist kleiner als die statische Festigkeit des Betons.

• Eine hohe Oberspannung bzw. eine hohe Spannungsschwingweite führt zu einer geringen Bruchlastwechselzahl.

• Bei einem sinkenden Spannungsverhältnis ergeben sich sinkende Bruchlastwechselzahlen.

Abbildung 3.12: Wöhlerlinien für Beton unter einaxialer Druckschwellbeanspruchung für verschiedene Unterspannungen [Kla78]

Die bislang gängige Form der Darstellung experimentell ermittelter Wöhlerlinien sind lineare Regressionsgeraden für unterschiedliche Unterlasten von Beton (vgl. Abbildung 3.12). Nach Hsu [Hsu81] wurde erstmals von Aas-Jacobsen [Aas70] der Einfluss der Unterspannung in eine verallgemeinerte mathematische Beschreibung der Wöhlerlinie einbezogen. Auf der Grundlage umfangreicher Versuchsergebnisse wird in Model Code 1990 ebenfalls eine analytische Beschreibung von Wöhlerlinien zur Bemessung von Normalbeton angegeben, die im Gegensatz zu den aus Regressions-geraden bestimmten Kurven für eine Überlebenswahrscheinlichkeit von pÜ = 95 % berechnet ist. Die Existenz einer Dauerfestigkeit konnte für Beton in Versuchen bislang nicht nachgewiesen werden [Kla78, Hoh03, Hsu81, Mül83]. Aufgrund der in Abbildung 3.12 dargestellten Wöhlerlinien geht Klausen [Kla78] von einer Quasi-Dauerfestigkeit des Betons ab ca. 1·109 Lastwechseln aus. Er begründet dies mit der Beobachtung, dass die Wöhlerlinien zu verschiedenen Unterspannungen sonst Schnittpunkte aufweisen müssten, was physikalisch nicht erklärbar sei. Diese Quasi-Dauerfestigkeit des Betons wird von Klausen unabhängig von der Unterlast mit ca. 40 % der statischen Festigkeit abgeschätzt. Eine ähnliche Angabe der Quasi-Dauerfestigkeit von 30 % bis 45 % der statischen

c

a

fσ2

σu = 0,05 fc

σu = 0,35 fc

σu = 0,20 fc

σu = 0,40 fc

c

a

fσ2

σu = 0,05 fc

σu = 0,35 fc

σu = 0,20 fc

σu = 0,40 fc


26

Druckfestigkeit ist bei Hohberg [Hoh04] auf der Basis extrapolierter Verformungs-messungen zu finden.

3.2.2.2 Betonfestigkeit Wie bereits erwähnt, wird die Betongüte im Model Code 1990 als nicht ermüdungsrelevante Größe angesehen [Kön94]. Ähnlich äußert sich Hohberg [Hoh04] der keine signifikanten Unterschiede zwischen den Bruchlastwechselzahlen von Probekörpern der Festigkeiten B 25, B 45 und B 95 feststellt. Anhand der zur Verfügung stehenden Untersuchungen an Hochfesten und Ultra-Hochfesten Betonen kann jedoch nicht ausgeschlossen werden, dass die Bruchlastwechselzahlen mit steigender Betonfestigkeit sinken. Die in der Literatur untersuchten Betonzusammensetzungen variieren zwischen ca. 65 N/mm² und 225 N/mm², Faserverstärkungen und Wärmebehandlungen werden ebenfalls nicht einheitlich eingesetzt. Im Hinblick auf die Ermüdungsfestigkeit höherfester Betone sollte nach Tabelle 3.2 noch keine abschließende Aussage getroffen werden. Eine zumindest bereichsweise erhöhte Sensibilität gegenüber Ermüdungsbeanspruchung kann bislang nicht ausgeschlossen werden.

Tabelle 3.2: Übersicht über Ermüdungsuntersuchungen an Hochfesten und Ultra-hochfesten Betonen

Betondruck-festigkeit [N/mm²]

Wärme-behandlung

Faserver-stärkung [Vol.-%]

Tendenz der Bruchlastwechselzahl

im Vergleich zu Normalbeton

Quelle

> 65 nein Nein geringer Tue, Mucha [Tue06]

135 nein Nein vergleichbar Universität Aalborg [Den04]

100-145 zum Teil Diverse geringer Lohaus, Anders [Loh06a, And07]

180 ja 2,5 abhängig von Spannungsschwingweit

e und Zusammensetzung

Grünberg, Lohaus et al. [Grü07]

225 ja 2,5 geringer Fehling, Schmidt, et al. [Feh05]

3.2.2.3 Faserverstärkung Wie bereits in Abschnitt 3.1.2 angedeutet, spielt die Faserverstärkung von Hochleistungs-beton zur Sicherstellung einer ausreichenden Duktilität im statischen Versuch eine maßgebende Rolle. Daher muss auch der Einfluss der Faserverstärkung auf die Ermüdungsfestigkeit betrachtet werden. Weil für Grouted Joints die Zugtragfähigkeit des


27

Betons von untergeordneter Bedeutung ist, wird an dieser Stelle auf eine Darstellung des Ermüdungsverhaltens faserverstärkter Betone unter Zug- bzw. Biegezugbeanspruchung verzichtet. Hierfür wird auf die diesbezügliche Literatur verwiesen [z. B. Bay04, Lam87, Sin05, Zha98, Li98, Mat99, Lap04, Lap05, Bor04, Fal02, Erd02, Kan98]. In der Literatur ist auch hinsichtlich der Faserwirkung unter Druckschwellbeanspruchung eine Unterteilung in einen niederzyklischen und einen hochzyklischen Bereich üblich [z. B. Yin89, Yin95, Tue06, Pet92a]. Zumeist wird berichtet, dass Fasern im Bereich niederzyklischer Beanspruchung das Ermüdungsverhalten sowie das Arbeitsvermögen verbessern. Die in diesem Bereich häufig betrachtete Erdbebenbeanspruchung ist mit großen Verformungen verbunden, die eine ausgeprägte Mikro- und Makrorissbildung bedingen. Dadurch kann die rissüberbrückende Faserwirkung gezielt aktiviert werden (Abschnitt 3.1.2). Für hochzyklische Druckschwellbeanspruchung wird analog zur Faserwirkung unter statischer Druckbeanspruchung (Kap 3.1.2) kein signifikanter Einfluss auf die Ermüdungsfestigkeit berichtet [Feh05, Loh06a]. Entsprechend beschreibt Sören-sen [Sör95] Versuche von Morris und Garrett [Mor81] an Hochfestem Beton mit einem Fasergehalt von 2,0 Vol.-% bei einer Faserlänge von 38 mm, die ebenfalls kein verbessertes Ermüdungsverhalten gezeigt haben. Auch Yin und Hsu [Yin95] beschreiben Ermüdungsversuche an mit 1,0 Vol.-% und 25 mm langen Fasern verstärktem Beton, bei denen die Ergebnisse nur ein geringfügig verbessertes Tragverhalten bei einer Bruchlastwechselzahl bis 1·107 Lastwechsel zeigen. Einen positiven Einfluss eines Polypropylenfasergehalts von 0,25 Vol.-% beschreiben Grzymbowski und Meyer [Grz93] bei einem Lastniveau von 75 % der statischen Druckfestigkeit. Über 0,25 Vol.-% hinausgehende Fasergehalte erhöhen die Ermüdungsfestigkeit nicht. Otter und Naaman [Ott88] beschreiben ebenfalls keine signifikant verbesserten Eigenschaften faserverstärkter Betone, wenn die Eigenschaften auf die statische Spannungs-Verformungskurve der Faserbetone bezogen werden. Wie in Abschnitt 3.1.2 beschrieben, verändern sich auch die Spannungs-Verformungslinien faserverstärkter Betone unter zentrischer Druckbeanspruchung nur wenig.

3.2.2.4 Lastfrequenz Auch für die Auswirkungen der Lastfrequenz bei kraftgeregelten Versuchen bzw. der Dehnrate bei weggeregelten Versuchen wird in der Literatur zwischen nieder- und hoch-zyklischer Beanspruchung unterschieden. Für niederzyklische, oft weggeregelte Bean-spruchung wird ein ausgeprägter Einfluss der Lastfrequenz auf die Leistungsfähigkeit von Beton unter Ermüdungsbeanspruchung in Form einer steigenden Bruchlastwechselzahl mit steigender Lastfrequenz beschrieben [z. B. Lee79, Cor84c, Rei78, Hsu81]. Bei hochzyklischen Beanspruchungen wird häufig ein Frequenzbereich von 1 Hz bis 15 Hz genannt, in dem die Lastfrequenz keinen oder nur einen geringen Einfluss auf die Ermüdungsfestigkeit besitzt. Die Angabe der oberen Grenze von 15 Hz scheint eher aus prüftechnischen Randbedingungen zu erwachsen, weil sie zumeist die maximal geprüfte Frequenz darstellt. Nach Kesler [Kes53] und Galloway [Gal73] überdeckt die Streuung


28

der Versuchsergebnisse einen möglichen Einfluss der Lastfrequenz bis mindestens 8 Hz. Hohberg [Hoh04] hingegen beschreibt eine Verdoppelung der Bruchlastwechselzahl bei einer Lastfrequenzsteigerung von 1 Hz auf 10 Hz. Zwischen 10 Hz und 20 Hz konnte aus den Versuchen kein weiterer Einfluss der Lastfrequenz abgeleitet werden. Steinwede [Ste74] zitiert Untersuchungen von Freitag [Fre70], die keinen Einfluss auf die Ermüdungsfestigkeit bis zu einer Lastfrequenz von 150 Hz ergeben haben. Jedoch wird ein erheblicher Temperaturanstieg der Probe dokumentiert. Teilweise wurden Versuche auf niedrigen Lastniveaus von Klausen [Kla78] mit einer Lastfrequenz von 200 Hz durchgeführt. Signifikante Einflüsse auf die Ermüdungsfestigkeit bzw. eine Erwärmung der Probekörper werden von Klausen nicht beschrieben. Ähnlich wie Freitag [Fre70] beschreiben Assimacopoulos et al. [Ass59] sowie Lohaus und Anders [Loh06a, Loh06c, And07] eine merkliche Erwärmung von Proben bei höheren Beanspruchungsfrequenzen. Lohaus und Anders weisen zusätzlich auf die Gefahr der Nacherhärtung vor allem Hochfester Betone unter hohen Lastfrequenzen hin, die bei der Prüfung beachtet werden müssen.

3.2.2.5 Feuchte und Wasser In Bezug auf die Wirkung von Feuchte und Wasser muss bei der Prüfung zwischen dem Feuchtegehalt der Probe und der Prüfung unter Wasser unterschieden werden. Feuchte Die Einstellung eines definierten Feuchtegehalts ist schwierig und wird in der Prüfpraxis durch unterschiedliche Nachbehandlungsmethoden wie Klimalagerung oder Oberflächen-abdichtung erreicht [u. a. Hoh04, Lee79, Pet92a]. Für Normalbetonproben wird in der Literatur mit steigendem Feuchtegehalt eine sinkende Ermüdungsfestigkeit festgestellt [Hoh04, Lee79, Ros92]. Nach Waagaard [Waa81] kann die Ermüdungsfestigkeit trockener Proben das 10-fache bis 100-fache der Ermüdungsfestigkeit feuchter Proben betragen. Diese Tatsache wird mit teilweise oder vollständig mit Wasser gefüllten Poren und Mikrorissen erklärt, die bei Belastung einen Porenwasserüberdruck aufbauen und damit zusätzliche lokale Zugspannungen in der Matrix verursachen [Ros92]. In vergleichenden Versuchen an Normalbetonzylindern mit Durchmessern von 100 mm und 450 mm zeigen Stemland et al. [Ste90] jedoch, dass die großen Zylinder unter trockener und feuchter Lagerung kein signifikant verschiedenes Verhalten unter Ermüdungsbeanspruchung zeigen. Eine verringerte Bruchlastwechselzahl bei den mit 100 mm kleineren Zylindern ist jedoch nachweisbar. Hinsichtlich des Feuchtigkeitseinflusses besteht demnach weiterer Klärungsbedarf. Nach Hohberg [Hoh04] sinkt der Einfluss der Feuchtigkeit, wenn die Oberlast der Proben vergrößert wird. Gleichzeitig ist dokumentiert, dass der Feuchtigkeitseinfluss bedingt durch das dichtere Gefüge Hochfester Betone und den geringeren Anteil an Kapillarporen mit zunehmender Betonfestigkeit sinkt.


29

Prüfung unter Wasser Nach Waagaard [Waa81] oder Nishiyama et al. [Nis87] ist eine Abnahme der Ermüdungs-festigkeit von Beton und Betonbauteilen unter Druck- und Biegezugbeanspruchung zu beobachten, wenn unter Wasser geprüft wird. Maßgebender Einfluss ist die Art der Beanspruchung. Bei Wechselbeanspruchung werden deutlich geringere Bruchlastwechsel-zahlen erreicht als bei Schwellbeanspruchung. Erklärt wird die abnehmende Ermüdungs-festigkeit durch das Pumpen bzw. Herauspressen des Wassers in den Rissen, was den großen Einfluss bei Wechselbeanspruchungen erklärt. In diesem Zusammenhang beschreibt Nishiyama [Nis87], dass trockener Beton durch Mikrorissbildung im Inneren des Materials versagt, während bei feuchtem bzw. unter Wasser geprüftem Beton das Versagen oberflächlich durch die zusätzliche Spaltzugwirkung des Wassers in den Mikrorissen beginnt. Die Höhe des umgebenden Wasserdrucks hat nach Waagaard keinen signifikanten Einfluss auf die Ermüdungsfestigkeit.

3.2.2.6 Mehraxiale Beanspruchung Die mehraxiale Beanspruchung des Vergussmörtels in Grouted Joints ist von zentraler Bedeutung für das Tragverhalten, weil der Verguss durch die Umschnürungswirkung der Stahlrohre mehraxial beansprucht wird. Entsprechend der gewählten Bezeichnungen beschreibt σ1 die Längsdruckspannung, σ2 und σ3 die Querdruckspannungen. In Tabelle 3.3 ist zu erkennen, dass eine Querdruckspannung die zweiaxiale Betondruck-festigkeit erhöht und dass eine Faserverstärkung zu einer weiteren Erhöhung der zweiaxialen Druckfestigkeit unter statischer Beanspruchung führt. Von Su und Yin [Su88, Su87, Yin95] wird für hochzyklische Beanspruchung mit mäßigem Querdruck eine erhöhte Ermüdungsfestigkeit gemessen. Eine zusätzliche Faserverstärkung verändert die Ergebnisse nicht. Eine erhöhte Tragfähigkeit der Fasern wird für Spannungsverhältnisse von σ2/σ1 = 0,2 und σ2/σ1 = 0,5 bei niederzyklischer Beanspruchung beschrieben [Yin95]. In allen anderen Fällen bleibt das Tragverhalten zwischen faserverstärktem und faserfreiem Beton im Rahmen der üblichen Streuungen vergleichbar.

Tabelle 3.3: Zusammenstellung der auf die statische Druckfestigkeit bezogenen Festigkeiten bei zyklischen Versuchen von Su, Yin und Hsu zur Ermüdungsfestigkeit faserfreier und faserverstärkter Betone unter zweiaxialer Beanspruchung [Su88, Yin95]

N = 1 N = 2·106 σ2 / σ1

ohne Fasern mit Fasern ohne Fasern mit Fasern

0 1,17 1,13 0,56 0,55

0,2 1,47 1,70 0,85 0,87

0,5 1,45 1,64 0,85 0,84

1,0 1,43 1,53 0,68 0,70


30

Die ohne Fasern um 17 % und mit Fasern um 13 % erhöhte Tragfähigkeit ohne Querdruckbeanspruchung ergibt sich aus einer gegenüber den Normwerten erhöhten Prüfgeschwindigkeit. Die sich unter Ermüdungsbeanspruchung ergebende mehraxiale Umhüllende (N > 1) ist der Form nach der Umhüllenden der statischen, zweiaxialen Beanspruchung (N = 1) vergleichbar. Jedoch reduziert sich ihre Größe mit zunehmender Lastwechselzahl (vgl. Abbildung 3.13.).

Abbildung 3.13: Versagenskurven für zweiaxiale Druckschwellbeanspruchung [Su88, Grü05]

3.2.3 Schädigungsentwicklung und -indikatoren Im Beton- und Stahlbetonbau stellt das Versagen unter alleiniger Ermüdungsbean-spruchung nach Pfanner [Pfa02] sowie König und Danielewicz [Kön94] eine Ausnahme dar. Zumeist kommen weitere Beanspruchungen wie zum Beispiel Bewehrungskorrosion hinzu. Für den Grenzzustand der Gebrauchstauglichkeit besitzt die fortschreitende Degradation bemessungsrelevanter Größen wie der Druckfestigkeit oder der Steifigkeit größere Bedeutung. Nach Hohberg [Hoh04] können makroskopisch zwei Wirkungen einer Ermüdungsbeanspruchung beobachtet werden:

• irreversible Verformungen

• Steifigkeitsverlust Zur quantitativen Beschreibung der Auswirkungen einer Ermüdungsbeanspruchung stehen verschiedene Methoden zur Verfügung, die einen hohen Aufwand für Messtechnik und Auswertung erfordern. Aus hochfrequenten und häufig intervallartigen Messungen der Verformung [Kla78, Pet92a, Loh06a, Yin95, u.a.] können

• die Entwicklung der Verformung,

• die Entwicklung der Steifigkeit und

• die Entwicklung der im Probekörper dissipierten Energie ermittelt werden.

σ1 / fc

σ 2/ f

c

σ2

σ1


31

Eine weitere Möglichkeit stellen technisch ebenfalls aufwändige Schallemissions-messungen dar [z. B. Spo75]. Rechnerische Schadensakkumulationshypothesen und Ansätze wie sie von Palmgren-Miner [Min45] und aufbauend beispielsweise von Franke [Fra85] oder Pfanner [Pfa02] formuliert wurden, sind für die grundlegenden, eher phänomenologischen Betrachtungen des Tragverhaltens von Grouted Joints von untergeordneter Bedeutung, weshalb hier auf die Literatur verwiesen wird. Da das Ermüdungsverhalten von Grouted Joints auf der Grundlage des Vergussmörtels beschrieben wird, werden im Folgenden bei der Betonprüfung übliche Darstellungen eingeführt.

3.2.3.1 Verformung Für die Entwicklung der Verformung unter Ermüdungsbeanspruchung ergibt sich ein 3-phasiger Verlauf, wenn die Schädigung über der Lastwechselzahl aufgetragen wird (Abbildung 3.14). Zur vergleichenden Darstellung wird häufig anstelle der Lastwechselzahl die auf die Bruchlastwechselzahl bezogene Lastwechselzahl verwendet. Zhao [Zha96] führt die schnelle Schädigungszunahme in Phase I auf einen Abbau von Eigenspannungen in der Probe durch Mikrorissbildung zurück. Für Normalbeton wird das Ende der Phase I zumeist bei ca. 20 % der Bruchlastwechselzahl beobachtet [z.B. Kla78, Hol79]. Das Ende der Phase II, die durch eine Zunahme der Mikrorissbildung im gesamten Probekörper charakterisiert ist, tritt bei Normalbeton bei ca. 80 % der Bruchlastwechselzahl ein. Die abschließende Phase III wird mit einer Lokalisierung der Mikrorissbildung und damit progressiv steigender Schädigung erklärt. Für Hoch- und Ultrahochleistungsbetone werden die Übergänge zwischen den einzelnen Phasen bei 10 % bis 15 % bzw. 85 % bis 90 % der Bruchlastwechselzahl angegeben [Feh05, Loh06a, Loh06b, Bun02, Pet92b, Hoh04].

Abbildung 3.14: Prinzipieller 3-phasiger Schädigungsverlauf bei Ermüdungsbeanspruchung von Normalbeton am Beispiel der Verformung

Phase I Phase II

n/N

Phase III

Ver

form

ung

~0,2 ~0,8 1,0

IIε•


32

Da es sich bei Verformungsmessungen unter Ermüdungsbeanspruchung oft um Langzeit-messungen handelt, treten neben ermüdungsbedingten Verformungen zusätzliche Kriechverformungen auf. Eine physikalisch begründete Differenzierung der inelastischen Verformungen in Kriechanteile und ermüdungsbedingte Verformungen ist jedoch schwierig bis unmöglich [z.B. Pfa02]. Die weniger ausgeprägte Phase III bei Hochleistungsbeton wird von Tue [Tue06] auf eine Verringerung der Lastumlagerungsfähigkeit des Hochleistungsbetons und eine in der Folge schnellere Schädigungsentwicklung zurückgeführt. Ähnlich werden von Petkovic [Pet92a] für einen Hochleistungsbeton ein geringerer Anteil plastischer Verformungen und eine schnellere Stabilisierung in Phase II beschrieben. Einen für die Vorhersage der Bruchlastwechselzahl wichtigen Zusammenhang stellen Cornelissen [Cor84a] sowie Weigler [Wei85] mit der folgenden Gleichung auf:

II1 2log N C C log•

= − ⋅ ε Gleichung 3.7

Sie stellt einen Zusammenhang zwischen der Bruchlastwechselzahl (log N) und der Dehnungsentwicklung (log ε·

II) in der Phase II dar. Eine höhere Dehnrate bedingt eine kürzere Lebensdauer des Probekörpers im Ermüdungsversuch. Ein vergleichbarer Zusammenhang kann zwischen dem Steifigkeitsverlust in der Phase II und der Bruchlastwechselzahl hergestellt werden.

3.2.3.2 Steifigkeit Steifigkeitsentwicklung im kraftgeregelten Versuch Die Steifigkeit als Schädigungsindikator hat verglichen mit der Verformung den Vorteil, dass die Messung weitgehend unabhängig von inelastischen Kriechverformungen ist. Auch für die Steifigkeit gilt ein 3-phasiger Schädigungsverlauf nach Abbildung 3.15. Im Vergleich zur Entwicklung der Verformung ist zu erkennen, dass die Phasen I und III verkürzt sind, sodass Phase II mit einer weitgehend linearen Abnahme der Steifigkeit die Entwicklung dominiert. Außerdem zeigt sich ein bereits von Hohberg [Hoh04] beschriebener hoher Anfangsverlust der Steifigkeit. Von Petkovic [Pet92a] wurde außerdem eine Abhängigkeit des Steifigkeitsabfalls von der Unterlast festgestellt. Ähnliches dürfte für den Vergleich der Steifigkeit bei verschiedenen Unterlasten gelten, weil sich die Hysteresekurve bei niederzyklischen Versuchen und sehr niedrigen Unterlasten in der Form verändert. Vergleichende Betrachtungen der Steifigkeitsentwicklung unter Ermüdungsbeanspruchung sind schwierig, da die Steifigkeitsdefinitionen nicht einheitlich sind. Spooner und Dougill [Spo75] definieren die Tangente an den Wiederbelastungsast bei 5 N/mm², Mu [Mu04] verwendet die linearsten Bereiche im Wiederbelastungsast, während Park [Par90], Petkovic [Pet92a] und Lohaus [Loh06a] die Sekantensteifigkeit über die Minima und Maxima der Hystereseschleife ermitteln.


33

Abbildung 3.15: Beispielhafte Entwicklung der Sekantensteifigkeit eines ermüdungsbean-spruchten Hochleistungsbetons [And07]

Weiterhin sollte bei Versuchen an Hochfesten Betonen mit höheren Lastfrequenzen die Temperaturabhängigkeit der Steifigkeit beachtet werden. Dies gilt zumindest für quantitative Aussagen. Einige, bis zum Probenversagen gemessenen Steifigkeitsverluste, sind in Tabelle 3.4 dokumentiert.

Tabelle 3.4: Für Beton dokumentierte Steifigkeitsverluste bei Ermüdungsbeanspruchung

Betondruckfestigkeit Steifigkeitsverlust bis zum Versagen

Quelle

~40 N/mm² 40 % Holmen [Hol79]

~70 N/mm² 30 % Petkovic [Pet92a]

~90 N/mm² 15 % - 25 % Do, Chaallal, Aitcin [Do93]

~110 N/mm² 5 % - 15 % Do, Chaallal, Aitcin [Do93]

Mit steigender Betondruckfestigkeit sinkt der Steifigkeitsverlust bis zum Versagen. Hochfeste Betone versagen damit bei vergleichsweise hohen Steifigkeiten und mit geringer Vorankündigung.

0

5.000

10.000

15.000

20.000

25.000

30.000

35.000

40.000

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

Bruchlastspielzahl: 182.000

Seka

nten

stei

figke

it [N

/mm

²]

bezogene Lastspielzahl


34

Steifigkeitsentwicklung im verformungsgeregelten Versuch Subramaniam et al. [Sub00, Sub02] entwickelten für Torsions- und Biegezug-beanspruchung ein Modell, das aufbauend auf quasi-statischen Nachgiebigkeitsversuchen nach RILEM-FMC 3 (Abbildung 3.16) jedem Punkt des abfallenden Astes der Spannungs-Verformungslinie von Beton einen Steifigkeitswert zuweist. Dieses Modell wurde von Mu et al. [Mu04] auf Druckbeanspruchung übertragen. Ziel dieses Modells ist, aus der Steifigkeitsentwicklung in quasi-statischen Untersuchungen auf ein Versagens-kriterium unter Ermüdungsbeanspruchung zu schließen. Mu zeigt für Druckbean-spruchungen, dass die Steifigkeit bei einem definierten Lastniveau (z. B. 75 % der statischen Festigkeit) im abfallenden Ast gut mit der Reststeifigkeit einer Probe unter Ermüdungsbeanspruchung korreliert, die mit einer Oberlast von ebenfalls 75 % der statischen Festigkeit beansprucht wurde. Ein ähnlicher Ansatz wird von Hohberg [Hoh04] skizziert, jedoch nicht mit Versuchsdaten abgesichert.

Abbildung 3.16: Entwicklung der Steifigkeit im abfallenden Ast der Kraft-Verformungskurve am Beispiel einer Biegezugbeanspruchung nach [RILEM-FMC3]

3.2.3.3 Energie Auch für die Entwicklung der in Ermüdungsversuchen dissipierten Energie gilt ein 3-phasiger Verlauf nach Abbildung 3.17. Im Verlauf ergibt sich zunächst ein Abfall der dissipierten Energie. Anschließend steigt die Energie bis zum Probenversagen stetig an. Dieses in Phase I von den Verläufen der Verformung und Steifigkeit abweichende Verhalten wird durch die zu Beginn der Beanspruchung verstärkte Mikrorissbildung erklärbar.


35

Abbildung 3.17: Typische Entwicklung der unter Ermüdungsbeanspruchung dissipierten Energie je Lastzyklus nach [Do93]

Bei Energiebetrachtungen stellt sich die Frage nach der in Schädigung beziehungsweise in Dämpfung / Wärme dissipierten Energie [Spo75, Pfa02, Kes02]. Dies ist einer der Gründe, weshalb Energiebetrachtungen auf der Grundlage der Flächen der Hysterese-schleifen mehrheitlich bei niederzyklischen Untersuchungen mit geringen Lastfrequenzen eingesetzt werden. Die bei hochzyklischen Versuchen gemessenen Temperatur-erhöhungen der Proben sind Ausdruck größerer, in Wärme dissipierter Energieanteile. Aufbauend auf Beobachtungen von Spooner und Dougill [Spo75], wonach Schädigungen in Form von Schallemissionen nur bei Steigerungen der maximalen Dehnung auftreten, definiert Kessler-Kramer [Kes02] eine „Schädigungsenergie“ für zentrische Zugversuche. Hierbei handelt es sich um einen Ansatz zur Ermittlung der allein in Schädigung dissipierten Energie, die nur erhöht wird, wenn die Verformung steigt (vgl. Abbildung 3.18). Aufgrund der Abhängigkeit der Schädigungsenergie von der Verfor-mung muss sich ein zur Ermüdungs-Verformungskurve affiner Verlauf nach Abbildung 3.14 ergeben. Der Kurvenverlauf der dissipierten Energie in Phase I steigt nach Kessler-Kramer daher an, nach Do et al. [Do93] fällt die aufgenommene Energie in Phase I. Die allein in Schädigung dissipierte Energie ist für energiebasierte Ansätze zur Beschreibung der Ermüdungsschädigungsentwicklung wie zum Beispiel von Pfan-ner [Pfa02] beschrieben, von ausschlaggebender Bedeutung. Aufgrund der Unsicherheiten bei der Beschreibung der Dämpfung in hochzyklischen Ermüdungsversuchen sind tragfähige, vergleichende Aussagen zur in Schädigung dissipierten Energie derzeit nicht möglich. Bei Bauteilversuchen können sich weitere Schädigungsprozesse an den einzelnen Komponenten überlagern und zur Schädigungsenergie beitragen.


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Abbildung 3.18: Definition der Schädigungsenergie nach Kessler-Kramer in zentrischen Zugversuchen in Anlehnung an [Kes02]

3.2.4 Einflüsse einer Faserverstärkung Durch die rissüberbrückende Wirkung der Fasern und den in der Regel guten Verbund mit der hochfesten Matrix sind bei der Riss- und Bruchflächenausbildung einige Besonderheiten zu beachten. Morris und Garrett [Mor81] beispielsweise werden von Sörensen [Sör85] mit der Aussage zitiert, dass durch Fasern Mikrorisse eher initiiert werden, früher akkumulieren und die Gesamtschädigung im Vergleich zu faserfreien Betonen größer ist. Demnach können Fasern zwei Wirkungen hervorrufen:

• Durch Fasern ist der Anteil der inneren Oberflächen vergrößert an denen Verbundversagen auftreten kann. Entsprechend steht mehr Oberfläche für die Initiierung von Mikrorissen zur Verfügung.

• Fasern wirken als Rissstopper und können durch einen sukzessiven Faserauszug während der Beanspruchung eine größere Energieabsorption bewirken als faserfreie Betone.

Welche der beiden Faserwirkungen das Ermüdungsverhalten dominiert, hängt wesentlich von der Belastungshöhe und der Beanspruchungsart ab. Wirken die Fasern als Rissstopper ist bei Hochleistungsbeton zu beachten, dass im zentrischen Druckversuch oft nur eine unzureichende Aktivierung der Verbundwirkung der Fasern erreicht wird und auch im Ermüdungsversuch schlagartiges Versagen eintritt (Abschnitt 3.1.1). Damit ist für hochzyklisches Versagen eher eine Dominanz des Einflusses der Verbundfläche zu erwarten. Wie beschrieben, bleibt die Bruchlastwechselzahl bei Faserverstärkung weitgehend unverändert, lediglich die dissipierte Energie und die Verformbarkeit, vor allem in Phase III, steigen an. Yin und Hsu [Yin95] sowie Lohaus und Anders [Loh06a] berichten, dass mit einer Wirkung der Faser in Ermüdungsversuchen aufgrund der notwendigen Aktivierung erst

Kra

ft

Verformung

Zyklu

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ergie

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Verformung

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gsen

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37

nach bereits erfolgter Mikrorissbildung und damit kurz vor dem Versagen zu rechnen ist. Yin und Hsu beschreiben darüber hinaus, dass eine Faserverstärkung das Versagensbild von einem Spaltzugversagen in eine Schubflächenausbildung verändert (siehe auch [Mie97]). Des Weiteren wurde eine doppelte bis dreifache Versagensverzerrung bei faser-verstärkten Betonen beobachtet. Von Yin und Hsu konnte in zyklischen Versuchen kein Reißen der Fasern in Ermüdungsversuchen festgestellt werden, was auf ein sukzessives Verbundversagen an den Faseroberflächen hindeutet.

3.3 Zusammenfassung Die vorstehende Literaturzusammenstellung zeigt, dass beim Einsatz von Hochleistungs-beton unter statischer Beanspruchung und Ermüdungsbeanspruchung einige Unterschiede zum Verhalten von Normalbeton zu beachten sind. Ein für diese Arbeit wesentlicher Aspekt des Verhaltens unter statischer Beanspruchung ist die im Vergleich zu Normalbeton geringere Duktilität des Hochleistungsbetons, die bis zum explosionsartigen Versagen unter einaxialer Druckbeanspruchung führen kann. Zur Erhöhung seiner Duktilität werden Hochleistungsbeton in der Regel Stahlfasern zugesetzt. Unter Biegezugbeanspruchung wird dabei eine ausgeprägtere Wirkung der Stahlfasern auf die Duktilität bzw. das Nachbruchverhalten beobachtet als unter zentrischer Druckbean-spruchung. Eine mehraxiale Druckbeanspruchung von Beton führt zu einer Steigerung seiner Druckfestigkeit. Mit steigender Druckfestigkeit werden allerdings geringere Zuwächse beobachtet. Der Tragfähigkeitsanstieg zeigt sich bei einer Umschnürung bzw. dreiaxialen Beanspruchung größer als bei zweiaxialem Druck. Werden Beton unter zweiaxialer Beanspruchung Fasern zugesetzt, ist eine zusätzliche Erhöhung der Tragfähigkeit zu beobachten. Beim Ermüdungsverhalten von Beton wird in der Regel zwischen niederzyklischer Beanspruchung und hochzyklischer Beanspruchung unterschieden. Dies betrifft die Steigung der Wöhlerlinie, die Wirkung von Fasern im Beton, die Lastfrequenz und die Beschreibung der Schädigungsentwicklung in Form der dissipierten Energie. Der wesentliche Einfluss auf die Ermüdungsfestigkeit unter Druckschwellbeanspruchung ist die Belastung, ausgedrückt durch die Spannungsschwingweite und die Mittellast. Eine höhere Beanspruchung führt zu einer verringerten Lebensdauer. Inwieweit bei Hoch- und Ultrahochfesten Betonen mit geringeren Bruchlastwechselzahlen als bei Normalbeton zu rechnen ist, ist der Literatur derzeit nicht abschließend zu entnehmen. Im Hinblick auf einaxiale Druckschwellbeanspruchung zeigt eine Faserverstärkung keinen signifikanten Einfluss auf die Bruchlastwechselzahl von Beton. Wie bei statischer Beanspruchung steigen auch die aufnehmbaren Ermüdungsbeanspruchungen, wenn eine Querdruckspannung vorhanden ist. Wird zusätzlich zum Querdruck eine Faserverstärkung vorgesehen, wird keine weitere Erhöhung der aufnehmbaren Ermüdungslasten beobachtet. Der Einfluss der Lastfrequenz wird in der Literatur kontrovers diskutiert. Für nieder-zyklische Untersuchungen wird ein ausgeprägter Einfluss der Lastfrequenz beschrieben. Im Falle hochzyklischer Beanspruchungen wird bis zu 200 Hz kein signifikanter Einfluss auf die Bruchlastwechselzahl nachgewiesen.


38

Probekörper mit hohem Feuchtegehalt ebenso wie Proben, die unter Wasser geprüft wurden, zeigen eine geringere Ermüdungsfestigkeit als trockene Vergleichsprobekörper. Die Grenze zwischen nieder- und hochzyklischer Beanspruchung wird zumeist mit 1·103 Lastwechseln angegeben. Der niederzyklische Bereich wird häufig mit Erdbebenbean-spruchung assoziiert, während hochzyklische Beanspruchungen Rollbahnen für den Flugverkehr oder Brückenelementen zugeschrieben werden. In der Prüfpraxis werden niederzyklische Versuche häufig verformungsgesteuert durchgeführt, während hochzyklische Wöhlerversuche spannungsbasiert geregelt werden [Pfa02]. Bei der Beschreibung der Schädigungsentwicklung unter Ermüdungsbeanspruchung durch Verformungs-, Steifigkeits- oder Energieauswertungen weist jeder der genannten Parameter prüf- oder berechnungsimmanente Schwierigkeiten auf. Generell sind alle genannten Kennwerte zur Beschreibung der Degradation des Betons geeignet. Die umfangreichsten Daten liegen für Verformungs- und Steifigkeitsentwicklungen vor. In diesem Kapitel wurden die Grundzüge des Verhaltens von Beton unter statischer und Ermüdungsbeanspruchung mit besonderer Berücksichtigung der Eigenschaften von Hochleistungsbeton erläutert. Neben dem Materialverhalten des Betons bzw. des Verguss-mörtels sind in dieser Arbeit die Wechselwirkungen zwischen Vergussmörtel und umschnürenden Stahlrohren in Grouted Joints von zentraler Bedeutung. Daher werden im folgenden Kapitel die Grundlagen des Tragverhaltens und der Bemessung von Grouted Joints einführend dargestellt.

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4 Grouted Joints – Tragverhalten und Bemessung Grouted Joints sind für die strukturelle Integrität von Offshore-Konstruktionen maßgebende Konstruktionselemente, da sie zumeist die einzige Verbindung zwischen dem Fundament und der Tragstruktur darstellen [DOE82, HSE02, Bil78a, Eln87]. Nach Feld [Fel06] wird für die Gründung von Offshore-Windenergieanlagen ein großer Teil der Investitionen aufgewendet.

4.1 Konstruktion und Tragmechanismen 4.1.1 Konstruktion Wie bereits in der Einleitung skizziert, handelt es sich bei Grouted Joints um zwei kreisförmige Stahlrohre unterschiedlichen Durchmessers, die durch einen Vergussmörtel miteinander verbunden werden (vgl. Abbildung 4.1). Das Rohr mit dem kleineren Durchmesser wird als Pile bezeichnet, während das größere, umschließende Rohr Sleeve genannt wird. Der zwischen Pile und Sleeve verbleibende Zwischenraum wird mit einem Vergussmörtel verfüllt.

Abbildung 4.1: Prinzipskizze eines Grouted Joint; links Ausführung ohne Schubrippen, rechts Ausführung mit Schubrippen

In Abbildung 4.1 sind zudem die beiden am häufigsten ausgeführten Varianten von Grouted Joints dargestellt. Der linke Teil der Abbildung zeigt eine Ausführung ohne Schubrippen wie sie vorwiegend für flachere Küstengewässer zum Beispiel im Golf von Mexiko verwendet wurde [Lam88]. Im rechten Teil ist die Ausführung von Grouted Joints mit Schubrippen dargestellt. Durch die großen Tragfähigkeitssteigerungen, die mit dem

Pile

Sleeve

Vergussmörtel

Grouted Joints – Tragverhalten und Bemessung

40

Einsatz von Schubrippen erreicht werden können, sind deutlich kürzere Vergusslängen (L) zwischen Pile und Sleeve realisierbar. Aus einer Verkürzung der Vergusslänge ergeben sich wirtschaftliche Vorteile, da die eingesetzte Stahlmenge verringert werden kann und das Gesamtgewicht der Konstruktion sinkt. Dies wirkt sich vorteilhaft auf die offshore benötigten Hebezeuge aus. Der Einsatz von Schubrippen wird bei größeren Gewässertiefen wirtschaftlich. Beispielsweise wurde die Jacket-Konstruktion „BP-Magnus“ [Lew80] in der Nordsee in einer Wassertiefe von 186 m mit Hilfe von Grouted Joints mit Schubrippen an ihre Fundamentpfähle angeschlossen. In den folgenden Abschnitten werden zunächst die maßgebenden Einflussfaktoren auf das Trag- und Versagensverhalten sowie die Rissbildung beschrieben. Daraufhin werden geltende Regelwerke zur Bestimmung der Tragfähigkeit von Grouted Joints des American Petroleum Institutes [API00], der Health and Safety Executive [HSE02] und von Det Norske Veritas [DNV98, DNV04] einführend erläutert und verglichen. Da die meisten in der Literatur dokumentierten Versuche direkt für die Entwicklung der genannten Regelwerke durchgeführt wurden, wird teilweise bei den maßgebenden Einflussfaktoren Bezug auf die Regelwerke genommen.

4.1.2 Trag- und Versagensmechanismen In vielen Veröffentlichungen sind die wesentlichen Einflüsse beschrieben, die die Verbundfestigkeit von Grouted Joints bestimmen [u.a. Bil78a, Bil78b, Bil80, DOE82a, Lam88, HSE02, API00, DNV98, DNV04]:

• Druckfestigkeit und Steifigkeit des Vergussmörtels (Abschnitt 4.2.1)

• Geometrie der Stahlrohre und des vergossenen Spalts (Abschnitt 4.2.2)

• Oberflächenrauigkeit und Imperfektionen der Stahlrohre (Abschnitt 4.2.3)

• Höhe und Abstand der Schubrippen (Abschnitt 4.2.3)

• Vergusslänge (Abschnitt 4.2.4) Hinsichtlich des Versagensverhaltens werden Grouted Joints ohne Schubrippen und mit Schubrippen unterschieden [z. B. Lam88, Hor96]. In Abbildung 4.2 sind charakteristische Versagenszustände von Grouted Joints mit und ohne Schubrippen dargestellt. Abbildung 4.2 a zeigt das typische Versagen eines Grouted Joint ohne Schubrippen. Aufgrund des meist vorhandenen Schwindens des Vergussmörtels bildet sich eine Schubfläche zwischen der Oberfläche des Sleeves und dem Vergussmörtel aus. Werden quellende Vergussmörtel eingesetzt, kann die Versagensfläche wegen der größeren Spannungen auch zwischen Pile und Verguss auftreten. Charakteristisch für das Versagen von Grouted Joints mit Schubrippen (Abbildung 4.2 b) ist das Versagen des Vergussmörtels vor den Schubrippen und die zugehörige Hohlraum-bildung hinter den Schubrippen. Zudem treten ausgehend von den Schubrippen diagonale Risse zur gegenüberliegenden Stahlwandung auf (vgl. Kap 4.3.2). Die Tragwirkung der Schubrippen wird über das Verhältnis von Schubrippenhöhe zu Schubrippenabstand


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beschrieben. Dieses so genannte h/s-Verhältnis ist die zentrale Größe zur Beschreibung der Wirkung von Schubrippen auf das Tragverhalten von Grouted Joints. Ist der Abstand der Schubrippen zu gering, kann sich eine durchgehende senkrechte Schubfläche entlang der Schubrippenköpfe des Piles bilden. In diesem Versagensfall wird keine vollständige Aktivierung der Druckstreben erreicht. Ist der Abstand der Schubrippen zu groß, wird der Vergussmörtel durch eine nur geringe Druckstrebenanzahl ebenfalls nicht optimal ausgenutzt.

Abbildung 4.2: Versagenszustände von Grouted Joints mit und ohne Schubrippen nach [Hor96, Lam88], a) ohne Schubrippen b) Versagen des Vergussmörtels vor den Schubrippen mit Hohlraumbildung

Von Lamport [Lam88] wird die übertragene Last in drei Anteile unterschieden: • Adhäsion zwischen den Stahloberflächen und dem Vergussmörtel

• Reibung an den Kontaktflächen

• Druckstreben aus der Wirkung der Schubrippen Je nach konstruktiver Durchbildung des Grouted Joint leisten diese Traganteile unterschiedliche Beiträge zum gesamten Lastabtrag. Die Tragfähigkeit ergibt sich als Summe der einzelnen Traganteile. Die Adhäsion leistet den geringsten Beitrag. Dies trifft insbesondere auf Verbindungen mit Schubrippen zu. Wesentliche Einflussgröße auf die Adhäsion ist die Zusammen-setzung des Vergussmörtels. Die Reibung spielt für Verbindungen mit und ohne Schubrippen eine wichtige Rolle. Ebenso wie die Adhäsion wirkt sie in den schubbeanspruchten Kontaktflächen zwischen


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Stahl und Vergussmörtel. Maßgebende Einflussgrößen sind die Normalkraft senkrecht zur Stahloberfläche und der zugehörige Reibbeiwert μ. Die Normalkraft entsteht aus horizontalen Lastkomponenten, die aus der Oberflächenrauigkeit und der Druckstrebenwirkung resultieren und die Umschnürungswirkung der Stahlrohre aktivieren. Bei Grouted Joints hängt die Aktivierung der Umschnürungswirkung nicht allein von den Querdehnzahlen von Stahl und Vergussmörtel ab. Spätestens mit beginnender Mikrorissbildung und Komprimierung des Vergussmörtels vor den Schubrippen, ist die Verformung des Vergussmörtels größer als die Verformung des Stahls aus Querdehnung, sodass die Umschnürung aktiviert wird.

( )R NF F= μ⋅ μ Gleichung 4.1

Der Reibbeiwert wird von der Beschaffenheit der Stahloberfläche sowie geometrischen Imperfektionen der Stahlrohre beeinflusst. Die Lastübertragung hängt wesentlich von der Aktivierung der Umschnürungswirkung der Stahlbauteile ab. Je stärker sie aktiviert wird, desto größer ist die in der Verbundfläche wirkende Normalspannung und damit auch die übertragbare Kraft aus Reibung. Wie in Gleichung 4.1 angedeutet, ist daher auch die Normalkraft eine vom Reibbeiwert abhängige Größe, die die Bedeutung der Oberflächenbeschaffenheit verdeutlicht. Nach Lamport [Lam88] übernehmen die Druckstreben zwischen den Schubrippen auf Pile und Sleeve den größten Traganteil. Die Wirkung der Schubrippen lässt sich aus den Erläuterungen zur Reibung ableiten, wenn die Schubrippen als gezielt hergestellte Oberflächenrauigkeiten betrachtet werden. Ähnlich wie bei der Tragwirkung eines Bewehrungsstahls in Beton [Reh79, Pet03] entstehen schräg von den Schubrippen verlau-fende Druckspannungen. Statt des Zugringes, der sich im Fall des Bewehrungsstahls im Beton ausbildet, wird bei Grouted Joints die Umschnürungswirkung als Ringzug im Sleeve und Ringdruck im Pile aktiviert. Dies führt zu einer horizontalen Normalspannung im Vergussmörtel. Auf der beanspruchten Seite der Schubrippen erfährt der Vergussmörtel demzufolge eine dreiaxiale Druckbeanspruchung. Gleichzeitig steigt die Normalspannung auf die Kontaktfläche zwischen Stahl und Verguss, wodurch die durch Reibung übertragbare Kraft erhöht wird. Ebenso wie die Reibung wird die Druck-strebentragfähigkeit maßgeblich durch die Steifigkeit der umschnürenden Stahlelemente beeinflusst [Bil80, HSE02, Lam88]. Die maximale Tragfähigkeit von Grouted Joints wird durch die Verbundfestigkeit fbu beschrieben. Die Verbundfestigkeit ergibt sich als maximale Verbundspannung in der maßgebenden Kontaktfläche zwischen Stahlrohr und Vergussmörtel. Die maßgebende Kontaktfläche ist die Kontaktfläche zwischen Pile und Vergussmörtel bzw. Sleeve und Vergussmörtel, die versagt hat. Zur Darstellung und zum Vergleich zwischen unterschied-lichen Grouted Joints wird neben der Verbundfestigkeit fbu häufig der Verbundfestigkeits-parameter Fbu nach Gleichung 4.2 verwendet.

Verbundfestigkeitsparameter Fbu: 5,0

cuAPIbu

bubu f

50ffF ⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⋅= Gleichung 4.2


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Fbu Verbundfestigkeitsparameter fbu Verbundfestigkeit fbu

API Bezugs-Verbundfestigkeit nach [API00] (mit 6-facher Sicherheit) fcu Druckfestigkeit des Vergussmörtels am 75 mm Würfel Der Vorteil einer Darstellung über den Verbundfestigkeitsparameter ist, dass Versuche an Grouted Joints auf eine Referenzfestigkeit des Vergussmörtels von 50 N/mm² bezogen werden. Auf diese Weise werden Grouted Joints mit Vergussmörteln unterschiedlicher Druckfestigkeit und damit unterschiedlichen Alters vergleichbar, beispielsweise wenn wie in Abbildung 4.4 die radialen Steifigkeiten betrachtet werden [DOE82b]. Die Bezugs-Verbundfestigkeit des American Petroleum Institutes beinhaltet bereits einen Sicherheits-beiwert von 6, sodass ein Verbundfestigkeitsparameter von Fbu = 1 bereits eine 6-fache Sicherheit beinhaltet. In den folgenden Abschnitten werden die wesentlichen Einflüsse auf die Tragfähigkeit separat beschrieben.

4.2 Einflüsse auf die Tragfähigkeit von Grouted Joints 4.2.1 Druckfestigkeit des Vergussmörtels Die Druckfestigkeit des Vergussmörtels stellt einen wesentlichen Einflussfaktor auf die Verbundfestigkeit von Grouted Joints dar. Als Kennwert für die Bemessung wird nach Lamport [Lam88] oder Billington und Woodward [Bil80a] die 28-Tage Druckfestigkeit des Vergussmörtels an Würfeln mit 75 mm Kantenlänge verwendet. Wie in Kapitel 2 beschrieben, sollte die Nachbehandlungstemperatur baustellenspezifischen Werten entsprechen und damit für typische Nordseestandorte zwischen 5°C und 8°C betragen. Übliche 28-Tage Druckfestigkeiten des Vergusses variieren zwischen 30 N/mm² und 60 N/mm². Einzelne Untersuchungen nennen Druckfestigkeiten zwischen 90 N/mm² und 110 N/mm² [Bos86, API00]. In der Literatur wird übereinstimmend eine steigende Tragfähigkeit der von Grouted Joints mit steigender Vergussmörteldruckfestigkeit beschrieben [z. B. Lam88, Bil80a, Bos86, API00]. In Abbildung 4.3 ist zu erkennen, dass der Anstieg der Verbundfestigkeit bei Probekörpern mit Schubrippen größer ist als bei Proben ohne Schubrippen. Diese Tatsache ist darauf zurückzuführen, dass bei Probekörpern ohne Schubrippen die Tragfähigkeit maßgeblich von der Rauigkeit der Stahlrohre abhängt. Die Druckfestigkeit des Vergussmörtels kann nicht vollständig aktiviert werden, weil zuvor Verbundversagen eintritt. Werden hingegen Schubrippen verwendet, kann durch die Druckstreben die Druckfestigkeit des Vergussmörtels ausgenutzt werden. Lamport [Lam88] zeigt darüber hinaus, dass die Druckfestigkeit des Vergussmörtels von der Vergusslänge abhängt. Er vergleicht die Druckfestigkeit im oberen, mittleren und unteren Teil der Vergusslänge und weist nach, dass aufgrund der größeren Auflast bei größerer Betonierhöhe die Vergussmörteldruckfestigkeit in den unteren Bereichen der


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Verbindung zunimmt. Hieraus ergibt sich bei Verbindungen mit großen Vergusslängen eine über der Länge veränderliche Verbundfestigkeit.

Abbildung 4.3: Abhängigkeit der Verbundfestigkeit fbu von Grouted Joints von der Druckfestig-keit fcu des Vergussmörtels [DOE82b]

Die Abhängigkeit der Verbundfestigkeit der Grouted Joints von der Druckfestigkeit des Vergussmörtels wird in den Regelwerken unterschiedlich angesetzt:

• American Petroleum Institute [API00] ~ fcu1,0

• Health and Safety Executive [HSE02] ~ fcu0,5

• Det Norske Veritas [DNV98, DNV04] ~ fcu0,4 und ~ fcu

0,7 Es ist zu erkennen, dass das American Petroleum Institute die Druckfestigkeit des Vergusses mit einem Exponenten von eins am höchsten bewertet. Wie in Abbildung 4.3 zu erkennen, zeigen die Untersuchungen der Wimpey Laboratories [DOE82b], dass eine lineare Abhängigkeit von der Vergussmörteldruckfestigkeit zu einer Überschätzung der Verbundfestigkeit führt. Billington [Bil78a] schlägt deshalb vor, die Verbundfestigkeit proportional zur Wurzel der Vergussmörteldruckfestigkeit zu berechnen. Von Det Norske Veritas werden zwei Proportionalitäten angegeben, weil mit der Ausbildung einer Schubfläche und dem Versagen der Mörtelmatrix zwei Versagenszustände für Grouted Joints unterschieden werden (Abschnitt 4.6). In Bezug auf die Schubtragfähigkeit gilt der Exponent von 0,4. Der Exponent von 0,7 gilt für die Tragfähigkeit des Vergussmörtels.

4.2.2 Umschnürungswirkung - Radiale Steifigkeit Die radialen Steifigkeiten umfassen die Steifigkeiten von Pile und Sleeve ebenso wie die Steifigkeit des Vergusses. In der Regel wird die radiale Steifigkeit durch das Verhältnis des Außendurchmessers zur Wanddicke (D/t) angegeben [HSE02, Bil78a, Bil80]. Von Det Norske Veritas [DNV98] wird analog das Verhältnis von Außenradius zu Wanddicke (R/t) verwendet. Ein kleines Verhältnis von Durchmesser zu Wanddicke kennzeichnet

Druckfestigkeit Vergussmörtel fcu [N/mm²]

Ver

bund

fest

igke

it f b

u[N

/mm

²]

mit Schubrippen

ohne Schubrippen


45

steife Bauteile mit großer Umschnürungswirkung, während große Werte weiche Bauteile mit entsprechend geringerer Umschnürungswirkung charakterisieren. Die radiale Steifigkeit der gesamten Verbindung wird in der Literatur zusammenfassend durch einen K-Wert ausgedrückt, der je nach Quelle unterschiedlich definiert sein kann [HSE02, DNV04], vergleiche hierzu auch Gleichungen 4.8 und 4.12. In Abbildung 4.4 ist deutlich zu erkennen, dass die aufnehmbaren Lasten, ausgedrückt durch den Verbundfestigkeitsparameter Fbu nach Gleichung 4.2 mit steigender Umschnürungswirkung steigen. Dies gilt auch für Verbindungen ohne Schubrippen, bei denen die Umschnürungswirkung allein durch die Oberflächenrauigkeit aktiviert wird. Es werden jedoch größere Streuungen gemessen als bei Verbindungen mit Schubrippen. Die größeren Tragfähigkeitssteigerungen bei Grouted Joints mit Schubrippen zeigen, dass die Umschnürungswirkung durch Druckstreben effektiver aktiviert wird als durch die Oberflächenrauigkeit.

Abbildung 4.4: Abhängigkeit des Verbundfestigkeitsparameters Fbu von der radialen Steifigkeit der Stahlrohre KHSE nach [HSE02]

Von Billington et al. [Bil78b] wird beschrieben, dass bei großen Rohrdurchmessern die radialen Steifigkeit reduziert ist, wodurch die Tragfähigkeit der Verbindung herabgesetzt wird. Übliche Außendurchmesser von Piles im Golf von Mexiko werden von Lamport mit ca. 1,20 m angegeben, während Nordseeplattformen durchschnittliche Pile-Durchmesser um 1,50 m aufweisen. Die Wanddicke der Piles variiert in der Regel zwischen 16 mm und 32 mm, die Wanddicken der Sleeves sind üblicherweise etwas geringer.

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

0,000 0,005 0,010 0,015 0,020 0,025 0,030

radiale Steifigkeit KHSE

Ver

bund

fest

igke

itspa

ram

eter

F bu

mit Schubrippen

ohne Schubrippen


46

4.2.3 Oberflächenrauigkeit und Schubrippen Oberflächenrauigkeit Für Grouted Joints ohne Schubrippen ist die Oberflächenrauigkeit eine maßgebende Einflussgröße für die Verbundfestigkeit. Grouted Joints ohne Schubrippen sind nur sinnvoll einsetzbar, wenn die zu übertragenden Kräfte vergleichsweise gering sind und die Piles direkt durch die Streben einer Jacket-Struktur gerammt werden können. Es sind große Vergusslängen erforderlich, weshalb Grouted Joints ohne Schubrippen nur in flacheren Gewässern wirtschaftlich einsetzbar sind [Lam88, DOE82, API00]. Die wesentlichen Ansätze zur Steigerung der Tragfähigkeit von Grouted Joints ohne Schubrippen sind in Tabelle 4.1 zusammengestellt. Die höchste Tragfähigkeit wird durch Sandstrahlen oder eine Epoxidharzbeschichtung mit Sandeinstreuung erreicht. Wird eine Epoxidharzbeschichtung ohne Sandeinstreuung eingesetzt, reduziert sich die Tragfähigkeit auf den geringsten Wert von etwa 20 % der Tragfähigkeit der gestrahlten Oberfläche. Hinzu kommen der Einsatz quellender Zusatzmittel [Car87, Eln87] oder das nachträgliche Verpressen einer Hohlkammer, die mit einem dünnen Stahlblech auf ganzer Länge vom übrigen Vergussbereich getrennt wurde [Eln87]. Diese Möglichkeiten der inneren Vorspannung sollen gegenüber Grouted Joints mit Schubrippen Vorteile hinsichtlich des Ermüdungsverhaltens zeigen (vgl. Abschnitt 4.5). In der Herstellung ist das nachträgliche Verpressen jedoch ebenso aufwändig wie die Herstellung von Schubrippen.

Tabelle 4.1: Übersicht der Tragfähigkeiten bei unterschiedlicher Oberflächenbehandlung der Stahlrohre bezogen auf eine sandgestrahlte Oberfläche [Bil78b, Yam80, DOE82b]

Oberflächenbehandlung Bezogene Tragfähigkeit

Oberfläche sandgestrahlt 100 %

Epoxidharzbeschichtung mit Sandeinstreuung 100 %

Rostige Oberfläche 75 % - 100 %

Unbearbeitete Stahloberfläche ~ 50 %

Epoxidharzbeschichtung ohne Sandeinstreuung ~ 20 %

Schubrippen In Abbildung 4.5 sind drei typische Schubrippenausbildungen dargestellt. Abbildung 4.5 a zeigt eine Schweißwulst, die auf die Stahloberflächen aufgebracht wird. Alternativ können Flachstahlprofile oder Rundstähle angeschweißt werden. Schubrippen sollten mit gleicher Geometrie und gleichem Abstand sowohl auf dem Pile als auch auf dem Sleeve ausgeführt werden. Ihre Anordnung kann kreis- oder spiralförmig erfolgen [API00, HSE02]. Die Charakterisierung der Schubrippengeometrie erfolgt auf der Grundlage ihrer


47

Höhe (h) und ihrer Breite (w). Den amerikanischen und britischen Richtlinien zufolge [API00, HSE02] sollte das Verhältnis von Breite zu Höhe (w/h) zwischen 1,5 und 3,0 liegen. Bei darüber hinaus gehenden w/h-Werten können sich unwirtschaftliche Lösungen ergeben [DOE82]. Wie bereits erwähnt, wird die Tragwirkung der Schubrippen über das Verhältnis von Höhe zu Abstand (h/s) nach Abbildung 4.1 charakterisiert.

Abbildung 4.5: Typische Ausbildung von Schubrippen [API00]

In Abbildung 4.6 ist die Abhängigkeit des um die radiale Steifigkeit korrigierten Verbund-festigkeitsparameters vom h/s-Verhältnis dargestellt [DOE82b]. Wie in Abschnitt 4.1.2 beschrieben, bezeichnet Fbu den Verbundfestigkeitsparameter, der den Einfluss der Vergussmörteldruckfestigkeit einbezieht. Durch den Faktor K wird die radiale Steifigkeit in die Berechnung einbezogen, während CL den Einfluss der Vergusslänge repräsentiert (vgl. Abschnitt 4.2.4). Trotz großer Streuungen wird ein weitgehend linearer Anstieg der Verbundfestigkeit mit zunehmendem h/s-Verhältnis unterstellt. Es kann jedoch nicht unterschieden werden, ob sich höhere Schubrippen bzw. ein geringerer Schubrippenabstand unterschiedlich auswirken, weil beide Größen parallel geändert wurden. Generell gilt, dass im untersuchten Bereich ein größerer h/s-Wert zu einer höheren Verbundfestigkeit führt. Nach Lamport [Lam88] existiert ein optimaler h/s-Wert, bei dem der Vergussmörtel durch die Druckstreben geometrisch optimal genutzt wird (vgl. Abbildung 4.13). Lamport [Lam88] konnte darüber hinaus zeigen, dass die Tragfähigkeit der Verbindung unabhängig von der relativen Position der Schubrippen auf Pile und Sleeve nach Abbildung 4.7 a ist. Auch eine exemplarische Prüfung mit exzentrischer Anordnung des Piles im Sleeve hat keinen Einfluss auf die Tragfähigkeit der Verbindung gezeigt. Hinsichtlich der Wirkung geringer, zumeist unplanmäßiger Momentenbeanspruchungen auf die Tragfähigkeit von Grouted Joints sind in der Literatur unterschiedliche Aussagen zu finden. Von Billington und Tebbett [Bil80] wird eine Reduktion der axialen Tragfähigkeit bei Vorhandensein von Momenten beschrieben, während Lamport [Lam88] keine Beeinflussung der Verbundfestigkeit festgestellt hat.

a) Schweißwulst b) Flachstahlprofil mit Kehlnähten

c) Rundstahlprofil mit Kehlnähten

a) Schweißwulst b) Flachstahlprofil mit Kehlnähten

c) Rundstahlprofil mit Kehlnähten


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Abbildung 4.6: Abhängigkeit des um die radiale Steifigkeit korrigierten Verbundfestigkeits-parameters Fbu vom h/s-Verhältnis [DOE82b]

Abbildung 4.7: a) Relative Anordnung der Schubrippen und b) exzentrische Anordnung von Pile und Sleeve in Versuchen an Grouted Joints [Lam88]

4.2.4 Vergusslänge Wie bereits erwähnt, ist die Vergusslänge ein weiterer Einfluss auf die Verbundfestigkeit. Die Vergusslänge wird in der Regel als Vielfaches des Pile-Außendurchmessers (L/Dp) angegeben [DOE82b, Bil78a, Bil80]. Billington et al. [DOE82b] beschreiben, dass die Verbundfestigkeit ein Maximum der Tragfähigkeit zwischen dem 2-fachen und 4-fachen

a) Relative Positionder Schubrippen

b) Exzentrische Anordnung von Pile und Sleeve

½”

1½”

1”

SleevePile

a) Relative Positionder Schubrippen

b) Exzentrische Anordnung von Pile und Sleeve

½”

1½”

½”

1½”

1”

SleevePile

1”

SleevePile

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

0 0,005 0,01 0,015 0,02 0,025 0,03 0,035

F bu

/ (K

CL)

h/s-Verhältnis

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

0 0,005 0,01 0,015 0,02 0,025 0,03 0,035

F bu

/ (K

CL)

h/s-Verhältnis


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des Pile-Außendurchmessers aufweist. Bei kürzeren Grouted Joints werden die geringeren Verbundfestigkeiten von Hordyk [Hor96] auf Spannungsspitzen zurückgeführt, die sich an den Enden der Vergusslänge bilden (Abbildung 4.9). Die von Billington beschriebene Verringerung der Verbundfestigkeit bei längeren Grouted Joints ist umstritten. Hordyk [Hor96] beispielsweise führt die verringerte Verbundfestigkeit nicht auf den Einfluss der Vergusslänge, sondern auf nicht ausgehärtete, zum Teil nur einen Tag alte Vergussmörtel zurück, die in den Versuchen mit größeren Vergusslängen eingesetzt wurden.

4.2.5 Prüfeinflüsse Wie bei Modellprüfungen üblich, sind Unterschiede zwischen realen Beanspruchungen und Modellprobekörpern unvermeidbar. Hordyk [Hor96] nennt drei Prüfeinflüsse, die sich aus verkleinerten Grouted Joints ergeben:

• Maßstabseffekte

• Unterschiede in der radialen Steifigkeit

• Einflüsse aus der Lasteinleitung Von Billington [Bil78a] wird beschrieben, dass die Prüflasten bei Untersuchungen an Grouted Joints ohne Schubrippen im Maßstab 1:1 häufig 10 MN überschreiten. Daher werden Grouted Joints üblicherweise im Verhältnis 1:2 oder 1:4 geprüft [Bil78a, Lam88]. Die in Abbildung 4.8 a dargestellte Belastungseinrichtung wurde für umfangreiche Unter-suchungen des Wimpey Laboratory für die Regelwerke der Health and Safety Executive [HSE02] verwendet. Belastungen, wie sie unter realen Offshore-Bedingungen auftreten, führen zu Druckbeanspruchungen im Pile sowie im Sleeve (Druck-Druck). Sollte eine Zuglast vorliegen, stehen beide Bauteile unter Zug. Die in Abbildung 4.8 a dargestellte Beanspruchungsanordnung führt unter Druckbeanspruchung zu Zug im Pile und Druck im Sleeve. Hinzu kommt der versteifende Flansch am Pile, der in der Realität nicht vorhanden ist. Die Versuchsanordnung Druck/Zug wird von Billington [Bil78a] als konservative Abschätzung der Tragfähigkeit betrachtet, weil der Umfang des Piles durch die Querkon-traktion geringfügig verringert wird. Als Folge ergibt sich eine geringere Aktivierung der Umschnürungswirkung und damit nach Billington konservative Ergebnisse. Die in Abbildung 4.8 b dargestellte Belastungsanordnung von Yamasaki und Bos-well [Yam80, Bos86] führt zu einer realitätsnäheren Druck-Druck Beanspruchung in Pile und Sleeve. Der Nachteil dieser Anordnung ist die Beulgefahr des Piles. Die unterschied-lichen Prüfanordnungen werden in der Literatur zwar erwähnt, es sind jedoch keine Untersuchungen bekannt, in denen ihr Einfluss quantifiziert wurde. Eine vom Maßstab abhängige Größe sind Unterschiede in der radialen Steifigkeit, denen von Hordyk eine untergeordnete Bedeutung beigemessen wird. Werden Probekörper exakt maßstäblich skaliert, sind auch rechnerisch keine Unterschiede der radialen Steifigkeiten zu erwarten. In der Prüfpraxis wird jedoch häufig auf Standard-Profile bei den Stahlrohren


50

zurückgegriffen, sodass keine exakte Verkleinerung mehr vorliegt und sich geringe Unterschiede in der radialen Steifigkeit ergeben können.

Abbildung 4.8: Übliche Belastungsanordnungen für statische und dynamische Versuche an Grouted Joints [Hor96, Yam80, Bos86]

Eine weitere Einflussgröße ist das Alter des Vergussmörtels. Das Alter kann zwar über die Druckfestigkeit zum Prüfzeitpunkt erfasst werden, dennoch ist vor allem bei sehr jungen Vergussmörteln eine weitere Beeinflussung des Tragverhaltens durch die Steifigkeit gegeben. Wie erwähnt ist die Festigkeitsentwicklung einer der Gründe, weshalb Hordyk [Hor96] nach Abschnitt 4.2.4 die Reduktion der Verbundfestigkeit bei großen Vergusslängen anzweifelt.

4.3 Verbundspannungs-Verformungslinien 4.3.1 Grouted Joints ohne Schubrippen Abbildung 4.9 zeigt die von Yamasaki et al. [Yam80] gemessene Schubspannungs-verteilung an einer Verbindung ohne Schubrippen. Der linke Teil der Grafik zeigt einen Schnitt durch den Grouted Joint mit der Lage der Messstellen. Im rechten Teil ist die Schubspannungsverteilung zweier kleinformatiger Probekörper über der Länge der Verbindung aufgetragen. Es ist zu erkennen, dass bei beiden Probekörpern eine ungleich-mäßige Spannungsverteilung mit erhöhten Schubspannungen an den Enden des vergossenen Bereiches auftritt. Die Spannungsspitzen betragen das 2- bis 5-fache der Schubspannung im mittleren Bereich. Diese Spannungsspitzen an den Enden der Verbindung sind nach Hordyk [Hor96] der Grund für die bei kurzen Vergusslängen verringerte Verbundfestigkeit.

Flansch zur Lasteinleitung


a) b)



a) b)


51

Abbildung 4.9: Schubspannungsverteilung über der Länge eines Grouted Joint ohne Schubrippen nach [Yam80] mit Lage der Messstellen

Eine Kraft-Verformungslinie für Verbindungen ohne Schubrippen wird ebenfalls von Yamasaki et al. [Yam80] angegeben. Wesentliche Charakteristika sind ein weitgehend linearer Anstieg und ein duktiles Verhalten nach Erreichen der Traglast (Abbildung 4.10). Die Traglast des Grouted Joint wird bei einer Relativverschiebung zwischen Pile und Sleeve von weniger als 1 mm erreicht. Die temporären Entlastungen im abfallenden Ast werden durch das Nachrutschen des Piles an der Versagensfläche bedingt, das zunächst zu einem Absinken der übertragenen Kraft führt, bevor durch eine weitere Steigerung der Verformung und ein erneutes Verzahnen des Vergusses mit der Stahloberfläche wieder Kraft aufgenommen werden kann. Versuche mit nicht quellendem Vergussmörtel ergaben in etwa eine Halbierung der übertragbaren Lasten.

Abbildung 4.10: Kraft-Verformungskurve eines Grouted Joint ohne Schubrippen mit quellendem Verguss nach [Yam80]


52

4.3.2 Grouted Joints mit Schubrippen Ähnlich wie die Schubspannungsverteilung von Grouted Joints ohne Schubrippen zeigt die folgende Abbildung 4.11 die Entwicklung und Verteilung der lokalen Längs-dehnungen eines Grouted Joint mit Schubrippen nach Boswell und D’Mello [Bos86]. Zu beachten ist, dass es sich bei dem dargestellten Dehnungsverlauf ausschließlich um die Längsdehnung im Sleeve handelt.

Abbildung 4.11: Entwicklung der Längsdehnungsverteilung eines Sleeves mit Schubrippen nach [Bos86]

Bei einem Drittel der Verbundfestigkeit (560 kN von 1680 kN) trägt nur die oberste Schubrippe an der belasteten Seite merklich zur Lastübertragung bei. Wird die Bean-spruchung auf zwei Drittel der Maximallast (1120 kN) erhöht, steigt die Verformung an der obersten Schubrippe überproportional stark an. Durch Reibung steigt die Längsdehnung gleichmäßig über der gesamten Höhe der Verbindung. Langsam beginnt sich das Mitwirken von Druckstreben durch lokal erhöhte Längsdehnungen zu zeigen. Abgesehen von den lokal erhöhten Längsdehnungen in der Nähe der Schubrippen steigt die Längsdehnung auch zwischen den Schubrippen weiter. Bis zum Erreichen der Traglast werden die Längsdehnungen weiter erhöht, die Tragwirkung der Druckstreben steigt überproportional. Damit ist die Reibung während der gesamten Belastung wirksam, während die Druckstrebentragfähigkeit erst zwischen 50 % und 70 % der Maximallast merklich aktiviert wird.


53

Ebenfalls sehr umfangreiche und messtechnisch aufwändige Untersuchungen werden von Aritenang et al. [Ari90] dokumentiert. Die wesentlichen Resultate sind:

• Radiale Dehnungen entsprechen dem 3- bis 4-fachen der axialen Dehnungen. Hieraus ergibt sich, dass Grouted Joints durch Fließen des Stahls in Umfangsrichtung versagen können, wodurch die Umschnürungswirkung maßgeblich beeinflusst wird.

• Hinsichtlich der Tragwirkung stellt die unterste Schubrippe einen Sonderfall dar. Ihre Tragfähigkeit wird durch eine diagonale Rissbildung über den Verguss beschränkt. Da gegenüberliegend keine weitere Schubrippe folgt, kann sich keine Druckstrebe ausbilden.

• Die maximale Schubspannung stellt sich an der belasteten Seite des Piles ein, sodass die Verbundfestigkeit des Grouted Joint durch das Trag- und Verformungsverhalten der obersten Schubrippe bestimmt wird.

Abbildung 4.12 zeigt qualitativ eine typische Verbundspannungs-Verformungskurve eines Grouted Joint mit Schubrippen im einaxialen Druckversuch [Lam88]. Wesentliche Merkmale der Kurve sind das duktile Verhalten nach dem Erreichen der Verbund-festigkeit und der Knick bei einer Verbundspannung von etwa 220 psi (etwa 1,5 N/mm²). Dieser Punkt wird in der Literatur häufig als „first slip“ bezeichnet. Er wird im Folgenden Schlupfspannung genannt. Charakteristisch ist, dass die Schlupfspannung zumeist den Übergang von weitgehend linearem Bauteilverhalten zu ausgeprägt nicht-linearem Verhalten beschreibt. Dennoch ist die Schlupfspannung nicht immer so eindeutig zu erkennen, wie in Abbildung 4.12. Auch der Anstieg nach dem Erreichen der Schlupfspannung ist größeren Schwankungen unterworfen. Ein Vergleich mit der vorangegangenen Abbildung 4.11 deutet darauf hin, dass die Schlupfspannung bei etwa 50 % der Verbundfestigkeit gleichzeitig den Punkt kennzeichnet, an dem die Druckstrebentragfähigkeit messbar aktiviert wird. Des Weiteren ist die mit ca. 0,19 inch (etwa 4,8 mm) große Verformung bei Erreichen der Verbundfestigkeit charakteristisch. Diese ergibt sich auf der Grundlage von Abbildung 4.2 durch die fortschreitende Zerstörung des Vergussmörtels vor den Schubrippen, wenn die Druckstrebentragwirkung aktiviert ist. Bemerkenswert ist weiterhin, dass die Steigung bei Ent- und Wiederbelastung bei einer Verformung von etwa 0,4 inch trotz des erreichten abfallenden Astes weitgehend mit der Steigung im ersten linearen Bereich vor Erreichen der Schlupfspannung übereinstimmt. Dies steht im Gegensatz zu den so genannten Compliance-Versuchen, die an Betonen durchgeführt wurden, um die Reststeifigkeit im abfallenden Ast der Spannungs-Dehnungslinie zu bestimmen. Bei Beton werden im abfallenden Ast deutlich reduzierte Steifigkeiten bereits kurz nach Erreichen der Traglast beobachtet [Sub02, Mu04].


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Abbildung 4.12: Verbundspannungs-Verformungslinie eines Grouted Joint mit Schubrippen unter einaxialer Beanspruchung [Lam88]

4.4 Modell des Versagens und der Rissbildung Die den beschriebenen Spannungs-Verformungslinien zugrunde liegende Rissbildung wird von Lamport [Lam88] anschaulich in drei Stadien unterteilt (Abbildung 4.13). Gleichzeitig liefert Lamport eine Erklärung für die zweiteilige Form der Verbundspannungs-Verformungskurve. Er weist darauf hin, dass die Adhäsion nur einen geringen Beitrag zur Tragfähigkeit leistet, bis zu dem Moment, in dem sie erstmalig über-schritten wird. In der ersten Phase liegt ein weitgehend linear-elastisches Tragverhalten vor. Nach Abbildung 4.11 ist die Schubspannungsverteilung über der Vergusslänge zunächst linear. Die Maxima der Spannung liegen am Pile im oberen Bereich an der Lasteinleitung, am Sleeve entsprechend im unteren Bereich. Nach Lamport beginnt die Rissbildung bereits in diesem frühen Stadium in den maximal beanspruchten Bereichen von Pile und Sleeve, also in den Endbereichen der Verbindung. Der Ausgangspunkt der Risse ist jeweils die beanspruchte Seite der Schubrippen, dass heißt die Unterseite der Schubrippen auf dem Pile und die Oberseite der Schubrippen auf dem Sleeve. Der Winkel, unter dem die Ausbreitung der Risse stattfindet, ist von der Druckfestigkeit des Vergussmörtels abhängig. Je höher die Druckfestigkeit, desto kleiner ist der Winkel gegen die Horizontale. Nach Lamport ist zu beachten, dass die Rissbildung unabhängig von der relativen Position der Schubrippen auf Pile und Sleeve verläuft. Der Vergussmörtel oberhalb der obersten Schubrippe und unterhalb der letzten Schubrippe trägt neben der Adhäsion nur unmaßgeblich zur Kraftübertragung bei. Die Überschreitung der Adhäsion und die beginnende Diagonalrissbildung sind Gründe für das Auftreten der Schlupfspannung. In der zweiten Phase nach Abbildung 4.13 b setzt sich die Bildung diagonaler Risse von den Randbereichen der Verbindung in die Mitte des vergossenen Bereichs fort. Der

Mitt

lere

Ver

bund

span

nung

[psi

]

Verformung [inch]

Mitt

lere

Ver

bund

span

nung

[psi

]

Verformung [inch]


55

Vergussmörtel vor den Schubrippen beginnt zu versagen, sodass sich auf der beanspruchten Seite der Schubrippen Vergussmörtelkeile bilden. Sie bestehen nach Lamport aus pulverisiertem Vergussmörtel. Aritenang et al. [Ari90] beschreiben auf der Druckseite der Schubrippen verdichteten, aber nicht zerstörten Vergussmörtel. Durch die Diagonalrisse bilden sich zwischen den Schubrippen Druckstreben aus, in denen der Vergussmörtel auf Druck trägt. Die weißen Bereiche des Vergussmörtels tragen nur über Reibung, sie bilden keine Druckstreben.

Abbildung 4.13: 3-stufige Versagensentwicklung von Grouted Joints mit Schubrippen [Lam88]

Mit fortschreitender Beanspruchung bilden sich Druckstreben über die gesamte Vergusslänge (Abbildung 4.13 c). Mit Ausbildung der letzten Druckstreben liegen vor allen Schubrippen Keile mit versagtem Vergussmörtel vor, was zu einer signifikant erhöhten Relativverschiebung zwischen Pile und Sleeve führt. In diesem Zustand wird die Verbundfestigkeit erreicht. Auch nach Erreichen der Verbundfestigkeit können über Reibung und die Druckstreben große Kräfte aufgenommen werden, die der Grund für das duktile Verhalten der Grouted Joints im abfallenden Ast sind. Aus dieser Betrachtung folgert Lamport, dass die Verbundfestigkeit von Grouted Joints direkt vom Versagen des Vergussmörtels vor den Schubrippen bestimmt wird und nicht primär von der Tragfähigkeit der Druckstreben. Darüber hinaus wird die Tragfähigkeit der Verbindung maßgeblich vom Abstand der Schubrippen auf Pile bzw. Sleeve und der Druckstrebenneigung beeinflusst. Es existiert ein optimaler Schubrippenabstand in Abhängigkeit von der Druckfestigkeit des Vergussmörtels und der Schubrippenhöhe.

Sleeve

Pile

Verguss-beton

Druck-strebe

Verguss-betonkeil

a) c)b)

Sleeve

Pile

Verguss-beton

Druck-strebe

Verguss-betonkeil

a) c)b)


56

Aritenang [Ari90] beschreibt, dass der Winkel der Rissbildung von der Relativ-verschiebung zwischen Pile und Sleeve abhängt, sodass sich primäre Risse mit größerer Neigung und sekundäre Risse mit geringerer Neigung bilden. Im Gegensatz zur Meinung von Lamport beginnen die Risse nicht an beiden Enden der Verbindung, sondern ausschließlich am oberen, belasteten Ende. Daraus folgt, dass die Tragfähigkeit der Verbindung im Wesentlichen durch die Druckfestigkeit des Vergussmörtels vor der maximal beanspruchten Schubrippe gesteuert wird. Die unterste Schubrippe trägt aufgrund der schrägen Rissbildung fast nicht zur Tragfähigkeit bei.

4.5 Ermüdungsverhalten 4.5.1 Beanspruchungen Über das Ermüdungsverhalten von Grouted Joints liegen nur wenige frei zugängliche Untersuchungsberichte vor. Umfangreichere Untersuchungen sind zum Teil im gemeinschaftlichen Auftrag von Ölkonzernen durchgeführt worden, deren Zustimmung für eine Verwertung nicht erreicht werden konnte [MMS97, Sel93]. Bei der Ermüdungsbeanspruchung von Grouted Joints sind neben der Unterteilung in Verbindungen mit und ohne Schubrippen drei wesentliche Beanspruchungen zu unterscheiden:

• Schwellbeanspruchungen

• Wechselbeanspruchungen

• Beanspruchung während der Erhärtung („Early-Age cycling“) Bei der Betrachtung des Ermüdungsverhaltens von Grouted Joints ist es möglich, ausschließlich in Schwellbeanspruchungen und Wechselbeanspruchungen zu unterscheiden. Eine Unterteilung in Zug- und Druckschwelllasten ist nicht sinnvoll, weil es für das Tragverhalten unerheblich ist, in welcher Richtung Druck bzw. Zug angesetzt wird. Bei einer Umkehr der Lastrichtung wird lediglich die Richtung der Druckstreben verändert (Abbildung 4.13, Abbildung 6.4). Steifigkeit und Tragverhalten werden hiervon nicht wesentlich beeinflusst. Die Frage, ob es sich bei der Beanspruchung um eine reine Schwellbeanspruchung bzw. eine Wechselbeanspruchung handelt, ist während der statischen Untersuchungen zu klären. Maßgebend sind die Geometrie der Tragstruktur, die Wassertiefe, die Wind- und Wellenbeanspruchung ebenso wie das Eigengewicht und die Nutzlast. Beispielsweise wurde für die Ölplattform „BP-Magnus“ eine Nutzlast von 30.000 t sowie ein Gesamtgewicht von über 45.000 t ermittelt. Ähnlich hohe Nutzlasten sind bei Offshore-Windenergieanlagen nicht zu erwarten. Gleichzeitig ist aber mit geringeren Wassertiefen zu rechnen [Lew80, Sch06a]. Realistische Beanspruchungen der Grouted Joints stellen sich in Abhängigkeit von der Wind- und Wellenrichtung als Kollektive aus Schwellbeanspruchungen dar, die je nach Richtung und Stärke von Wind und Welle im Zug- oder Druckschwellbereich liegen können. Vor diesem Hintergrund ist die reine Wechselbeanspruchung im Vergleich zur Druckschwellbeanspruchung bei der Bemessung


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als sichere Seite anzusehen. Nach Hordyk [Hor96] ist für Ölplattformen in der Nordsee mit einem minimalen Spannungsverhältnis von R = -0,5 zu rechnen. Hierbei ist die Zugbeanspruchung die betragsmäßig kleinere, abhebend wirkende Beanspruchung. Berechnungen von Repower [Rep06] ergeben für eine Jacket-Tragstruktur für Offshore-Windenergieanlagen in der Nordsee eine maximale Drucklast von ca. 14,5 MN ohne Sicherheiten. Die maximale Zugbeanspruchung beträgt ca. 9,3 MN. Dies entspräche einem Spannungsverhältnis von R = -0,64 und läge damit über dem von Hordyk für Offshore-Plattformen angegebenen Wert. Hierbei ist allerdings zu beachten, dass diese Maximallasten an unterschiedlichen Grouted Joints in der Struktur ermittelt wurden. Werden ausschließlich Wechsellasten an einem Grouted Joint betrachtet, ergibt sich ein minimales Spannungsverhältnis von R = -0,45. Für die ermüdungswirksamen Betriebslasten auf einem Pfahl ergibt sich ein Spannungsverhältnis von R = -0,4. Die Spannungsschwingweite unter Betriebsbeanspruchung beträgt ca. 30 % der maximalen statischen Beanspruchung. Beanspruchungen während der Erhärtung sind unvermeidbare Bewegungen der Tragstruktur aus Wellen und Windlasten, die so lange auftreten, wie der Vergussmörtel noch keine ausreichende Festigkeit entwickelt hat, um die Beanspruchungen aufnehmen zu können (Abschnitt 4.5.3).

4.5.2 Bruchlastwechselzahlen und Schädigungsentwicklung In Abbildung 4.14 ist beispielhaft die Abhängigkeit der Bruchlastwechselzahl von der Beanspruchungsart und dem Spannungsverhältnis dargestellt [Hor96]. Den Definitionen in Abschnitt 3.2 zufolge, stellen positive Spannungsverhältnisse Schwelllasten dar, während Wechsellasten durch ein negatives Spannungsverhältnis charakterisiert werden. Für Schwelllasten (R = 0,3) zeigt sich eine nahezu horizontale Gerade auf einem hohen Spannungsniveau. Sie drückt anschaulich eine große Streuung der Versuchsergebnisse bei gleich bleibender Beanspruchung aus. Verschiedene Unterlastniveaus werden nicht betrachtet, die Anzahl der Proben ist gering. Die zweite Gerade für Spannungsverhältnisse zwischen R = -1 und R = 0 deckt den Bereich der Wechsellasten ab. Dieses breite Beanspruchungsspektrum erklärt die großen Streuungen der Datenpunkte. Es ist davon auszugehen, dass kleinere Spannungs-verhältnisse zu Datenpunkten gehören, die in der Nähe der Wechsellastgeraden liegen, während größere Spannungsverhältnisse der Schwelllastgeraden näher sind. Ebenso wie Beton zeigen Grouted Joints die geringste Ermüdungsfestigkeit bei Wechsel-beanspruchung. Hordyk führt aus, dass Grouted Joints mit einem steigenden h/s-Verhältnis eine geringere Ermüdungsfestigkeit aufweisen. In den zitierten Versuchen betrug das maximale h/s-Verhältnis 0,02.


58

Abbildung 4.14: Bruchlastwechselzahlen von Grouted Joints mit Schubrippen in Abhängigkeit von der Beanspruchung und dem Spannungsverhältnis R [Hor96]

Für Grouted Joints ohne Schubrippen und mit quellendem Vergussmörtel geben Yamasaki et al. [Yam80] folgende Wöhlerlinien an:

Druckschwellbeanspruchung dyn

ki

log N 8,78 10,55τ⎛ ⎞

= − ⋅ +⎜ ⎟τ⎝ ⎠ Gleichung 4.3

Wechselbeanspruchung dyn

ki

log N 10,79 11,03τ⎛ ⎞

= − ⋅ +⎜ ⎟τ⎝ ⎠ Gleichung 4.4

Diese Gleichungen wurden anhand der Einzelergebnisse von Yamasaki [Yam80] ermittelt. Sie sind zusammen mit den Einzelwerten in der folgenden Abbildung 4.15 dargestellt. Weitere, von Det Norske Veritas dokumentierte Wöhlerlinien werden bei der Vorstellung der Regelwerke zur Bemessung von Grouted Joints in Abschnitt 4.6.4 beschrieben. Hinzu kommen Ergebnisse von Billington [Bil80] und Boswell [Bos86], die an Probekörpern mit Schubrippen ermittelt wurden. Grundsätzlich ist zu erkennen, dass Grouted Joints mit Schubrippen eine geringere Ermüdungsfestigkeit unter Wechselbeanspruchung zeigen als Proben ohne Schubrippen. Diese Vermutung wird von Elnasai [Eln87] geteilt. Aufgrund der deutlich höheren statischen Tragfähigkeit von Grouted Joints mit Schubrippen ist ihre absolute Ermüdungsfestigkeit jedoch höher als bei Grouted Joints ohne Schubrippen.


59

Abbildung 4.15: Zusammenhang zwischen der bezogenen Schubspannung und der Bruchlastwechselzahl von Grouted Joints mit Schubrippen [Bil80, Bos86] und ohne Schubrippen [Yam80]

Bei den Untersuchungen von Boswell und D’Mello [Bos86] ist hinzuzufügen, dass sie für die Verstärkung von Jacket-Strukturen ausgeführt wurden. Aus diesem Grund handelte es sich beim eingesetzten Sleeve um zwei Halbschalen, die mit Schrauben verbunden wurden [HSE97]. Inwieweit die Schraubenverbindung die radiale Steifigkeit des Sleeves beeinflusst und damit ein Grund für die geringen Lastwechselzahlen ist, wird nicht beschrieben. Die Druckfestigkeit des Vergussmörtels betrug zwischen 72 N/mm² und 95 N/mm². Die Schädigungsentwicklung von Grouted Joints mit Schubrippen wird von Boswell und D’Mello [Bos86] in Form einer Verformungs-Zeitkurve nach Abbildung 4.16 angegeben. Bemerkenswert sind die zwischen 10 mm und 20 mm großen Verformungen, die in Zug- und Druckrichtung auftreten. Diese Verformungen werden durch das Zusammenspiel der Stahlrohre und des Vergussmörtels bedingt und sind deutlich größer als die Verformungen, die zum Versagen des Betons im Materialversuch führen. Der dargestellte Probekörper wurde mit einer Wechselbeanspruchung von ± 32 % der erwarteten statischen Verbundfestigkeit beansprucht. Das Versagen trat bereits nach 19 Lastwechseln ein. Trotz des starken Verformungsanstiegs scheint die Last weiterhin auf den Probekörper aufgebracht werden zu können. Weitergehende Aussagen zur Schädigungsentwicklung konnten der Literatur nicht entnommen werden. Ebenfalls liegen keine Angaben über Auswirkungen der Schubrippenform, Ermüdungsbeanspruchungen unter Wasser oder einem Einfluss der Lastfrequenz vor.

0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

1,0

1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 6,0 7,0

Bruchlastwechselzahl log(N)

bez.

Sch

ubsp

annu

ng

Schwelllast [Yam80]

Wechsellast [Yam80]

Wechsellast [Bil80]

Wechsellast [Bos86]

Durchläufer

mit Schubrippen

ohne Schubrippen

0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

1,0

1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 6,0 7,0


bez.

Sch

ubsp

annu

ng

Schwelllast [Yam80]

Wechsellast [Yam80]

Wechsellast [Bil80]

Wechsellast [Bos86]

Durchläufer

mit Schubrippen

ohne Schubrippen


60

Abbildung 4.16: Verformungs-Zeit-Kurve eines Grouted Joint mit Schubrippen unter Wechselbeanspruchung mit ± 32 % der erwarteten Verbundfestigkeit [Bos86]

Zusammenfassend ergeben sich folgende Aussagen über das Ermüdungsverhalten von Grouted Joints:

• Mit steigender Beanspruchung sinkt die Ermüdungsfestigkeit von Grouted Joints.

• Grouted Joints unter Wechselbeanspruchung weisen eine geringere Ermüdungs-festigkeit auf als Grouted Joints unter Schwellbeanspruchung. Dabei sinkt die Ermüdungsfestigkeit mit sinkendem Spannungsverhältnis.

• Steigende h/s-Werte führen zu einer sinkenden Ermüdungsfestigkeit, wenn die Ermüdungsbeanspruchung auf die statische Beanspruchbarkeit bezogen wird.

• Bis zum Erreichen des Versagens im Ermüdungsversuch treten große Verfor-mungen auf.

4.5.3 Beanspruchungen während der Erhärtung Im Vergleich zum klassischen Stahlbetonbau stellen Ermüdungsbeanspruchungen während der Erhärtung eine Besonderheit von Grouted Joints dar. Durch die fortwährende Wind- und Wellenbelastung ist die Ermüdungsbeanspruchung bis zum Erreichen einer ausreichenden Festigkeit des Vergussmörtels vom Wetter abhängig. Neben einem schnellen Baufortschritt ist dies der wesentliche Grund für die Forderung hoher Frühfestigkeiten des Vergussmörtels, vor allem wenn Schubrippen verwendet werden. Hordyk [Hor96] und Det Norske Veritas [DNV04] geben an, dass die Beanspruchung während der Erhärtung auf die Tragfähigkeit und Ermüdungsfestigkeit von Verbindungen mit Schubrippen einen größeren Einfluss ausübt als auf Verbindungen ohne Schubrippen.


61

Der Grund ist, dass sich durch Relativverschiebungen zwischen Pile und Sleeve im nicht erhärteten Vergussmörtel Hohlräume bilden können (Abbildung 4.2). Diese Hohlräume können insbesondere bei Wechselbeanspruchungen zu vergrößerten Verformungen und verminderter Tragfähigkeit führen. Da sich Festigkeit und Steifigkeit des Vergusses während der Erhärtung entwickeln und damit variabel sind, werden diese Beanspruchungen als Verformungen angegeben [DNV98, DNV04]. Det Norske Veritas zufolge liegen über die Auswirkungen nur sehr wenige Erkenntnisse vor. Die angegebenen Abminderungsfaktoren sollten durch projektbezogene Versuche bestätigt werden. Lee et al., Carroll sowie Elnasai [Lee06, Car87, Eln87] weisen darauf hin, dass Grouted Joints, deren Tragfähigkeit mit quellenden Vergussmassen bzw. dem Nachverpressen eines Hohlraumes erhöht wurde (Kap. 4.3.1), eine bessere Ermüdungsfestigkeit aufweisen als Grouted Joints mit Schubrippen. Der Grund ist, dass sich bei einer Beanspruchung während der Erhärtung keine Hohlräume an den Schubrippen bilden und lediglich die Adhäsion aber nicht die Reibung beeinträchtigt wird.

4.6 Regelwerke zur Bemessung von Grouted Joints 4.6.1 Allgemeines Wie bereits erwähnt, existieren drei Regelwerke zur Bemessung von Grouted Joints:

• USA - American Petroleum Institute (API): Recommended Practice for Planning, Designing and Constructing Fixed Offshore Platforms – Working Stress Design. 21st edition, Washington, 2000

• Großbritannien - Health & Safety Executive (HSE): Pile / Sleeve Connections. Offshore Technology Report 2001/016, Norwich, 2002 im Auftrag des Depart-ment of Energy

• Norwegen - Det Norske Veritas (DNV): DNV-OS-J101 – Design of Offshore Wind Turbine Structures. Det Norske Veritas, 2004

Die Richtlinie zur Zertifizierung von Windenergieanlagen des Germanischen Lloyd [GL05], die ebenfalls Grouted Joints beinhaltet, verweist auf die DIN EN ISO 19901 [N3], die wiederum die Regelungen des American Petroleum Institutes übernimmt. Die erste Richtlinie wurde vom American Petroleum Institute zunächst für Bohrplattformen im Golf von Mexiko [Lam88, DOE82b] herausgegeben. Für diese Plattformen haben Verbindungen mit Schubrippen aufgrund der geringen Wassertiefen keine Rolle gespielt. In der Folge wurden die Bemessungsansätze geändert und auf weitere Seegebiete ausgedehnt. Außerdem wurden umfangreiche Versuchsserien in Großbritannien und Norwegen durchgeführt, die zur Richtlinie der Health and Safety Executives [HSE02] und von Det Norske Veritas [DNV98, DNV04] geführt haben. Die [DNV04]: “DNV-OS-J101 – Design of Offshore Wind Turbine Structures” ist die einzige speziell für Offshore-Windenergieanlagen herausgegebene Richtlinie. In Bezug auf axial beanspruchte Grouted Joints werden weitestgehend die Regelungen der „Rules


62

for fixed offshore Installations“ [DNV98] für ortsfeste Offshore-Strukturen übernommen. Hinzu gekommen sind Angaben zur Bemessung von Grouted Joints unter Torsionsbeanspruchung, Biegung und Schub. Die Regelungen für Biegung und Schub zielen auf die Bemessung von Monopile-Verbindungen ab und werden hier nur der Vollständigkeit halber erwähnt. Ein zentrales Element aller Richtlinien sind Sicherheitsbetrachtungen, die nicht quanti-fizierbare Einwirkungen und Aspekte berücksichtigen. Nach dem Bericht des britischen Department of Energy [DOE82] müssen die Sicherheitsbeiwerte für Grouted Joints folgende Faktoren abdecken:

• Streuungen der Versuchsergebnisse

• Ermüdungsbeanspruchung während der Erhärtung (nicht bei Det Norske Veritas)

• Langzeitermüdung aus Wind und Wellen

• Langzeitverhalten des Vergussmörtels

• Grenzzustände der Verformung Nach Karsan und Krahl [Kar84] kommt hinzu, dass die Wirkungen von Querkräften und Biegemomenten weder experimentell noch in den Gleichungen zur Berechnung der zulässigen Kräfte berücksichtigt wurden. Entsprechende Beanspruchungen sind über nicht näher genannte analytische Ansätze zu berücksichtigen. Für die britischen und amerikanischen Richtlinien wird für die Sicherheit von Grouted Joints ein globaler Sicherheitsbeiwert von 6,0 für den Gebrauchszustand und 4,5 für Extremlasten gefordert. Im Gegensatz dazu wurde von Det Norske Veritas [DNV04] das Konzept der Teilsicherheitsbeiwerte umgesetzt. Nach Hordyk [Hor96] basieren alle Richtlinien auf unterschiedlichen Versuchs-programmen, die praxisübliche Geometrien abbilden. Dies ist der Grund für die ver-schiedenen Randbedingungen, innerhalb derer die Regelwerke gültig sind (Tabelle 4.2). Bei den von Det Norske Veritas angegebenen Randbedingungen ist zu beachten, dass die radialen Steifigkeiten in Abhängigkeit vom Außenradius (R/t) angegeben sind. Im Vergleich zu den Werten des American Petroleum Institute und der Health and Safety Executive sind die entsprechenden Grenzwerte zu verdoppeln, da letztere die Außendurchmesser (D/t) verwenden. Darüber hinaus fällt auf, dass die britischen und norwegischen Regelungen deutlich geringere radiale Steifigkeiten der Sleeves zulassen. Dies wird am oberen Grenzwert für das Verhältnis von Ds/ts deutlich, der in beiden Fällen 140 betragen darf. Ebenfalls fällt auf, dass die Regelung von Det Norske Veritas die weitesten Bereiche der radialen Steifigkeit für Pile und Sleeve zulässt. Werden die Bemessungsformeln außerhalb der Grenzwerte verwendet, werden Anpassungsversuche zur Einhaltung der geforderten Sicherheiten vorgeschlagen. Darüber hinaus ist von Det Norske Veritas die konstruktive Durchbildung der Schubrippen am wenigsten geregelt. In den folgenden Abschnitten sind die Formeln zur Berechnung der Tragfähigkeit von Grouted Joints kurz dargestellt und kommentiert. Dabei ist es nicht das Ziel, einen


63

umfassenden Überblick über die Bemessungsansätze zu geben, sondern die grundlegenden Ansätze und Besonderheiten herauszustellen.

Tabelle 4.2: Vergleich der Anwendungsgrenzen für Grouted Joints nach den gültigen Regelwerken

American Petroleum Institut [API00]

Health and Safety Executive [HSE02]

Det Norske Veritas

[DNV04]

Sleeve 80tD

S

S ≤ 140tD

50S

S ≤≤ 70tR

9S

S ≤≤

Pile 40tD

P

P ≤ 40tD24

P

P ≤≤ 30tR5

P

P ≤≤

Grout 45tD

7g

g ≤≤ 45tD

10g

g ≤≤

Länge

2DL

P≥

10,0sh

≤ 04,0sh*0 ≤≤ 10,0

sh

<

8s

D**5,2 P ≤≤ 8s

D*0 P ≤≤

006,0

Dh*0

P≤≤

3hw5,1 ≤≤ 3

hw5,1 ≤≤

Geo

met

rie

Schubrippen

PP tRs ⋅>

Last

en

²mm

N5,5shfcu ≤⋅

Fest

igke

it

cuN N17, 25 f 110

mm² mm²≤ ≤

* gilt nur für einfache Verbindungen ohne Schubverbundmittel ** gilt für spiralförmig angeordnete Schubrippen


64

4.6.2 American Petroleum Institute Vom American Petroleum Institute werden insgesamt vier Lastkombinationen unterschieden. Die Lastkombinationen 1 und 2 bilden die Betriebsbeanspruchungen ab, während die Kombinationen 3 und 4 die Extremlasten darstellen. Die mittlere Sicherheit gegenüber Extrembeanspruchungen wird mit 4,8 angegeben. In den folgenden Gleichungen sind die Sicherheitsbeiwerte bereits eingerechnet, sodass die Ergebnisse zulässige Verbundfestigkeiten sind. Die zulässige Verbundfestigkeit fba in den Betriebszuständen beträgt:

ba cuh Nf 0,138 0,5 f 2,888 ins mm²

= + ⋅ ⋅ ≤ Gleichung 4.5

Die zulässige Verbundfestigkeit fba in den Extremzuständen beträgt:

ba cuh Nf 0,184 0,67 f 3,869 ins mm²

= + ⋅ ⋅ ≤ Gleichung 4.6

Darin bezeichnet fcu die Druckfestigkeit des Vergussmörtels im Alter von 28 Tagen an einem 75 mm Würfel und h/s das Verhältnis aus Höhe und Abstand der Schubrippen. Die Druckfestigkeit des Vergussmörtels muss nach Tabelle 4.2 zwischen 17,25 N/mm² und 110 N/mm² liegen. Die Grenzwerte der zulässigen Verbundfestigkeit ergeben sich aus der Vorgabe, dass das Produkt von Vergussmörteldruckfestigkeit und h/s-Verhältnis 5,5 N/mm² nicht überschreiten darf. Mit einem h/s-Verhältnis bis zu 0,1 lässt das American Petroleum Institute vergleichsweise hohe Schubrippen zu. In der Struktur der Gleichung ist zudem die Trennung in einen konstanten Traganteil ohne Schubrippen und einen additiven Anteil aus der Wirkung der Schubrippen deutlich zu erkennen. In Abschnitt 4.2.2 wurde beschrieben, dass die radiale Steifigkeit einen wesentlichen Einfluss auf die Tragfähigkeit von Grouted Joints ausübt. Der Ansatz des American Petroleum Institute ist der einzige, der diesen Einfluss bei der Ermittlung der Tragfähigkeit nicht berücksichtigt. Die Geometrie von Pile, Sleeve und Verguss wird lediglich begrenzt. Ein eigener Beiwert zum Einfluss der Oberflächenbeschaffenheit vor allem für Grouted Joints ohne Schubrippen ist ebenfalls nicht vorhanden. Im Vergleich zu den britischen und norwegischen Richtlinien gibt das American Petroleum Institute genaue Angaben zur Bemessung der Schubrippen. Danach ist jede Schubrippe so zu dimensionieren, dass sie den ihr zugewiesenen Anteil der Schubspannung übertragen kann. Dabei sind die Betriebsbeanspruchungen zu Grunde zu legen. Nach Abbildung 4.17 ist als Beanspruchung der Schubrippen in den mittleren Bereichen das 1,7-fache der Vergussmörteldruckfestigkeit als Spannung anzusetzen, während in den Randbereichen das 2,5-fache gilt. Diese Werte können als Erhöhungsfaktoren für dreiaxial beanspruchten Beton interpretiert werden. Damit steigt in den Randbereichen die Beanspruchung der Schubrippen. Die Grundlage bilden Ergebnisse zum Beispiel von


65

Yamasaki (Abbildung 4.9), die eine erhöhte Schubspannung an den Enden der Verbindung zeigen.

Abbildung 4.17: Beanspruchung der Schubrippen in Abhängigkeit der Vergussmörteldruckfestigkeit nach [API00]

4.6.3 Health and Safety Executive Von der Health and Safety Executive wird bei der Auslegung der Grouted Joints ein globales Sicherheitskonzept verfolgt [DOE82]. Die Sicherheitsfaktoren sind in Abhängigkeit vom Vergussvorgang angegeben.

Tabelle 4.3: Globale Sicherheitsbeiwerte für Grouted Joints in Abhängigkeit von der Herstellung nach [HSE02]

Betriebsbeanspruchung Extrembeanspruchung

Vergussmörtel verdrängt Wasser 6,0 4,5

Vergussmörtel verdrängt Bohrschlamm o.ä. Material 8,0 6,0

0,5buc L S cu

hf K C 9 C 1100 fs

⎛ ⎞= ⋅ ⋅ ⋅ + ⋅⎜ ⎟⎝ ⎠

Gleichung 4.7

1 1

g p s

g p s

D D DK mt t t

− −⎡ ⎤ ⎡ ⎤⎛ ⎞ ⎛ ⎞ ⎛ ⎞

= + +⎢ ⎥ ⎢ ⎥⎜ ⎟ ⎜ ⎟ ⎜ ⎟⎜ ⎟ ⎜ ⎟⎢ ⎥ ⎢ ⎥⎝ ⎠⎝ ⎠ ⎝ ⎠⎣ ⎦ ⎣ ⎦ Gleichung 4.8


66

fbuc charakteristische Verbundfestigkeit fcu charakteristische Vergussmörteldruckfestigkeit K Steifigkeitsbeiwert CL Beiwert zur Berücksichtigung der Vergusslänge CS Beiwert zur Berücksichtigung der Oberflächenbeschaffenheit Ds, Dp, Dg Außenradius von Sleeve, Pile und Vergussmörtel ts, tp, tg Wanddicke von Sleeve, Pile und Vergussmörtel m Steifigkeitsverhältnis von Stahl zu Vergussmörtel h Schubrippenhöhe s Schubrippenabstand Die mit vorstehender Gleichung berechneten charakteristischen Verbundfestigkeiten (fbuc) sind durch die in Tabelle 4.3 angegebenen Sicherheitsbeiwerte zu teilen, um die zulässigen Beanspruchungen zu erhalten. Nach Elnashai [Eln87] zeigt der Bemessungs-ansatz der Health and Safety Executive bei langen Verbindungen mit L/Dp > 20 stark reduzierte Sicherheiten. Im Vergleich zu den Regelungen des American Petroleum Institute geht die Druck-festigkeit des Vergussmörtels lediglich mit der Wurzel in die charakteristische Verbund-festigkeit ein. Außerdem ist eine direkte Abhängigkeit der charakteristischen Verbund-festigkeit von der radialen Steifigkeit (K), der Oberflächenbeschaffenheit (CS) und der Vergusslänge (CL) berücksichtigt. Die Traganteile ohne und mit Schubrippen werden additiv überlagert. Mit einem maximalen h/s-Verhältnis von 0,04 werden nur vergleichs-weise kleine Schubrippen zugelassen. Für die Bemessung der Schubrippen wird darauf hingewiesen, dass sie die auftretenden Gesamtlasten sicher übertragen müssen. Eine ähnlich detaillierte Vorgabe zur Bemessung wie vom American Petroleum Institute angegeben, existiert nicht.

4.6.4 Det Norske Veritas Wie bereits erwähnt, hat Det Norske Veritas 2004 eine eigenständige Richtlinie für Offshore-Windenergieanlagen herausgebracht: „Design of Offshore Wind Turbine Structures (DNV-OS-J101)“ [DNV04]. Die Richtlinie für Windenergieanlagen weist einen niedrigen bis normalen Sicherheits-standard auf. Insbesondere ist die Sicherheit gegenüber bemannten Offshore-Plattformen reduziert, weil Offshore-Windenergieanlagen nur temporär bemannt sind und bei einem Versagen das Risiko für die Umwelt geringer ist [Fel06]. Die wesentlichen Neuerungen der Richtlinie für Windenergieanlagen bestehen in der expliziten Aufnahme von Torsionsbeanspruchung, Momentenbeanspruchung und Schub, wie sie bei Monopile-Verbindungen auftreten. Hinsichtlich der rechnerischen Behandlung werden die Beanspruchungen in zwei Gruppen unterschieden:

• Axial- und Torsionsbeanspruchung

• Momenten- und Schubbeanspruchung


67

Diese Unterteilung folgt der Tatsache, dass aus [DNV98] Bemessungsformeln vorliegen, auf deren Grundlage die axiale Beanspruchung und Torsion berechnet werden können. Für Momenten- und Schubbeanspruchung existieren jedoch keine parametrierten Formeln und nur vereinzelte Versuchsergebnisse [Den01, Wil07]. Generell schreibt Det Norske Veritas eine experimentelle Verifikation vor, wenn keine ausreichende Erfahrung mit dem Tragverhalten einer geplanten Konstruktion vorliegt. Beide Beanspruch-ungsgruppen werden im Folgenden kurz erläutert. Axiale Beanspruchung und Torsion Die Berechnung von Grouted Joints unter axialer Beanspruchung basiert auf den Regelungen von [DNV98]. Durch die in Monopiles zu erwartenden Torsionsbeanspruchungen wurden in den Berechnungsformeln die Traganteile für Reibung und die Wirkung der Schubrippen voneinander getrennt. Der Grund hierfür ist, dass die Spannungen aus Torsion in Umfangsrichtung verlaufen, in der die Schubrippen nicht wirken können. Eine Besonderheit der Regelungen von Det Norske Veritas ist, dass neben der Reibung und der Schubrippentragfähigkeit die Beanspruchbarkeit der Mörtelmatrix als eigener Versagenszustand betrachtet wird. Für den Fall einer axialen Beanspruchung ohne Torsion, wie sie in dieser Arbeit betrachtet wird, ergibt sich die Verbundfestigkeit als Summe der Traganteile aus Reibung und Schubrippentragfähigkeit

aus Reibung skf

p

EK R

⎛ ⎞⎜ ⎟⎜ ⎟⎝ ⎠

μ⋅ δτ = Gleichung 4.9

aus Schubrippentragfähigkeit p0,4sck

pks

tf

RE h

K 21 s⎛ ⎞⎜ ⎟⋅ ⋅⎜ ⎟⎝ ⎠

μ⋅τ =⋅

Gleichung 4.10

Beanspruchbarkeit der Vergussmörtelmatrix: ( )p2L / R0,7kg ck 1 ef −⋅ −τ = κ⋅ Gleichung 4.11

Steifigkeitsfaktor K: p s g s

p g p s

R E t RK t E R t⋅

= + +⋅

Gleichung 4.12

Darin bezeichnen: τkf charakteristische Schubtragfähigkeit der Kontaktfläche aus Reibung τks charakteristische Schubtragfähigkeit der Kontaktfläche aus Schubrippen τkg charakteristische Tragfähigkeit der Vergussmörtelmatrix μ Reibbeiwert in der Kontaktfläche zwischen Stahl und Vergussmörtel δ Höhe der Oberflächenrauigkeit der Stahloberflächen K Steifigkeitsfaktor fck charakteristische Würfeldruckfestigkeit des Vergussmörtels Rs, Rp, Rg Außenradius von Sleeve, Pile und Vergussmörtel


68

ts, tp, tg Wanddicke von Sleeve, Pile und Vergussmörtel Es, Eg Elastizitätsmodul von Stahl und Vergussmörtel L Vergusslänge h Schubrippenhöhe s Schubrippenabstand κ Reduktionsfaktor für Ermüdungsbeanspruchung während der Erhärtung Da die Schubtragfähigkeit der Kontaktfläche als Summe der Reibung und Schub-rippentragfähigkeit sowie die Beanspruchbarkeit der Vergussmörtelmatrix unabhängige Versagenskriterien sind, ist bei axialer Beanspruchung für die Ermittlung der Tragfähig-keit der geringere der beiden Werte τkg bzw. (τkf +τks) maßgebend. Damit stellt die Beanspruchbarkeit der Vergussmörtelmatrix τkg eine physikalisch begründete obere Schranke für die Wirkung der Schubrippen dar. Hierfür sind bei ähnlichen Geometrien allerdings vergleichsweise große h/s-Verhältnisse erforderlich (Abbildung 4.18). Die Schubtragfähigkeit der Kontaktfläche τks ist bei geringeren h/s-Werten maßgebendes Kriterium. Auch in den Gleichungen von Det Norske Veritas ist zu erkennen, dass die Oberflächenreibung nur einen vergleichsweise geringen Anteil zur gesamten Tragfähigkeit beiträgt.

Abbildung 4.18: Darstellung der Traganteile nach [DNV04]. Geometrie und Vergussmörtel-druckfestigkeit exemplarisch nach [DOE82b]

Liegt in der Verbindung Torsion vor, werden die resultierenden Schubspannungen in Umfangsrichtung allein durch die Reibung an den Stahloberflächen aufgenommen. Dies entspricht einer Verbindung ohne Schubrippen. Grundsätzlich sind auch vertikale Schub-rippen zur Übertragung der Torsion denkbar, wenn sie erforderlich werden sollten.

0

2

4

6

8

10

12

14

16

0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07 0,08 0,09 0,1

h/s-Verhältnis

char

akt.

Schu

bspa

nnun

g [N

/mm

²]

Oberflächenreibung (τkf)

Vergussmörtelmatrix (τkg)

Schubrippen (τks)


69

Als einzige Institution berücksichtigt Det Norske Veritas einen Faktor κ für dynamische Beanspruchungen während der Erhärtung:

p p p

p p

/ R für s / R t 3

1 für s / R t 3

1 3 Δ ⋅ <

κ = ⋅ ≥

κ = − ⋅

Gleichung 4.13

Dabei wird die angenommene Verformung während der Erhärtung mit Δ bezeichnet. Es ist zu erkennen, dass die Reduktion durch größere Verformungen während der Erhärtung vergrößert wird, aber auch kleinere und zumeist steifere Piles die Reduktion vergrößern. Abbildung 4.19 zeigt einen beispielhaften Verlauf des Reduktionsfaktors für eine typische Nordsee-Geometrie nach [DOE82b]. Elnashai et al. [Eln87] beschreiben, dass sich durch Ermüdungsbeanspruchung während der Erhärtung Hohlräume wie in Abbildung 4.2 bilden können, die die statische Tragfähigkeit herabsetzen.

0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

1,0

0 2 4 6 8 10Verformung während der Erhärtung Δ [mm]

Red

uktio

nsfa

ktor

κ

Abbildung 4.19: Verlauf des Reduktionsfaktors D für Ermüdungsbeanspruchung während der Erhärtung nach [DNV04]. Geometrie exemplarisch nach [DOE82b]

Die Ermüdungsfestigkeit axial beanspruchter Grouted Joints gilt als nachgewiesen, wenn die Verbindung statisch entsprechend der Richtlinie ausgelegt wurde. Dies gilt nur, solange Beanspruchungen aus Wind und Wellen die einzigen Ermüdungslasten darstellen. In [DNV98] sind als Orientierungshilfe zwei Wöhlerlinien für Grouted Joints mit Schubrippen angegeben, die für Schwellbeanspruchungen und Wechselbeanspruchungen gelten. Es muss darauf hingewiesen werden, dass diese Wöhlerlinien im Regelwerk für Windenergieanlagen [DNV04] nicht mehr aufgenommen sind.


70

Schwellbeanspruchung: dynf

ki0,8 0,02 log N

τ= − ⋅

τ Gleichung 4.14

Wechselbeanspruchung (R = -1): dynf

ki0,6 0,06 log N

τ= − ⋅

τ Gleichung 4.15

Die angegebenen Wöhlerlinien sind in Abbildung 4.20 dargestellt. Im Vergleich zu den Wöhlerlinien für Beton aus Abschnitt 3.2.2.1 ist zu erkennen, dass sie für Schwellbean-spruchung eine niedrige Steigung aufweist. Dies ist darauf zurückzuführen, dass die Bean-spruchungen in Grouted Joints über verschiedene Druckstrebenwinkel oder eine Momentenbeanspruchung in der Verbindung effektiv umgelagert werden können. Im Vergleich zeigt die reine Wechselbeanspruchung durch einen höheren Gradienten ein deutlich sensibleres Verhalten. Inwieweit Sicherheitsbetrachtungen in diese Wöhlerlinien eingeflossen sind, ist weder der Richtlinie noch Hordyk [Hor96] zu entnehmen. Hordyk weist darauf hin, dass die Versuche unter Ermüdungsbeanspruchung mit einem h/s-Verhältnis kleiner als 0,02 durchgeführt wurden. Daher wird empfohlen, für einen Vergleich mit den angegebenen Wöhlerlinien die statische Verbundfestigkeit auf sicherer Seite mit einem h/s-Verhältnis von 0,02 zu berechnen.

Abbildung 4.20: Empfohlene Wöhlerkurven für Grouted Joints mit Schubrippen für Schwell- und Wechselbeanspruchung nach [DNV98]

Zu bemerken ist weiterhin, dass aufgrund der geringen Versuchsanzahl keine Abhängigkeit der Ermüdungsfestigkeit von der aufgebrachten Unterlast beschrieben wird. Für die Ermüdungsfestigkeit von Beton stellt die Unterlast nach Abbildung 3.12 jedoch einen maßgebenden Einfluss dar.

0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

1,0

1 10 100 1.000 10.000 100.000 1.000.000 10.000.000

Schwellbeanspruchung

Wechselbeanspruchung(R = -1)

Bruchlastspielzahl [log(N)]

τ dyn

/τki

0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

1,0

1 10 100 1.000 10.000 100.000 1.000.000 10.000.000

Schwellbeanspruchung

Wechselbeanspruchung(R = -1)

Bruchlastspielzahl [log(N)]

τ dyn

/τki


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Momenten- und Schubbeanspruchung Für Momenten- und Schubbeanspruchung liegen nur sehr wenige experimentelle Ergebnisse vor [Den01, Wil07]. Daher beschreibt Det Norske Veritas eine Ermittlung der Tragfähigkeit biege- und schubbeanspruchter Grouted Joints auf der Grundlage nichtlinearer FE-Analysen. Hierzu werden Randbedingungen genannt, denen die Finiten-Elemente sowie die verwendeten Materialgesetze genügen müssen. Aufgrund des vornehmlichen Lastabtrags über horizontale Spannungen im Vergussmörtel ist ein Einsatz von Schubrippen nicht erforderlich. Durch lokal hohe Spannungen wird in vielen Fällen der Einsatz hochfester Betone notwendig [Wil07, Fel06, DNV04]. Die vorgeschlagene Vergusslänge beträgt ca. L/Dp ≈ 1,5. Im Hinblick auf eine Ermüdungsbeanspruchung soll die Berechnung für die projektierte Lebensdauer bzw. für 20 Jahre erfolgen. Sollten vorwiegend einaxiale Ermüdungsbean-spruchungen im Vergussmörtel vorliegen, kann der Ermüdungsnachweis auf der Grundlage der Vorschläge des Sachstandberichts „High-Strength Concrete“ [Fib90] geführt werden. Für die vorgeschriebene Schädigungsakkumulation gilt die Palmgren-Miner Regel [MC90].

4.7 Analytische Modelle zur Berechnung von Grouted Joints Im vorangegangenen Abschnitt wurden die gängigen Regelwerke zur Bestimmung der Tragfähigkeit von Grouted Joints unter statischer axialer Beanspruchung vorgestellt. Bei den dort angewendeten Rechenverfahren handelt es sich um best-fit Analysen der in der Literatur dokumentierten Versuche. Wie bereits mehrfach erwähnt, berücksichtigen die Regelwerke die beiden Tragmechanismen Reibung infolge Oberflächenrauigkeit und Schubrippentragfähigkeit additiv. Dieser Ansatz trägt jedoch nicht explizit der Tatsache Rechnung, dass die Normalspannung, die sich durch die Druckstrebenwirkung einstellt, auch zu einer Steigerung der durch die Oberflächenrauigkeit übertragbaren Spannung führt. Basierend auf dieser Überlegung entwickelt Lamport [Lam88] ein mechanisches Modell, das auf Gleichgewichtsbetrachtungen an einer Druckstrebe basiert. Durch eine schrittweise Steigerung der Belastung und die Beschreibung der Tragfähigkeit des Vergusses auf plastizitätstheoretischer Grundlage beschreibt Lamport nicht nur die Tragfähigkeit der Verbindung, sondern die gesamte Spannungs-Verformungskurve. Weitere von Lamport beschriebene Modelle zum Beispiel von Paslay [Pas80] und Chilvers [Chi84] überschätzen die Tragfähigkeit oder sind für Druck-Druck Beanspruchungen im Probekörper nicht zutreffend. Das Modell von Lamport basiert auf folgenden Voraussetzungen:

• Reibung tritt nur in den Kontaktbereichen der Druckstreben mit den Stahlelementen auf und damit nicht an der gesamten Fläche zwischen den Schubrippen.

• Vereinfachend tragen alle Druckstreben bei Erreichen der Verbundspannung die gleiche Last. Daher kann das Modell an einer einzelnen Druckstrebe entwickelt werden.


72

• In der Verbindung treten keine Biegebeanspruchungen auf.

• Die radiale Steifigkeit von Pile und Sleeve wird im Gegensatz zu den Ansätzen der Regelwerke nicht berücksichtigt.

• Das Versagen ist definiert, wenn sich die Vergussmörtelkeile vor den Schubrippen vollständig entwickelt haben.

Auf dieser Grundlage betrachtet Lamport eine einzelne Druckstrebe. Die Tragfähigkeit dieser Druckstrebe wird anschließend mit der Anzahl der vorhandenen Druckstreben multipliziert, um die Tragfähigkeit der Verbindung zu erhalten.

Abbildung 4.21: Berechnung der Normalkraft auf den Pile in Abhängigkeit von der Geometrie des vergossenen Spalts und der Vertikallast aus einer Schubrippe

Anhand von Abbildung 4.21 ermittelt Lamport die wirkende Normalkraft FN in Abhängig-keit der Beanspruchung aus den Schubrippen FSR,v zu:

( )

( )( )SR,v g

Ng

F t hF

t tan

⋅ −=

⋅ α − μ Gleichung 4.16

R NF F= μ ⋅ Gleichung 4.17

FR

FSR,v

FSR,v

FR

DruckstrebeFN

FN

α


73

Gleichung 4.16 hängt in hohem Maße von der Kraft FSR,v ab, die die Beanspruchung charakterisiert, die aus der Schubrippe auf die Druckstrebe ausgeübt wird. Aufgrund des mehraxialen Spannungszustandes vor den Schubrippen und der dort überschrittenen einaxialen Druckfestigkeit des Vergussmörtels, ist die Berechnung der Druckstreben-beanspruchung FSR,v nicht trivial aber von entscheidender Bedeutung für die berechnete Tragfähigkeit der Verbindung. Um die Beanspruchung des Vergussmörtels vor der Schubrippe zu ermitteln, vergleicht Lamport plastizitätstheoretische Betonmodelle von Chen und Chen [Che75] sowie von Fardis [Far83]. Der Ansatz von Chen und Chen basiert auf zweiaxialen Untersuchungen, während das Modell von Fardis dreiaxiale Spannungszustände einbezieht. Da plastizitäts-theoretische Ansätze zumeist stark vom Lastpfad abhängen, ist eine iterative Berechnung der aufnehmbaren Beanspruchung mit mehreren Lastschritten unerlässlich. Lamport errechnet mit dem Ansatz von Chen und Chen etwa 60 % der in seinen Versuchen gemessenen Beanspruchbarkeiten. Mit dem Modell von Fardis hingegen werden die Beanspruchbarkeiten leicht überschätzt. Die Ergebnisse des Modells von Fardis sind insgesamt deutlich besser als mit dem Modell von Chen und Chen. Den Berechnungen von Lamport zufolge werden die Beanspruchungen zu 64 % durch Reibung übertragen und nur zu 36 % von der Wirkung der Druckstreben. Diese Aufteilung der Lasten steht im Widerspruch zu den Angaben der Regelwerke, die beispielsweise nach Abbildung 4.18 einen deutlich höheren Lastanteil durch Druckstrebentragwirkung beschreiben. Die Druckstrebenneigung α ist nach Lamport von der Druckfestigkeit des Vergussmörtels abhängig. Vereinfachend wird in der Berechnung immer 45° angesetzt, weil nur bei Hoch-festen Vergussmörteln signifikant geringere Winkel beobachtet wurden. Ohne diese Vereinfachung wäre das Modell zudem von der relativen Position der Schubrippen abhängig. Die stünde im Widerspruch zu den Annahmen der Regelwerke. Der Reibungs-beiwert μ wird nach Versuchen von Rabbat [Rab85] zu 0,65 gewählt. Die Annahme, der Winkel der Druckstreben sei von der Druckfestigkeit des Verguss-mörtels abhängig, stellt für Hochfeste Vergussmörtel ein Problem dar. Die für hochfeste Vergussmörtel angegebenen Winkel von 21° bis 30° sind im Modell physikalisch nicht einsetzbar, weil sich bei Winkeln unter ca. 33° negative Werte in der Differenz (tanα - μ) im Nenner von Gleichung 4.16 ergeben. Negative Werte für die Kräfte würden eine Zugspannung in der Kontaktfläche von Vergussmörtel und Stahlrohr bedeuten, die physikalisch nicht nachvollziehbar ist. Die Definition des Winkels α in Abhängigkeit der Vergussmörteldruckfestigkeit muss kritisch hinterfragt werden. Eine weitergehende kritische Betrachtung des Ansatzes von Lamport ist in Abschnitt 9.2 zu finden, in dem zusätzlich die in dieser Arbeit ermittelten Ergebnisse in die Diskussion einbezogen werden.


74

4.8 Zusammenfassung In diesem Kapitel wurden kurz die grundlegenden Eigenschaften von Grouted Joints beschrieben. Es wurde dargestellt, dass in Grouted Joints mit der Adhäsion, der Reibung und der Druckstrebentragfähigkeit drei Tragmechanismen wirksam sind. In Grouted Joints ohne Schubrippen tragen nur Adhäsion und Reibung, während durch zusätzliche Schub-rippen die Druckstrebentragwirkung aktiviert wird, wodurch gleichzeitig die übertragbare Reibungskraft ansteigt. Darüber hinaus wurde dargestellt, dass eine Erhöhung der Druckfestigkeit des Verguss-mörtels, ein höheres h/s-Verhältnis der Schubrippen und eine höhere radiale Steifigkeit die Verbundfestigkeit der Grouted Joints erhöhen. Insbesondere für Verbindungen ohne Schubrippen ist zusätzlich die Oberflächenrauhigkeit der Stahlrohre von Bedeutung. Anhand von Verbundspannungs-Verformungslinien wurde beschrieben, dass Grouted Joints ohne Schubrippen im Vergleich zu Verbindungen mit Schubrippen nur geringe Verbundspannungen aufnehmen und dass die Versagensverzerrungen deutlich kleiner sind. Grouted Joints mit Schubrippen erreichen ihre Verbundfestigkeiten bei Verformungen von mehreren Millimetern, während bei Verbindungen ohne Schubrippen weniger als 1 mm dokumentiert ist. Bei der Betrachtung der Längsdehnungen über der Vergusslänge zeigen sich höhere Werte im Bereich der Schubrippen. Die radiale Dehnung kann zudem das 3- bis 4-fache der Längsdehnungen betragen. Nach Erreichen der Verbundfestigkeit zeigen Grouted Joints mit und ohne Schubrippen ein sehr duktiles Verhalten. Beim Ermüdungsverhalten von Grouted Joints sind im Wesentlichen drei Beanspruch-ungsarten zu unterscheiden. Schwellbeanspruchungen, Wechselbeanspruchungen und Beanspruchungen während der Erhärtung. Eine Unterscheidung in Zugschwell- und Druckschwelluntersuchungen ist aufgrund der besonderen Konstruktion der Grouted Joints nicht erforderlich. Unter Schwellbeanspruchungen zeigen sich hohe Tragfähig-keiten und große Streuungen der Versuchsergebnisse. Die Bruchlastwechselzahlen sinken, wenn höhere Spannungsschwingweiten oder Wechselbeanspruchungen mit sinkendem Spannungsverhältnis auf die Proben aufgebracht werden. Im Vergleich verschiedener Quellen zeigen sich große Unterschiede der ermittelten Bruchlastwechselzahlen. Hinsichtlich der Schädigungsentwicklung sind in der Literatur nur vereinzelte Angaben zu finden. Wie bei den statischen Untersuchungen an Grouted Joints mit Schubrippen, zeigen sich unter Ermüdungsbeanspruchung große Verformungen bis zum Versagen. Beanspruchungen während der Erhärtung sind eine besondere, für Grouted Joints zu berücksichtigende Beanspruchung, die sich aus unvermeidbaren Verformungen aus Wind und Wellen während der Erhärtung des Vergussmörtels ergibt. Ihre Auswirkungen werden ausschließlich in der Richtlinie von Det Norske Veritas mit einem Abminderungsfaktor berücksichtigt. Die dargestellten Richtlinien des American Petroleum Institute [API00], der Health and Safety Executive [HSE02] und von Det Norske Veritas [DNV98, DNV04] zur Bemessung von Grouted Joints berücksichtigen die Druckfestigkeit des Vergussmörtels und die Wirkung der Schubrippen in unterschiedlicher Weise. Das American Petroleum Institute


75

berücksichtigt die radiale Steifigkeit der umschnürenden Stahlrohre nicht, dafür wird ein Ansatz zur Bemessung der Schubrippen beschrieben. Die Wirkung der Schubrippen wird von allen Regelwerken unterschiedlich stark berücksichtigt. Die Richtlinie von Det Norske Veritas berücksichtigt neben den Traganteilen aus Reibung und Schubrippen die Tragfähigkeit der Vergussmörtelmatrix als separates Versagenskriterium. Die Richtlinie von Det Norske Veritas ist darüber hinaus die einzige, in der konkrete Angaben zu den Beanspruchungen während der Erhärtung und (in der Fassung von 1998) zur Ermüdung gemacht werden. Im Regelwerk für Offshore-Windenergieanlagen von 2004 wird zusätzlich ein numerischer Ansatz für vorwiegend biegebeanspruchte Grouted Joints dargestellt. Weiterhin wurde ein analytischer Ansatz zur Ermittlung der Tragfähigkeit von Grouted Joints von Lamport [Lam88] beschrieben, der auf dem Kräftegleichgewicht an einer Druckstrebe und der mehraxialen Vergussmörteldruckfestigkeit vor den Schubrippen basiert. Mit diesem Ansatz soll neben der Tragfähigkeit der Verbindung die Spannungs-Verformungskurve beschrieben werden.


76

77

5 Konzeption des Versuchsprogramms

5.1 Einleitung Entsprechend dem Ziel dieser Arbeit ist das Versuchsprogramm so zu gestalten, dass die betontechnologischen Einflüsse auf das Tragverhalten von Grouted Joints anhand von Laborprobekörpern vergleichend beurteilt werden können. Hierzu werden zunächst die Einflussgrößen herausgearbeitet, die für eine vergleichende Beurteilung erforderlich sind. Der Vergleich umfasst Kennwerte, die die Beschreibung der Tragfähigkeit und der Verformungseigenschaften unter statischer und Ermüdungsbeanspruchung ermöglichen. Hinzu kommt die Betrachtung der Rissentwicklung in den Probekörpern, um die Verformungsentwicklung anhand der Schädigung im Vergussmörtel erklären zu können. Abbildung 5.1 zeigt eine zusammenfassende Übersicht der Größen, die das Tragverhalten von Grouted Joints beeinflussen (Kapitel 4) und die Ergebnisgrößen, die in dieser Arbeit zur Beurteilung des Tragverhaltens herangezogen werden.

Abbildung 5.1 Überblick über die wesentlichen Einfluss- und Ergebnisgrößen

Um das Tragverhalten der Verbindungen umfassend charakterisieren zu können, werden auf Grundlage der Last-Verformungskurven Beanspruchbarkeiten, charakteristische Verformungswerte, Steifigkeit und Rissbildung betrachtet. Aufbauend wird das Verhalten unter Ermüdungsbeanspruchung anhand der Bruchlastwechselzahl, der Schädigungs-

Grouted Joints mit Hochleistungsbeton

Ergebnisgrößen

Beanspruchbarkeit

Statische Beanspruchung

Ermüdungsbeanspruchung

Verformung Steifigkeit Bruchlastwechsel-zahlen

Schädigungs-entwicklung

Radiale Steifigkeit

Schubrippen

Vergusslänge

Einflussgrößen

Druckfestigkeit

Faserverstärkung

Polymermodifikation

Stat. Beanspruchung Early-Age Cycling

Quasi-Wechsellast Ermüdung

Konzeption des Versuchsprogramms

78

entwicklung sowie ebenfalls der Rissbildung beschrieben. Die zu ermittelnden Kennwerte werden so gewählt, dass Unterschiede zwischen den verschiedenen Vergussmörteln herausgearbeitet und bewertet werden können. Die variierten Einflussgrößen werden auf Parameter eingegrenzt, die direkt von den Eigenschaften des Vergussmörtels beeinflusst werden.

5.2 Eingrenzung der Einflussgrößen Konstruktive Durchbildung Im Rahmen der konstruktiven Durchbildung sind die radiale Steifigkeit der Probekörper (Abschnitt 4.2.2), das h/s-Verhältnis (Abschnitt 4.2.3) sowie die Vergusslänge (Ab-schnitt 4.2.4) zu betrachten. Für die Wahl der radialen Steifigkeit ergeben sich weit reichende Einschränkungen aus dem Prüfaufbau, den zu erwartenden Lasten und den zur Verfügung stehenden Maschinen (Kapitel 6). Weiterhin ist der Einfluss der radialen Steifigkeit auf alle Vergussmörtel vergleichbar, weshalb auf eine gezielte Variation verzichtet wird. Auf eine Variation der Vergusslänge wird ebenfalls verzichtet, weil sie zwar die absolute Tragfähigkeit der Verbindung beeinflusst, aber die Tragfähigkeit je Längeneinheit unver-ändert bleibt. Aus den Einflüssen der konstruktiven Durchbildung wurde daher ausschließlich die Schubrippengeometrie, ausgedrückt durch das h/s-Verhältnis mit h/s = 0, h/s = 0,013 und h/s = 0,056 variiert. Diese Verhältnisse ergeben sich aus Probekörpern ohne Schubrippen sowie mit Schubrippenhöhen von h = 0,3 mm und h = 1,25 mm bei einem konstanten Abstand der Schubrippen von s = 22,5 mm. Das h/s-Verhältnis wird näher betrachtet, weil sich unterschiedliche Versagensformen einstellen können. Für den Übergang zwischen den in Abschnitt 4.1.2 beschriebenen Versagensformen könnte die geringere Duktilität der Hochleistungsvergussmörtel eine Rolle spielen. Durch unterschiedlich ausgeprägte Druckstreben könnte sich außerdem eine veränderte Faseraktivierung ergeben. Vergussmörtel Die eingesetzten Vergussmörtel stellen in dieser Arbeit die wichtigste Einflussgröße dar. Ausgehend von den in der Literatur untersuchten Betonen bis ca. 90 N/mm² werden die derzeit mit Hochleistungsbeton erreichbaren Druckfestigkeiten von 60 N/mm² bis knapp 200 N/mm² betrachtet. In der Praxis wurden und werden auch kommerziell erhältliche Vergussmörtel für Grouted Joints diskutiert, weshalb Vergussmörtel verschiedener Hersteller mit unterschiedlichen Druckfestigkeiten im Versuchsprogramm berücksichtigt werden. Einer der eingesetzten Vergussmörtel ist ein speziell für dieses Forschungsvorhaben entwickelter Hochleistungsbeton mit einer Druckfestigkeit von ca. 145 N/mm². Die genaue Zusammensetzung des C150 sowie der mit Epoxidharz modifizierten und der stahlfaserverstärkten C150 Vergussmörtel sind Anhang A 1 zu entnehmen.


79

Die in Tabelle 5.1 gewählten Bezeichnungen C60 bis C170 der Vergussmörtel basieren auf den statischen 28 Tage Druckfestigkeiten, die im Rahmen von umfangreichen Ermüdungsuntersuchungen an den verwendeten Vergussmörteln [And07] ermittelt wurden. Aufgrund einer teilweise durchgeführten Wärmebehandlung weicht die Festigkeitsangabe in der Bezeichnung des Vergussmörtels von der 28-Tage Druckfestigkeit der Hersteller ab. Mit dem C60 Vergussmörtel kann unter Berücksichtigung der radialen Steifigkeiten eine Ankopplung an Literaturwerte untersucht werden.

Tabelle 5.1: Kennwerte der eingesetzten Vergussmörtel

Bezeichnung Kommerzielles Produkt

Größtkorn[mm]

Wärme-behandlung

28 d-Druckfestigkeit

[N/mm²]

28 d-Biegezugfestigkeit

[N/mm²]

C60 ja 1,2 ohne 52,01) 7,51)

C110 ja 3,0 mit + ohne 88,01) 10,81)

C150 nein 5,0 ohne 145,02) 12,32)

C170 ja 5,0 mit 135,01) 17,91) 1) Herstellerangabe 2) Nach DIN EN 196-1:1995 [N8]

Alle eingesetzten Vergussmörtel wurden faserfrei und mit einem Stahlfasergehalt von 2 Vol.-% geprüft. Die Faserverstärkung wurde auf 2 Vol.-% begrenzt, weil bereits merkliche Einschränkungen der Verarbeitbarkeit auftreten und die Vergussmörtel offshore nicht mehr zuverlässig eingebaut bzw. gepumpt werden können. Bei den verwendeten Fasern handelt es sich um glatte, hochfeste Kurzdrahtfasern mit einer Länge von 6 mm und einem Längen- zu Durchmesser-Verhältnis von l/d = 37,5. Aufgrund der geringen Spaltbreite der Laborprobekörper konnten endverankerte dickere Fasertypen oder Fasercocktails nicht verwendet werden. Um gezielt die Adhäsion zwischen dem Vergussmörtel und den Stahloberflächen zu verbessern, wird in Grouted Joints ohne Schubrippen exemplarisch ein 2-komponentiges Epoxidharz eingesetzt. Beanspruchungen Von den in Abbildung 5.1 dargestellten Beanspruchungen werden die statischen Versuche und die Wöhlerversuche in Serien untersucht. Für die Quasi-Wechselbeanspruchung und die Beanspruchung während der Erhärtung wird exemplarisch ein Vergussmörtel ausgewählt. Bei den Einstufen-Wöhlerversuchen werden ausschließlich Druckschwell-untersuchungen vorgesehen. Wie in Abschnitt 6.3.3 ausführlich dargelegt wird, ergibt sich aus der Konstruktionsweise der Grouted Joints, dass Druck- ebenso wie Zugbean-spruchungen durch Druckstreben übertragen werden. Daher wird durch eine Druck-schwelluntersuchung gleichzeitig das Tragverhalten unter Zugschwellbeanspruchung


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beschrieben. Unterschiede, die sich nach Abschnitt 4.2.5 durch Auswirkungen der Querkontraktion auf die Umschnürungswirkung ergeben, können vernachlässigt werden. Im Hinblick auf den Vergussmörtel sind zusätzlich die Einflüsse aus Feuchte und einer Prüfung unter Wasser zu diskutieren. Da axial beanspruchte Grouted Joints am Meeres-boden eingesetzt werden, ist der Feuchtegehalt von untergeordneter Bedeutung. Darüber hinaus werden Hochfeste Betone eingesetzt, die weniger sensibel auf Feuchtever-änderungen reagieren [Hoh04]. Insgesamt ist daher nach Abschnitt 3.2.2.5 mit einem geringen Einfluss der Feuchte zu rechnen. Vor dem Hintergrund der zu erwartenden Wechsellasten wäre eine Prüfung unter Wasser von Interesse. Sie wurde allerdings zu Gunsten der Wechsellastprüfungen zurückgestellt.

5.3 Versuchsprogramm 5.3.1 Übersicht Basierend auf der Eingrenzung der Einflussgrößen gibt Tabelle 5.2 einen Überblick über die betrachteten Einflussgrößen und die untersuchten Variationen.

Tabelle 5.2: Überblick über die betrachteten Einflussgrößen und ihre Variationen

Einflussgröße Variationen

Druckfestigkeit des Vergussmörtels

60 N/mm² - 110 N/mm² - 150 N/mm² - 170 N/mm²

Stahlfasermenge 0 Vol.-% - 1,0 Vol.-% - 2,0 Vol.-%

Polymerdispersion Epoxidharz 0 M.-% - 10 M.-% (bezogen auf den Zementgehalt)

Schubrippengeometrie h/s = 0 - h/s = 0,013 - h/s = 0,056

Beanspruchung Statisch - Ermüdung - Beanspruchung während der Erhärtung - Quasi-Wechselbeanspruchung

Da eine vollständige Variation der Einflussgrößen zu einer sehr großen Probenanzahl geführt hätte, war eine Beschränkung auf eine aussagekräftige Versuchsanzahl notwendig. Die im Einzelnen durchgeführten Untersuchungen werden ausgehend von der Unter-teilung in statische Untersuchungen in Abschnitt 5.3.2 und Ermüdungsuntersuchungen in Abschnitt 5.3.3 detaillierter beschrieben.

5.3.2 Statische Versuche Tabelle 5.3 gibt einen Überblick über das statische Versuchsprogramm. Für Grouted Joints mit Schubrippen wurden alle Vergussmörteldruckfestigkeiten faserfrei und mit einem Fasergehalt von 2 Vol.-% geprüft. Basierend auf umfangreichen Voruntersuchungen wurde der C150 zur leichteren Vergleichbarkeit nur mit 1,75 Vol.-%


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Stahlfasern verstärkt [And07]. Exemplarisch werden Grouted Joints mit einem C110, einem h/s-Verhältnis von 0,056 und einem Fasergehalt von 1,0 Vol.-% untersucht. Da Stahlfasern ihre Tragfähigkeit nur bei ausreichender Mikrorissbildung entfalten können (Abschnitt 3.1.2), werden faserverstärkte Vergussmörtel nur in Kombination mit Schubrippen eingesetzt. Faserverstärkte Betone in Verbindungen ohne Schubrippen bieten keinen technischen oder wirtschaftlichen Vorteil. Da die Haftzugspannung zwischen dem Vergussbeton und der Stahloberfläche aber durch eine Polymerdispersion verbessert werden kann, wird exemplarisch ein Epoxidharz mit 10 M.-% bezogen auf die Zementmasse eingesetzt. Da der Einsatz von Polymerdispersionen die Druckfestigkeit des Vergussmörtels herabsetzt [Kon88, Loh84], die Druckfestigkeit aber maßgeblich die Tragfähigkeit von Grouted Joints mit Schubrippen beeinflusst, wurde der polymer-modifizierte Vergussmörtel exemplarisch in Verbindungen ohne Schubrippen eingesetzt. Die Polymermodifizierung bleibt auf den selbst entwickelten Hochleistungsbeton C150 beschränkt, weil dessen Zusammensetzung bekannt ist und Wechselwirkungen zwischen Zusatzmitteln und der Polymerdispersion ausgeschlossen werden können. Die Auswahl des Epoxidharzes erfolgte auf Grundlage umfangreicher Untersuchungen zur Duktilität polymermodifizierter und faserverstärkter Hochleistungsbetone [And07].

Tabelle 5.3: Überblick über die Versuche unter statischer Beanspruchung

Mischung Epoxidharz [M.-% v. Z.]

Fasern [Vol.-%] h/s = 0 h/s = 0,013 h/s = 0,056

Serienversuche

- 0,0 - X X C 60

- 2,0 - X X

- 0,0 - X - C 110

- 2,0 - X X

- 0,0 X X X

- 1,0 - - X C 1101)

- 2,0 - X X

- 0,0 X X X

- 1,75 - X X C 150

10,0 0,0 X - -

- 0,0 X X X C 1701)

- 2,0 - X X

Sonderversuche zur Steifigkeitsentwicklung und Beanspruchungen während der Erhärtung

C 110 - 2,0 - - X 1) mit Wärmebehandlung


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Die Notwendigkeit der Wärmebehandlung, die in den Serienversuchen mit dem C110 und mit dem C170 durchgeführt wird, ist in Kapitel 6 näher erläutert. Um einen möglichen Einfluss der Wärmebehandlung zu ermitteln, wurde zusätzlich ein C110 ohne Wärme-behandlung untersucht. In diese Untersuchungen wurden außerdem einzelne, weggeregelte Be- und Entlastungszyklen in Anlehnung an [RIL-FMC3] integriert, um die Entwicklung der Sekantensteifigkeit im statischen Versuch beurteilen zu können. Weiterhin wird exemplarisch der Einfluss von Beanspruchungen während der Erhärtung auf das statische Verhalten untersucht (Abschnitt 6.3.4).

5.3.3 Ermüdungsuntersuchungen Wegen der großen Tragfähigkeitssteigerung, die bereits durch kleine Schubrippen erreicht werden kann, ist davon auszugehen, dass die Verbindungen für Windenergieanlagen aus wirtschaftlichen Erwägungen mit Schubrippen ausgeführt werden. Daher werden die Ermüdungsuntersuchungen ausschließlich an Probekörpern mit Schubrippen durchgeführt. Wie in Tabelle 5.4 dargestellt, wurden die untersuchten Druckfestigkeiten der Vergussmörtel gegenüber den statischen Untersuchungen eingeschränkt.

Tabelle 5.4: Überblick über die Ermüdungsversuche

Mischung Fasergehalt Vol.-% h/s = 0,013 h/s = 0,056

Serienversuche

0 X X C 1101)

2,0 X X

0 X - C 1701)

2,0 - X

Sonderversuche Beanspruchungen während der Erhärtung und Quasi-Wechselbeanspruchung

C 110 2,0 - X 1) mit Wärmebehandlung

Der C110 Vergussmörtel wird hinsichtlich der Fasergehalte von 0 Vol.-% und 2 Vol.-% sowie der Schubrippengeometrien vollständig variiert, sodass sich vier Serien ergeben. Bei dem C170 werden die minimale und die maximale Verbindungstragfähigkeit untersucht. Umfangreiche Vorversuche ergaben, dass die Tragfähigkeit der Grouted Joints mit faserverstärkten Vergussmörteln ansteigt. Aus diesem Grund wurden die Kombinationen mit der geringsten Tragfähigkeit (C170, ohne Fasern, h/s = 0,013) und der größten Tragfähigkeit (C170, 2 Vol.-% Fasern, h/s = 0,056) betrachtet. Auf diese Weise werden alle Einflüsse in den Ermüdungsuntersuchungen abgedeckt. Jede dieser Serien umfasst zwei Probekörper, die im Rahmen der statischen Versuche geprüft wurden und


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zwischen 7 und 12 Probekörper unter Ermüdungsbeanspruchung. Einige Durchläufer-proben wurden im Anschluss an die Ermüdungsprüfung statisch beansprucht, um die Restfestigkeit und Reststeifigkeit zu bestimmen. Weiterhin werden die Untersuchungen zu den Beanspruchungen während der Erhärtung und der Quasi-Wechselbeanspruchung unter den Sonderversuchen zusammengefasst. Besonderheiten in der Durchführung werden in den Abschnitten 6.3.3 und 6.3.4 beschrieben.


84

85

6 Probekörper und Versuchsdurchführung

6.1 Entwicklung der Probekörper Die Entwicklung der Probekörper ist ein wesentlicher Bestandteil der Versuchsplanung, um aussagefähige Versuche durchführen zu können. Aus den einzusetzenden Vergussmörteln sowie den Herstellungs- und Prüfmöglichkeiten ergeben sich eine Reihe von Randbedingungen. Zusätzlich sollte eine Vergleichbarkeit mit Untersuchungen des Instituts für Stahlbau [Wil07] erreicht werden, sodass die Proben in enger Abstimmung entwickelt wurden:

• Die rechnerische Abschätzung der Tragfähigkeit erfolgt auf Grundlage der Richtlinie DNV OS-J101 von Det Norske Veritas [DNV04].

• Soweit wie möglich sollen die Grenzwerte für die Geometrie nach Det Norske Veritas eingehalten werden [DNV04].

• Die Probekörper müssen mit ausreichender Sicherheit mit den zur Verfügung stehenden Maschinen geprüft werden können. Die Ermüdungsuntersuchungen sollen vorrangig an einer Resonanzprüfmaschine durchgeführt werden.

• Für die Stahlrohre der Grouted Joints sollen Standard-Stahlprofile eingesetzt werden.

• Die Stahlprofile müssen die zu erwartenden Druckspannungen ohne Gefahr des Fließens oder Beulens aufnehmen, da realitätsnah in der Prüfanordnung Druck-Druck nach Abschnitt 4.2.5 geprüft wird.

• Die Probekörper sollen leicht handhabbar sowie Pile und Sleeve mehrfach verwendbar sein.

• Die Dicke des Spalts zwischen Pile und Sleeve muss mindestens dem Dreifachen des eingesetzten Größtkorns sowie dem Dreifachen der Faserlänge entsprechen. Es ergibt sich eine minimale Vergussdicke von tg = 18 mm.

Geometrie der Probekörper Zur Prüfung standen eine servo-hydraulische statische Druckprüfmaschine mit einer Maximallast von 1 MN, eine Resonanzprüfmaschine mit einer Maximallast von 400 kN sowie ein servo-hydraulischer dynamischer 1 MN Prüfzylinder zur Verfügung. Abbildung 6.1 zeigt die Skizze und ein Foto eines Probekörpers, der sich aus den genannten Randbedingungen ergeben hat. Um den gegensätzlichen Forderungen der Prüfanordnung Druck-Druck und den radialen Steifigkeiten nach Det Norske Veritas gerecht zu werden, wurde ein höherfester Stahl S 355 mit einer gemessenen Streckgrenze von 391 N/mm² verwendet. Damit wird erreicht, dass der Pile außerhalb des Verguss-bereichs nicht unter Längsspannung fließt und die geringstmögliche Umschnürungs-wirkung besitzt. Probekörper, die die geometrischen Grenzwerte von Det Norske Veritas

Probekörper und Versuchsdurchführung

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einhalten, konnten unter diesen Randbedingungen jedoch nicht erreicht werden. Eine Übersicht über sämtliche geometrischen Daten ist Anhang A 4 zu entnehmen.

Abbildung 6.1: Skizze (nicht maßstäblich) und Foto eines aufgeschnittenen Grouted Joint (h/s = 0,056), Maßangaben in mm

Tabelle 6.1 zeigt den Vergleich der Geometrie der verwendeten Probekörper mit den Grenzwerten nach Det Norske Veritas. Um bei konstanten Durchmessern der Stahlrohre mit Dp = 60,3 mm und DS = 114,3 mm regelkonforme Steifigkeiten zu erreichen, hätte die Wanddicke des Piles maximal 6 mm und des Sleeves maximal 6,4 mm betragen dürfen. Im Vergleich zur Richtlinie der britischen Health and Safety Executives [HSE02] sind die Probekörper ebenfalls zu steif. Nach den Grenzwerten des American Petroleum Institutes [API00] hingegen sind die Proben regelkonform, weil keine untere Grenze für die Geometrie von Pile und Sleeve angegeben wird (vgl. Tabelle 4.2) Wie bereits erwähnt, werden drei Schubrippenhöhen unterschieden: Probekörper ohne Schubrippen (h = 0) sowie mit Schubrippenhöhen von h = 0,3 mm (h/s = 0,013) und h = 1,25 mm (h/s = 0,056). Bei höheren Schubrippen besteht die Gefahr des Stahlfließens im Pile unter Längsspannung außerhalb des vergossenen Bereichs.

Pile

Sleeve

Schubrippe h/s = 0,056

Verguss-mörtel


87

Tabelle 6.1: Vergleich der Geometrie der verwendeten Probekörper mit den Randbedingungen von DNV OS-J 101 [DNV04]

Probekörper Randbedingung (DNV OS-J 101) h/s = 0 h/s = 0,013 h/s = 0,056

70tR

9S

S ≤≤ 7,1 nicht erfüllt

7,4 nicht erfüllt

8,5 nicht erfüllt

30tR5

P

P ≤≤ 2,7 nicht erfüllt

2,8 nicht erfüllt

3,0 nicht erfüllt

10,0sh

< - 0,013 erfüllt

0,056 erfüllt

PP tRs ⋅> - 22,5 > 17,9

erfüllt 22,5 > 16,8

erfüllt

6.2 Probekörperherstellung und Nachbehandlung Probekörperherstellung Die Herstellung und Vorbereitung der Probekörper ist darauf ausgelegt, in allen Versuchen vergleichbare Bedingungen zu gewährleisten. Die Stahlprofile für Pile und Sleeve wurden auf einheitliche Durchmesser aus- bzw. abgedreht. Die Schubrippen wurden aus dem vollen Material herausgedreht, so dass die radialen Steifigkeiten der Probekörper in Abhängigkeit der Schubrippenhöhe geringfügig verschieden sind (Tabelle 6.1). Soweit vorhanden, wurde vor jeder Betonage alter Vergussmörtel entfernt und die Stahloberflächen der Vergussbereiche sandgestrahlt. Proben mit erkennbaren Schäden an den Schubrippen oder inneren Oberflächen wurden ausgetauscht. Zur Betonage wurden spezielle Kunststoffabstandhalter entwickelt, die die relative Position der Schubrippen auf Pile und Sleeve sicherstellen, den Pile zentrieren und die freie Länge von 50 mm am unteren Ende des Sleeves erhalten. Bei offshore vergossenen Grouted Joints wird der Vergussmörtel in der Regel von unten in die Verbindung eingepresst [Bil80a, Lam88, Den01]. In dieser Arbeit wurden die Probekörper von oben befüllt, da die Vergussmörtelmenge gering ist und sich daher keine negativen Auswirkungen auf den Haftverbund an der Stahloberfläche ergeben. Je nach Vergussmörteleigenschaften wurden die Proben ausreichend verdichtet. Bei selbstverdichtenden Vergussmörteln wurde auf eine Verdichtung verzichtet. Nachbehandlung der Probekörper Nach einem Tag wurden die Kunststoff-Abstandhalter entfernt. Bis zu diesem Zeitpunkt wurden die Proben unter einer Plastikfolie gelagert. Probekörper aus Serien, die nicht dynamisch geprüft wurden, wurden nach dem Ausschalen im Klima 20°C / 65 % r.F. gelagert. Serien, die für die Ermüdungsbeanspruchung geplant waren, wurden zusätzlich


88

einer Wärmebehandlung unterzogen, da bei dichten, hochfesten Vergussmörteln die Gefahr besteht, dass durch Nacherhärtung und Rekristallisation die Druckfestigkeit während des Versuchs steigt. Umfangreiche Ermüdungsuntersuchungen an Hochfesten Betonen haben bei einer Lastfrequenz von 60 Hz Probekörpertemperaturen bis zu 180°C ergeben [And07]. Eine Wärmebehandlung hat sich als probates Mittel erwiesen, um bei hohen Lastfrequenzen vergleichbare Bruchlastwechselzahlen zu erreichen. Das Temperaturprogramm nach Abbildung 6.2 sieht eine langsame Steigerung von Raumtemperatur auf 90°C, gefolgt von einer Durchwärmphase bei 90°C vor. Anschließend wurde die Temperatur über einen Zeitraum von 9 Stunden auf 200°C erhöht und weitere 10 Stunden bei 200°C konstant gehalten. Abschließend wurde die Temperatur langsam auf Raumtemperatur abgesenkt. Die geringen Temperaturgradienten und die Durchwärmphase bei 90°C werden eingeführt, um eine temperaturbedingte Mikroriss-bildung zu minimieren.

0

50

100

150

200

250

0 5 10 15 20 25 30 35 40

Zeit [h]

Tem

pera

tur

[°C]

Abbildung 6.2: Temperaturverlauf der Wärmebehandlung ermüdungsbeanspruchter Grouted Joints [And07]

Die Wärmebehandlung wurde nach dem Ausschalen im Alter von ca. 24 h begonnen. Im Anschluss wurden die Probekörper bis zur Prüfung im Klima 20°C / 65 % r.F. gelagert.


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6.3 Versuchsdurchführung 6.3.1 Statische Untersuchungen Die statischen Versuche wurden an einer servo-hydraulischen Prüfmaschine mit einer Maximallast von 1 MN durchgeführt. Zur Messwerterfassung wurden drei Wegaufnehmer gleichmäßig über den Umfang der Probe verteilt. Gemessen wurde die Relativver-schiebung bzw. der Schlupf zwischen Pile und Sleeve. Abbildung 6.3 zeigt beispielhaft einen Probekörper mit Wegaufnehmern.

Abbildung 6.3: Beispiel eines Grouted Joint unter statischer Beanspruchung mit Wegaufnehmern zur Messung der Relativverschiebung zwischen Pile und Sleeve

Um den abfallenden Ast nach Erreichen der Verbundfestigkeit der Proben zu erfassen, wurden die Versuche in Wegregelung über die Verformung des Querhauptes gesteuert. Bis zum Erreichen der Verbundfestigkeit wurde eine Vorschubgeschwindigkeit von 0,2 mm/min gewählt. Im abfallenden Ast wurde die Geschwindigkeit aufgrund der hohen Duktilität der Proben und der großen Verformungsfähigkeit auf 0,6 mm/min erhöht.

6.3.2 Einstufen-Wöhlerversuche Wie bereits erwähnt, wurden die Einstufen-Wöhlerversuche zum einen an einem servo-hydraulischen Zylinder mit einer Lastfrequenz von 10 Hz durchgeführt, zum anderen wurde die Resonanzprüfmaschine mit einer Lastfrequenz um 60 Hz eingesetzt. In der Resonanzprüfmaschine werden mit einer motorisch angetriebenen Unwucht große, durch Federn verbundene Massen in Schwingungen versetzt. In diesem Feder-Masse-System stellt der Probekörper eine weitere Feder dar. Daher ergibt sich die Lastfrequenz in Abhängigkeit von der Dehnsteifigkeit des Probekörpers, hier zu ca. 60 Hz. Diese


90

Lastfrequenz wird ohne rechnerische Korrektur verwendet, weil nach Abschnitt 3.2.2.4 zum Beispiel von Freitag [Fre70], Klausen [Kla78] oder Assimacopoulos [Ass59] bei hochzyklischen Untersuchungen kein Einfluss der Lastfrequenz auf die Bruchlastwechselzahl dokumentiert ist. Die Messwerterfassung erfolgte ebenfalls mit drei gleichmäßig über den Umfang verteilten Wegaufnehmern, die wegen der dynamischen Beanspruchung mehrfach fixiert wurden. In den dynamischen Untersuchungen wurde bei einer Lastfrequenz von 10 Hz die Relativverschiebung zwischen Pile und Sleeve gemessen. Die Abtastrate des Datenloggers betrug 200 Hz. Damit stehen bei 10 Hz Lastfrequenz in jedem Lastwechsel 20 Messwerte zur Verfügung, wodurch ein Aliasing-Effekt ausgeschlossen wurde. Durch die kontinuierliche Messwerterfassung bis zum Erreichen der Bruchlastwechselzahl stehen umfangreiche Möglichkeiten für die Auswertung der Schädigungsentwicklung zur Verfügung. Die hohen dynamischen Beanspruchungen der Messtechnik, die bei 60 Hz Lastfrequenz auftreten, haben gezeigt, dass auch bei sehr steifer Ausführung der Messauf-nehmer und ihrer Fixierung mit größeren Messfehlern zu rechnen ist als bei einer Lastfrequenz von 10 Hz. Hinzu kommt, dass die hohen Temperaturen schwer erfassbare Ungenauigkeiten in den Wegaufnehmern bewirken können. Daher wurden Verformungs-messungen nur bei Lastfrequenzen von 10 Hz durchgeführt. Wie für Beton üblich, wurden zur Festlegung der Ober- und Unterlasten in den Ermüdungsversuchen statische Voruntersuchungen durchgeführt. Bei Versuchen an Beton werden Ermüdungsbeanspruchungen bezogen auf die statische Druckfestigkeit angegeben (Abschnitt 3.2.1). Nach Abbildung 4.12 können die Ermüdungslasten in Abhängigkeit von der Schlupfspannung oder der Verbundfestigkeit angegeben werden. Da der Verformungsverlauf nach dem Erreichen der Schlupfspannung stark streut, werden die Ermüdungslasten auf die Schlupfspannung als charakteristische Kenngröße bezogen (vgl. Abbildung 7.8). Unterschiede im Ermüdungsverhalten der Vergussmörtel können einfacher ermittelt werden, wenn viele Probekörper bis zum Bruch belastet werden. Daher wird ein geringes Unterlastniveau von konstant 5 % der Schlupfspannung gewählt. Folglich können mit den vorhandenen Maschinenkapazitäten große Spannungsschwingweiten erreicht werden, die geringe Bruchlastwechselzahlen begünstigen. Bezogen auf die Verbundfestigkeit ergibt sich eine Unterspannung zwischen 0 % und 5 %, die damit nahe der Wechselbeanspruchung liegt. Bei geringeren Unterlasten besteht während des Einregel-vorgangs der Resonanzprüfmaschine die Gefahr, dass die Druckplatte den Kraftschluss zum Probekörper verliert. Um unterschiedliche Spannungsschwingweiten zu prüfen, werden die Oberlasten in Abhängigkeit von den erzielten Ergebnissen zwischen 55 % und 92,5 % der Schlupfspannung variiert. Hieraus resultieren Spannungsverhältnisse unter Druckschwelllast zwischen R = 0,054 bis R = 0,09. Im Vergleich zu den in Abbildung 4.14 dokumentierten Schwelllastuntersuchungen mit R = 0,3 wurden die Probekörper in diesem Programm mit hohen Spannungsschwingweiten beansprucht. Das Durchläuferniveau wurde in Anlehnung an Untersuchungen von Beton zu 2·106 Lastwechseln gewählt. Wenn für einen Probekörper mehr Prüfzeit zur Verfügung stand, wurde die Lastwechselzahl entsprechend erhöht.


91

6.3.3 Quasi-Wechselbeanspruchung Durch die wechselnden Wind- und Wellenrichtungen sowie die Schlankheit der Tripod- und Jacket-Strukturen treten in Grouted Joints für Offshore-Windenergieanlagen Wechselbeanspruchungen auf (Abschnitt 4.5.1). Die Konstruktion der Grouted Joints führt nach Abbildung 6.4 auch unter Zugbeanspruchungen zur Druckstrebenausbildung zwischen den Schubrippen. Hierdurch wird in beiden Belastungsrichtungen eine große Tragfähigkeit erreicht, lediglich die Richtung der Druckstreben im Vergussmörtel wird verändert. Folglich ist eine Quasi-Wechselbeanspruchung in Grouted Joints realisierbar, wenn die Probe mit speziell konzipierten Auflagern um 180° gedreht wird. Zu beachten ist, dass sich in Druckrichtung drei Druckstreben ausbilden, während in Zugrichtung maximal zwei Druckstreben möglich sind.

Abbildung 6.4: Realisierung der Quasi-Wechselbeanspruchung für Grouted Joints

Im Unterschied zur real auftretenden Zugbeanspruchung stehen in der gewählten Bean-spruchungsanordnung Pile und Sleeve unter Druckspannung, während in der Realität Zug-spannungen auftreten (Abschnitt 4.2.5). Da die Richtung von Wind und Wellen nur in größeren Zeitabständen wechselt, treten zwischen zwei Nulldurchgängen der Beanspruchung größere Zyklenzahlen im Schwell-bereich auf, bevor sich die Beanspruchungsrichtung wieder ändert. Die hieraus entwickelte Beanspruchungsfolge für die Quasi-Wechselbeanspruchung ist in Abbildung 6.5 dargestellt. Sie besteht aus einer statischen Vorbeanspruchung, die bis zur Oberlast der Ermüdungsbeanspruchung erfolgte. Anschließend wurde eine statische Bean-spruchung bis zur Mittellast bevor der dynamische Lastanteil angefahren. Nach Erreichen der festgelegten Lastwechselzahl eines Blockes wurde die Probe entlastet, um elastische

„Zug“„Druck“


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Rückverformungen zu bestimmen. Anschließend wurde die Probe umgedreht und damit die Beanspruchungsrichtung im Vergussmörtel nach Abbildung 6.4 verändert.

Abbildung 6.5: Beanspruchungsfolge der Quasi-Wechselbeanspruchung

Das Ziel der statischen Vorbeanspruchung war, plastische Verformungen auch aus Riss-bildung zu erfassen, die sich durch die vorhergehenden Schwellbeanspruchungen ergeben. Auf diese Weise kann festgestellt werden, ob bereits durch niedrige Schwellbeanspruchungen plastische Verformungen auftreten. Die Anzahl der Lastwechsel in einem Block wurde stetig erhöht. Die Staffelung der Last-wechselzahlen betrug: 5.000, 10.000, 20.000, 50.000, 100.000, 200.000, 500.000 Lastwechsel, mit denen die Probe jeweils in Druck- und Zugrichtung beansprucht wurde. Eine Vergleichbarkeit mit in der Literatur dargestellten Ergebnissen von Wechselbeanspruchungen ist aufgrund der blockweisen Staffelung der Lastwechsel nur eingeschränkt möglich. Die Lastniveaus der Quasi-Wechselbeanspruchung sind in Tabelle 6.2 angegeben. Ebenso wie bei den Einstufen-Wöhlerversuchen werden die Ermüdungslasten auf die Schlupfspannung bezogen.

Tabelle 6.2: Lastniveaus und Probenanzahl der Quasi-Wechselversuche

Schlupfspannung gesenkt, um näher an die reine Wechsellast heranzukommen. Diese Untersuchungen wurden mit einer Lastfrequenz von 10 Hz durchgeführt.

Unterlast Oberlast Bezugslast Probenanzahl

± 2 % ± 25 % 2

± 2 % ± 35 % 1

± 2 % ± 50 %

Schlupfspannung in Druckrichtung

4

Zeit

Vorbean-spruchung

Druck

Zug

…

…

…

Lastwechselzahl 5.000 – 500.000

…

Bean

spru

chun

g Vorbean-spruchung

Lastwechselzahl 5.000 – 500.000


93

6.3.4 Beanspruchungen während der Erhärtung Beanspruchungen während der Erhärtung sind eine für Grouted Joints typische Bean-spruchung. Sie resultiert aus unvermeidbaren Wind- und Wellenlasten, die zu Verformungen zwischen Pile und Sleeve führen, während der Vergussmörtel erhärtet. Diese Verformung ergibt sich aus einer charakteristischen Wellenhöhe, die während der Erhärtung des Vergussmörtels erwartet wird. Die Festlegung des Prüfablaufs ist kompliziert, da weder in der Literatur, noch bei den Industriepartnern dieses Projekts umfangreiche Erfahrungen mit den anzusetzenden Verformungen vorliegen. Zudem ist eine Übertragung auf die kleinen Laborprobekörper notwendig. Im Gegensatz zur Bemessung von Grouted Joints ist für die experimentelle Ermittlung der Auswirkungen von Beanspruchungen während der Erhärtung die Vorgabe einer Verformung allein nicht ausreichend. Sie kann nur so lange vorgegeben werden, wie der Vergussmörtel flüssig ist und eine geringe Tragfähigkeit und Steifigkeit besitzt. Hat der Verguss eine ausreichende Steifigkeit entwickelt, um die der charakteristischen Welle entsprechenden Lasten aufzunehmen, darf die Verformung nicht mehr vollständig aufgebracht werden, um den Verguss nicht stärker zu schädigen, als es der charakteristischen Welle während der Erhärtung entspricht. Dieser kontinuierliche Übergang einer Verformung in eine Lastaufnahme kann in seiner zeitlichen Entwicklung nicht vollständig abgebildet werden. Aus diesem Grund wurden zwei Grenzwerte für die Beanspruchungen während der Erhärtung definiert. Ein Verformungsgrenzwert, der sich aus der charakteristischen Welle während der Bauphase ergibt und eine Grenzlast, die die Beanspruchung eines voll ausgehärteten Grouted Joint aus der charakteristischen Welle abbildet. Abschätzung der Grenzlast Die Grenzlast wurde auf der Grundlage einer Jacket-Struktur von Repower [Rep06] für einen Nordseestandort gewählt:

• Die Bemessungswelle der Struktur für den Grenzzustand der Tragfähigkeit beträgt 18 m.

• Während der Erhärtung sind Turm und Gondel noch nicht vorhanden, daher treten nur Beanspruchungen aus der Jacket-Struktur mit etwa 40 % der Gesamtbeanspruchung auf.

• Die charakteristische Wellenhöhe während des Vergießens und Erhärtens beträgt 6 m, also 30 % der Bemessungswelle.

• Die Pile-Geometrie wird mit 1 m Durchmesser und einer Vergusslänge von 2,0 m bis 2,5 m abgeschätzt.

Hieraus ergibt sich eine Grenzlast von ca. 16 kN für die Laborprobekörper.

Abschätzung der Verformung Die Abschätzung der aufzubringenden Verformungen erfolgte auf der Grundlage einer Beispielgeometrie der F+Z Baugesellschaft [F+Z07]. Eine wichtige Fragestellung bei der Festlegung der Verformungen ist die Skalierung auf die kleineren Laborproben. Aus der


94

Literatur ist bekannt, dass die Tragfähigkeit von der Vergusslänge beeinflusst wird (Abschnitt 4.2.4). Nicht dokumentiert ist hingegen, ob die Verformung bei Erreichen der Verbundfestigkeit von der Vergusslänge abhängt. Dieser Zusammenhang hätte ermöglicht, die Verformungen während der Erhärtung über das Verhältnis zwischen Vergusslänge und Verformung bei Erreichen der Verbundfestigkeit abzuschätzen. Eine weitere Möglichkeit ist die Abschätzung über die Geometrie der Schubrippen. Die in der Praxis angenommene Verschiebung während der Erhärtung wird auf den Schubrippenabstand der Beispielstruktur bezogen und mit dem vorhandenen Schub-rippenabstand von s = 22,5 mm erneut hochgerechnet. Hiermit wird lokal eine vergleichbare Schädigung im Bereich der Schubrippen erreicht. Es ergibt sich eine Verformung von 0,6 mm, die mit der gewählten Prüfmaschine kontrolliert steuerbar ist. Ebenfalls ca. 0,6 mm Verformung ergeben sich, wenn die Verformung über die Spalt-breite tg skaliert wird, sodass pro Millimeter Vergussbreite ein vergleichbarer Verfor-mungsgradient erreicht wird. Eine Probe wurde mit einer Verformung von 1,2 mm beansprucht. An dieser Probe wurde ausschließlich das auftretende Rissbild in Folge von Beanspruchungen während der Erhärtung ermittelt. Die Beanspruchung während der Erhärtung wurde begonnen, sobald die Probekörper eine ausreichende Eigentragfähigkeit aufwiesen, damit der Pile nicht durch den Verguss sinkt. Wie in Abbildung 6.6 skizziert, nehmen die Probekörper mit ansteigender Steifigkeit des Vergusses mehr Last auf, erreichen aber über einen langen Zeitraum noch den Verformungsgrenzwert von 0,6 mm. Auf sicherer Seite wurden die Beanspruchungen während der Erhärtung in Form einer Quasi-Wechselbeanspruchung aufgebracht. Alle Proben der Serie wurden rotierend beansprucht bis nach etwa 10 Stunden die Proben die Kraftgrenze erreichten und damit die Verformungen während der Erhärtung keine Rolle mehr spielten.

Abbildung 6.6: Entwicklung der Verformung und Kraftaufnahme während der Beanspruchungen während der Erhärtung

Lastgrenze16 kN

Verformung

Kra

ft

Ver

form

ungs

gren

ze0,

6 m

m

t ≈ 0

t ≈10

h


95

Auf eine weitergehende Wechselbeanspruchung bis zur Prüfung nach 28 Tagen ohne Wärmebehandlung wurde aus Gründen der Durchführbarkeit verzichtet. Wie bei den Serienversuchen, wird das Versuchsprogramm mit Beanspruchungen während der Erhärtung in statische und Ermüdungsuntersuchungen unterschieden. In den statischen Untersuchungen wird der Frage nachgegangen, ob die in der Literatur beschrie-bene Beeinflussung des Last-Verformungsverhaltens, insbesondere der Tragfähigkeit bestätigt werden kann. Die Ermüdungsuntersuchungen haben das primäre Ziel über Aussagen zur Verformung der Probekörper einen Vergleich mit den Ermüdungsunter-suchungen ohne Beanspruchungen während der Erhärtung zu ermöglichen (vgl. Tabelle 6.3):

Tabelle 6.3: Versuchsumfang für die Sonderversuche mit Beanspruchungen während der Erhärtung

Beanspruchung Probenanzahl

Aufschneiden einer unbelasteten Probe nach Beanspruchungen während der Erhärtung zur

Untersuchung der Rissstruktur

1

Statische Beanspruchung 2

Druckschwellbeanspruchung 2

Quasi-Wechselbeanspruchung 1


96

97

7 Tragverhalten axial beanspruchter Grouted Joints

7.1 Eingesetzte Vergussmörtel In diesem Abschnitt werden die Druckfestigkeiten der eingesetzten Vergussmörtel nach 24 Stunden und 28 Tagen sowie deren Verarbeitbarkeit kurz beschrieben (vgl. Tabelle 7.1). Das Setzfließmaß wurde mit dem Hägermann-Konus ohne Zuführung von Verdichtungsenergie in Anlehnung an die SVB-Richtlinie des Deutschen Ausschuss für Stahlbeton [N5] ermittelt. Ausgehend von der 28-Tage Druckfestigkeit werden die Bezeichnungen der eingesetzten Vergussmörtel gewählt. Von jedem Produkt wurde eine faserfreie und mindestens eine faserverstärkte Zusammensetzung geprüft. Für die C110 und C150 Vergussmörtel zeigen sich nur geringe Druckfestigkeitsunterschiede zwischen den faserfreien und faserverstärkten Mischungen. Der C170 zeigt jedoch 160 N/mm² für den faserfreien Beton und 190 N/mm² mit Faserverstärkung eine größere Differenz. Für die Bezeichnung wird ein mittlerer Wert C170 gewählt. In Grafiken und Berechnungen, in denen die gemessene Druckfestigkeit des Vergussmörtels von Bedeutung ist, wird auf die exakten Werte zurückgegriffen.

Tabelle 7.1: Übersicht über die Setzfließmaße und die Druckfestigkeiten der eingesetzten Vergussmörtel

Vergussmörtel Setzfließmaß Druckfestigkeit Würfel 75mm

[N/mm²] Bezeichnung Epoxidharz Stahlfasern Hägermann-

Konus [cm] 28 Tage 24 Stunden2)

- - - 64 - C60 - 2,0 Vol.-% - 54 - - - 31,0 116 6 - 1,0 Vol.-% 31,0 99 - C1101)

- 2,0 Vol.-% 24,0 110 9 - - 24,5 151 15 - 1,75 Vol.- 14,5 153 13 C150

10 M.-% - 23,0 107 - - - 29,0 158 nicht prüfbarC1701) - 2,0 Vol.-% 14,5 189 nicht prüfbar

1) mit Wärmebehandlung 2) Lagerung in Stahlschalung bei 6°C Lufttemperatur

Die Druckfestigkeiten wurden an Würfeln mit 100 mm Kantenlänge bestimmt und auf die in der Offshore-Industrie üblichen 75 mm Würfel interpoliert. Zur Interpolation wird der Ansatz der Vergussbetonrichtlinie des Deutschen Ausschuss für Stahlbeton [N6] verwendet. Die Vergussbetonrichtlinie gibt zur Umrechnung der Druckfestigkeit von Würfeln mit 40 mm Kantenlänge auf Würfel mit 150 mm Kantenlänge einen

Tragverhalten von Grouted Joints

98

Reduktionsfaktor für die Druckfestigkeit von 0,85 an. Hieraus ergeben sich durch lineare Interpolation folgende Umrechnungsfaktoren:

Würfel 100 mm → Würfel 75 mm c,cube,75 c,cube,100f 1,04 f= ⋅ Gleichung 7.1

Würfel 40 mm → Würfel 75 mm c,cube,75 c,cube,40f 0,95 f= ⋅ Gleichung 7.2

Korrekturrechnungen anhand der geprüften Prismen (Würfel mit Kantenlänge 40 mm) sowie der Würfel mit 100 mm Kantenlänge zeigen gute Übereinstimmungen der interpolierten Werte. Eine Übersicht über alle Werte ist Tabelle A 1.2 im Anhang zu entnehmen. Wie in Kapitel 2 beschrieben, ist die Frühfestigkeit nach 24 Stunden für den eingesetzten Vergussmörtel wichtig, um Schädigungen durch Beanspruchungen während der Erhärtung zu minimieren und einen raschen Baufortschritt zu ermöglichen. Die Probekörper wurden 24 Stunden bei 6°C in einer Stahlschalung unter Folie gelagert. Der selbst entwickelte C150 erreicht mit und ohne Faserverstärkung Druckfestigkeiten nahe der von Billington und Woodward [Bil80a] genannten Grenze von ca. 14 N/mm². Die C110 Vergussmörtel erreichen zwischen 6 N/mm² und 9 N/mm², während die C170 Vergussmörtel nach 24 Stunden noch nicht prüfbar sind. Beim Öffnen der Schalung verformten sich die Probekörper bereits unter Eigengewicht leicht. Möglicherweise handelt es sich bei diesem Effekt um verzögernde Wirkungen des Fließmittels in Verbindung mit der Art und Menge des Zements. Dieses Ergebnis führt unmittelbar vor Augen, dass der Einsatz von Hochleistungsbetonen für Offshore-Konstruktionen vor allem in tieferem Wasser und damit niedrigen Umgebungstemperaturen nicht unproblematisch ist. Die Zusammensetzung des Verguss-mörtels muss auf verzögernde Wirkungen des Fließmittels abgestimmt werden. Wie groß der verzögernde Effekt der Temperatur sein kann, zeigt ein Vergleich der Druckfestigkeiten nach 24 Stunden des C150 Vergussmörtels ohne Fasern zwischen einer Lagerung bei 20°C Raumtemperatur und 6°C Lufttemperatur am 75 mm Würfel:

fck (T = 20°C, t = 24 h) = 90,0 N/mm²

fck (T = 6°C, t = 24 h) = 15,0 N/mm²

Weiterhin von Bedeutung ist die Verarbeitbarkeit. In Tabelle 7.1 ist zu erkennen, dass sie vor allem bei 2 Vol.-% Stahlfasern abnimmt, so dass die Pumpbarkeit gezielt überprüft werden muss. Zusammenfassend wird aus der Darstellung der Frühfestigkeit und der Verarbeitbarkeit deutlich, dass der Zusammensetzung der Vergussmörtel für offshore Anwendungen große Aufmerksamkeit geschenkt werden muss. Dies gilt vor allem für das bei Hochleistungs-beton auftretende Phänomen der Verzögerung durch den Einsatz hoher Fließmittelgehalte und den Einsatz von Fasern. Nur durch optimale Anpassung von Verarbeitbarkeit, Frühfestigkeit und 28-Tage Druckfestigkeit kann die Bauzeit offshore verkürzt und dem Risiko von Verpressfehlern gezielt entgegen gewirkt werden.


99

7.2 Tragverhalten unter statischer Beanspruchung In diesem Abschnitt werden die Versuchsergebnisse von Grouted Joints unter statischer Beanspruchung beschrieben. Die zugrunde liegenden Last-Verformungskurven wurden nach Abschnitt 6.3.1 bestimmt. Vorangestellt werden die Grundlagen der Auswertung. Anschließend werden einige Verbundspannungs-Verformungslinien dargestellt, die qualitativ die Einflüsse der Schubrippen, der Vergussmörteldruckfestigkeit und der Faser-verstärkung dokumentieren. In den folgenden Abschnitten 7.2.3 bis 7.2.5 werden die aus den Verbundspannungs-Verformungslinien ermittelten Schlupfspannungen und Verbund-festigkeiten, Verformungen sowie Steifigkeiten vergleichend gegenübergestellt. Anschlie-ßend werden die Verbundfestigkeiten mit Literaturwerten verglichen, bevor die Rissent-wicklung unter statischer Beanspruchung beschrieben wird. Auf der Grundlage der Ergebnisse und der Rissbildung wird eine Modellvorstellung für den Versagensfortschritt unter statischer Beanspruchung entwickelt, die die Besonderheiten der Faserverstärkung einbezieht.

7.2.1 Grundlagen der Auswertung Das Verbundspannungs-Verformungs-Verhalten der Grouted Joints wird in Anlehnung an Ausziehversuche von Bewehrungsstahl aus Beton als Spannungs-Weg-Kurve angegeben. Der bei Bewehrungsstahl ermittelte Schlupf entspricht bei Grouted Joints der Relativver-schiebung zwischen Sleeve und Pile, gemessen über der nicht vergossenen Länge des Piles. Elastische Verformungen des Piles auf der freien Länge von 50 mm werden rechnerisch korrigiert. Abbildung 7.1 zeigt beispielhaft die Verbundspannungs-Verformungskurve eines Grouted Joint. Aus den gemessenen Kraft-Verformungs-Linien werden folgende Kennwerte ermittelt:

• Schlupfspannung und zugehörige Verformung

• Verbundfestigkeit und zugehörige Verformung

• Steifigkeit / Verformungsmodul im ersten ansteigenden Ast Die Verformungen ergeben sich aus den gemessenen Werten als Mittelwert der drei Wegaufnehmer. Die Verbundfestigkeit ergibt sich aus der gemessenen Kraft und der zugehörigen Versagensfläche. Die Versagensfläche kann die Kontaktfläche zwischen Verguss und Sleeve oder zwischen Verguss und Pile sein. Aufgrund von Schwindvorgängen wurde in den Versuchen ohne Schubrippen fast ausschließlich ein Versagen zwischen Sleeve und Verguss beobachtet. Bei Verbindungen mit Schubrippen stellt ausnahmslos die Kontaktfläche zwischen Pile und Verguss die maßgebende Versagensfläche dar. Die Verbundspannung bildet integral die drei Tragmechanismen Adhäsion, Reibung und Druckstrebentragfähigkeit ab, indem eine über die Versagensfläche verschmierte Spannung angegeben wird. Die folgende Gleichung stellt die Verbundfestigkeit am Beispiel des Versagens am Pile dar:

Verbundfestigkeit bei Traglast: P

Traglastbu A

Ff = Gleichung 7.3


100

Abbildung 7.1: Verbundspannungs-Verformungskurve eines Grouted Joint mit den charakteristischen Punkten für die Auswertung (C150 faserfrei, h/s = 0,056)

Die Ermittlung der Längssteifigkeit von Grouted Joints ist bislang in der Literatur nicht dokumentiert, sodass ein neuer Ansatz entwickelt wird. Da sich im Vergussmörtel diagonal verlaufende Druckstreben ausbilden, ist es nicht möglich, einen Elastizitätsmodul ähnlich dem von Beton anzugeben, weil Spannungen und Verformungen nicht gleich gerichtet sind und die beanspruchte Fläche nur ungenau bestimmbar ist. Möglich ist die Angabe der Steifigkeit über den Winkel zwischen Kraft und Verformung. Der Vorteil ist, dass mechanisch betrachtet die Federsteifigkeit der Verbindung abgebildet wird. Dieser Verformungsmodul ist als Steifigkeitskenngröße sinnvoll, weil die Lasten in Fundamentpfählen bei der Bemessung in der Regel als Kräfte angegeben werden und damit ein Einsatz in Stabwerksprogrammen einfach möglich ist. Aus diesem Grund wird der Verformungsmodul aus den Kraft-Verformungskurven im ersten Drittel des linear elastischen Bereichs ermittelt. Nachteilig ist lediglich seine Geometrieabhängigkeit.

Verformungsmodul: VSFw

Δ=

Δ Gleichung 7.4

Die Angabe einer Steifigkeit für den in Abbildung 7.1 dargestellten annähernd linearen zweiten Bereich der Spannungs-Verformungslinie, ist zwar möglich, aber für die Bemessung von Grouted Joints und ihres Tragverhaltens nicht verallgemeinerbar, weil nicht alle Grouted Joints ein entsprechend ausgeprägt lineares Verhalten zeigen. In Anhang A 4 sind neben den geometrischen alle in den statischen Versuchen ermittelten Kennwerte dargestellt.

0

5

10

15

20

25

30

0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 6,0 7,0

Schlupfspannung

Verbundfestigkeit

Steifigkeit

Verformung [mm]

Verb

unds

pann

ung

[N/m

m²]


101

7.2.2 Spannungs-Verformungskurven 7.2.2.1 Einfluss der Schubrippen In Abbildung 7.2 ist der große Einfluss des h/s-Verhältnisses bzw. der Schubrippenhöhe auf das Tragverhalten der Grouted Joints dargestellt. Die Verbundfestigkeit beträgt für Probekörper ohne Schubrippen zwischen 0,3 N/mm² und 0,7 N/mm². Wie von Lam-port [Lam88] beschrieben, sind die einzigen Tragmechanismen Adhäsion und Reibung. Letztere resultiert aus Imperfektionen der Stahlrohre sowie deren Oberflächenrauigkeit. Diese geringen Werte der Verbundfestigkeit werden durch die auf Maß ausgedrehten Stahlrohre und die hohe radiale Steifigkeit begünstigt, die nur geringe Lastum-lagerungsmöglichkeiten in der Vergusszone bieten. Da sich in Probekörpern mit praxis-üblichen Geometrien durch größere Imperfektionen und Lastumlagerungsmöglichkeiten eine erhöhte Schubübertragung einstellen kann, wird das Potential von Hochleistungs-vergussmörteln in Grouted Joints geringfügig unterschätzt. Dennoch ist davon auszu-gehen, dass die volle Druckfestigkeit in Grouted Joints ohne Schubrippen nicht annähernd ausgenutzt wird. Durch den Einsatz von 10 M.-% v.Z. Epoxidharz konnte die Verbundfestigkeit auf ca. 1,7 N/mm² mehr als verdoppelt werden. Dennoch ist diese Tragfähigkeit gegenüber den offensichtlichen Tragfähigkeitssteigerungen durch Schubrippen marginal. Hinzu kommt, dass Feuchtigkeit und Wasser die Eigenschaften der ausgehärteten Polymer-dispersion verändern können. Sollten Polymerdispersionen in Grouted Joints eingesetzt werden, sind die Auswirkungen des direkten Wasserkontakts des Polymers auf das Lang-zeittragverhalten zusätzlich zu untersuchen. Deutlich größere Verbundfestigkeiten lassen sich mit dem Einsatz von Schubrippen erzielen. Für alle geprüften Grouted Joints mit Schubrippen zeigte sich die Kontaktfläche zwischen Verguss und Pile als maßgebende Versagensfläche. Bereits mit einem h/s-Verhältnis von 0,013 kann die Verbundfestigkeit auf etwa 17 N/mm² mehr als verzehn-facht werden. Bei einem Verhältnis von h/s = 0,056 wird eine Verbundfestigkeit von ca. 27 N/mm² erreicht. Entsprechend ergeben sich Schlupfspannungen von 11 N/mm² bzw. 18 N/mm² bei h/s-Verhältnissen von 0,013 und 0,056. Die amerikanische Richtlinie [API00] ebenso wie Det Norske Veritas [DNV04] lassen h/s-Verhältnisse bis 0,1 zu. Dies entspräche bei den in dieser Arbeit eingesetzten Probe-körpern einer Schubrippenhöhe von h = 2,25 mm. Aufgrund dessen ist damit zu rechnen, dass die Tragfähigkeit mit höheren Schubrippen noch weiter gesteigert werden kann. Ein weiteres Kriterium ist die Form der Spannungs-Verformungslinie. Wie bereits in Abschnitt 4.3.2 beschrieben, zeigen Grouted Joints zunächst ein näherungsweise lineares Tragverhalten, bevor nach Erreichen der Schlupfspannung die Verbundspannung unter zumeist ausgeprägt nicht-linearem Verhalten weiter gesteigert werden kann. Bei Grouted Joints mit hohen Schubrippen wird oft näherungsweise bilineares Tragverhalten beobachtet.


102

Abbildung 7.2: Einfluss des h/s-Verhältnisses auf das Trag- und Versagensverhalten von Grouted Joints mit faserfreiem C150, ohne Wärmebehandlung, ohne Epoxidharz.

Das Tragverhalten im abfallenden Ast ist im Vergleich zum Beton nach Abbildung 3.2 sehr duktil. Nach Erreichen der Verbundfestigkeit können bei großen Verformungen noch erhebliche Kräfte übertragen werden. Wie in Abschnitt 4.4 beschrieben, wird der erste lineare Bereich der Spannungs-Verfor-mungskurve durch die Reibung und die Adhäsion bestimmt, während der zweite Bereich nach Erreichen der Schlupfspannung durch kontinuierliches Versagen des Vergusses vor den Schubrippen gekennzeichnet wird. Nach Lamport [Lam88] liegen bei Erreichen der Verbundfestigkeit vor allen Schubrippen komprimierte Vergussmörtelkeile vor.

7.2.2.2 Einfluss der Vergussmörteldruckfestigkeit Der Einfluss der Druckfestigkeit des Vergussmörtels zeigt sich in den Spannungs- Verfor-mungskurven in mehrfacher Hinsicht. Exemplarisch sind in Abbildung 7.3 die Verbund-spannungs-Verformungskurven von Grouted Joints mit Vergussmörteln C60 bis C170 dargestellt. Alle Vergussmörtel sind faserfrei, die Schubrippen weisen ein h/s-Verhältnis von 0,013 auf. Sowohl die Schlupfspannung als auch die Verbundfestigkeit steigen mit zunehmender Druckfestigkeit des Vergussmörtels an. Im Falle der Schlupfspannung ist zusätzlich festzustellen, dass diese nicht immer so eindeutig bestimmbar ist wie in Abbildung 7.2 bei einem h/s-Verhältnis von 0,056. In einigen Fällen zeigt sich lediglich ein Abweichen vom linearen Tragverhalten. Die auf diese Weise definierte Schlupfspannung tritt immer bei Verformungen unterhalb von 1,0 mm auf. In den meisten Fällen wird die Schlupf-spannung bei Verformungen zwischen 0,4 mm und 0,7 mm erreicht. Des Weiteren zeigen die Kurven, dass bei Erreichen der Verbundfestigkeit deutlich größere Verformungen

0

5

10

15

20

25

30

0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 6,0

Ohne Schubrippen

C150 - h/s = 0,056

C150 - h/s = 0,013

Verformung [mm]

Verb

unds

pann

ung

[N/m

m²]


103

erreicht werden als bei Erreichen der Schlupfspannung. Tendenziell sinkt die Verformung bei Erreichen der Verbundfestigkeit mit zunehmender Druckfestigkeit. Eine mögliche Erklärung für dieses Verhalten ist die sinkende Duktilität mit steigender Druckfestigkeit, die zu einem früheren Versagen des Schubbandes entlang der Schubrippenköpfe am Pile führt.

Abbildung 7.3: Einfluss der Vergussmörteldruckfestigkeit auf das Trag- und Verformungsverhalten von Grouted Joints mit faserfreien Vergussmörteln, h/s= 0,013, C110 und C170 mit Wärmebehandlung

7.2.2.3 Einfluss der Faserverstärkung Da die verwendeten Hochleistungsvergussmörtel sehr sprödes Materialversagen zeigen, werden in dieser Arbeit Stahlfasern zur Duktilitätserhöhung des Vergussmörtels eingesetzt. Es soll untersucht werden, ob die höhere Duktilität zusammen mit der Umschnürungswirkung der Stahlrohre Veränderungen im Tragverhalten hervorruft. Abbildung 7.4 zeigt den Vergleich von Grouted Joints mit faserfreien und faserverstärkten C110 und C170 Vergussmörteln. Durch den Zusatz von Stahlfasern wird die Schlupf-spannung erhöht, der Bereich linear-elastischen Tragverhaltens vergrößert und die Verbundfestigkeit ebenso wie die Verformung bei Erreichen der Verbundfestigkeit gesteigert. Des Weiteren ist zu erkennen, dass die Duktilität als Fläche unter der Spannungs-Verformungskurve ansteigt, wenn hohe Stahlfasergehalte verwendet werden. Dieser Effekt ist besonders ausgeprägt, wenn die C170 Vergussmörtel betrachtet werden. Der Grouted Joint mit faserfreiem C170 zeigt ab Erreichen der Verbundfestigkeit bei ca. 30 N/mm² einen kontinuierlichen Verbundspannungsabfall. Demgegenüber zeigt sich beim C170 mit Fasern ein ausgeprägter Anstieg nach Erreichen der Schlupfspannung und damit ein deutlich duktileres Verhalten. Im Hinblick auf den C170 ist anzumerken, dass die Druckfestigkeit des faserverstärkten Vergussmörtels mit ca. 190 N/mm² über der des faserfreien Vergussmörtels mit ca. 160 N/mm² liegt.

0

5

10

15

20

25

0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 6,0

C150

C60

Verformung [mm]

Ver

bund

span

nung

[N/m

m²]

C110

C170


104

Abbildung 7.4: Einfluss der Faserverstärkung auf das Trag- und Verformungsverhalten von Grouted Joints beispielhaft an Vergussmörteln C110 und C170, h/s = 0,056, mit Wärmebehandlung

Der Einfluss eines steigenden Fasergehaltes ist in Abbildung 7.5 am Beispiel von Grouted Joints mit dem Vergussmörtel C110, h/s = 0,056, mit Wärmebehandlung dargestellt. Zusätzlich zu den bereits dargestellten Werten von 0 Vol.-% und 2 Vol.-% Stahlfasern wurde ein Fasergehalt von 1,0 Vol.-% geprüft. Es zeigt sich, dass die Schlupfspannung und die Verformung bei Erreichen der Schlupfspannung mit zunehmendem Fasergehalt ansteigen.

Abbildung 7.5: Einfluss des Fasergehalts auf das Trag- und Verformungsverhalten von Grouted Joints, C110 faserfrei, mit 1,0 Vol.-% Stahlfasern und 2,0 Vol.-% Stahlfasern, h/s = 0,056

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0

C170 - ohne SF

Verformung [mm]

Ver

bund

span

nung

[N/m

m²]

C170 - 2% SF

C110 - ohne SF

C110 - 2% SF

0

5

10

15

20

25

30

0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0

2% SF

1% SF

o. SF

Verformung [mm]

Ver

bund

span

nung

[N/m

m²]


105

Insgesamt bestätigt sich der bereits in Abbildung 7.4 dargestellte Trend, dass mit steigendem Fasergehalt die Duktilität nach Erreichen der Verbundfestigkeit zunimmt. Außerdem zeigt sich, dass die Verformungen bei Erreichen der Verbundfestigkeit mit steigendem Fasergehalt ebenso wie die Verbundfestigkeit selbst ansteigen.

7.2.3 Verbundspannung Diese vergleichende Gegenüberstellung der verschiedenen Vergussmörtel erfolgt auf Grundlage der Schlupfspannung, der Verbundfestigkeit, der charakteristischen Verfor-mungen bei Erreichen der Schlupfspannung und der Verbundfestigkeit sowie des Verformungsmoduls. Bei den in Abbildung 7.6 dargestellten Verbundfestigkeiten am Pile handelt es sich um Mittelwerte von bis zu sechs Einzelmessungen. Unter Berücksichtung aller Maßnahmen (Erhöhung der Druckfestigkeit des Vergussmörtels, Erhöhung des h/s-Verhältnisses und Einsatz von Fasern) kann die Verbundfestigkeit bei Grouted Joints mit Schubrippen auf etwa das 4,5-fache gesteigert werden. Die Erhöhung der Druckfestigkeit des Vergussmörtels bewirkt eine Steigerung der Schlupfspannung und der Verbundfestigkeit unabhängig vom h/s-Verhältnis und dem Vorhandensein von Fasern.

Abbildung 7.6: Verbundfestigkeiten aller Vergussmörtel mit h/s-Verhältnissen von 0,013 und 0,056

Der Vergleich der Schubrippenhöhen zeigt, dass bei allen Vergussmörteln eine Steigerung der übertragbaren Spannung eintritt. Diese Tragfähigkeitserhöhung ist dadurch zu erklären, dass mit steigender Schubrippenhöhe breitere Druckstreben im Verguss aktiviert werden (vgl. Abbildung 4.13) und damit die in den Druckstreben übertragbare Last ansteigt. Bezogen auf die verwendeten Geometrien kann Abbildung 7.6 darüber hinaus entnommen werden, dass der Fasereinfluss in der Regel geringer ist, als der Einfluss des

0

10

20

30

40

50

0 25 50 75 100 125 150 175 200

h/s=0,013 ohne Fasernh/s=0,056 ohne Fasernh/s=0,013 mit Fasernh/s=0,056 mit Fasern

Druckfestigkeit Vergussmörtel [N/mm²]

Ver

bund

fest

igke

it [N

/mm

²]

Schubrippen-einfluss

Faser-einfluss


106

h/s-Verhältnisses. Mit Ausnahme des C170 zeigt sich der Fasereinfluss in Abhängigkeit von der Vergussmörteldruckfestigkeit weitgehend konstant. Wie bereits erwähnt, wurde beim C170 ohne Fasern eine Druckfestigkeit von 160 N/mm² gemessen, während der faserverstärkte Verguss 190 N/mm² gezeigt hat. Die Steigerung der Verbundfestigkeit in Abhängigkeit von der Druckfestigkeit des Vergussmörtels kann als näherungsweise linear angesehen werden. Eine prozentuale Übersicht über die erzielten Tragfähigkeitserhöhungen ist in Abbildung 7.7 dargestellt. Hinsichtlich des Fasereinflusses ergibt sich eine Erhöhung der Schlupfspannung und der Verbundfestigkeit in ähnlichem Maße um etwa 25 % bis 30 %. Mit der Annahme einer weitgehend linearen Erhöhung der Tragfähigkeit in Abhängigkeit vom Fasergehalt (vf) um 25 % bei 2 Vol.-% Faserzugabe kann der Anstieg wie folgt abgeschätzt werden:

( )SF fk 1 v 0,125= + ⋅ Gleichung 7.5

Darin bezeichnet der Wert kSF einen Erhöhungsfaktor mit dem der Anstieg der Schlupfspannung und der Verbundfestigkeit abgeschätzt werden kann. Die Wirkung der Fasern auf die Versagensentwicklung von Grouted Joints wird in Abschnitt 7.2.7 näher beschrieben.

Abbildung 7.7: Prozentuale Tragfähigkeitserhöhungen aus Faser- und Schubrippeneinfluss

Die Erhöhung der Schubrippen von h/s = 0,013 auf h/s = 0,056 beeinflusst die Schlupf-spannung mit etwa 90 % weit stärker als die Verbundfestigkeit mit etwa 60 %. Da neben h/s = 0,013 und h/s = 0,056 keine weiteren h/s-Verhältnisse untersucht wurden, wird für die Abschätzung der Tragfähigkeitssteigerung durch höhere h/s-Verhältnisse ein konstanter Wert angenommen. Nach Abbildung 7.7 ergeben sich bezogen auf Grouted Joints mit einem faserfreien C60 und h/s = 0,013 Tragfähigkeitssteigerungen von ca. 92 % für die Schlupfspannung und ca. 60 % für die Verbundfestigkeit. Hieraus folgen

0%

10%

20%

30%

40%

50%

60%

70%

80%

90%

100%

Fasereinfluss Schubrippenhöhe

Trag

fähi

gkei

tsan

stie

g

SchlupfspannungVerbundfestigkeit


107

Erhöhungsfaktoren kSR,Schlupfspannung = 1,92 und kSR,Verbundfestigkeit = 1,60. Auf Grundlage der in Abschnitt 7.2.8 beschriebenen Modellvorstellung liegt die geringere Auswirkung auf die Verbundfestigkeit im Schubversagen des Betons entlang der Schubrippenköpfe begründet (vgl. Abschnitt 9.1). Für diese Betrachtung werden Grouted Joints mit einem faserfreien C60 als Referenz-größe verwendet. Aus einer linearen Regression ergibt sich der Erhöhungsfaktor kfcu für die Druckfestigkeit des Vergussmörtels zu:

( )fcu cuk 1 0,01 f 0,71= + ⋅ − Gleichung 7.6

Als Basis für diese Regressionsgleichung wurden nur Grouted Joints mit faserfreien Vergussmörteln verwendet. In Abschnitt 8.4 wird näher beschrieben, dass durch diese Abschätzungen die gemessenen Werte gut abgebildet werden.

7.2.4 Verformungen In Abbildung 7.8 sind die Verformungen zwischen Pile und Sleeve bei Erreichen der Schlupfspannung und der Verbundfestigkeit dargestellt. Die Schlupfspannung wird zumeist zwischen 0,4 mm und 0,7 mm erreicht. Bezogen auf die Dicke des Vergusses von 19 mm resultiert eine Gleitung von 0,021 bis 0,037 (entsprechend 1° bis 2°). Die Verfor-mungen bei Erreichen der Verbundfestigkeit sind deutlich größer und streuen stärker. Trotz der kleinen Probekörper werden zum Teil ähnliche Werte wie in der Literatur bei Probekörpern im Maßstab 1:4 erreicht. Das Spektrum der Versagensverformungen liegt zwischen 0,8 mm und 4,0 mm (Gleitungen bis 0,21 entsprechend 12°). Werden die Probekörper mit einem h/s = 0,013 in die Betrachtung einbezogen, ergibt sich eine maximale Verformung von 5,5 mm.

Abbildung 7.8: Verformungen zwischen Pile und Sleeve bei Erreichen der Schlupfspannung und der Verbundfestigkeit von Grouted Joints mit h/s = 0,056

0,0

1,0

2,0

3,0

4,0

5,0

0 50 100 150 200


Verfo

rmun

g [m

m]

Schlupfspannung ohne FasernSchlupfspannung 2% SFVerbundfestigkeit ohne FasernVerbundfestigkeit 2% SF


108

Bei diesen großen Verformungen ist spätestens bei Erreichen der Verbundfestigkeit davon auszugehen, dass der Vergussmörtel vor den Schubrippen vollständig versagt hat [Lam88]. Er kann bei anhaltender Druckbeanspruchung dennoch über den komprimierten Vergussmörtel Druckspannungen aufnehmen und in die Druckstreben übertragen (vgl. Abbildung 4.13). Problematisch sind unter diesen Bedingungen Ermüdungs-Wechsel-beanspruchungen einzuschätzen, da eine dauerhafte Druckbeanspruchung des Haufwerks nicht mehr gewährleistet ist. Unter Wasser besteht zudem die Gefahr, dass komprimierter Vergussmörtel durch Risse ausgewaschen wird. Hierbei ist mit steigenden Verformungen zu rechnen (vgl. Abschnitt 8.2). Weiterhin ist auffällig, dass bei allen Vergussmörteln und h/s-Verhältnissen die Verfor-mung der faserverstärkten Zusammensetzungen bei Erreichen der Verbundfestigkeit deutlich größer ist, als die Verformung der faserfreien Mischungen. Etwas einge-schränkter trifft dies auch auf die Schlupfspannung zu. Die größeren Verformungen sind ein weiteres Indiz für eine erhöhte Duktilität der faserverstärkten Mischungen. Mit Ausnahme des C170 zeigt sich zudem eine tendenziell verringerte Versagensverformung, wenn die Druckfestigkeit ansteigt.

7.2.5 Steifigkeit In Abbildung 7.9 sind die auf Grundlage der Kraft-Verformungslinien ermittelten Steifig-keiten als Verformungsmoduln nach Gleichung 7.4 dargestellt. Das Ziel dieses Abschnittes ist, die Steifigkeiten der Grouted Joints bei verschiedenen Hochleistungs-betonen zu vergleichen, um die Entwicklung von Anhaltspunkten zu ermöglichen, ob die lokale Knotennachgiebigkeit für die Bemessung oder das Schwingungsverhalten von Offshore-Windenergieanlagen relevant ist.

Verformungsmodul Es fällt unmittelbar auf, dass die Verformungsmoduln stärkeren Schwankungen unter-worfen sind, als beispielsweise die Verbundspannungen. Für nahezu alle Zusammen-setzungen ist zutreffend, dass der Verformungsmodul der Verbindung bei höheren h/s-Verhältnissen ansteigt, teilweise wird er mehr als verdoppelt. Der erhöhte Verformungs-modul ist darauf zurückzuführen, dass bei größeren h/s-Verhältnissen breitere Druck-streben im Verguss aktiviert werden. Weiterhin zeigt sich, dass die faserverstärkten Vergussmörtel zumeist steifer sind als faserfreier Verguss. Auffällig sind die geringen Verformungsmoduln des C110. Hinsichtlich der Rezepturen der Vergussmörtel vor allem im Vergleich zum C60 sind keine Unterschiede bekannt, da es sich in beiden Fällen um kommerziell erhältliche Vergussmörtel handelt. Um auszu-schließen, dass bei diesem, vermutlich ohne Mikrosilika hergestellten Vergussmörtel, die Wärmebehandlung die geringen Verformungsmoduln verursacht hat, wurden Sonder-serien an Grouted Joints ohne Wärmebehandlung durchgeführt. Hierbei sind die Steifig-keiten und Schlupfspannungen vergleichbar geblieben, lediglich die Verbundfestigkeiten stiegen in einigen Fällen an (vgl. Anhang A 2).


109

Ebenso ist zu sehen, dass der Vergussmörtel C150 steifer ist als der C170. Hierbei ist wieder zu beachten, dass die Druckfestigkeit des C170 ohne Fasern mit ca. 160 N/mm² nur geringfügig über der Druckfestigkeit des C150 liegt. Hinzu kommt, dass es sich bei der gröberen Gesteinskörnung des C150 (>1 mm) um Basalt handelt, während der C170, bei gleichem Größtkorn augenscheinlich quarzitische Gesteinskörnung enthält. Die höhere Steifigkeit des Basalts mag ein Grund für die hohe Steifigkeit des C150 sein. Dies deutet an, dass der Verformungsmodul der Verbindung möglicherweise durch die Zusammen-setzung des Vergussmörtels beeinflusst werden kann. Inwieweit diese Aussage von der radialen Steifigkeit der Stahlrohre abhängt, bleibt zukünftigen Untersuchungen vorbe-halten.

Abbildung 7.9: Verformungsmoduln von Grouted Joints in Abhängigkeit von der Verguss-mörteldruckfestigkeit gemessen im ersten Bereich der Kraft-Verformungslinie

Steifigkeitsentwicklung Bei der Untersuchung von Beton wird die Steifigkeit im ansteigenden Ast der Spannungs-Dehnungskurve ermittelt. Bereits vor Erreichen der Festigkeit und insbesondere im abfallenden Ast verringert sich die Steifigkeit des Betons durch zunehmende Mikroriss-bildung (vgl. Abbildung 3.16). Diesem Gedanken folgend, müsste die geringere Steigung des 2. Bereichs in den Kurven der Grouted Joints eine maßgeblich verringerte Steifigkeit der gesamten Probe andeuten. Zur Untersuchung dieses Einflusses werden einzelne Be- und Entlastungszyklen in der Spannungs-Verformungslinie gefahren. Für reine Betonproben im Druck- und Biegezugversuch ergibt sich nach Abschnitt 3.2.3.2 im abfallenden Ast eine schnell sinkende Steifigkeit durch die fortschreitende Mikroriss-bildung. In Abbildung 7.10 sind einige Ent- und Wiederbelastungszyklen an einem Grouted Joint mit einem faserverstärkten C110, h/s = 0,056 dargestellt. Für die Ermittlung der Sekantensteifigkeit werden der untere Umkehrpunkt und der Schnittpunkt von Ent- und Wiederbelastungsast zu Grunde gelegt. Bei der Betrachtung der Kurven fällt auf, dass die Steifigkeit im Vergleich zur Ausgangssteifigkeit weder im Bereich 2 noch im

0

200

400

600

800

1.000

1.200

1.400

1.600

1.800

0 50 100 150 200


Verfo

rmun

gsm

odul

[kN

/mm

]

h/s=0,013 ohne Fasernh/s=0,056 ohne Fasernh/s=0,013 2% SFh/s=0,056 2% SF


110

abfallenden Ast sichtbar abnimmt, auf jeden Fall deutlich weniger, als für reine Betonproben zu erwarten ist.

Abbildung 7.10: Entwicklung der Sekantensteifigkeit an einem Grouted Joint unter Druckbean-spruchung mit faserverstärktem C110, h/s = 0,056, ohne Wärmebehandlung nach [RIL-FMC3, Mu04]

In Abbildung 7.11 ist die Steifigkeitsentwicklung des Probekörpers aus Abbildung 7.10 dargestellt. Die gemessenen Steifigkeiten wurden jeweils auf die Ausgangssteifigkeit bei Erstbelastung bezogen. Als Bezugswert der Spannung wird die Schlupfspannung verwen-det. Die bezogene Verbundspannung für alle weiteren Entlastungsschleifen ergibt sich aus der Beanspruchung zu Beginn der Entlastung.

Abbildung 7.11: Entwicklung der Sekantensteifigkeit über der auf die Schlupfspannung bezogenen Verbundspannung. C110, 2 Vol.-% Fasern, h/s = 0,056, ohne Wärmebehandlung

0

5

10

15

20

25

0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 6,0 7,0 8,0

Verformung [mm]

Verb

unds

pann

ung

[kN]

Sekantensteifigkeit

0%

20%

40%

60%

80%

100%

120%

140%

160%

180%

200%

0,00 0,20 0,40 0,60 0,80 1,00 1,20

Belastung

abfallender Ast

Erreichen der Verbundfestigkeit

Verformung [mm]

Kra

ft [k

N]


111

Es zeigt sich, dass die Sekantensteifigkeit bis zum Erreichen der Verbundfestigkeit ansteigt, obwohl eine Schädigung in Form der Zerstörung des Betons vor den Schub-rippen stattfindet (vgl. [Lam88]). Die maximale Sekantensteifigkeit wird im Bereich der Verbundfestigkeit erreicht. Der Grund ist, dass mit Erreichen der Verbundfestigkeit auch die maximale Druckstrebenbreite und damit die maximale Steifigkeit vorliegt. Für den Verlauf der Spannungs-Verformungskurve stellt daher die Steigung im Bereich 2 nach Erreichen der Schlupfspannung nicht die Steifigkeit der Probe bei Ent- und Wiederbelastung dar. Hier wird das gemeinsame Tragverhalten von umschnürenden Stahlrohren und Verguss bei steigender Beanspruchung charakterisiert. Diese geht mit einer zunehmenden plastischen Schädigung des Betons vor den Schubrippen einher. Für eine quasi-zyklische Beanspruchung, wie sie eine Ent- und Wiederbelastung darstellt, ist die aktuelle Steifigkeit in Abhängigkeit von der Steifigkeit und Ausdehnung des komprimierten Vergusses vor den Schubrippen maßgebend. Auf diese Weise erklärt sich auch die bis zum Erreichen der Verbundfestigkeit steigende Sekantensteifigkeit, die auf einem zunehmend zerstörten, aber komprimierten Vergussmörtel basiert. Wie in Abschnitt 7.2.7 näher erläutert wird, steigt das Volumen des vor den Schubrippen komprimierten Vergusses an, womit auch die Breite der Druckstreben zunimmt. Ein Teil der Steifigkeitserhöhung im Belastungsast ist auf Konsolidierungseffekte zurück-zuführen, wie sie auch für Beton bekannt sind. Die vollständige Steifigkeitszunahme bis zum 1,8-fachen in Abbildung 7.11 kann mit der Konsolidierung allein jedoch nicht erklärt werden.

7.2.6 Vergleich zu Literaturwerten Wie bereits häufiger angemerkt, ist ein Vergleich zu Literaturwerten aufgrund der hohen radialen Steifigkeiten der Probekörper und der hohen Druckfestigkeiten der Verguss-mörtel nicht unmittelbar möglich. Da sich die Auswertungen in der Literatur ausschließ-lich auf Verbundfestigkeiten beziehen, werden in diesem Abschnitt zum besseren Vergleich ebenfalls die gemessenen Verbundfestigkeiten verwendet. Wird die Verbundfestigkeit fbu über der Druckfestigkeit fcu der Vergussmörtel aufge-tragen, ergibt sich das in Abbildung 7.12 dargestellte Bild. Zum Vergleich sind die in der Literatur dokumentierten Ergebnisse eingetragen [Lam88, Bil82b]. Auf den ersten Blick zeigt sich, dass die Literaturwerte nicht unmittelbar mit den eigenen Versuchen vergleich-bar sind. Auf einige Tendenzen ist hinzuweisen. Zunächst bestätigt sich der in Abschnitt 7.2.3 beschriebene weitgehend lineare Zusammenhang zwischen der Druckfestigkeit und der Verbundfestigkeit der eigenen Versuche. Diese Anmerkung gilt so lange, wie Pile und Sleeve nicht fließen. Wie zu erwarten, ergibt sich eine klare Gruppenbildung in Abhängigkeit von den h/s-Ver-hältnissen. Die faserverstärkten Vergussmörtel wurden zur besseren Vergleichbarkeit nach Gleichung 7.5 um den Fasereinfluss korrigiert, indem die Verbundfestigkeit ent-sprechend einer Tragfähigkeitserhöhung von 25 % reduziert wurde (vgl. Abschnitt 7.2.3).


112

Abbildung 7.12: Verbundfestigkeit fbu der eigenen Versuche gegenüber Literaturwerten in Abhängigkeit von der Druckfestigkeit fcu der Vergussmörtel, faserverstärkte Vergussmörtel wurden um die mittlere Faserwirkung korrigiert

Das weitgehend achsenparallele Verhalten der Grouted Joints ohne Schubrippen zeigt, dass die hohe Druckfestigkeit der Vergussmörtel nicht aktiviert werden kann. Ein Einsatz von Hochleistungsvergussmörteln in Verbindungen ohne Schubrippen ist daher unwirt-schaftlich. Der Einfluss der radialen Steifigkeit ist in Abbildung 7.13 dargestellt. Die Streuungen des Steifigkeitsfaktors KHSE nach [HSE02] bzw. Gleichung 4.8 resultieren erstens aus der Her-stellung der Probekörper, bei denen die Schubrippen aus dem vollen Material heraus-gedreht wurden, sodass sich der Steifigkeitsfaktor mit zunehmendem h/s-Verhältnis verändert. Zweitens werden zur Berechnung der radialen Steifigkeit die gemessenen E-Moduln der Vergussmörtel angesetzt. Der im Vergleich zum C150 Vergussmörtel geringere E-Modul des C170 führt zu einer geringeren radialen Steifigkeit der Grouted Joints, die mit einem C170 vergossen wurden. Hieraus ergibt sich nach Abbildung 7.13 eine Reihenfolge der Vergussmörtel von C110 – C170 – C150. Würden statt der gemessenen E-Moduln das nach [HSE02] zulässige Verhältnis von Stahlsteifigkeit zu Vergussmörtelsteifigkeit von m = 18 verwendet, lägen die Steifigkeiten zwischen K ~ 0,055 und K ~ 0,062 und damit deutlich niedriger. Bezogen auf eine Stahlsteifigkeit von 210.000 N/mm² entspräche m = 18 einer Vergussmörtelsteifigkeit von etwa 11.600 N/mm². Selbst für Normalbetone stellt dies einen sehr niedrigen Wert dar. Zusätzlich sind in Abbildung 7.13 die maximalen radialen Steifigkeiten eingetragen, die sich mit den Grenzwerten der Regelungen der Health and Safety Executives und von Det Norske Veritas nach Tabelle 4.2 ergeben, wenn die in den eigenen Versuchen verwendeten Geometrien so weit wie möglich zu Grunde gelegt werden. Als E-Modul des Vergussmörtels wurde ein mittlerer Wert von 36.000 N/mm² angesetzt. Diese Grenzwerte zeigen, dass die verwendeten Probekörper sehr hohe radiale Steifigkeiten besitzen.

0

5

10

15

20

25

30

35

40

0 50 100 150 200

eigene Versuche h/s=0eigene Versuche h/s=0,013eigene Versuche h/s=0,056Literatur h/s=0Litertur h/s<0,013Literatur h/s<0,036


Verb

undf

estig

keit

[N/m

m²]


113

Der in der Literatur dokumentierte Bereich der h/s-Verhältnisse umfasst h/s = 0,006 bis h/s = 0,036. In der Tendenz zeigt sich für die in dieser Arbeit geprüften Proben mit h/s = 0,013, dass etwas höhere Werte für die Verbundfestigkeiten ermittelt werden als eine lineare Extrapolation der Literaturwerte ergeben würde. Die mit h/s = 0,056 berechneten Werte liegen nochmals deutlich darüber. Ein direkter Vergleich zur Literatur ist nicht möglich, da vergleichbar hohe h/s-Verhältnisse und radiale Steifigkeiten nicht dokumentiert sind. Die Verbundfestigkeit der Grouted Joints ohne Schubrippen zeigt sich weitgehend unabhängig von der radialen Steifigkeit. Insgesamt ist der Einfluss der radialen Steifigkeit gesondert zu untersuchen, wenn steifere Verbindungen verwendet werden, weil eine nicht-lineare Abhängigkeit zu erwarten ist. Außerdem zeigen sich große Streuungen der Verbundfestigkeiten, die größtenteils in den verwendeten Druckfestig-keiten begründet liegen.

Abbildung 7.13: Verbundfestigkeit fbu der eigenen Versuche gegenüber Literaturwerten in Abhängigkeit des Steifigkeitsfaktors KHSE nach [HSE02] bzw. Gleichung 4.8. Grenzwerte des Steifigkeitsfaktors sind mit einem mittleren E-Modul der Vergussmörtel von 36.000 N/mm² berechnet.

Werden die Verbundfestigkeiten über dem Steifigkeitsfaktor KDNV nach Det Norske Veritas (Gleichung 4.12) aufgetragen, ergeben sich noch größere Unterschiede in der Steifigkeit. In Abbildung 7.14 ist die Abhängigkeit der bezogenen Verbundfestigkeit vom h/s-Ver-hältnis dargestellt. Die Verbundfestigkeit wird mit dem Steifigkeitsfaktor KHSE nach [HSE02] und dem Parameter zur Berücksichtigung der Vergusslänge CL normiert, der sich jedoch in nahezu allen Fällen zu 1,0 ergeben hat. Generell zeigen sich große Streuungen sowohl der eigenen Versuche als auch der Literaturwerte. Die in dieser Arbeit bei einem h/s-Verhältnis von 0,013 gemessenen Werte, fügen sich in die Literaturangaben ein. Hierbei ist zusätzlich der Fasereinfluss zu berücksichtigen, der höhere Verbundfestig-keiten bedingt. Für Verbindungen ohne Schubrippen müssen sich hingegen geringere

0

5

10

15

20

25

30

35

40

0,00 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07 0,08 0,09 0,10

eigene Versuche h/s=0

eigene Versuche h/s=0,013

eigene Versuche h/s=0,056

Literatur h/s=0

Literatur h/s<0,013

Literatur h/s<0,036

Steifigkeitsfaktor KHSE

Verb

undf

estig

keit

[N/m

m²]

C110

C170

C150

HSE

DN

V


114

Werte als in der Literatur ergeben, weil der Einfluss der radialen Steifigkeit auf die Verbundfestigkeit gering ist und mit höheren Steifigkeiten normiert wird. Auffällig sind die Ergebnisse der eigenen Untersuchungen mit h/s = 0,056. In alle Richtlinien geht der Einfluss des h/s-Verhältnisses linear ein. Eine lineare Extrapolation der Literaturwerte für h/s-Verhältnisse von 0,032 führt bei den hier verwendeten steifen Proben bereits zu einer Überschätzung der Tragfähigkeit bei größeren h/s-Verhältnissen. In der Literatur konnten keine Untersuchungen mit h/s-Verhältnissen über 0,036 gefunden werden. Diese Beobachtung bestätigt die Aussage in Abschnitt 7.2.7 wonach das Erreichen der Verbundfestigkeit bei hohen Schubrippen mit der Bildung einer durch-gehenden Schubfläche entlang der Schubrippenköpfe einhergeht. Die Verbindung kann nicht bis zum Versagen der Matrix in den Druckstreben gesteigert werden. Damit ist zu vermuten, dass bereits bei Hochleistungsvergussmörteln und einem h/s-Verhältnis von 0,056 das Abscheren entlang der Schubrippe die maßgebende Versagensform wird. Insofern sollte für steife Grouted Joints darüber nachgedacht werden, das h/s-Verhältnis schon unterhalb des Grenzwertes von Det Norske Veritas und dem American Petroleum Institut von h/s = 0,10 zu begrenzen. Der im britischen Regelwerk [HSE02] angegebene Wert von h/s < 0,04 erscheint für die hier verwendeten Probekörper passender. Für das h/s-Verhältnis könnte andernfalls ein bilinearer Verlauf oder Wurzelverlauf angenommen werden, um den Übergang der Versagensmechanismen abzubilden. Alternativ könnte ein zusätzliches Versagenskriterium eingeführt werden, dass die Schubübertragbarkeit entlang der Schubrippenköpfe repräsentiert. Diese Anmerkungen gelten zumindest, wenn vergleichsweise steife Probekörper wie in dieser Arbeit verwendet werden.

Abbildung 7.14: Auf die radiale Steifigkeit bezogene Verbundfestigkeit in Abhängigkeit vom h/s-Verhältnis

Abbildung 7.14 zeigt weiterhin, dass die Vergleichsgeraden nach [HSE02] die Tragfähig-keiten der verwendeten Probekörper deutlich überschätzen. Während bei einer Druck-festigkeit des Vergussmörtels von 60 N/mm² und einem h/s-Verhältnis von 0,013 die

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

0,00 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06

eigene Versuche h/s=0eigene Versuche h/s=0,013eigene Versuche h/s=0,056Literatur h/s=0Literatur h/s<0,013Literatur h/s<0,036HSE mit fcu = 60 N/mm²HSE mit fcu = 150 N/mm²

h/s - Verhältnis

f bu

/ (K

?CL)

f = 150 N/mm²

f = 60 N/mm²


115

Tragfähigkeit der Grouted Joints gut abgeschätzt wird, wird bereits bei einer Druckfestigkeit von 150 N/mm² die Tragfähigkeit durch die Formel der Health Saftey Executive überschätzt. Wird ein höheres h/s-Verhältnis von 0,056 verwendet, werden die Tragfähigkeiten der Grouted Joints in jedem Fall überschätzt. Je höher die Druckfestigkeit des Vergussmörtels ist, desto größer ist die Überschätzung der Tragfähigkeit. Werden die Verbundfestigkeiten der in dieser Arbeit verwendeten Probekörper auf Grundlage der Richtlinien abgeschätzt, ergibt sich ein heterogenes Bild. Insgesamt zeigen sich die bereits angedeuteten Tendenzen, dass die berechneten charakteristischen Werte der Verbundfestigkeit nach Det Norske Veritas und der Health and Safety Executive auf der unsicheren Seite liegen. Dies betrifft sowohl den Vergleich zur Schlupfspannung, als auch die Verbundfestigkeit. Die Werte des American Petroleum Institute liegen sowohl für die Verbundfestig-keit, als auch (mit einzelnen Ausnahmen) für die Schlupfspannung auf der sicheren Seite. Weitergehende best-fit Analysen, die sowohl die Literaturangaben als auch die eigenen Versuche umfassen, zeigen, dass bei einer einfachen Modifikation der Koeffizienten der bestehenden Ansätze die eigenen Versuche besser abgebildet werden können. Gleichzeitig werden allerdings die Tragfähigkeiten der Literaturversuche überschätzt. Daher sollte zur Einbeziehung der hier dokumentierten Untersuchungen ein strukturell neuer Ansatz gewählt werden.

7.2.7 Rissentwicklung unter statischer Beanspruchung Um die Rissentwicklung von Grouted Joints unter statischer Beanspruchung betrachten zu können, wurde jeweils eine Probe bis kurz hinter die Schlupfspannung beziehungsweise bis zum Erreichen der Verbundfestigkeit beansprucht und anschließend aufgeschnitten. Bei diesen Probekörpern wurden gezielt nur der Sleeve und der Verguss aufgesägt. Nur auf diese Weise können

• das Rissbild im Verguss

• die Stahloberfläche des Piles und die Schubrippen sowie

• die Vergussmörteloberfläche am Pile analysiert werden. Vollständig ausgedrückte Piles stehen durch die Probenvorbereitung in größerer Zahl zur Verfügung. Der in Abbildung 7.15 dargestellte Probekörper wurde bis zum Erreichen der Schlupfspannung beansprucht, entlastet und aufgeschnitten. Im linken Teil der Grafik sind die Auswirkungen der Beanspruchung auf den Pile und die Schubrippen, im rechten Teil die Auswirkungen der Schubrippen auf den Verguss zu erkennen. Wie bereits in Abbildung 4.11 von Boswell beschrieben, ergibt sich eine abnehmende Beanspruchung der Schubrippen von oben nach unten. Dies ergibt sich auch aus den unterschiedlich großen Matrixanhaftungen unterhalb der Schubrippen. Im Vergussmörtel im rechten Teil der Grafik zeigt sich, dass der Einflussbereich der Schubrippen auf den Verguss größer ist, als durch die Größe der Keile vor den Schubrippen angedeutet. Die dunklen Flächen unterhalb der Schubrippen deuten auf Vergussmörtel hin, der durch die Beanspruchung verdichtet wurde. Die Höhe dieses Einflussbereichs beträgt in Abhängigkeit der Beanspruchungshöhe 30 % bis 50 % des Schubrippenabstandes.


116

Abbildung 7.15: Aufgeschnittener Grouted Joint, nach dem Erreichen der Schlupfspannung, C150 faserverstärkt, h/s = 0,056 mm, ohne Wärmebehandlung

Die unterste Schubrippe zeigt sich mit Ausnahme der Rissbildung weitgehend unbelastet. Bei vollständig ausgedrückten Piles ist in der Regel ein Vergussmörtelkonus wie in Abbildung 7.16 zu beobachten. Durch die zunehmende Relativverschiebung zwischen Pile und Sleeve bilden sich Druckstreben zwischen den Schubrippen. Da die unterste Schubrippe des Piles kein Gegenstück auf dem Sleeve findet, bildet sich ein Schubriss, es entsteht der weitestgehend nicht-tragende Betonkonus. Durch zunehmende Bean-spruchung bildet sich ausgehend von der zweiten Schubrippe von unten ebenfalls ein Schubriss, weil die Stützwirkung der untersten Druckstrebe fehlt. Wird die Beanspruchung der Verbindung weiter gesteigert, erreicht die Probe die Verbundfestigkeit. Eine entsprechend vorbeanspruchte Probe ist in Abbildung 7.16 dargestellt. Im Vergleich zum Rissbild der Probe bei Erreichen der Schlupfspannung zeigt sich ein typischer Vergussmörtelkonus. Weiterhin ist zu sehen, dass der Bereich des verdichteten Vergussbetons vor den Schubrippen größer geworden ist und durchgehend die Hälfte des Schubrippenabstandes umfasst. Für das weitere Versagen der Grouted Joints ist kennzeichnend, dass sich entlang der Schubrippenköpfe eine durchgehende Schubfläche gebildet hat, an der der Pile durch den Vergussmörtel geschoben wird (vgl. Abschnitt 4.1.2). Dies ist an den Schleifspuren auf den Schubrippen zu erkennen, ebenso wie an dem Vergussmörtel zwischen den Schub-rippen, der vollständig durch die Matrix hindurch geschoben wird (vgl. Abbildung 7.17 a).

Vergussmörtelkeile, versagter Verguss vor

den Schubrippen

Schubrissbildung

Weitgehend unbeanspruchte

Schubrippe


117

Abbildung 7.16: Aufgeschnittener Grouted Joint, nach dem Erreichen der Verbundfestigkeit, C150 faserverstärkt, h/s = 0,056 mm, ohne Wärmebehandlung

Hinsichtlich der Modelle und Versagensmechanismen, die in Abschnitt 4.4 beschrieben sind, zeigt sich, dass das Versagen des Betons vor den Schubrippen und das Ausbilden einer durchgehenden Schubfläche entlang der Schubrippenköpfe in derselben Probe bei unterschiedlichen Belastungszuständen auftritt (Abbildung 7.17 a). Zudem wird die von Aritenang [Ari90] aufgestellte These unterstützt, dass das Tragverhalten der obersten Schubrippen die Verbundfestigkeit der Verbindung bestimmt. Damit muss das von Lam-port [Lam88] beschriebene Modell zumindest für die hier eingesetzten Laborprobekörper insoweit korrigiert werden, dass bereits beim Erreichen der Schlupfspannung und nicht erst mit Erreichen der Verbundfestigkeit vor allen Schubrippen Keile mit verdichtetem Vergussmörtel vorliegen. Bei den in dieser Arbeit dokumentierten Untersuchungen (vgl. Abbildung 7.2) zeigt sich, dass mit Erreichen der Verbundfestigkeit ein vollständiges Schubband entlang der Schubrippenköpfe vorliegt. Auf diese Weise erklärt sich auch die Beobachtung, dass Probekörper mit h/s = 0,013 in der Regel ein weniger ausgeprägtes Tragverhalten im zweiten Bereich zeigen. Dies wird vermutlich durch den Umstand bedingt, dass der Vergussmörtel zwischen den Schubrippen nicht vollständig abscheren muss, sondern dass die Schubrippen durch die verdichtete Matrix selbst hindurch gedrückt werden. Dies führt zu geringeren Steigerungen der Tragfähigkeit. In Abbildung 7.17 b ist dargestellt, dass bei hohen Vergussmörtelfestigkeiten bzw. bei einer zu geringen Schubrippenbreite ein Abscheren der Schubrippen möglich ist. Diese Beobachtung wurde ausschließlich bei den C170 Vergussmörteln mit einem h/s-Verhältnis von 0,056 und Faserzusatz (Druckfestigkeit fck ~ 190 N/mm²) dokumentiert. Bei Grouted Joints mit Hochleistungsbeton sollte daher in jedem Fall eine gesonderte Betrachtung der Schubrippen z. B. in Anlehnung an die Regelungen des American

Schleifspuren

Schubrissbildung

Verdichtete Matrix

Vergussmörtelkonus


118

Petroleum Institute [API00] erfolgen. Sichtbar ist, dass die Schubrippe durch den Vergussmörtelkeil an der Wurzel abgeschert und vollständig durch den Vergussmörtel hindurch geschoben wurde. Die Schubrippen leisten offensichtlich unterschiedliche Bei-träge zur Lastübertragung, was durch die abgescherte Schubrippe und die unterschiedlich großen Matrixkeile vor den Schubrippen deutlich wird.

Abbildung 7.17: a) Ausgedrückter Pile mit abgeschertem Vergussmörtel zwischen den Schubrippen b) abgescherte Schubrippe in einem Grouted Joint mit faserverstärktem C170, h/s = 0,056, mit Wärmebehandlung

7.2.8 Erweiterte Modellvorstellung zur Versagensentwicklung von Grouted Joints Aus der im vorangegangenen Abschnitt beschriebenen Entwicklung der Risse in Grouted Joints ergibt sich ein von Lamport abweichendes Versagensmodell. Die Rissentwicklung vollzieht sich auch hier in drei Stufen. Im linear-elastischen Bereich der Spannungs-Verformungslinie bilden sich Druckstreben zwischen den Schubrippen des Piles und des Sleeves. Die untersten Schubrippen zeigen einen geringeren Beitrag zur Tragfähigkeit als Druckstreben, unter denen mindestens eine weitere vollständige Druckstrebe vorhanden ist. Der Vergussmörtel vor den Schubrippen wird mehraxial beansprucht und bereits vor Erreichen der Schlupfspannung komprimiert, da bei Erreichen der Schlupfspannung Druckspannungen unterhalb der Schubrippen entstehen, die über die mehraxiale Tragfähigkeit des Vergussmörtels hinausgehen. Mit dem Erreichen der Schlupfspannung bilden sich Schubrisse entlang der untersten beiden Druckstreben (Abbildung 7.18). Durch die Rissbildung wird der Schlupf kurzfristig vergrößert, weil die Traganteile der unteren Druckstreben absinken. Die Beanspruchung

Abgescherter Verguss zwischen den Schubrippen

Abgescherte Schubrippe

Ausgangsposition der Schubrippe

a) b)


119

wird auf die verbleibenden Druckstreben umgelagert, wodurch die Vergussmörtelkeile vor den Schubrippen in kurzer Zeit vergrößert werden. Aus diesem Grund ist die Schlupf-spannung dem mehraxialen Druckversagen des Vergussmörtels vor den Schubrippen und der Rissbildung an der untersten Schubrippe zuzurechnen.

Abbildung 7.18: Modell zur Versagensentwicklung von Grouted Joints unter statischer Beanspruchung

Die Erhöhung der Schlupfspannung durch Faserzugabe kann auf zwei Effekte zurückgeführt werden. Erstens steigt die Druckfestigkeit faserverstärkter Betone unter zweiaxialer Beanspruchung wie in Tabelle 3.1 dargestellt. Auf diese Weise wird direkt die Druckfestigkeit des Betons in der Druckeinflusszone vor den Schubrippen erhöht. Als zweiter Grund ist denkbar, dass die Stahlfasern eine lastverteilende Wirkung in den Druckstreben besitzen und damit die effektive Breite der Druckstreben ansteigt. Dieser zweite Effekt kann auch durch eine verstärkte Mikrorissbildung vor den Schubrippen erklärt werden, die zu einer Vergrößerung des Bereichs führt, in dem der Vergussmörtel komprimiert wird und sich als Folge breitere Druckstreben bilden. Nach dem Erreichen der Schlupfspannung vergrößert sich der Anteil des vor den Schubrippen komprimierten Vergussmörtels, wodurch die Breite der Druckstreben und damit die aufnehmbare Beanspruchung steigt. Gleichzeitig erhöht sich mit der Ver-größerung der Druckstreben die Steifigkeit der Verbindung. Durch die fortschreitende Komprimierung des Vergusses wird im Vergleich zum linear-elastischen Anstieg eine

Erreichen der Schlupfspannung

Vor Erreichen der Verbundfestigkeit

Erreichen der Verbundfestigkeit


120

größere Verformung zur Steigerung der Last nötig. Der Verguss wird so lange komprimiert, bis sich mit dem Erreichen der Verbundfestigkeit eine durchgehende Schubfläche entlang der Schubrippenköpfe des Piles ausbildet. Stahlfasern erhöhen die Verbundfestigkeit, weil sie aufgrund ihrer rissüberbrückenden Wirkung die Schubtragfähigkeit des Betons zwischen den Schubrippen erhöhen. Auch zwischen den Schubrippen ergibt sich aus der Umschnürungswirkung ein mehraxialer Spannungszustand, der erstens die Druckfestigkeit des Vergusses erhöht und zweitens über die Normalkraftbeanspruchung zu vergrößerter Reibung entlang der Rissflächen führt. Damit wird die Ausbildung einer durchgehenden Schubfläche erschwert, die Verbundfestigkeit steigt an. Das Tragverhalten im abfallenden Ast wird über die Verzahnung der entstandenen Rissufer zusammen mit der aus Umschnürung wirkenden Normalspannung auf den Pile charakterisiert. Aufgrund der besseren Rissuferverzahnung durch die Stahlfasern sind das duktilere Verhalten und die gleichmäßigeren Übergänge zwischen den einzelnen Phasen zu erklären.

7.2.9 Zusammenfassung In diesem Abschnitt wurde das statische Tragverhalten von Grouted Joints unter axialer Beanspruchung mit den Teilaspekten der Spannungs-Verformungslinien sowie der Einflüsse der Schubrippengeometrie, der Druckfestigkeit des Vergussmörtels und der Faserverstärkung dargestellt. Ebenso wurde die Entwicklung der Rissbildung unter statischer Beanspruchung kurz erläutert und ein modifiziertes Modell der Versagens-entwicklung unter Berücksichtigung der Faserwirkung vorgestellt. Wesentliche Aussagen sind im Folgenden zusammengefasst:

• Durch den Einsatz von Epoxidharz als Zusatz zum Vergussmörtel konnte die Tragfähigkeit von Grouted Joints ohne Schubrippen etwa verdoppelt werden.

• Grouted Joints zeigen in der Spannungs-Verformungslinie ein Verhalten, das sich in einen weitgehend linear-elastischen Bereich und einen nicht-linearen Bereich mit weiter steigender Beanspruchbarkeit gliedert, bevor die Verbundfestigkeit erreicht wird.

• Durch hohe Stahlfasergehalte werden die Schlupfspannung und die Verbund-festigkeit gesteigert. Der linear-elastische Bereich wird verlängert. Die Duktilität im abfallenden Ast steigt an. Die Steigerung der Schlupfspannung und der Verbundfestigkeit durch Fasern beträgt im Schnitt 25 % bis 30 % bezogen auf den jeweiligen faserfreien Vergussmörtel. Bereits bei einem Fasergehalt von 1 Vol.-% wird eine Erhöhung der Schlupfspannung und der Duktilität beobachtet.

• Es zeigt sich ein weitgehend linearer Zusammenhang zwischen der Druckfestigkeit hochfester Vergussmörtel und der Verbundfestigkeit.

• Mit der Erhöhung der Schubrippen, dem Einsatz von Vergussmörteln höherer Druckfestigkeit und der Verwendung von Faserverstärkungen stehen drei


121

unabhängige Möglichkeiten zur Verfügung, die Tragfähigkeit von Grouted Joints zu steigern.

• Die Verformungen bei Erreichen der Schlupfspannung sind weitgehend konstant zwischen 0,4 mm und 0,6 mm (Dehnung 0,6 % bis 0,7 %). Die Verformung bei Erreichen der Verbundfestigkeit streut stärker und ist mit bis zu ~5,5 mm (Dehnung 6,1 %) deutlich größer. Die Verformung bei Erreichen der Verbundfestigkeit ist mit Fasern größer als bei faserfreien Vergussmörteln.

• Die Steifigkeit der Grouted Joints wird mit steigender Schubrippenhöhe erhöht. Die Steifigkeit bei Ent- und Wiederbelastung steigt zwischen der Schlupfspannung und der Verbundfestigkeit an. Nach dem Erreichen der Verbundfestigkeit sinkt die Steifigkeit langsam.

• Das von Lamport vorgeschlagene Modell der Rissbildung in Grouted Joints ist zumindest für die hier eingesetzten Probekörper zu korrigieren.

• Der Vergleich zu den Literaturwerten zeigt, dass vor allem die Einflüsse der radialen Steifigkeit und des h/s-Verhältnisses der Schubrippen von den Richtlinien nicht ausreichend genau abgebildet werden. Eine Abschätzung der Tragfähigkeit nach Det Norske Veritas und der Health and Safety Executives liegt auf der unsicheren Seite.


122

7.3 Tragverhalten unter Ermüdungsbeanspruchung Wie beschrieben, werden die Ermüdungsuntersuchungen an Proben durchgeführt, die identisch zu den Proben der statischen Versuche sind. Abbildung 7.19 zeigt eine Übersicht der Ermüdungsversuche an Grouted Joints.

Abbildung 7.19: Übersicht der Ermüdungsversuche an Grouted Joints

Wie bereits bei den statischen Versuchen, werden auch die Ermüdungsversuche in Serien-untersuchungen und Sonderversuche unterteilt. Im Gegensatz zu den statischen Versuchen wurde auf Grund des großen Zeitbedarfs für die Ermüdungsuntersuchungen keine vollständige Variation der Druckfestigkeiten, Faserbewehrung und der Schubrippenhöhen vorgenommen (Tabelle 5.4). Betrachtet wurden die Bruchlastwechselzahlen, die Verfor-mungsentwicklung und die Sekantensteifigkeit. Die Serienversuche werden unter Druck-schwellbeanspruchung durchgeführt. Durch die exemplarisch in den Sonderversuchen durchgeführten Untersuchungen unter Quasi-Wechselbeanspruchung werden weitere Trag- und Versagensmechanismen einbe-zogen und die Ergebnisse der Druckschwellversuche qualitativ auf die Wechselbean-spruchung übertragen. Ebenfalls exemplarisch wird das statische und dynamische Verhalten nach einer Beanspruchung während der Erhärtung betrachtet.

Serienversuche Sonderversuche

Variierte Größen• Festigkeit des Vergusses• Faserverstärkung• h/s-Verhältnis

Betrachtete Größen• Bruchlastwechselzahlen• Verformungsentwicklung• Steifigkeitsentwicklung• Energie (beispielhaft)

Quasi-WechsellastEarly-age Cycling

Grouted Joints - Ermüdung


123

7.3.1 Grundlagen der Auswertung Für die Auswertung der Ermüdungsversuche sind einige grundlegende Informationen zu den eingesetzten Prüfmaschinen erforderlich, um eine sinnvolle und vergleichbare Auswertung zu gewährleisten. Wie bereits in Abschnitt 6.3 beschrieben, werden für die Ermüdungsuntersuchungen ein Resonanzprüfstand und ein servo-hydraulischer Prüfzylinder eingesetzt. Am Resonanzprüfstand ergibt sich die Prüffrequenz in Abhängigkeit der Probekörpersteifigkeit zu ca. 60 Hz, am servo-hydraulischen Zylinder wurden 10 Hz vorgegeben. Der Anfahrvorgang des Resonanzprüfstands wird automatisch gesteuert und besteht aus dem Anfahren der statischen Mittellast und dem anschließenden Einregeln der Lastamplitude. Bei der Resonanzprüfmaschine hängt die Einblendzeit der Kraft vom Probekörper und den Regelparametern der Prüfmaschine ab. Soweit möglich, wurden die Regelparameter so gewählt, dass der Einblendvorgang in 30 s bis 40 s beendet ist. Kürzere Einblendzeiten konnten nicht erreicht werden. Durch die inhomogenen Steifigkeiten der verschiedenen Serien aber auch der Proben einer Serie untereinander, sind häufigere Korrekturen der Regelung nötig. Die Resonanzprüfmaschine zählt die Lastwechsel, sobald die Lastamplitude 80 % des Sollwertes erreicht hat. Die Bruchlastwechselzahl wird um die bis zum Erreichen der 80 % Lastschwelle aufgebrachten Lastwechsel korrigiert. Mit Erreichen der 80 % Lastschwelle werden die Ober- und Unterlast ebenso wie die Resonanzfrequenz systemintern protokolliert. Das System wurde so konfiguriert, dass bei einer Änderung der Resonanzfrequenz von 0,01 Hz jeweils ein Datensatz in das Protokoll geschrieben wird. Die Resonanzfrequenz als Maß der Steifigkeit stellt einen Schädigungs-parameter dar, der einer vergleichenden Auswertung zugänglich ist. Aufgrund der hohen Lastfrequenz ist eine Verformungsmessung nur mit erhöhten Ungenauigkeiten möglich, daher wird die Schädigungsentwicklung bei Prüfungen an der Resonanzprüfmaschine ausschließlich über die Entwicklung der Resonanzfrequenz erfasst. Der Anfahrvorgang des servo-hydraulischen Zylinders besteht aus dem manuellen Anfahren der Mittellast. Anschließend wird die Messwerterfassung gestartet und die Lastamplitude kraftgeregelt auf den Probekörper aufgebracht. Um eine schlagartige Beanspruchung der Probe zu vermeiden, wird eine Einblendzeit der Last von 10 s vorgegeben. Die Lastwechselzahl wird ab Beginn der Einblendzeit von der Prüfmaschine aufgezeichnet. Wie bei Beton üblich, wird die Schädigungsentwicklung bei Verwendung des servo-hydraulischen Zylinders nach Abschnitt 3.2 über die Entwicklung der Verformung, der Sekantensteifigkeit und der dissipierten Energie dargestellt. Zu diesem Zweck wurde ein spezielles Filterprogramm entwickelt, das eine schnelle Verarbeitung großer Datenmengen ermöglicht.


124

Abbildung 7.20 zeigt beispielhaft einen Lastwechsel in üblicher Darstellung. Mit dem Filter werden folgende Größen aus den Hystereseschleifen ermittelt:

• Verformung bei Unterlast und Oberlast, mittlere Verformung

• Sekantensteifigkeit zwischen Kraftminimum und folgendem Kraftmaximum als Verformungsmodul:

( )

( )i,max i,min

ii,max i,min

F FS

w w−

=−

Gleichung 7.7

• Energie, die in einem Lastwechsel aufgewendet wird, als Flächeninhalt der Hystereseschleife:

( )∑=

−− −⋅⎟

⎠

⎞⎜⎝

⎛ +=

max

1n1n,in,i

1n,in,ii ww

2FF

W Gleichung 7.8

hierin bezeichnet n den laufenden Messpunkt im Zyklus

• Aufgenommene Energie als Summe aller Hystereseflächen:

f 1N

ges ii 1

W W−

=

= ∑ Gleichung 7.9

• Schädigungsenergie nach Kessler-Kramer [Kes02] (vgl. Abbildung 3.18). Die Berechnung erfolgt auf der Grundlage eines Dreieck-Ansatzes je nachdem, ob die Verformung bei Ober- und / oder Unterlast ansteigt.

Abbildung 7.20: Auswertung von Hystereseschleifen bei Ermüdungsversuchen

Kraf

t

Verformung

Sekantensteifigkeit (Si)

(Fi,min / wi,min)

(Fi,max / wi,max)

Energie (Wi)


125

Zusätzlich verfügt das Filter über Möglichkeiten zur Glättung der Kurve. Die berechneten Größen können über eine frei definierbare Anzahl von Lastwechseln gemittelt werden. Anschließend kann eine ebenfalls frei wählbare Anzahl von Lastwechseln nicht in die Berechnung einbezogen werden. Damit besteht die Möglichkeit, entweder jeden Last-wechsel auszuwerten oder eine intervallartige Auswertung wie zum Beispiel nach Hor-dijk [Hor91] zu verwenden. Dieser Glättungsmechanismus wird auf die Verfor-mungsgrößen, die Steifigkeit und die Energie je Lastwechsel angewendet. Die aufsum-mierte Gesamtenergie wird separat und exakt als Integral über alle Hystereseschleifen bis zum Versagen der Probe berechnet. Gleiches gilt für die Ermittlung der Schädigungs-energie nach Kessler-Kramer. Darüber hinaus ermöglicht das Filter, die einzelnen Schädigungsindikatoren für jeden Aufnehmer einzeln auszugeben oder als Mittelwert für den Probekörper zu errechnen. Vorversuche an C150-Probekörpern mit einer Lastfrequenz von 0,1 Hz haben einige Besonderheiten der Schädigungsentwicklung von Grouted Joints gezeigt, die für die Bestimmung der Bruchlastwechselzahl von Bedeutung sind. Aus diesem Grund wird mit der Beschreibung der Schädigungsentwicklung unter Einstufen-Ermüdungsbeanspruchung begonnen, bevor auf die Bruchlastwechselzahlen eingegangen wird.

7.3.2 Schädigungsentwicklung von Grouted Joints Um das Vorgehen bei der Bestimmung der Bruchlastwechselzahl nachvollziehen zu können, ist es notwendig, zunächst das Verformungsverhalten der Grouted Joints unter einaxialer Ermüdungsbeanspruchung und damit die Schädigungsentwicklung zu beschreiben. Bei den in Abbildung 7.21 dargestellten Kurven handelt es sich um die Schädigungs-entwicklung eines Grouted Joint mit faserfreiem C170, h/s = 0,013 mit Wärme-behandlung. Die Lastfrequenz betrug 10 Hz. Die Probe versagte vollständig nach etwas mehr als 1.800 Lastwechseln. Bis etwa 900 Lastwechseln ist die typische 3-phasige Schädigungsentwicklung für die Verformung und die Steifigkeit zu erkennen, wie sie für Betonproben in Abschnitt 3.2.3 vorgestellt wurde. Im Anschluss daran zeigt sich ein charakteristischer Verformungs-anstieg, in dem die Verformung innerhalb weniger Lastwechsel um 1,0 mm bis 2,0 mm zunimmt. Im Anschluss an diesen Anstieg kann die Ermüdungsbeanspruchung weiterhin aufgenommen werden, jedoch ist die Schädigungszunahme größer. Die Verformungsentwicklung zeigt, dass der Bereich 1 wahrscheinlich durch die Schädigung des Vergussmörtels vor den Schubrippen beeinflusst wird. Nach dem Anstieg der Verformung beginnt das langsame Durchschieben des Piles durch den Verguss – die Vergussmörtelkeile vor den Schubrippen werden größer. Die Gesamtschädigung wird vom Zusammenpressen des komprimierten Vergusses vor den Schubrippen und der Schädigung der Druckstreben beeinflusst. Bei nahezu allen Proben, bei denen die Schädigungsentwicklung über Wegaufnehmer aufgezeichnet wurde, wird der Beginn des charakteristischen Verformungsanstiegs bei etwa 0,5 mm beobachtet. Diese Verformung liegt im Rahmen der Werte, die in den statischen Versuchen bei Erreichen der


126

Schlupfspannung gemessen wurden (0,4 mm bis 0,7 mm). Damit ist die Verformung in vielen Fällen beim Übergang von Bereich 1 in Bereich 2 in statischen Versuchen und der Anstieg der Verformung in Ermüdungsuntersuchungen ähnlich.

Abbildung 7.21: Verformungs- und Steifigkeitsentwicklung sowie Entwicklung der dissipierten Energie je Lastwechsel eines faserfreien C170, h/s=0,013, mit Wärmebe-handlung, Spannungen 5 % und 90 % der Schlupfspannung, Lastfrequenz 10 Hz

Im weiteren Verlauf des Bereichs 2 steigt der Gradient der Verformung bei etwa 1.500 Lastwechseln und 1.700 Lastwechseln erneut an. Diese Veränderungen sind in der Entwicklung der Steifigkeit nicht zu identifizieren. Hiermit zeigt sich die Sekanten-steifigkeit in Grouted Joints weniger trennscharf für Schädigungsvorgänge als die Verformung bzw. die Energie. Die Sekantensteifigkeit sinkt kontinuierlich. Nur im Bereich des Verformungsanstiegs bei etwa 900 Lastwechseln sinkt die Steifigkeit

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

4,0

0 200 400 600 800 1.000 1.200 1.400 1.600 1.800 2.000

Lastwechselzahl

Verfo

rmun

g [m

m]

0

250

500

750

1.000

1.250

1.500

1.750

2.000

Verfo

rmun

gsm

odul

[kN

/mm

]

-1.000

-500

0

500

1.000

1.500

2.000

2.500

3.000

3.500

0 200 400 600 800 1.000 1.200 1.400 1.600 1.800 2.000

Lastwechselzahl

Ener

gie

je L

W [N

mm

]

Bereich 1 Bereich 2

Sekantensteifigkeit

Verformung

Trend der Energie-entwicklung


127

temporär ab, steigt dann aber wieder auf nahezu den ursprünglichen Wert an. Der Steifigkeitsabfall scheint im Bereich 2 etwas geringer zu sein als im Bereich 1. Bei der Steifigkeitsentwicklung ist ein Unterschied zwischen den statischen Versuchen und den Ermüdungsversuchen festzustellen. Während bei statischen Versuchen nach Abbildung 7.11 die Sekantensteifigkeit zwischen dem Erreichen der Schlupfspannung und der Verbundfestigkeit zunächst ansteigt, sinkt die Sekantensteifigkeit im Ermüdungs-versuch fortlaufend. Der gesamte Abfall der Steifigkeit ist bei Ermüdungsversuchen mit ca. 25 % bis 35 % größer als bei Ermüdungsuntersuchungen an Betonen vergleichbarer Festigkeit (Tabelle 3.4). Dieser Unterschied zwischen statischer Beanspruchung und Ermüdungsbeanspruchung von Grouted Joints wird in Abschnitt 7.3.5 bei der Beschreibung der Versagensentwicklung unter Ermüdungsbeanspruchung ausführlicher erläutert. In Abbildung 7.21 ist zusätzlich die in jedem Lastwechsel (LW) aufgewendete Energie als Fläche der Hystereseschleife dargestellt. Es ist zu erkennen, dass der Verlauf bis zum Erreichen des charakteristischen Verformungsanstiegs der dissipierten Energie in Beton nach Abbildung 3.17 vergleichbar ist (angedeutet durch die Strichlinien). Auch der anschließende Bereich 2 weist ähnliche Kurvenverläufe auf. Im Bereich 2 ist außerdem bemerkenswert, dass die aufgenommene Energie bereichsweise negativ ist. Die negative Energie ergibt sich durch die gewählte Berechnung. Normalerweise werden Hystereseschleifen nach Abbildung 7.20 zur Berechnung verwendet. Charakteristisch hierbei ist, dass der Belastungsast über dem Entlastungsast liegt. Bei der hier gewählten Summation nach Gleichung 7.8 von einem Maximum der Kurve zum nächsten Maximum ergäbe sich nach Abbildung 7.20 eine positive Fläche. Liegt nun aber, wie in Abbildung 7.21 zeitweise der Fall, der Belastungsast unter dem Entlastungsast, ergibt die Berechnung eine negative Energie. Das negative Vorzeichen ist daher ein Indikator für die Lage des Belastungsastes im Vergleich zum Entlastungsast. In der Entwicklung der Energie sind die beiden Erhöhungen des Verformungsgradienten bei etwa 1.500 Lastwechseln und 1.700 Lastwechseln wieder an ansatzweise parabelför-migen Kurvenabschnitten zu erkennen. In der Entwicklung der Resonanzfrequenz konnte der charakteristische Verformungs-anstieg nicht so ausgeprägt beobachtet werden wie bei den Verformungsmessungen. Daher kann die Lastwechselzahl nur ungenau festgelegt werden, bei der der Bereich 2 beginnt. Insofern wurde von Probekörpern, die einen entsprechenden Verlauf der Resonanzfrequenz zeigen, ausschließlich die Bruchlastwechselzahl weitergehend ausge-wertet. Häufig erkennt die Resonanzprüfmaschine jedoch einen Bruch und der Versuch wird gestoppt. Anschließend konnte die Probe aber erneut mit der Ermüdungs-beanspruchung belastet werden. In diesen Fällen wird die erste Brucherkennung mit dem Erreichen des charakteristischen Verformungsanstiegs gleichgesetzt. Diese erste Bruch-erkennung tritt ein, weil die großen Verformungen im Bereich des charakteristischen Anstiegs aufgrund der hohen Lastfrequenz nicht schnell genug nachgeregelt werden können, sodass die Prüfmaschine einen Bruch interpretiert.


128

7.3.3 Bruchlastwechselzahlen Im Hinblick auf die Bruchlastwechselzahl wirft der Verformungsverlauf der Grouted Joints unter Ermüdungsbeanspruchung die Frage auf, ob das Erreichen des charak-teristischen Verformungsanstiegs oder das vollständige Versagen als Kriterium für die Bruchlastwechselzahl verwendet werden sollte. Hinter dieser Frage steht die Überlegung, welche Verformungen für die jeweils betrachtete Struktur zugelassen werden können. Da diese Frage nicht Gegenstand dieser Arbeit ist, sind beide Lastwechselzahlen dokumentiert (vgl. Anhang A 5). Wie beschrieben, ist die Definition von Kriterien, die das Erreichen des Verformungsanstiegs anzeigen, von der eingesetzten Prüfmaschine abhängig. Soweit im Folgenden nicht anders beschrieben, werden die Ermüdungslasten bezogen auf die Schlupfspannung angegeben. Im Vergleich zur Literatur werden die Bruchlast-wechselzahlen bis zum vollständigen Versagen betrachtet. Die Lastwechselzahlen bis zum Erreichen des charakteristischen Verformungsanstiegs werden indirekt über die im vergangenen Abschnitt beschriebenen Ansätze erfasst. Abbildung 7.22 zeigt die Bruchlastwechselzahlen aller untersuchten Grouted Joints. Die Spannungsschwingweite wurde auf die Schlupfspannung bezogen. Die Bruchlastwechsel-zahlen streuen stark, was bedeutet, dass bei gleichem Lastniveau sehr unterschiedliche Bruchlastwechselzahlen erreicht werden. Dies wird bereits in Abbildung 4.14 und Abbildung 4.15 von Hordyk [Hor96] und Yamasaki [Yam80] für Druckschwellbean-spruchung gezeigt. Dennoch zeigt sich, dass die Bruchlastwechselzahlen mit abnehmender Beanspruchung zunehmen. Die eingezeichneten Wöhlerlinien der Verguss-mörtel C110, h/s = 0,013 mit und ohne Fasern sowie C170, h/s = 0,056 zeigen, dass sich zwischen den verschiedenen Vergussmörteldruckfestigkeiten und h/s-Verhältnissen keine signifikanten Unterschiede ergeben. Bei den Proben mit einer Lastwechselzahl über 1·106 handelt es sich mit wenigen Ausnahmen um Durchläufer. Die von Hordyk [Hor96] getroffene Aussage, dass die Bruchlastwechselzahl mit steigendem h/s-Verhältnis absinkt, kann nicht bestätigt werden. Die hier im Wesentlichen zwischen 60 % und 80 % der Schlupfspannung liegenden Werte würden bei Bezug auf die Verbundfestigkeit um etwa 20 % niedriger also zwischen 40 % und 60 % Prozent liegen (Abbildung 7.23). Ein Vergleich mit den Wöhlerlinien des reinen Vergussmörtels ist nicht zielführend, weil die Art der Kraftübertragung sehr verschieden ist und unterhalb der Schubrippen lokale Spannungsspitzen auftreten, bei denen die einaxiale statische Tragfähigkeit des Vergussmörtels überschritten ist.


129

Abbildung 7.22: Bruchlastwechselzahlen aller untersuchten Grouted Joints, Spannungsschwing-weite bezogen auf die Schlupfspannung

Aus der Abbildung 7.22 ergeben sich folgende Aussagen über das Ermüdungsverhalten von Grouted Joints unter Druckschwellbeanspruchung:

• Das Verhalten für alle Mischungen mit Ausnahme des faserverstärkten C110, h/s = 0,056 mit Wärmebehandlung ist im Rahmen der Streuungen vergleichbar.

• Oberhalb von 1·106 Lastwechseln werden fast ausschließlich Durchläufer beobachtet.

• Die bezogenen Beanspruchungen sind für die unterschiedlichen Vergussmörtel unter Berücksichtigung der Streuungen vergleichbar. Daraus folgt, dass die statischen Tragfähigkeitserhöhungen, direkt in erhöhte Ermüdungsbeanspruch-ungen umgesetzt werden können. Dabei ist es unerheblich, ob die Erhöhung der Schlupfspannung auf eine Erhöhung der Druckfestigkeit, des h/s-Verhältnisses oder eine Faserverstärkung zurückzuführen ist. Beispielsweise zeigen der faser-freie C170, h/s = 0,013 und der faserfreie C110, h/s = 0,056 ein sehr ähnliches Verhalten im Ermüdungsversuch. Die Schlupfspannungen im statischen Versuch sind mit 15,2 N/mm² und 15,0 N/mm² ebenfalls vergleichbar.

• Eine geringere Ermüdungsfestigkeit bei hohen h/s-Verhältnissen wie sie von Hordyk beschrieben wurde, konnte nicht festgestellt werden.

• Die Spannungsschwingweite am Pile wird von ca. 5 N/mm² für den faserfreien C110, h/s = 0,013 auf 20 - 25 N/mm² für den C170, h/s = 0,056 mit Fasern um etwa Faktor 4 erhöht. Bei statischer Beanspruchung steigt die Verbundfestigkeit um den Faktor 4,5 (Schlupfspannung) bzw. 3,0 (Verbundfestigkeit). Damit wird die Aussage bestätigt, dass die mit betontechnologischen und konstruktiven Maßnahmen erreichbaren statischen Tragfähigkeitserhöhungen auf steigerbare Ermüdungsbeanspruchungen übertragbar sind.

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

3,0 4,0 5,0 6,0 7,0

C110 h/s=0,013C110 h/s=0,013 2% SFC110 h/s=0,056C110 h/s=0,056 2% SFC170 h/s=0,013C170 h/s=0,056 2% SF

Bruchlastspielzahl log(N)

bez.

Spa

nnun

gssc

hwin

gwei

te

Durchläufer


130

Beispielhaft ergeben sich aus den Bruchlastwechselzahlen aus Abbildung 7.22 bezogen auf die Schlupfspannung und die Verbundfestigkeit zwei Wöhlerlinien. Als Bruch-kriterium gilt das vollständige Versagen:

Bez. auf die Schlupfspannung ( )bu ,Schlupfspannung

log N 4,69 8,61f

Δσ= − ⋅ +

⎛ ⎞⎜ ⎟⎝ ⎠

Gleichung 7.10

Bez. auf die Verbundfestigkeit ( )bu ,Verbundfestigkeit

log N 5,54 8,11f

Δσ= − ⋅ +

⎛ ⎞⎜ ⎟⎝ ⎠

Gleichung 7.11

Bei der Berechnung werden die Durchläufer auf sicherer Seite mit einbezogen. Durch die großen Streuungen der Bruchlastwechselzahlen ergibt sich für die dargestellten Wöhler-linien ein Bestimmtheitsmaß von nur etwa 0,25. Wird statt des vollständigen Versagens der charakteristische Verformungsanstieg als Versagenskriterium verwendet, sind die Wöhlerlinien steiler. Das Bestimmtheitsmaß steigt auf etwa 0,55. Im Vergleich zu den Wöhlerlinien von Hordyk [Hor96], Det Norske Veritas [DNV98] und Yamasaki [Yam80] zeigen sich geringere Bruchlastwechselzahlen bei vergleichbarer Beanspruchung. Hordyk [Hor96] weist zusätzlich darauf hin, dass die Wöhlerlinien von Det Norske Veritas für ein h/s-Verhältnis von 0,02 bestimmt wurden und daher als Bezugswert bei der Ermüdungsbemessung die statische Verbundfestigkeit für h/s = 0,02 angesetzt werden sollte, wenn höhere h/s-Verhältnisse verwendet werden.

Abbildung 7.23: Bruchlastwechselzahlen aller untersuchten Grouted Joints im Vergleich zu den Wöhlerlinien nach [DNV98], Spannungsschwingweite bezogen auf die Verbundfestigkeit

Um einen Vergleich mit den von Det Norske Veritas [DNV98] angegebenen Wöhlerlinien zu ermöglichen, sind in der folgenden Abbildung 7.23 die ermittelten Bruchlastwechsel-

0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

3,0 4,0 5,0 6,0 7,0

C110 h/s=0,013C110 h/s=0,013 2% SFC110 h/s=0,056C110 h/s=0,056 2% SFC170 h/s=0,013C170 h/s=0,056 2% SFWöhlerlinie Schwelllast DNVWöhlerlinie Wechsellast DNV


bez.

Spa

nnun

gssc

hwin

gwei

te

Duchläufer


131

zahlen in Abhängigkeit von der Spannungsschwingweite dargestellt, diesmal bezogen auf die Verbundfestigkeit. Die ermittelten Werte zeigen deutlich geringere aufnehmbare Spannungsschwingweiten als nach Det Norske Veritas für Druckschwellbeanspruchungen zu erwarten wäre. Nur die Wöhlerlinie für reine Wechselbeanspruchung (R = -1) läge auf sicherer Seite. Ein möglicher Grund für die in dieser Arbeit ermittelten geringeren Ermüdungsfestigkeiten kann das Spannungsverhältnis bei der Prüfung sein. Abbildung 4.14 kann entnommen werden, dass die Wöhlerlinie mit sinkendem Spannungsverhältnis steiler wird. Daher könnten die in dieser Arbeit geprüften Spannungsverhältnisse von R ≈ 0,05 bezogen auf die Verbundfestigkeit deutlich unter dem Spannungsverhältnis liegen, das von Det Norske Veritas zur Ermittlung der Wöhler-linie für Schwellbeanspruchungen eingesetzt wurde. Für eine wirtschaftliche Bemessung sind die großen Streuungen der Bruchlastwechselzahlen nicht geeignet. Trennschärfere Werte im Sinne einer Wöhlerlinie mit betragsmäßig höherem Gradienten wurden in Hordyk [Hor96] für Wechsel-beanspruchungen mit zunehmenden Anteilen im Zugbereich beschrieben (vgl. Abbildung 4.14). Eine weitere Möglichkeit zur Aufgliederung der Bruchlastwechsel-zahlen ist die Betrachtung der Lastwechselzahlen im Hinblick auf die Verformungen. Entsprechend werden die Wöhlerlinien nicht bis zum vollständigen Versagen angegeben, sondern bis zum Erreichen definierter Verformungsgrenzen. Dieser Ansatz ist außerdem vor dem Hintergrund sinnvoll, dass der charakteristische Verformungsanstieg unter statischer wie unter Ermüdungsbeanspruchung bei ca. 0,5 mm auftritt. Hiermit ergibt sich eine Möglichkeit, über die Verformung gezielt den charakteristischen Verformungsanstieg zu vermeiden. Abbildung 7.24 zeigt die Lastwechselzahlen, die beispielhaft bei Verformungen von 0,5 mm, 1,0 mm, und 2,0 mm in Abhängigkeit der bezogenen Spannungsschwingweite am Pile erreicht wurden. Bei der Auswertung bleiben elastische Verformungsanteile bis zum Erreichen der statischen Mittellast unberücksichtigt. Wie zu erwarten, nehmen die Lastwechselzahlen mit sinkender Spannungsschwingweite zu. Ein wesentlicher Unterschied zur Darstellung der Bruchlastwechselzahlen ist, dass sich mit einem Bestimmtheitsmaß von etwa 0,6 eine deutlich höhere Korrelation ergibt.

Wöhlerlinie für w = 0,5 mm ( )bu,Schlupfspannung

log N 19,72 18,06f

⎛ ⎞Δσ= − +⎜ ⎟⎜ ⎟

⎝ ⎠ Gleichung 7.12

Außerdem zeigt sich, dass bei Spannungsschwingweiten über 80 % bis zu 2 mm Verformung innerhalb weniger hundert Lastwechsel erreicht werden. Dies liegt im charakteristischen Verformungsanstieg begründet, der bei hohen Beanspruchungen entsprechend früh auftritt.


132

Abbildung 7.24: Lastwechselzahlen von Grouted Joints in Abhängigkeit von der Verformung und der auf die Schlupfspannung bezogenen Schwingweite

Diese Darstellung der Kurven hat den Vorteil, dass gezielte Verformungszustände zwischen Belastungsbeginn und Versagen als Bemessungskriterien verwendbar werden. Hierbei kann insbesondere entschieden werden, inwieweit die Lastwechselzahlen nach dem charakteristischen Verformungsanstieg zugelassen werden sollen oder nicht. Insbe-sondere bei langen Prüfzeiten sollte untersucht werden, ob dieser Ansatz um eine Korrektur von Kriechverformungen erweitert werden sollte. Ein weiterer Vorteil dieses verformungsorientierten Ansatzes ist, dass Durchläuferproben der Auswertung zugänglich werden, ohne sie auf sicherer Seite ansetzen zu müssen. Durchläuferproben eröffnen die Möglichkeit, die Resttragfähigkeit und die Reststeifigkeit der Proben nach Ermüdungs-beanspruchung zu prüfen.

7.3.4 Resttragfähigkeit nach Ermüdungsbeanspruchung Einige Durchläufer, wurden exemplarisch einer anschließenden statischen Beanspruchung unterzogen, um ihre Resttragfähigkeit und die Reststeifigkeit zu ermitteln. Abbildung 7.25 zeigt exemplarisch den Vergleich zweier Grouted Joints mit C110 Vergussmörtel mit Faserverstärkung. Die ermüdungsbeanspruchte Probe war ein Durchläufer mit 1.930.000 Lastwechseln. Die Verbundfestigkeit zeigt sich durch die vorangegangene Ermüdungsbeanspruchung nicht beeinflusst. Dieser Trend wurde bei allen Durchläuferproben festgestellt, bei denen die Resttragfähigkeit untersucht wurde. In wenigen Fällen wurde eine geringfügig höhere oder niedrigere Verbundfestigkeit gemessen. Ebenfalls werden bei allen Proben nach Ermüdungsbeanspruchung höhere Verformungsmoduln gemessen. Die Ausprägung der Schlupfspannung sinkt, in vielen Fällen wird keine Schlupfspannung gemessen.

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 6,0 7,0

Lastwechselzahl log(N)

bez.

Spa

nnun

gssc

hwin

gwei

te

0,5 mm 1,0 mm 2,0 mmLinear (0,5 mm) Linear (1,0 mm) Linear (2,0 mm)


133

Abbildung 7.25: Vergleich der Verbundspannungs-Verformungslinien statisch geprüfter Grouted Joints mit und ohne vorhergehende Ermüdungsbeanspruchung, C110 faserverstärkt, h/s = 0,013 mit Wärmebehandlung

Die erhöhte Steifigkeit und die verminderte Ausprägung der Schlupfspannung sind auf die Komprimierung des Vergusses vor den Schubrippen zurückzuführen. Anhand der durchgeführten Versuche scheint die Resttragfähigkeit auch die ursprüngliche Verbund-festigkeit zu erreichen, wenn der charakteristische Verformungsanstieg erreicht wurde. Zur Absicherung dieser Aussage sind allerdings weitere Untersuchungen wünschenswert. Zusammenfassend bleiben die Vorteile einer weiterhin hohen Verbundfestigkeit und hohen Steifigkeit nach Schwellbeanspruchung erhalten, selbst wenn der charakteristische Verformungsanstieg erreicht wurde. Wie in Abschnitt 7.3.7 beschrieben wird, ist aber mit vergrößerten Verformungen unter Wechselbeanspruchung zu rechnen.

7.3.5 Rissbildung und Versagensentwicklung unter Druckschwellbeanspruchung Die Rissbildung und Versagensentwicklung unter Druckschwellbeanspruchung unter-scheidet sich im Wesentlichen durch die Höhe der Beanspruchung von den statischen Versuchen, weil die Ermüdungsbeanspruchung nicht über die Schlupfspannung hinaus gesteigert wurde. In Abbildung 7.26 ist die vollständig durchtrennte Probe eines Grouted Joint mit faserver-stärktem C170 dargestellt. Es zeigt sich ein sehr homogener Rissverlauf zwischen den Schubrippen auf Pile und Sleeve entlang der Zonen, die von Lamport als Druckstreben beschrieben wurden. Darüber hinaus ist eine ausgeprägte Zerstörung der Matrix vor den Schubrippen und entlang der Druckstreben erkennbar. Die Matrixzerstörungen zeigen den großen Einflussbereich der Druckspannungen im Vergussmörtel, der eine effektive Aktivierung der Fasern ermöglicht. Durch die Wasserkühlung beim Aufsägen dieser

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 6,0 7,0

nach Ermüdungsbeanspruchung

ohne Ermüdungsbeanspruchung


Verb

unds

dpan

nung

[N/m

m²]


134

Probe wurden die losen Bestandteile der Matrix ausgewaschen, sodass entsprechende Hohlräume zurückgeblieben sind. Die Oberflächen entlang der Risse im Vergussmörtel sind im Vergleich zu Bruchflächen von Stahlfaserbeton glatt und zeigen durch Staubablagerungen den typischen, ermüdungsbedingten Abrieb. Im linken Vergussbereich sind stark geschädigte Druckstrebenbereiche zu erkennen.

Abbildung 7.26: Aufgesägter Grouted Joint mit Rissbildung nach Ermüdungsbeanspruchung, Vergussmörtel C170 faserverstärkt, h/s = 0,056 mit Wärmebehandlung, Durchläufer

Alle Druckstreben verlaufen in dem durch die Geometrie und die Anordnung der Schubrippen vorgegebenen Winkel. Hiermit wird das von Lamport für statische Unter-suchungen beschriebene Rissbild sehr anschaulich auf Ermüdungsbeanspruchungen und faserverstärkte Vergussmörtel erweitert. Lediglich die Abhängigkeit der Druckstreben-neigung von der Vergussmörtelfestigkeit kann nicht bestätigt werden. Die Druckstreben scheinen vielmehr entlang der größten Steifigkeiten zu verlaufen, die sich zwangsläufig zwischen den Schubrippen einstellen. Abbildung 7.27 zeigt einen geöffneten Grouted Joint mit einem faserfreien C170. Diese Probe wurde bis ca. 180.000 Lastwechsel mit 10 Hz beansprucht und anschließend bei 60 Hz bis zum vollständigen Bruch bei 2.400.000 Lastwechseln im Resonanzprüfstand geprüft. Auf dem Pile sind die Vergussmörtelkeile vor den Schubrippen zu erkennen, die aus dem Verguss herausgelöst sind und an den Schubrippen haften. Im Gegensatz zu dem sehr regelmäßigen Rissverlauf in der faserbewehrten Probe sind im oberen Teil dieser Abbildung Risse unter zwei Winkeln zu erkennen. Diese Risse verlaufen nicht mehr ausschließlich von den Schubrippen auf dem Sleeve zu den Schubrippen auf dem Pile,

Rissbildung entlang der Druckstreben

Matrixzerstörung vor den Schubrippen

Matrixzerstörung in den Druckstreben


135

sondern teilweise von den Schubrippen auf dem Sleeve zwischen die Schubrippen des Piles. Ob diese Mehrfachrissbildung im Verguss durch die Faserverstärkung unterbunden wird, kann nicht abschließend beurteilt werden. Im rechten Teil der Abbildung zeigt sich zudem, dass durch die Rissbildung entlang der Druckstreben die Abdrücke, die die Schubrippen im Verguss hinterlassen, maßgeblich vergrößert werden.

Abbildung 7.27: Aufgeschnittene Probe nach Ermüdungsbeanspruchung, Grouted Joint mit faserfreiem C170, h/s = 0,013, mit Wärmebehandlung, Bruchlastwechselzahl 2.400.000 Lastwechsel

Die Verdichtung des Vergusses vor den Schubrippen ist zusammen mit der Öffnung der Diagonalrisse für die Verformung unter dynamischer Beanspruchung verantwortlich. Die mehrfache Rissbildung im oberen Teil des Vergusses deutet auf die von Aritenang [Ari90] beschriebene, und bereits bei den statischen Versuchen festgestellte Tatsache hin, dass die oberen Schubrippen und Druckstreben am Pile einer größeren Beanspruchung ausgesetzt sind als die unteren. Die mehrfache Rissbildung mit niedrigen Winkeln der Druckstreben wurde nur bei faserfreiem Verguss C170 mit einem h/s-Verhältnis von 0,013 beobachtet. Sie scheint von den Bereichen verdichteten Vergusses vor den Schubrippen auszugehen. Bei faserverstärktem Vergussmörtel und hohen Schubrippen bilden sich hingegen Druckstreben mit größeren Neigungen. Wie bei statischer Beanspruchung wurden bei faserverstärktem C170 Vergussmörtel deformierte Schubrippen sowie ein Durchschieben des Piles durch den Verguss beobachtet.

7.3.6 Modell der Versagensentwicklung unter Ermüdungsbeanspruchung Die Versagensentwicklung unter Ermüdungsbeanspruchung resultiert in einem von der statischen Beanspruchung verschiedenen, ausgeprägteren Rissbild. Wie bei statischer Beanspruchung, werden zunächst alle Druckstreben gleichmäßig beansprucht (Abbildung 7.18). Durch die lokal hohen Spannungen vor den Schubrippen wird der Vergussmörtel fortschreitend komprimiert und geschädigt. Mit Erreichen des charakteristischen Verformungsanstiegs, analog zur Schlupfspannung im statischen Versuch, wird die Tragfähigkeit der unteren Druckstrebe überschritten. Es

Schubrippenbreite ohneBeanspruchung

Vergrößerung des Schubrippenabdrucks durch Rissbildung

Mehrfachrissbildung im Bereich der Schubrippen

Mehrfachrissbildung

Vergussmörtelkeile vor den Schubrippen


136

tritt eine Diagonalrissbildung ein, und ein Teil der Beanspruchung wird auf die verbliebenen Druckstreben umgelagert. Die Traganteile aus Reibung in den Kontakt-flächen zwischen Stahl und Vergussmörtel bleiben mit etwas geringerem Anteil erhalten. Da die Beanspruchung kleiner ist als die Schlupfspannung, muss der charakteristische Verformungsanstieg auf eine Ermüdungsschädigung der Druckstreben und des Verguss-mörtels vor den Schubrippen zurückzuführen sein. Ein weiteres Indiz für die Ermüdungs-schädigung der Druckstreben sind ihre glatten und abgeriebenen Rissflächen. Darüber hinaus bilden sich ausgehend von dem verdichteten Vergussmörtel die Mehrfachrisse zwischen den Schubrippen im faserfreien Vergussmörtel, weil der Übergang von komprimiertem Verguss zu nicht-komprimiertem Verguss eine Steifigkeitsveränderung darstellt. Die verglichen mit den statisch beanspruchten Proben geringen Lasten führen bei Ermüdungsbeanspruchung zu einer ausgeprägteren Rissbildung und größerflächigen Schädigung des Vergusses vor den Schubrippen und in den Druckstreben (Abbildung 7.26). Aus diesem Grund konnte bei Proben mit einem h/s-Verhältnis von 0,056 ausgeschwemmter Verguss in weiten Bereichen der Matrix beobachtet werden. Das Schubversagen entlang der Schubrippenköpfe wird erst nach längerer Beanspru-chungsdauer erreicht. Die größeren Verformungen unter Ermüdungsbeanspruchung sind eine Folge der fortschreitenden Zerstörung der Matrix.

Abbildung 7.28: Entwicklung der Rissbildung in Grouted Joints unter Ermüdungsbeanspruchung

Charakteristischer Verformungsanstieg

Erreichen der Bruchlastspielzahl

Vor Erreichen der Bruchlastspielzahl


137

Als Grund für die im Ermüdungsversuch kontinuierlich fallende Steifigkeit im Gegensatz zum statischen Versuch ist eine verstärkte Schädigung der Matrix vor den Schubrippen und in den Druckstreben zu vermuten. Dem Rissbild zufolge scheinen die Druckstreben vergleichsweise schmal und damit hoch belastet zu sein. Außerdem wird durch die Schwellbeanspruchung die Kontaktfläche zwischen Verguss und Stahloberfläche zyklisch beansprucht, was möglicherweise zu einer Reduktion des Reibungskoeffizienten führt. Die Summe dieser Degradationseffekte muss größer sein als die komprimierenden Effekte vor den Schubrippen. Daher sinkt die Steifigkeit unter Ermüdungsbeanspruchung kontinuierlich, während sie bei statischer Beanspruchung bis zum Erreichen der Verbundfestigkeit steigt.

7.3.7 Quasi-Wechselbeanspruchung Das wesentliche Ziel der Versuche unter Quasi-Wechselbeanspruchung ist die Beschrei-bung der Verformungsentwicklung, weil hieraus Rückschlüsse auf das Tragverhalten und die Beanspruchung des Vergussmörtels gezogen werden können. Wie in Abschnitt 6.3.3 beschrieben, werden die Lasten in einer festgelegten Reihenfolge auf den Probekörper aufgebracht. In Abbildung 7.29 sind die mittleren Verformungen einer Wechsellastprobe dargestellt.

Abbildung 7.29: Entwicklung der Verformung einer Probe unter Quasi-Wechselbeanspruchung, Belastung ±2 % bis ±50 % der Schlupfspannung, C110 faserverstärkt, h/s = 0,056 ohne Wärmebehandlung

Die Kurve zeigt in jedem Belastungsabschnitt Ähnlichkeit mit den bereits beschriebenen Kurven der Druckschwelluntersuchungen (vgl. Abbildung 7.21). In den Teilen 1 und 3 unter Druckbeanspruchung zeigt sich eine langsame, kontinuierlich ansteigende Verfor-mung, bedingt durch die Komprimierung des Vergusses. Im Teil 2 unter Zug ist ein

-5

-4

-3

-2

-1

0

1

0 5.000 10.000 15.000 20.000 25.000 30.000

Lastwechselzahl

Ver

form

ung

[mm

]

Teil 1Druck

Teil 2Zug

Teil 3Druck

Teil 4Zug

charakteristischer Verformungsanstieg

plastische Rückverformung


138

charakteristischer Verformungsanstieg durch Rissbildung entlang einer Druckstrebe in Zugrichtung zu erkennen. Im weiteren Verlauf der Kurve zu Beginn des Teils 3 zeigt sich, dass die Rissbildung zu einer Vergrößerung des Schubrippenabdrucks im Verguss ähnlich wie in Abbildung 7.27 geführt haben muss. Diese plastische Verformung muss in den statischen Vorbeanspruchungen der Teile 3 und 4 überwunden werden, bevor wieder Last aufgenommen werden kann. Die zugehörigen Verformungen in der statischen Vorbelastung von Teil 1 und Teil 3 zeigt Abbildung 7.30. Im Teil 1 findet ein linearer Anstieg der Kraft statt, wie für eine ungeschädigte Probe zu erwarten ist. Die Verformung zu Beginn des Teils 3 bei etwa 8.500 Lastwechseln zeigt, dass sich die Verbundspannung ausgeprägt nicht-linear entwickelt. Nach dem Überwinden einer Spannung von etwa 3,7 N/mm² wird die in Teil 2 unter „Zug“ eingeprägte plastische Verformung in Druckrichtung überwunden. Die Konsequenz ist, dass nach dem Erreichen des charakteristischen Verformungsanstiegs unter Wechselbeanspruchung mit vergrößerten Verformungen in der Verbindung zu rechnen ist. Darüber hinaus zeigte sich nach Erreichen des charakteristischen Verfor-mungsanstiegs eine größere Verformungszunahme auch unter Schwelllast (Abbildung 7.21). Aus Abbildung 7.30 kann weiterhin entnommen werden, dass die plastischen Verformungen in der Praxis nicht sofort bei einem Richtungswechsel der Spannung auftreten müssen. Zusätzlich müssen die Betriebslasten hoch genug sein, um die Haftreibung zu überwinden. Der charakteristische Verformungsanstieg ist in Quasi-Wechselversuchen immer in Zugrichtung aufgetreten, weil in dieser Richtung eine Druck-strebe weniger zum Lastabtrag zur Verfügung steht als in Druckrichtung (vgl. Abbildung 6.4).

Abbildung 7.30: Verformungen eines Grouted Joint während statischer Vorbelastung der Quasi-Wechsellastversuche, Belastung ±2 % bis ±50 % der Schlupfspannung, C110 faserverstärkt, h/s = 0,056 ohne Wärmebehandlung

0

2

4

6

8

10

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3

0 LW(Teil 1)

Verformung [mm]

Ver

bund

span

nung

[N/m

m²]

~8.500 LW(Teil 3)


139

Auch bei Probekörpern, die als Durchläufer nach knapp 2·106 Lastwechseln beendet wurden und den charakteristischen Verformungsanstieg noch nicht erreicht hatten, konnte zunehmender plastischer Schlupf bei der statischen Vorbeanspruchung festgestellt werden (Abbildung 7.31). Bereits nach viermaliger Änderung der Lastrichtung (nach 30.000 Last-wechseln) treten messbare plastische Verformungen im Probekörper auf. Die außerdem dargestellte plastische Verformung nach 13-maligem Wechsel der Beanspruchungs-richtung nach insgesamt 800.000 Lastwechseln zeigt, dass die plastischen Verfor-mungsanteile weiterhin, aber deutlich langsamer, zunehmen. Folglich wird durch die Schwellbeanspruchung und die Anzahl der Nulldurchgänge der Spannung die plastische Verformung erhöht. Die größten Verformungen treten damit zu Beginn der Wechselbean-spruchungen auf.

Abbildung 7.31: Verformung während statischer Vorbelastung, Belastung ± 2 % bis ± 35 % der Schlupfspannung, Durchläufer, C110 faserverstärkt, h/s = 0,056, ohne Wärmebehandlung

Die Bruchlastwechselzahlen unter Quasi-Wechselbeanspruchung zeigen, dass ab einer bezogenen Spannungsschwingweite von unter ±35 % der Schlupfspannung gezielt mit Durchläufern zu rechnen ist (Tabelle A 5.4 im Anhang). Hierbei ist zu beachten, dass die Beanspruchung der Druckstreben in Zugrichtung größer ist, als in Druckrichtung, weil nach Abbildung 6.4 weniger Druckstreben vorhanden sind. Wären in Zug- und Druckrichtung gleich viele Druckstreben vorhanden, würden Durchläufer bereits oberhalb von 35 % der Schlupfspannung auftreten. Aufgrund der verwendeten Beanspruchungs-folge kann nicht auf die Bruchlastwechselzahl einer reinen Wechselbeanspruchung geschlossen werden. Aus diesem Grund wird auf eine Gegenüberstellung der ermittelten Bruchlastwechselzahlen mit den Wöhlerlinien der Literatur verzichtet. Eine weitere Erkenntnis ergibt sich aus der gemessenen Sekantensteifigkeit, die unter Zugbeanspruchung um etwa 30 % geringer ist, als unter Druckbeanspruchung. Auch dieses Phänomen wird durch die geringere Druckstrebenzahl in Zugrichtung erklärt. Daher sollte bei der Berechnung und konstruktiven Durchbildung von Grouted Joints mit

0

1

2

3

4

5

6

7

8

0 0,05 0,1 0,15 0,2 0,25 0,3 0,35 0,4

0 LW 30.000 LW 800.000 LW

Verformung [mm]

Ver

bund

span

nung

[N/m

m²]


140

Schubrippen der Anzahl der sich ausbildenden Druckstreben Beachtung geschenkt werden. Im Fall großer Vergusslängen mit vielen Schubrippen bildet sich eine große Druckstrebenanzahl aus, sodass der richtungsbedingte Unterschied in der Tragfähigkeit und Steifigkeit nicht ins Gewicht fällt. Bei kurzen Verbindungen mit wenigen Druckstreben sollte dieser Einfluss beachtet werden. Abbildung 7.32 zeigt die Rissbildung in einem Grouted Joint, der in Zugrichtung unter Quasi-Wechselbeanspruchung versagt hat. Im linken Teil der Abbildung ist zu sehen, dass die Rissbildung entlang der Druckstreben auch für wechselbeanspruchte Proben auftritt und zwar in Druck- und Zugrichtung. In Zugrichtung ist nur ein Riss aufgetreten. Verdichteter Vergussmörtel ist beidseitig der Schubrippen erkennbar. Die Abdrücke der Schubrippen im Vergussmörtel weisen ebenfalls die Auswirkungen der Rissbildung auf. An einer Probe, die unter Quasi-Wechselbeanspruchung geprüft wurde, jedoch kein Versagen gezeigt hat, konnte im Verguss die ursprüngliche Schubrippenbreite von 2,5 mm gemessen werden. In Abbildung 7.32 misst der Abdruck der Schubrippe nach der Rissbildung etwa 4 mm. Im Falle einer Richtungsumkehr der Beanspruchung muss dieser Weg zusätzlich durchfahren werden, wie in Abbildung 7.30 gezeigt.

Abbildung 7.32: Rissbildung in einem Grouted Joint nach Versagen unter Quasi-Wechselbeanspruchung

7.3.8 Beanspruchung während der Erhärtung Wie in Abschnitt 5.3.3 beschrieben, wurden einige Grouted Joints dynamischen Wechsel-beanspruchungen während der Erhärtung ausgesetzt. Für diese Beanspruchungen galten zwei Grenzwerte, ein Grenzwert von 0,6 mm für die Verformung und ein Grenzwert von 16 kN für die Kraft, ab der die Probe genügend Steifigkeit und Festigkeit entwickelt hat, um die entstehenden Beanspruchungen sicher aufzunehmen.

Rissbildung in zwei Richtungenbeidseitig vedichteter

Verguss


141

Bei der Beanspruchung während der Erhärtung wurde im Vergleich zu einem Vorversuch ohne Schubrippen und ohne Fasern festgestellt, dass die Festigkeitsentwicklung sehr schnell erfolgte. Bereits nach 90 min ließ sich der Pile nicht mehr von Hand um die geforderten 0,6 mm verformen. Die Lastgrenze von 16 kN wurde von allen Proben bereits nach ca. 10 Stunden erreicht. Diese sehr frühe Aufnahme von Lasten wird durch die Kombination von Schubrippen mit relativ grober Gesteinskörnung von 3 mm und Fasern begünstigt, die eine mechanische Verzahnung im Probekörper bewirken. Im Einzelfall muss der Vorteil der Verzahnung bei einer Beanspruchung während der Erhärtung gegen eine ausreichende Verarbeitbarkeit für das Einbauverfahren bei Grouted Joints offshore abgewogen werden. Abbildung 7.33 zeigt vergleichend die Verbundspannungs-Verformungskurven unter statischer Beanspruchung. Eine Probe wurde während der Erhärtung beansprucht, die zweite härtete normal aus. Die Verbundfestigkeiten beider Kurven sind im Rahmen der üblichen Streuungen vergleichbar. Die Schlupfspannung erscheint bei der Probe mit Beanspruchung während der Erhärtung sogar größer als ohne Beanspruchungen während der Erhärtung. Hierbei sollte jedoch beachtet werden, dass das Erreichen der Schlupfspannung an dem Punkt definiert wird, an dem zuerst ein deutliches Abweichen von linear-elastischem Verhalten eintritt. Insofern ist dieser Punkt bei etwa 16 N/mm² ebenfalls vergleichbar.

Abbildung 7.33: Tragverhalten von Grouted Joints mit und ohne Beanspruchung während der Erhärtung unter statischer Beanspruchung, C110 faserverstärkt, h/s = 0,056 ohne Wärmebehandlung

Auf Grundlage des in Abschnitt 7.2.8 entwickelten Versagensmodells scheint der erste Lastanstieg der Probe mit Beanspruchung während der Erhärtung auf ca. 22 N/mm² mit

0

5

10

15

20

25

0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 6,0 7,0 8,0

Verformung [mm]

Verb

unds

pann

ung

[N/m

m²]

Ohne Early-Age CyclingMit Early age Cycling


142

der Komprimierung des Vergusses in jungem Alter zusammenzuhängen, sodass ein Teil der Komprimierung nach Erreichen der Schlupfspannung vorweggenommen wird. Die Bruchlastwechselzahlen von druckschwellbeanspruchten Proben, die einer Beanspru-chung während der Erhärtung ausgesetzt wurden, zeigen keine signifikant verringerte Bruchlastwechselzahl gegenüber den Probekörpern ohne Beanspruchung während der Erhärtung, wobei die Anzahl der untersuchten Probekörper gering ist (Tabelle A 5.4 im Anhang). Dies deckt sich mit der Beobachtung, dass auch das statische Verhalten weitgehend unverändert ist. Eine mögliche Erklärung ist, dass die Proben nach der ca. 10 stündigen Beanspruchung während der Erhärtung normal aushärten konnten. Hierdurch konnte sich das Gefüge wie üblich entwickeln, sodass die Beanspruchbarkeit nicht deutlich verringert wurde. Auch durch länger andauernde Beanspruchungen während der Erhärtung wäre nicht mit einer deutlich verringerten Druckfestigkeit des Vergusses zu rechnen gewesen. Zu diesem Ergebnis trägt auch die Tatsache bei, dass es sich um Druckschwellversuche handelte. Bei Wechsellastversuchen wird in der Literatur von einer größeren Verformung nach Beanspruchungen während der Erhärtung ausgegangen. Dieser Fall ist in Abbildung 7.34 dargestellt.

Abbildung 7.34: Verformungen während der statischen Vorbeanspruchung bei Quasi-Wechsellast-Versuchen mit vorangehender Beanspruchung während der Erhärtung, C110 faserverstärkt, h/s = 0,056 ohne Wärmebehandlung

Eine unter Quasi-Wechselbeanspruchung geprüfte Probe, die einer Beanspruchung während der Erhärtung ausgesetzt wurde, zeigt im Vergleich zu den wechselbean-spruchten Proben größere plastische Verformungen zwischen den einzelnen Bean-spruchungsblöcken. Die plastischen Verformungen erreichen Werte um 0,5 mm bei denen der charakteristische Verformungsanstieg in Druckschwellversuchen begonnen hat. Das Versagen wird wieder unter Zugbeanspruchung bei etwa 400.000 Lastwechseln erreicht. Dies zeigt, dass Beanspruchungen während der Erhärtung bei Wechsellasten einen

0

2

4

6

8

10

12

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7

Verformung [mm]

Verb

unds

pann

ung

[N/m

m²]

0 LW 100.000 LW 315.000 LW


143

Einfluss auf die Verformung bei Nulldurchgängen der Last besitzen, die Bruchlastwechselzahl aber möglicherweise in beiden Beanspruchungsrichtungen nicht maßgeblich von der reinen Druckschwelllast verschieden ist. Der nichtlineare Verlauf der unbelasteten Probe zu Beginn der Ermüdungsbeanspruchung deutet auf eine Vorschädigung des Vergusses vor den Schubrippen hin, die durch die komprimierende Wirkung der Schwellbeanspruchung ausgeglichen wird. Bei einer Probe, die außer den Beanspruchungen während der Erhärtung keiner weiteren Last ausgesetzt wurde, sind auf beiden Seiten der Schubrippen Vergussmörtelkeile zu erkennen. Diese müssten demnach bereits während der Beanspruchung während der Erhärtung entstanden sein. Außerdem zeigte sich aufgelockerter und zum Teil gerissener Verguss unter der untersten Schubrippe. Ausgeprägte Hohlräume beiderseits der Schubrippen wie sie in der Literatur beschrieben wurden, waren nicht zu erkennen.

7.3.9 Zusammenfassung In diesem Kapitel wurde das Ermüdungsverhalten von Grouted Joints beschrieben, wobei im Wesentlichen Druckschwellbeanspruchungen betrachtet wurden. Aufgrund der Konstruktion der Grouted Joints kann durch eine Druckschwellbeanspruchung auch das Zugtragverhalten abgebildet werden. Außerdem wurde die Schädigungs- und Rissent-wicklung betrachtet und Besonderheiten bei Quasi-Wechselbeanspruchung und Beanspruchungen während der Erhärtung herausgearbeitet. Einige Kernaussagen sind im Folgenden zusammengefasst: Schädigungsentwicklung unter Druckschwellbeanspruchung:

• Ebenso wie bei statischen Versuchen lässt sich die Verformungsentwicklung unter Ermüdungsbeanspruchung von Grouted Joints in zwei Bereiche unterteilen, die durch einen charakteristischen Verformungsanstieg von 1 mm bis 2 mm getrennt sind. Im ersten Bereich ist der typische 3-phasige Schädigungsverlauf von Beton zu sehen, im zweiten Bereich steigt der Gradient der Verformung an.

• Bei nahezu allen Vergussmörteln stimmt die Verformung bei Erreichen der Schlupfspannung im statischen Versuch mit dem Beginn des charakteristischen Verformungsanstiegs unter Ermüdungsbeanspruchung weitgehend überein.

• Die Sekantensteifigkeit zeigt einen kontinuierlichen Abfall.

• Die in Ermüdungsversuchen dissipierte Energie verläuft ähnlich wie bei Versuchen an Betonzylindern ohne umschnürende Stahlrohre.

• Auswirkungen von Stahlfasern auf die Schädigungsentwicklung von Grouted Joints wurden nicht festgestellt.


144

Bruchlastwechselzahlen: • Durch den zweiteiligen Verlauf der Verformungskurve unter Ermüdungs-

beanspruchung ist zwischen der Lastwechselzahl beim Erreichen des charak-teristischen Verformungsanstiegs und dem vollständigen Versagen der Probe zu unterscheiden.

• In der auf die statische Tragfähigkeit bezogenen Darstellung ergeben sich mit einer Ausnahme vergleichbare Bruchlastwechselzahlen. Die Streuungen sind groß, Durchläufer treten bei Spannungsschwingweiten zwischen 60 % und 80 % bezogen auf die Schlupfspannung auf. Bezogen auf die Verbundfestigkeit zwischen 40 % und 60 % der Verbundfestigkeit.

• Die Tragfähigkeitssteigerungen im statischen Versuch, die durch ein höheres h/s-Verhältnis, höherfeste Vergussmörtel und Fasereinsatz erreichbar sind, können unmittelbar in größere Schwingweiten umgesetzt werden. Damit zeigt eine Faser-verstärkung in Vergussmörteln für Grouted Joints unter Ermüdungsbeanspru-chung höhere aufnehmbare Ermüdungsbeanspruchungen entsprechend der statischen Tragfähigkeitserhöhung

• Die großen Streuungen der Ergebnisse der Bruchlastwechselzahlen können umgangen werden, wenn anstelle der Bruchlastwechselzahl die Lastwechsel-zahlen bis zum Erreichen bestimmter Verformungsgrenzwerte betrachtet werden. Mit diesem verformungsorientierten Ansatz ergeben sich Regressionsgeraden mit einem höheren Korrelationskoeffizienten und damit genauere Bemessungs-möglichkeiten. Der charakteristische Verformungsanstieg kann gezielt umgangen werden.

Rissbildung und Versagensentwicklung:

• Es zeigen sich gut sichtbare, entlang der Druckstreben verlaufende Risse nach Ermüdungsversuchen. Die Risse orientieren sich geometrisch an den Positionen der Schubrippen. Bei Proben mit geringeren Bruchlastwechselzahlen zeigten sich teils veränderte Rissbilder, die Druckstreben mit unterschiedlicher Neigung andeuten.

• Die grundlegenden Charakteristika der Versagensentwicklung im statischen Versuch bleiben erhalten. Sie werden jedoch durch fortschreitende Ermüdungs-schädigung des Vergusses bedingt und nicht durch eine ansteigende statische Beanspruchung.


145

Quasi-Wechselbeanspruchung: • In jedem Teilabschnitt der Beanspruchung zeigt sich ein den Druckschwell-

versuchen ähnliches Verformungsverhalten.

• Die Tragfähigkeit und die Steifigkeit der Verbindung sind von der Anzahl der Druckstreben abhängig.

• Aufgrund der geringeren Druckstrebenanzahl der verwendeten Laborproben tritt der charakteristische Verformungsanstieg immer unter Zug auf.

• Bereits vor Erreichen des charakteristischen Verformungsanstiegs, der durch Rissbildung in beiden Richtungen auftreten kann, zeigen sich plastische Verfor-mungen bei einer Umkehr der Spannungsrichtung.

• Bei Oberspannungen unter ± 35 % der statischen Tragfähigkeit wurde kein Versagen beobachtet. Zu beachten ist die gewählte Beanspruchungsfolge, die ver-glichen mit reiner Wechselbeanspruchung nicht auf der sicheren Seite liegt und nur bedingt Rückschlüsse auf die Bruchlastwechselzahl unter reiner Wechsel-beanspruchung zulässt.

Beanspruchung während der Erhärtung:

• Eine Kombination aus Schubrippen, Stahlfasern und grober Gesteinskörnung erhöht durch mechanische Verzahnung den Widerstand gegen Beanspruchungen während der Erhärtung. Dieser Vorteil muss gegen eine ausreichende Verarbeitbarkeit abgewogen werden.

• Das statische Tragverhalten ist nach Beanspruchungen während der Erhärtung weitgehend unverändert, das Erreichen der Schlupfspannung jedoch weniger ausgeprägt.

• Bei den Bruchlastwechselzahlen unter Druckschwellbeanspruchung konnten keine signifikanten Unterschiede im Vergleich zu Proben ohne Beanspruchung während der Erhärtung festgestellt werden.

• Bei Quasi-Wechselbeanspruchung zeigen sich bei einem Wechsel der Bean-spruchungsrichtung größere Verformungen.


146

147

8 Betontechnologische Einflüsse auf das Tragverhalten von Grouted Joints

In Kapitel 7 wurde ausführlich beschrieben, dass die Schlupfspannung von Grouted Joints durch betontechnologische Maßnahmen und höhere Schubrippen um etwa das 5-Fache erhöht werden kann. Entsprechend ergibt sich beispielhaft eine Verkürzung der Verguss-länge von 12,0 m auf 2,5 m wenn eine Last von 20 MN zu übertragen ist [Rep06]. Aus der Verkürzung der Vergusslänge ergeben sich weitreichende Konsequenzen für die kon-struktive Durchbildung der Schubrippen und die Wanddicken von Pile und Sleeve, deren Beanspruchungen stark steigen. Es wird notwendig, lokale Spannungen beispielsweise im Bereich der Schubrippen in die Bemessung einzubeziehen. Weiterhin eröffnet die verkürzte Vergusslänge neue bauverfahrenstechnische Möglichkeiten, Tragstrukturen von Offshore-Windenergieanlagen, aber auch aufgelöste Stahlstrukturen im Allgemeinen zu konstruieren und neue Ansätze modularer Vorfertigung zu entwickeln. Die in der Einleitung allgemein gestellten Fragen zu den betontechnologischen Einflüssen auf das Tragverhalten von Grouted Joints werden anhand der in Kapitel 7 beschriebenen Erfahrungen präzisiert und erweitert:

• Welche Auswirkungen haben Hochleistungsvergussmörtel auf die Bean-spruchungen der Schubrippen sowie von Pile und Sleeve? Wie können diese Auswirkungen in einem Modell abgebildet werden?

• Welche Auswirkungen sind bei Schubrippen mit großen h/s-Verhältnissen zu erwarten?

• Können die beschriebenen Tragfähigkeitssteigerungen einfach abgeschätzt werden? Lässt sich die Faserwirkung optimieren?

• Wie beeinflussen Hochleistungsvergussmörtel das Ermüdungsverhalten von Grouted Joints? Ist eine Ermüdungsbemessung auf der Grundlage von Wöhler-linien sinnvoll?

• Können die Rissbildung und die Verformung der Grouted Joints das Verfor-mungs- und Schwingungsverhalten der Windenergieanlagen beeinflussen?

• Welche Möglichkeiten bestehen zur Übertragung der beschriebenen Erfahrungen auf andere Bereiche?

Diese Fragen werden in den folgenden Kapiteln 8 und 9 erörtert. In Kapitel 8 werden zunächst nicht unmittelbar bemessungsrelevante Aspekte wie die Auswirkungen von Faserverstärkungen, eine Abschätzung der Tragfähigkeitssteigerung durch Hochleistungs-vergussmörtel, Ermüdungsbeanspruchungen oder weitere Anwendungs- und Über-tragungsmöglichkeiten der Vergusstechnologie betrachtet. In Kapitel 9 werden an-schließend die Auswirkungen hoher Vergussmörteldruckfestigkeiten auf die Bean-spruchungen von Schubrippen, Pile und Sleeve untersucht und in einem Bemessungs-modell zusammengeführt.

Betontechnologische Einflüsse

148

8.1 Allgemeine Hinweise Neben der Druckfestigkeit des Vergussmörtels nach 28 Tagen sind auch die Verarbeit-barkeit und die Frühfestigkeit wichtige Kriterien für die Verwendbarkeit in Grouted Joints. Es wurde gezeigt, dass die Hochleistungsvergussmörtel zum Teil sehr geringe Festigkeiten nach 24 Stunden aufweisen (Abschnitt 7.1). Verzögernde Effekte hoher Fließmittelgehalte vor allem bei niedrigen Temperaturen sollten projektspezifisch untersucht werden. Gleiches gilt für die Verarbeitbarkeit insbesondere faserverstärkter Vergussmörtel. Im Hinblick auf die in Grouted Joints zulässige Verbundspannung ist zu entscheiden, ob die Bemessung gegen die Schlupfspannung oder, wie in der Literatur, gegen die Verbund-festigkeit geführt wird. Hierzu sollten die Auswirkungen der Rissbildung unter statischer Beanspruchung und Ermüdungsbeanspruchung auf das Verformungs- und Schwing-verhalten analysiert werden. Die Schlupfspannung sollte als maßgebende Spannung angesehen werden, weil die Verformungen innerhalb der Verbindung bis zum Erreichen der Verbundfestigkeit groß sind. Darüber hinaus kann nicht ausgeschlossen werden, dass die Rissbildung in Grouted Joints unter Wasser zu einem Auswaschen versagten Betons vor den Schubrippen führt und damit eine Vergrößerung der Verformungen nach sich zieht. Der Ansatz, die zulässigen Spannungen zumindest unter Ermüdungsbeanspruchung auf die Schlupfspannung zu begrenzen, wird ebenfalls von Schaumann und Wilke [Sch06b] vertreten. Denkbar wäre auch, die Betriebslasten gegen die Schlupfspannung zu bemessen, während für Extrem- oder Katastrophenlastfälle die Tragreserven der Verbundfestigkeit genutzt werden. Dies gilt sowohl für die statische Beanspruchung als auch für die Ermüdungs-beanspruchung. Die vom American Petroleum Institute und der Health and Safety Executive gewählten hohen Sicherheitsbeiwerte zwischen 4,8 und 6,0 je nach Lastfall führen in der bisherigen Bemessungspraxis faktisch dazu, dass die zulässigen Verbundfestigkeiten geringer sind als die Schlupfspannung.

8.2 Verformungsverhalten Das Verformungsverhalten der Grouted Joints kann unterschiedliche Auswirkungen auf eine Offshore-Windenergieanlage besitzen. Beispielsweise können durch elastische und rissbedingte Verformungen die Kopfauslenkungen der Windenergieanlagen ansteigen, andererseits werden Monitoring-Konzepte auf Grundlage von Schwingungsmessungen an Windenergieanlagen diskutiert [z. B. Rol06, Haa07], die ebenfalls durch das Verformungsverhalten beeinflusst werden könnten. Die in Tabelle 8.1 angegebenen Verformungen im linear-elastischen Bereich sind gering; in jedem Fall deutlich geringer als Verformungen, die aus der Bewegung der Fundament-pfähle zu erwarten sind. Die in Abbildung 7.31 dargestellten Verformungen eines Durchläufers unter Quasi-Wechselbeanspruchung tragen in einer ähnlichen Größen-ordnung wie die elastischen Verformungen zu den Gesamtverformungen bei. Auch in diesem Fall ist nicht mit deutlich vergrößerten Kopfauslenkungen zu rechnen. Für eine


149

umfassende Abbildung des Trag- und des Schwingungsverhaltens sollte der Einfluss des Verformungsmoduls zumindest exemplarisch im Sinne einer zusätzlichen Knotennach-giebigkeit im numerischen Modell der gesamten Windenergieanlage untersucht werden.

Tabelle 8.1 Vergusslängen und Verformungen für einen Grouted Joint mit 20 MN Belastung [Rep06], berechnet auf der Grundlage der Schlupfspannung mit in dieser Arbeit verwendeten Geometrien

Vergussmörtel Fasergehalt [Vol.-%]

h/s-Verhältnis

[-]

Vergusslänge [m]

Verformungs-modul

[MN/mm]

Verformung [mm]

C60 0 0,013 12,0 49,8 0,4

C150 0 0,013 8,0 106,0 0,2

C150 0 0,056 4,5 95,6 0,2

C170 2 0,056 2,5 49,2 0,4

Tritt im Grouted Joint jedoch eine Rissbildung auf, ist mit größeren Verformungen bis über 5 mm beim Erreichen der Verbundfestigkeit zu rechnen. Unter Wechselbean-spruchung wurden bei Spannungswechseln schlagartige Verformungen um 2,5 mm ermittelt. In Zukunft sollte untersucht werden, inwieweit diese kurzfristigen Ereignisse aufgrund der Rissbildung ein Online-Monitoring beeinflussen bzw. ob sie von einem Online-Monitoring identifiziert und lokalisiert werden können. Weitere Beeinträchtigungen des Trag- und Verformungsverhaltens können sich durch die Lage der Grouted Joints unter Wasser ergeben. Aus Untersuchungen an Beton ist bekannt, dass eine Prüfung unter Wasser die Ermüdungsfestigkeit verringert. In den durchgeführten Versuchen wurde bei Ermüdungsbeanspruchung Staub auf den Druckplatten der Prüfma-schinen und in den aufgeschnittenen Probekörpern beobachtet. Damit muss eine riss-interne Abnutzung des Vergussmörtels unter Ermüdungsbeanspruchung eingetreten sein. Der Staub auf den Druckplatten zeigt, dass zumindest in oberflächennahen Rissen eine Bewegung der Staubpartikel möglich ist. Außerdem wird in den entwickelten Versagens-modellen beschrieben, dass der Verguss vor den Schubrippen und entlang der Druck-streben für das Tragverhalten wichtig ist. Eine Prüfung unter Wasser bedeutet, dass in vorhandenen Rissen oder durch Kontaktablösungen an Pile und Sleeve eine Wasserbewegung stattfinden kann, die zu einem Transport des versagten Vergussmörtels führt. Dieser Verlust an Vergussmörtelsubstanz würde zu steigenden Verformungen führen. Bei größeren Lastfrequenzen könnte es durch die Rissöffnungen zudem zu Kavitation in den Rissen kommen. Daher sollte die Rissbildung und das Erreichen des Bereichs 2 unter Ermüdungsbeanspruchung ausgeschlossen werden.


150

8.3 Auswirkungen einer Faserverstärkung Durch den Zusatz von Stahlfasern wird die Schlupfspannung ebenso wie die Verbund-festigkeit im Mittel um ca. 25 % bis 30 % erhöht. Die bereits durch die Umschnürungs-wirkung von Pile und Sleeve sichergestellte Duktilität wird durch Stahlfasern nochmals gesteigert. Die Stahlfasern vermögen die rissbedingte Versagensentwicklung in Grouted Joints entlang der Druckstreben und Schubrippenköpfe effektiv zu überbrücken und die übertragbaren Spannungen zu erhöhen. Ebenfalls bedingt durch die rissüberbrückende Wirkung steigen die Verformungen von Grouted Joints mit faserverstärkten Mörteln bei Erreichen der Verbundfestigkeit an. Die Tragfähigkeitssteigerungen können mit der zum Teil erhöhten Druckfestigkeit faserverstärkter Mörtel bei mehraxialer Beanspruchung und der rissüberbrückenden Wirkung der Fasern erklärt werden, die zu einer besseren Last-ausbreitung und damit breiteren Druckstreben führt (vgl. Abschnitt 7.2.8). Der hier verwendete Fasergehalt betrug in der Regel 2 Vol.-%. Eine Erhöhung der Schlupfspannung und duktileres Verhalten konnte bereits bei einem Fasergehalt von 1 Vol.-% beobachtet werden. Aus der Betontechnologie ist zudem bekannt, dass verschiedene Fasertypen eine unter-schiedliche Wirkung zeigen können (Abschnitt 3.1.2). Die realen Geometrien der Grouted Joints bieten durch ihre Spaltbreiten bis zu einigen Zentimetern Möglichkeiten zur Opti-mierung der Faserwirkung. Beispiele sind größere, endverankerte Fasern, die breitere Risse effektiver überbrücken können. Darüber hinaus können Fasercocktails eingesetzt werden, die nach Walraven [Wal06], Markovic [Mar03], König [Kön01] oder Kütz-ing [Küt00] bei vergleichbaren Fasergehalten eine bessere Faserwirkung erreichen. Eine Senkung des Fasergehalts bei gleicher Faserwirksamkeit ist im Hinblick auf die Verarbeitbarkeit anzustreben.

8.4 Abschätzung der Tragfähigkeitserhöhung durch Hochleistungsvergussmörtel

In Abschnitt 7.2 wurde ausführlich beschrieben, dass die Tragfähigkeit von Grouted Joints mit Vergussmörteln hoher Druckfestigkeit, Stahlfaserverstärkungen und einer Erhöhung der Schubrippen deutlich gesteigert werden kann. Zur Abschätzung der Tragfähig-keitserhöhung wird ein einfacher multiplikativer Ansatz gewählt. Als Basiswert werden die Schlupfspannung bzw. Verbundfestigkeit eines Grouted Joint gewählt, der mit einem faserfreien C60 mit einem h/s-Verhältnis von 0,013 vergossen wurde. Grouted Joints ohne Schubrippen werden wegen ihrer geringen Tragfähigkeit bei axialer Beanspruchung in diese Abschätzung nicht einbezogen.

Refbu SR SF fcu buf k k k f= ⋅ ⋅ ⋅ Gleichung 8.1

fbu Verbundspannung am Pile (Schlupfspannung oder Verbundfestigkeit) fbu

Ref Referenzspannung des Grouted Joint mit C60, h/s = 0,013 (Schlupfspannung oder Verbundfestigkeit)


151

kSR Erhöhungsfaktor für den Schubrippeneinfluss kSF Erhöhungsfaktor für den Stahlfasereinfluss kfcu Erhöhungsfaktor für den Einfluss der Druckfestigkeit des Vergussmörtels Für die einzelnen Erhöhungsfaktoren werden aufgrund der wenigen Variationen lineare Ansätze gewählt. Für den Korrekturbeiwert der Druckfestigkeit ergibt sich aus einer linearen Regression für die Tragfähigkeitssteigerungen (Abschnitt 7.2.3):

fcu cuk 1 (0,01 f 0,71)= + ⋅ − Gleichung 8.2

Der Korrekturbeiwert für die Schubrippenhöhe wird konstant gewählt. Er ergibt sich aus den mittleren Tragfähigkeitssteigerungen, die sich für die Schlupfspannung (Steigerung 1,96) und die Verbundfestigkeit (Steigerung 1,62) ergeben haben. Sollten weitere Versuche durchgeführt werden, können genauere Ansätze erfolgen. Kontrollrechnungen mit den einzelnen Erhöhungsfaktoren haben die Genauigkeit nicht nennenswert erhöht (Abschnitt 7.2.3).

SRk 1,77= (gilt nur für die untersuchten h/s-Verhältnisse) Gleichung 8.3

Für die Wirkung der Fasern wurde in den Abschnitten 7.2.2.3 und 7.2.3 beschrieben, dass sich ein weitgehend linearer Zusammenhang zwischen Fasergehalt und Tragfähigkeit ergibt:

SF fk 1 (v 0,125)= + ⋅ Gleichung 8.4

In Abbildung 8.1 sind die Mittelwerte der untersuchten Serien den berechneten Werten gegenübergestellt. Die Winkelhalbierende als Zielgröße für eine exakte Übereinstimmung und die Regressionsgerade der Versuchsergebnisse zeigen eine große Übereinstimmung. Das Bestimmtheitsmaß liegt bei R2 = 0,92. Die Anwendbarkeit eines multiplikativen Ansatzes zeigt, dass die einzelnen Maßnahmen: Erhöhung der Druckfestigkeit, Einsatz von Stahlfaserverstärkungen und Erhöhung der Schubrippen unabhängig voneinander sind, weil die Multiplikation kommutativ ist. Diese Beziehung gilt zunächst nur für die verwendete Geometrie, weil die radiale Steifigkeit implizit in den k-Werten enthalten ist. Werden weitere Druckfestigkeiten, h/s-Verhältnisse oder Fasergehalte einbezogen, müssen die Korrekturbeiwerte angepasst werden. Hierbei können sich naturgemäß auch nichtlineare Abhängigkeiten ergeben, beispielsweise wenn in Anlehnung an Abbildung 7.14 geringere radiale Steifigkeiten einbezogen werden. Dennoch ist anzu-nehmen, dass der multiplikative Ansatz zielführend bleibt und die Unabhängigkeit der Maßnahmen zur Steigerung der Tragfähigkeit bestätigt.


152

Abbildung 8.1: Gegenüberstellung der gemessen Serien-Mittelwerte der Schlupfspannung und der Verbundfestigkeit sowie der berechneten Tragfähigkeiten

8.5 Ermüdungsverhalten von Grouted Joints Offshore-Windenergieanlagen sind schwingungsanfällige Bauwerke [Sch07a]. Daher sollten zusätzliche Verformungsanteile und die Auswirkungen der Rissbildung auf das Trag- und Verformungsverhalten der Windenergieanlage im Hinblick auf die Gesamt-auslegung der Anlage untersucht werden. Die untersuchten Vergussmörtel haben in bezogener Darstellung kein signifikant von-einander abweichendes Ermüdungsverhalten gezeigt (Abbildung 7.22, Abbildung 7.23). Eine Ausnahme sind Grouted Joints mit faserverstärktem C110 und einem h/s-Verhältnis von 0,056, für die eine geringere Tragfähigkeit ermittelt wurde. Bei allen anderen Vergussmörteln können die in statischen Versuchen ermittelten Tragfähigkeitssteige-rungen direkt in höhere Ermüdungsbeanspruchungen umgesetzt werden. Dennoch wurde eine höhere Sensibilität der Grouted Joints gegenüber Ermüdungsbean-spruchung festgestellt als von Det Norske Veritas angegeben. Die aufnehmbaren Bean-spruchungen liegen deutlich unterhalb der für Schwelllasten angegebenen Wöhlerlinie. Die durchgeführten Untersuchungen lassen jedoch keine sichere Aussage zu, ob die reduzierte Ermüdungsfestigkeit auf die verwendeten Hochleistungsvergussmörtel oder auf die hohe radiale Steifigkeit zurückzuführen ist.

0

10

20

30

40

50

0 10 20 30 40 50

fbu gemessen

f bu

bere

chne

t


153

Aufgrund der wenigen bislang durchgeführten Ermüdungsuntersuchungen wäre eine Ermüdungsbemessung unter Verwendung der Wöhlerlinien von Det Norske Veritas [DNV98] die einzige Möglichkeit. Allerdings wurden diese für den Offshore-Plattformbau angegebenen Wöhlerlinien für Offshore-Windenergieanlagen nicht übernommen, sodass speziell für Offshore-Windenergieanlagen derzeit keine gültigen Wöhlerlinien vorliegen. Das American Petroleum Institute und die Health and Safety Executive [HSE02] decken Ermüdungseinflüsse über hohe Sicherheitsfaktoren ab. Generell zeigen sich aufgrund der vielfältigen Lastumlagerungsmöglichkeiten in Grouted Joints stark streuende Bruchlastwechselzahlen. Die durchgeführten Versuche legen zwei Lastumlagerungsmöglichkeiten nahe. Erstens können sich Druckstreben unterschiedlicher Neigung bilden. Zweitens führen bereits geringe Schrägstellungen zwischen Pile und Sleeve zu einer Momentenbeanspruchung des Vergusses, die sich positiv auf das Ermüdungsverhalten auswirken kann [Wil07]. Aufgrund der großen Bedeutung, die das Schwingungsverhalten der Windenergieanlage für ihre Auslegung besitzt und der Tatsache, dass nach Erreichen des charakteristischen Verformungsanstiegs mit größeren Verformungen zu rechnen ist, wurde in Abschnitt 7.3.3 eine verformungsorientierte Ermüdungsbemessung vorgeschlagen. Die Vorteile dieses Ansatzes sind:

• Eine gezielte Berücksichtigung der Verformung

• Eine Begrenzung der Rissbildung unter Ermüdungsbeanspruchung

• Geringere Streuungen der Lastwechselzahl Allerdings stehen in der frei verfügbaren Literatur zu wenige Ergebnisse von Verformungsuntersuchungen zur Verfügung, mit denen dieser Ansatz weiter abgesichert werden kann. Bei der Projektierung zukünftiger Ermüdungsversuche an Grouted Joints sollte immer eine Verformungsmessung erfolgen, um zu abgesicherten Ergebnissen zu kommen. Wie bereits in Abschnitt 9.1 dargelegt, ist bei Grouted Joints mit Hoch-leistungsvergussmörtel eine Ermüdungsbemessung der Schubrippen und ihrer Schweiß-nähte unbedingt erforderlich, da bereits bei Oberlasten von ~63 % der Verbundfestigkeit ein Abscheren der Schubrippen beobachtet wurde. Eine Verringerung der Resttragfähigkeit von Grouted Joints nach einer Druckschwellbeanspruchung konnte nicht beobachtet werden. Die Schlupfspannung zeigte sich in einigen Fällen erhöht, die Verbundfestigkeit weitgehend mit statischen Untersuchungen vergleichbar.


154

8.6 Weitere Anwendungsgebiete Die vorgestellten Ergebnisse legen weitere Bereiche nahe, in denen die Technologie der Grouted Joints vorteilhaft eingesetzt werden kann. Diese Bereiche lassen sich kurz überschreiben mit:

• Reparatur und Ertüchtigung von Offshore-Konstruktionen

• Reparatur und Ertüchtigung aufgelöster Stahlkonstruktionen

• Fügeverfahren für aufgelöste Stahlstrukturen in modularer Bauweise

• Verbund- und Hybridbau

Tabelle 8.2: Einteilung der Einsatzgebiete der Grouted Joint - Technologie in Abhängigkeit von der radialen Steifigkeit der Stahlrohre

Einsatzgebiet der Grouted Joint - Technologie

Radiale Steifigkeit (DS/tS)

Ertüchtigung und Fügen aufgelöster Stahlstrukturen hoch 0 bis ca. 30

Eigene Versuche hoch ca. 15

Grouted Joints für offshore Konstruktionen / Verbundbau, Fügeverfahren für aufgelöste Stahlstrukturen

mittel 181) bis 140

Hybridbau (z. B. Sandwichtürme) gering bis 250

1) nach [API00] ab 0

In Tabelle 8.2 sind die radialen Steifigkeiten der genannten Einsatzbereiche für das Prinzip der Grouted Joints qualitativ abgeschätzt und dargestellt. Bei den für aufgelöste Stahlkonstruktionen angegebenen Werten handelt es sich um geschätzte Werte, die für die Ertüchtigung von Stahlfachwerken angenommen werden. Deutlich erkennbar ist, dass in den eigenen Versuchen und zur Ertüchtigung aufgelöster Stahlstrukturen die Werte der radialen Steifigkeit üblicher Grouted Joints unterschritten werden, während beim Einsatz der Grouted Joint - Technologie im Hybridbau [Sch07b] die radiale Steifigkeit deutlich geringer ist als von den Regelwerken der Offshore-Industrie angegeben.

Reparatur und Ertüchtigung von Offshore-Konstruktionen Ein effektiver Einsatz von Hochleistungsvergussmörteln bleibt auf Verbindungen mit Schubrippen beschränkt, weil das Potential hoher Druckfestigkeiten nur im Zusam-menspiel mit Schubrippen genutzt werden kann. Schubrippen stehen bei Ertüchtigungs-maßnahmen von Jacket-Strukturen aber nur selten zur Verfügung, weil zumeist glatte Rohre verstärkt werden sollen. Der entscheidende Vorteil vergossener Verbindungen ist in diesem Fall, dass Schweißarbeiten offshore, insbesondere unter Wasser, vermieden


155

werden können. Der Einsatz von Schubrippen würde ebenfalls Schweißarbeiten erfordern und damit einen wesentlichen Vorteil zunichte machen. Verbleibender Vorteil von Hochleistungsvergussmörteln in Grouted Joints ohne Schubrippen bleibt ihre hervor-ragende Dauerhaftigkeit, solange eine Rissbildung vermieden wird. Grouted Joints mit Schubrippen sind daher bei der Ertüchtigung dann sinnvoll, wenn zusätzliche Streben in die Struktur eingefügt werden. In diesem Fall können die Schubrippen sowohl auf der Strebe als auch in der Klemme onshore geschweißt werden (Abbildung 8.2). Grouted Joints sind zur Reparatur und Ertüchtigung von Offshore-Strukturen zugelassen, und es stehen Regelwerke zur Verfügung, um die Tragfähigkeit solcher Verbindungen zu berechnen. Im Gegensatz zu den Regelwerken für axial beanspruchten Grouted Joints werden neben umlaufenden Schubrippen auch einzelne Bolzen als Schubverbindungs-mittel zugelassen und rechnerisch abgebildet [HSE97, DOE88].

Abbildung 8.2: Beispielhafter Einsatz von Grouted Joints für die Reparatur und Ertüchtigung von Offshore-Konstruktionen [HSE97]

Reparatur und Ertüchtigung aufgelöster Stahlstrukturen Für den Einsatz bei der Ertüchtigung allgemeiner Stahlstrukturen sind drei Eigenschaften von Grouted Joints ausschlaggebend:

• Die Tragfähigkeit in Druck- und Zugrichtung ist bei sorgfältiger Konstruktion gleich groß.

• Grouted Joints können gezielt so konstruiert und bemessen werden, dass das Versagen durch Fließen der Stahlstruktur eintritt.

• Grouted Joints weisen eine hohe Ermüdungsfestigkeit auf. Damit werden onshore die gleichen Vorteile in Stahlkonstruktionen erreicht wie offshore. Beispielsweise kann bei ermüdungsbeanspruchten Fachwerkkonstruktionen durch den Einsatz von Klemmen über Knotenblechen ein Mittragen der Grouted Joints erreicht werden. Auf diese Weise wird das Knotenblech entlastet und lokale Spannungsinten-sitäten an den Schrauben oder Schweißnähten können ähnlich wie bei Offshore-Konstruktionen reduziert werden [z. B. Bro89]. Denkbar ist, dass aufgrund der Schub-übertragung über die Köpfe von Schrauben oder Nieten auf zusätzliche Schubrippen auf den Knotenblechen verzichtet werden kann [DOE88].

Strebe (neu)

Gurt (vorhanden)

Möglicher Schubrippeneinsatz

Pile (zu verstärkendes Bauteil)

Flansch

zweiteiliger Sleeve(geflanscht)

Vergussmörtel


156

Die in dieser Arbeit beschriebenen Untersuchungen sind für aufgelöste Stahlstrukturen besonders interessant, weil die zu erwartenden radialen Steifigkeiten in der Größen-ordnung der eingesetzten Probekörper liegen. Hierdurch ist eine einfache Übertragbarkeit gegeben.

Fügeverfahren für aufgelöste Stahlstrukturen in modularer Bauweise Grouted Joints können nicht nur zur Verbindung von Fundamentpfählen mit Jacket-Strukturen eingesetzt werden. Auch zwischen Teilmodulen einer Struktur sind sie vorteil-haft. Ob der Grouted Joint unter- oder oberhalb der Wasserlinie angeordnet ist, ist dabei von untergeordneter Bedeutung. Ein Beispiel für den Einsatz zum Fügen in modularer Bauweise sind die Forschungsplattform Fino 1 und weitere Jacket Strukturen, die vor allem in größeren Tiefen installiert wurden. Der Vorteil der Grouted Joints ist, dass durch eine Variation der Vergusslänge gezielt die Tragfähigkeit des Stahls in Zug- und Druckrichtung ausgenutzt werden kann. Um ästhetischere Verbindungen ohne die Übergreifung des Sleeves über den Pile zu erhalten, kann im Übergreifungsbereich der Grouted Joints eine doppelwandige Struktur gewählt werden, in der die Außenrohre stumpf gestoßen werden (Abbildung 8.4). Auf diese Weise können Stahlmodule onshore und offshore verbunden werden, ohne dass in situ geschweißt werden muss.

Abbildung 8.3: Beispiel des Einsatzes von Grouted Joints zur Verbindung zweier aufgelöster Stahlmodule an der Fino 1 Plattform [F+Z04]

Piles

Sleeve

Überbau

Jacket-Struktur


157

Verbund- und Hybridbau Für den Verbund- und Hybridbau bietet die Technologie der Grouted Joints ebenfalls Vorteile. Zwischen üblichen Verbundbauteilen und Grouted Joints ist hinsichtlich des Tragverhaltens ein existentieller Unterschied zu beachten. In Verbundkonstruktionen tragen Stahlbauteil und Betonkern additiv. Bei gleicher Verformung tragen beide Kompo-nenten unterschiedliche Lastanteile. In Grouted Joints hingegen muss im vergossenen Bereich die gesamte Beanspruchung durch den Verguss zwischen Pile und Sleeve übertragen werden. Auf diese Weise wird eine frühe Aktivierung der Umschnürungs-wirkung der Stahlrohre erreicht, wie sie in Verbundbauteilen ausgeschlossen ist.

Abbildung 8.4: Skizze eines Turmes aus Sandwichsegmenten, Polyurethanschaum im Segment-bereich [Sch07b] und Hochleistungsvergussmörtel im Übergangsbereich

Die Technologie der vergossenen Verbindungen kann besonders effizient in Stößen von Verbundbauteilen eingesetzt werden. Anwendungsfelder sind beispielsweise groß-formatige Konstruktionen wie Türme von Windenergieanlagen oder große Schornsteine, bei denen vorgefertigte Segmente mit Hilfe von Grouted Joints verbunden werden (Abbildung 8.4). Auf diese Weise können aufwändige Ringflanschverbindungen oder das Verschweißen dicker Stahlbleche in-situ umgangen werden. Schaumann et al. [Sch07b] untersuchen große Querschnitte für Türme von Windenergie-anlagen in denen doppelwandige Hohlprofile zum Beispiel mit einem Polyurethan-Elastomer ausgefüllt werden. Als Vorteile werden die große Schubfestigkeit zwischen Polyurethan-Elastomer und Stahl ebenso genannt wie die geringere Dichte des

Turm-segment

Übergreifung zweier Segmente

Polyurethan Elastomer

Polyurethan Elastomer

Grouted Joint

Stoß


158

Elastomers. Aufgrund der geringen Druckfestigkeit kommen diese Elastomere aber für eine Verbindung nach dem Prinzip der Grouted Joints mit Schubrippen nicht in Frage. Eine denkbare Kombination sind Turmsegmente, die mit einem Polyurethan-Elastomer verbunden sind, während in den Stoßbereichen Hochleistungsvergussmörtel eingesetzt werden. In diesem Fall ist der Verformung und Rissbildung im vergossenen Bereich große Bedeutung beizumessen, um die Dauerhaftigkeit der Verbindung zu gewährleisten und Korrosion im Stoß auszuschließen. Tao [Tao04] schlägt hybride, druckbeanspruchte Tragelemente aus doppelwandigen, kleinformatigen Stahlhohlprofilen vor (Abbildung 8.5), deren Spalt mit Beton gefüllt wird. Diese von Tao beschriebenen Tragelemente könnten als Druckstreben in großen Raumfachwerken verwendet werden. Für die notwendige Verbindungstechnik bietet sich die Technologie der Grouted Joints an. Dass der Einsatz doppelwandiger Hohlprofile nicht auf Rundprofile beschränkt ist, zeigen diverse Veröffentlichungen zum Beispiel von Zhao et al. [Zha02, Han04, Mon78]. Mit dieser Technik können leichte Hohlprofile herge-stellt werden, die verglichen mit reinen Stahlhohlprofilen einen größeren Durchmesser und damit ein größeres Flächenträgheitsmoment aufweisen. Zudem kann durch die geringe Dichte des Vergussmörtels verglichen mit dem Stahlprofil ein insgesamt leichteres Hybridprofil erreicht werden.

Abbildung 8.5: Ausbetonierte doppelwandige Hohlprofile nach Tao [Tao04]

159

9 Bemessungsmodell für Grouted Joints In den vorangegangenen Kapiteln wurde gezeigt, dass moderne Hochleistungsverguss-mörtel Druckfestigkeiten erreichen, die zum Versagen der Schubrippen von Grouted Joints führen können. Daher besteht die Möglichkeit, die eingesetzten Vergussmörtel gezielt an die Tragfähigkeit der stahlbaulichen Komponenten anzupassen. Zudem werden Ansätze benötigt, mit denen die Beanspruchung von Schubrippen, Pile und Sleeve in Abhängigkeit von der Druckfestigkeit des Vergussmörtels abgeschätzt werden können. Damit wird eine gezielte konstruktive Durchbildung der vergossenen Verbindung möglich. Um ein entsprechendes Modell zur Bemessung von Grouted Joints zu entwickeln, werden zunächst die Einflüsse des Hochleistungsbetons auf die Schubrippen beschrieben. Anschließend werden die Auswirkungen für Pile und Sleeve untersucht, die sich aus den Wechselwirkungen des Hochleistungsbetons mit den Schubrippen ergeben. Diese Erkenntnisse werden abschließend in einem Modell zur Bemessung der stahlbaulichen Komponenten von Grouted Joints zusammengefasst, das gleichzeitig die Bestimmung der optimalen Vergussmörteldruckfestigkeit ermöglicht.

9.1 Schubrippen Schubrippen sind in Grouted Joints mit Hochleistungsvergussmörteln unverzichtbar, um das Potential der hohen Druckfestigkeit nutzen zu können. Bereits mit geringen h/s-Verhältnissen wurden deutlich erhöhte Schlupfspannungen und Verbundfestigkeiten im Vergleich zu Grouted Joints ohne Schubrippen ermittelt.

Abbildung 9.1: Angenommene Spannungsverteilung an einer Schubrippe des Piles zur Abschätzung der Tragfähigkeit einer Schubrippe

fSR,v

τSR

Pile

Bemessungsmodell

160

Schubrippen mit einem h/s-Verhältnis von 0,013 haben in Versuchen kein Abscheren gezeigt, deutliche lokale Deformationen waren jedoch zu beobachten. Abscheren wurde hingegen bei Grouted Joints mit hohen Schubrippen (h/s = 0,056) und mit faser-verstärktem C170 beobachtet. Anhand dieser Beobachtung kann der Ansatz des American Petroleum Institutes zur Schubrippenbemessung überprüft werden (Abbildung 4.17). Abbildung 9.1 zeigt eine vereinfachte Darstellung der Spannungen an einer Schubrippe des Piles. Die Schubrippe wird durch die Vertikalkomponente der Druckstrebenkraft belastet. Nach Abschnitt 4.6.2 kann diese Kraft abgeschätzt werden, indem die beanspruchte Schubrippenfläche mit dem 2,5-fachen der Vergussmörteldruckfestigkeit (2,5·fcu) belastet wird. Dieser Wert kann als Erhöhungsfaktor für die Druckfestigkeit mehraxial beanspruchten Betons nach Abschnitt 3.1.3 interpretiert werden. Zusätzliche Momente, die ein Abheben der Schubrippen bewirken, werden nicht betrachtet. In dieser Betrachtung ist zusätzlich der Fasereinfluss zu berücksichtigen, der zu einer Erhöhung der Tragfähigkeit der Grouted Joints und damit zu einer höheren Belastung der Schubrippen führt. Die weiteren in dieser Arbeit betrachteten Maßnahmen: Erhöhung der Schubrippen und Erhöhung der Druckfestigkeit sind explizit in die Gleichungen einbezogen. Für die Faserwirkung wird der in Abschnitt 7.2.3 beschriebene Ansatz ver-wendet, sodass sich ein weiterer Faktor bei der Berechnung der Schubrippentragfähigkeit im Vergleich zum American Petroleum Institute ergibt:

SR,v SF cuf k k f= ⋅ ⋅ mit k 2,5= und SF fk 1 (v 0,125)= + ⋅ Gleichung 9.1

Bei den verwendeten Probekörpern wurden die Schubrippen aus dem vollen Material herausgedreht. Damit können über die gesamte Kontaktfläche zwischen Schubrippe und Pile Spannungen übertragen werden. Aus dem Gleichgewicht der Beanspruchung und der an der Wurzel der Schubrippen übertragbaren Schubkraft kann das Versagen durch die statisch erforderliche Schubrippenbreite w ausgedrückt werden:

( )

cuk,yP

PSF ffD

hhD3kkw ⋅⋅

⋅+⋅⋅⋅= Gleichung 9.2

Eine weitere Möglichkeit zur Beschreibung der statisch erforderlichen Schubrippenbreite ist das w/h-Verhältnis, das nach Tabelle 4.2 von Det Norske Veritas und der Health and Safety Executive zwischen 1,5 und 3,0 liegen sollte. Hierfür wird Gleichung 9.2 um die Schubrippenhöhe erweitert:

( )

cuk,yP

PSF ffD

hD3kkhwgrenz ⋅

⋅+⋅⋅⋅

=⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ Gleichung 9.3

Handelt es sich um angeschweißte Schubrippen nach Abbildung 4.5 b und Abbildung 4.5 c, ist die schubübertragende Fläche über die Schweißnähte zu bestimmen. Das grenz (w/h) Verhältnis ist in Abbildung 9.2 für ein h/s-Verhältnis von 0,056 in Abhängigkeit von der Druckfestigkeit des Vergussmörtels dargestellt. Der vom American Petroleum Institute und der Health and Safety Executive empfohlene Bereich liegt

Bemessungsmodell

161

zwischen w/h = 1,5 und 3,0 [API00, HSE02]. Die Breite der Schubrippe wird nicht bemessungsentscheidend, solange die Druckfestigkeit des Vergussmörtels unter etwa 130 N/mm² liegt. Ab einer Vergussmörteldruckfestigkeit von ca. 130 N/mm² muss die Breite der Schubrippen beachtet werden, weil bei einem w/h-Verhältnis von 1,5 die Gefahr des Abscherens besteht. In dieser Arbeit wurde ein w/h-Verhältnis von 2,0 verwendet. Ab einer Vergussmörtel-druckfestigkeit von 189 N/mm² scheren die Schubrippen ab. Der Faserneinfluss wurde nach Gleichung 9.1 über den Erhöhungsfaktor kSF berücksichtigt. Daraus ergibt sich eine äquivalente Druckfestigkeit des faserverstärkten C170 von fcu ≈ 235. Der Ansatz des American Petroleum Institute ergibt eine kritische Vergussmörteldruckfestigkeit von 180 N/mm² bei w/h = 2. Ohne eine Berücksichtigung der Faserwirkung beträgt die Druck-festigkeit des faserverstärkten C170 ca. 190 N/mm² und liegt damit nahe dem berechneten Wert. Der k-Faktor von 2,5 ist nach Abschnitt 3.1.3 für Vergussmörtel normaler Festigkeit eher gering gewählt, liegt für hochfeste Vergussmörtel aber auf der sicheren Seite (vgl. Abschnitt 3.1.3). Ausreichende Sicherheitsbeiwerte sollten bei dieser Betrachtung dennoch berücksichtigt werden.

Abbildung 9.2: Berechnetes Versagen der Schubrippen, ausgedrückt durch das grenz (w/h)-Verhältnis in Abhängigkeit von der Druckfestigkeit fcu des Vergussmörtels bei statischer Beanspruchung, empfohlene (w/h)-Verhältnisse nach [API00, HSE02]

Weiterhin ist der Einfluss einer Ermüdungsbeanspruchung auf die Tragfähigkeit der Schubrippen zu beachten. Unter den vergleichsweise geringen Ermüdungsbean-spruchungen wurden Schubrippen bei Verwendung eines faserverstärkten C170 plastisch verformt und teilweise abgeschert. In einem Beispiel betrug die Verbundfestigkeit

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

50 70 90 110 130 150 170 190 210 230 250

h/s=0,056

Druckfestigkeit Vergussmörtel fcu [N/mm²]

gren

z (w

/h) grenz (w/h)

Bemessungsmodell

162

43 N/mm², die Probe wurde mit einer Oberspannung von lediglich 27 N/mm² beansprucht. Dies entspricht nur etwa 63 % der Verbundfestigkeit oder 82,5 % der Schlupfspannung. Bei den Untersuchungen an Grouted Joints mit einem h/s-Verhältnis von 0,056 wurde außerdem festgestellt, dass die von der Health and Safety Executive und Det Norske Veritas prognostizierten Tragfähigkeiten nicht erreicht wurden. Im Vergleich zur Literatur steigt die Tragfähigkeit damit nicht mehr linear mit dem h/s-Verhältnis an. Da beispielsweise Det Norske Veritas h/s-Verhältnisse bis 0,1 zulässt, sind bei h/s-Verhältnissen größer als etwa 0,03 bis 0,04 Anpassungsversuche unbedingt erforderlich. Um eine bessere Anpassung bei höheren h/s-Verhältnissen zu erreichen, könnten aufbauend auf den Ansätzen der Regelwerke bilineare oder Wurzelansätze überlegt werden. Mit einem Wurzelansatz konnte die Tragfähigkeit der eigenen Versuche treffend abgeschätzt werden, allerdings wurden in der Literatur dokumentierte Verbund-festigkeiten unterschätzt. Die verminderte Verbundfestigkeit bei hohen h/s-Verhältnissen wird zusammen mit dem Einfluss der Probekörpersteifigkeit durch die abnehmende Duktilität der Hochleistungsvergussmörtel begünstigt. Die schubübertragende Fläche AC innerhalb des Vergusses ergibt sich unter Vernach-lässigung der Reibanteile auf den Schubrippen zu:

( ) ( )C PA L w D 2 h= − Σ ⋅ + ⋅ ⋅ π Gleichung 9.4

Abbildung 9.3: Schubfläche im Vergussmörtel, die bei Erreichen der Verbundfestigkeit abschert

Schu

bflä

che

AC

im V

ergu

ssm

örte

l

Bemessungsmodell

163

Das Erreichen der Verbundfestigkeit ist nach Abschnitt 7.2.8 der Rissbildung entlang der Schubrippenköpfe zugeordnet. Bei höheren h/s-Verhältnissen steigt die Beanspruchung der Kontaktfläche zwischen Schubrippe und Pile wodurch bei Verwendung Hochfester Vergussmörtel breitere Schubrippen erforderlich werden, um die Kraftübertragung in den Pile zu garantieren. Als Folge sinkt die zur Schubübertragung zur Verfügung stehende Fläche AC. Weiterhin sinkt die maximal übertragbare Last entsprechend des in Ab-schnitt 7.2.8 beschriebenen Versagensmodells. Diese Überlegung bestätigt die Aussage von Lamport [Lam88], der ein optimales h/s-Verhältnis beschreibt. Für Grouted Joints mit h/s-Verhältnissen über 0,056 und Hochleistungsvergussmörteln sind folgende Konsequenzen zu erwarten:

• Die Duktilität von Grouted Joints mit einem hohen h/s-Verhältnis und einer hohen Vergussmörteldruckfestigkeit sinkt. Eine Faserverstärkung erhöht die Duktilität (vgl. Abschnitt 7.2.2.3).

• Bei weiter erhöhten h/s-Verhältnissen und steigender Vergussmörteldruck-festigkeit sinkt die Verbundtragfähigkeit, weil die erforderliche Schubrippen-breite steigt. Damit sinkt die Größe der schubübertragenden Fläche im Verguss. Bei dieser Überlegung wird die von der Rauigkeit und der Normalspannung ab-hängige Schubtragfähigkeit der Rissufer im Verguss nicht näher betrachtet.

• Wird das h/s-Verhältnis über das Optimum hinaus erhöht, ist zu erwarten, dass das Verhältnis von Schlupfspannung zu Verbundfestigkeit und die Steifigkeit der Verbindung steigen. Der Grund ist, dass mit der Höhe der Schubrippen die Bean-spruchung steigt, bei der der Vergussmörtel vor den Schubrippen versagt, wodurch die Schlupfspannung steigt. Gleichzeitig wird die schubübertragende Fläche nicht verändert. Daher bleibt die Verbundfestigkeit weitgehend erhalten.

Vor allem bei Verbindungen mit kurzer Vergusslänge muss bei der konstruktiven Durch-bildung beachtet werden, dass in Zug- und Druckrichtung gleich viele Druckstreben zur Verfügung stehen. Nur so kann gewährleistet werden, dass die Tragfähigkeit in beiden Richtungen gleich ist. Wie in Abschnitt 7.3.7 beschrieben, ist ansonsten mit unter-schiedlichen Tragfähigkeiten und Steifigkeiten in Zug- und Druckrichtung zu rechnen.

Bemessungsmodell

164

9.2 Pile und Sleeve Genau wie die Schubrippen, werden auch Pile und Sleeve durch kurze Vergusslängen höher belastet. Das Fließen des Stahls in radialer Richtung muss in jedem Fall aus-geschlossen werden. In diesem Zusammenhang wurde von Aritenang [Ari90] berichtet, dass Verformungen in Umfangsrichtung das 3- bis 4-Fache der axialen Werte betragen können. Zur Abschätzung der Spannungen in Pile und Sleeve im Bereich der Schubrippen sind folgende Anteile zu berücksichtigen:

• Radialspannungen aus der Umschnürungswirkung, bedingt durch die Druckstreben

• Längsspannungen aus der Belastung Einflüsse aus Imperfektionen, die vor allem bei geringen radialen Steifigkeiten zu Ovalisierungen und damit zusätzlichen Spannungen im Pile führen können, werden nicht näher betrachtet. Diese Ovalisierungen treten am Sleeve nicht in vergleichbarem Maße auf, da der dort wirkende Innendruck zu einer Stabilisierung führt. Die folgenden Berechnungen werden exemplarisch für den Pile durchgeführt, weil er in der Regel das höher beanspruchte Bauteil ist. Die Vorgehensweise ist auf den Sleeve übertragbar.

Radialspannungen aus der Umschnürungswirkung Die Abschätzung der in den Druckstreben übertragenen Kräfte ist die wesentliche Heraus-forderung bei der Verbundfestigkeitsberechnung von Grouted Joints. Bei der Betrachtung des Grenzzustandes der Tragfähigkeit kann der einfache Ansatz für die Berechnung der Schubrippen (Abschnitt 9.1) des American Petroleum Institutes mit dem Ansatz zur Berechnung der Verbundspannungen von Grouted Joints von Lamport kombiniert werden (Abschnitt 4.7). Auf die komplexen und umfangreichen Berechnungen zur Abschätzung der Beanspruchungen der Schubrippen von Lamport [Lam88], die auf plastizitäts-theoretischen Ansätzen von Chen und Chen [Che75] und Fardis [Far83] basieren, kann daher verzichtet werden. Vertikalanteil der Druckstrebentragfähigkeit:

( )hDhfkkF PcuSFv,SR +⋅π⋅⋅⋅⋅= Gleichung 9.5

Wie bei der Betrachtung der Schubrippen wird auch an dieser Stelle der Einfluss der Faserverstärkung über den zusätzlichen Erhöhungsfaktor kSF einbezogen. Die zugehörige, in radialer Richtung auf den Pile wirkende Normalspannung ergibt sich nach Lamport aus dem Momentengleichgewicht an einer Druckstrebe (Gleichung 4.16).

( )

( )( )SR,v g

ng

F t hF

t tan

⋅ −=

⋅ α − μ Gleichung 9.6

Wie im Ansatz von Lamport wird für α der Winkel zwischen den Druckstreben und der Horizontalen angesetzt. Anhand der Rissbilder aus Abschnitt 7.2.7 ergibt sich der geo-

Bemessungsmodell

165

metrische Winkel zwischen den Schubrippen auf Pile und Sleeve. Diese Definition des Druckstrebenwinkels wird abweichend vom Vorgehen von Lamport gewählt. Die zugehörige Normalspannung wird lokal auf die Fläche zwischen den Schubrippen bezogen. An dieser Stelle wird die gesamte Fläche zwischen zwei Schubrippen gewählt, weil der gesamte Bereich zwischen den Schubrippen durch die Vertikalkraft FSR,v beansprucht wird (vgl. Abbildung 7.26).

nn

P

Ffs D

⎛ ⎞= ⎜ ⎟⋅ ⋅ π⎝ ⎠

Gleichung 9.7

Um die Beanspruchung der Wandung im Pile zu ermitteln, wird die Normalspannung aus der Umschnürungswirkung fn über die Kesselformel in eine Spannung in Umfangs-richtung umgerechnet:

( )

P

PPnR t2

tDf⋅

−⋅=σ bezogen auf die Mittelachse des Piles Gleichung 9.8

Längsspannungen aus der Beanspruchung Zusätzlich wirkt in Längsrichtung des Piles die Summe der vertikalen Komponenten der Druckstreben:

SR,vL

P

FA

Σσ = Gleichung 9.9

Wird angenommen, dass die Beanspruchung aller Druckstreben gleich ist, ergibt sich ΣFSR,v aus der Beanspruchung des Grouted Joint. Mit dem Reduktionsfaktor wird berücksichtigt, dass im höchstbeanspruchten Zwischenraum zwischen den Schubrippen nicht die volle Längsspannung wirkt. Auf sicherer Seite liegend kann auf die Reduktion verzichtet werden.

SR,v max1F F 1n

⎛ ⎞Σ = −⎜ ⎟⎝ ⎠

n Anzahl der Schubrippen Gleichung 9.10

Dieser Ansatz führt bei geringen Druckstrebenanzahlen dazu, dass die Längsspannung im Pile außerhalb des vergossenen Bereichs größer werden kann als die Vergleichsspannung vor den Schubrippen. Für die Bemessung kann Fmax beispielsweise anhand der genannten Regelwerke, nach Gleichung 9.16 oder aus Versuchen abgeschätzt werden. Für diesen Anwendungsfall ist zu beachten, dass mit den Gleichungen nach Det Norske Veritas und der Health and Safety Executive charakteristische Werte ermittelt werden, die über den hier ermittelten Werten liegen. Vom American Petroleum Institute werden zulässige und keine charakteristischen Verbundfestigkeiten angegeben. Das Zusammenwirken der Radialspannung und der Längsspannung kann beispielsweise über die Vergleichspannungshypothese bei Druckrohren [N2] der Streckgrenze des Stahls

Bemessungsmodell

166

gegenübergestellt werden. Gegebenenfalls sind zusätzliche Spannungsanteile aus Imper-fektionen und Ovalisierungen zu berücksichtigen:

2 2V R L L Rσ = σ + σ − σ ⋅σ Gleichung 9.11

Zu diesem Bemessungsansatz sind einige Anmerkungen erforderlich: Der von Lamport gewählte Ansatz für die Bestimmung der Normalkraft ist in hohem Maße von der Druck-strebenneigung (α) und dem Reibungskoeffizienten (μ) abhängig (Gleichung 9.6). Große Druckstrebenwinkel führen zu kleinen Normalkräften. Wie bereits in Abschnitt 4.7 erläutert, ergeben sich mit der Formulierung von Lamport keine physikalisch sinnvollen Ergebnisse bei Winkeln kleiner als ca. 33°, weil der Nenner negativ wird. In dieser Arbeit wurden auch bei Hochleistungsvergussmörteln Druckstrebenneigungen deutlich über 30° beobachtet. Es zeigte sich zudem die Tendenz, dass sich die Rissbildung geometrisch zwischen den Schubrippen vollzieht und nicht wie von Lamport beschrieben unabhängig von der relativen Position der Schubrippen. Mit dem hier gewählten Ansatz wird weiterhin die Problematik der Zugspannungen in der Kontaktfläche relativiert, weil sich Druckstreben mit niedrigen Winkeln nur in seltenen geometrischen Kombinationen bilden werden, solange größere Winkel möglich sind. Für die Bemessungspraxis ist ein Ansatz anzustreben, der unabhängig von der relativen Position der Schubrippen ist, weil diese offshore nicht gezielt realisierbar sind. Außerdem ist der von Lamport angegebene Reibungskoeffizient μ = 0,65 experimentell nicht abgesichert, insbesondere unter Berücksichtigung der zusätzlichen Normalspan-nungen. Um eine abgesicherte Bemessung von Pile und Sleeve zu erreichen, wären Untersuchungen erforderlich, die die Größe der Druckstrebenkraft und ihren Winkel im Vergussmörtel ermitteln. Der weitere Fortgang der Rechnung ist vom Winkel der Druckstreben unabhängig, sodass die Bestimmung der Normalkraft einfach durch neu zu entwickelnde, genauere Ansätze ersetzbar ist. Zusätzlich ist in jedem Fall nachzuweisen, dass der Pile die gesamte Längsspannung außerhalb des Vergussbereichs aufnehmen kann. In Abbildung 9.4 sind die Ergebnisse zweier Beispielrechnungen für die Vergleichs-spannung bei unterschiedlichen Wanddicken des Piles aufgetragen. Der Einfluss der radialen Steifigkeit ist nicht berücksichtigt. Wie in Abschnitt 6.1 erwähnt, wurde ein S355 mit einer gemessenen Streckgrenze von 391 N/mm² eingesetzt. Der Winkel der Druckstreben wurde anhand der vorliegenden geometrischen Verhältnisse zu α = 55° und der Reibbeiwert nach Lamport [Lam88] zu μ = 0,65 gewählt. Die Berechnung erfolgte auf der Grundlage der gemessenen Traglasten. Es zeigt sich, dass bei einer Streckgrenze des Stahls von 235 N/mm² der C170 Verguss-mörtel mit einem h/s-Verhältnis von 0,056 zu einem Fließen des Piles geführt hätte. Die Druckfestigkeit des Vergussmörtels hätte nicht effektiv ausgenutzt werden können. Bei einer Streckgrenze von 355 N/mm² ist eine Mindestwanddicke von etwa 8 mm erforderlich. Da nach Abschnitt 6.1 für regelkonforme Grouted Joints nach Det Norske Veritas eine maximale Wanddicke von 6 mm vorhanden sein darf, hätten in dieser Arbeit

Bemessungsmodell

167

allein aus statischen Erwägungen keine Probekörper mit regelkonformen radialen Steifigkeiten ausgeführt werden können.

Abbildung 9.4: Vergleichsspannung im Pile, aufgetragen über die Wanddicke. Grouted Joints mit faserfreien C150 und C170. Der Einfluss der radialen Steifigkeit ist nicht berücksichtigt (α = 55°, μ = 0,65).

Der vorgestellte Ansatz kann zusätzlich um die radiale Steifigkeit erweitert werden. Lamport geht bei der Berechnung von unendlich steifen Stahlrohren aus. Mit der hier zur Berechnung der Radialspannungen verwendeten Kesselformel wird eine Berücksichtigung der radialen Steifigkeit möglich (Abbildung 9.5). Hierzu könnten im Modell von Lamport an den Angriffspunkten der Normalkräfte (FSR,h) Federn für Pile und Sleeve mit den Steifigkeiten GP und GS eingeführt werden. Die nach der Schalentheorie zu berechnende Verformung des Piles ΔDP muss der Verformung in der Feder entsprechen. Über einen Koeffizientenvergleich der linearen Feder und der schalentheoretisch berechneten Verfor-mung können die Federsteifigkeiten von Pile und Sleeve aus dem (D/t)-Verhältnis abgeschätzt werden. Auf diese Weise ergeben sich zwei weitere Freiheitsgrade an der betrachteten Druckstrebe. Zusammenfassend zeigt sich, dass Vergussmörtel mit hohen Druckfestigkeiten zu sehr hohen Beanspruchungen der Schubrippen sowie von Pile und Sleeve führen. Diese Lösungen müssen daher nicht zwingend wirtschaftlicher sein, als Vergussmörtel mit geringeren Festigkeiten. Denn mit steigender Druckfestigkeit steigen die erforderlichen Schubrippenbreiten, Ermüdungsbeanspruchungen der Schubrippen müssen berücksichtigt werden und die erforderlichen Wanddicken von Pile und Sleeve können steigen.

0

100

200

300

400

500

600

700

800

3,0 4,0 5,0 6,0 7,0 8,0 9,0 10,0

C150 - h/s=0,013

C170 - h/s=0,056

Wanddicke Pile tP [mm]

Ver

glei

chss

pann

ung

σ V [N

/mm

²]

Bemessungsmodell

168

Abbildung 9.5: Erweiterung des Ansatzes von Lamport [Lam88] um die radialen Steifigkeiten von Pile und Sleeve

9.3 Entwicklung eines Bemessungsmodells für Grouted Joints In den vergangenen Abschnitten wurde beschrieben, dass beim Einsatz von Hoch-leistungsbeton in Grouted Joints die Tragfähigkeit der Schubrippen und die Vergleichs-spannungen in Pile und Sleeve maßgebend für das Versagen der Verbindung werden können. Die Gleichungen 9.1 bis 9.11 ermöglichen die Darstellung der Tragfähigkeit eines Grouted Joint und der Grenzwerte des Abscherens der Schubrippen und des Fließens von Pile und Sleeve in Abhängigkeit von der Druckfestigkeit des Vergussmörtels. Teile dieses Modells basieren damit auf dem Ansatz von Lamport [Lam88] und einem Ansatz zur Bemessung der Schubrippen des American Petroleum Institutes. Für Grouted Joints mit Hochleistungsbeton wurden diese Betrachtungen wesentlich erweitert und in einer Weise formuliert, die eine Bemessung aller Komponenten eines Grouted Joint abhängig von der Druckfestigkeit des Vergussmörtels ermöglicht. Damit kann der Vergussmörtel gezielt in Abhängigkeit der Tragfähigkeit der Stahlbauteile gewählt werden. Gleichzeitig wird deutlich, dass im Rahmen bislang üblicher Geometrien moderne Hochleistungsverguss-mörtel nicht zwangsläufig das schwächste Element in Grouted Joints sind.

FR

FSR,v

FSR,v

FR

Druckstrebe

α

α

FSR,h

GP

GS

Bemessungsmodell

169

Ein Modell zur Bemessung von Grouted Joints muss mindestens folgende Randbe-dingungen umfassen:

• Abschätzung der Tragfähigkeit vergossener Verbindungen in Abhängigkeit der Druckfestigkeit des Vergussmörtels

• Abschätzung der Tragfähigkeit der Schubrippen

• Abschätzung der Vergleichspannung in Pile und Sleeve Bei der Entwicklung des Modells wird davon ausgegangen, dass bei den in der offshore Industrie heute üblichen Geometrien die Druckfestigkeit des Vergussmörtels so hoch gewählt werden kann, dass sie nicht bemessungsentscheidend ist. Dementsprechend wird als Grenzwert für jeden Versagensmechanismus diejenige Druckfestigkeit angegeben, die gerade zum Versagen des betrachteten Elements führen. Geringere Druckfestigkeiten bedeuten eine nicht optimale Ausnutzung der eingesetzten Stahlbauteile. Die erforder-lichen Formeln ergeben sich aus den Abschnitten 9.1 und 9.2.

Abschätzung der Tragfähigkeit von Grouted Joints Die folgende Abschätzung basiert auf dem Modell von Lamport [Lam88], der Abschätzung der Schubrippentragfähigkeit des American Petroleum Institutes [API00], erweitert um den Einfluss einer Faserverstärkung. Nach folgender Gleichung kann die von einer Schubrippe auf dem Pile übertragene Kraft abgeschätzt werden:

( ) cuPSFP,v,SR fhDhkkF ⋅+⋅π⋅⋅⋅= Gleichung 9.12

Dem Ansatz von Lamport folgend, ergibt sich die Tragfähigkeit einer Schubrippe aus der Summe der Schubrippentragfähigkeit FSR,V und der Reibkraft FR. Die Kraft FR errechnet sich aus der Normalkraft auf den Pile multipliziert mit dem Reibungsbeiwert μ:

( )( ) cu21

g

gP,V,SRNR fcc

tantht

FFF ⋅μ⋅⋅=μ⋅μ−α⋅

−⋅=μ⋅= Gleichung 9.13

hierin bezeichnen c1 und c2:

( )hDhkkf

Fc PSF

cu

P,V,SR1 +⋅π⋅⋅⋅== Gleichung 9.14

( )( )μ−α

−=

tantht

cg

g2 Gleichung 9.15

Nach Lamport ergibt sich die Kraft FGJ, die durch einen Grouted Joint übertragen werden kann, als Summe der durch Schubrippen übertragenen Kraft und der Reibkraft, multipliziert mit der Anzahl der vorhandenen Druckstreben. Liegen keine genaueren Informationen vor, kann die Anzahl der Druckstreben über den Quotienten aus Vergusslänge und Schubrippenabstand abgeschätzt werden ((L-s)/s). Der Term (L-s) berücksichtigt die sehr geringe Tragfähigkeit der untersten Schubrippe. Darüber hinaus

Bemessungsmodell

170

muss beachtet werden, dass nach Abschnitt 7.2.6 die Tragfähigkeit bei einer Erhöhung der Schubrippen unterlinear steigt. Um diesen Einfluss abzubilden, wird ein zusätzlicher Faktor (h/s)x eingeführt. Einbezogen werden muss weiterhin, dass die Druckstreben nach Aritenang [Ari90] nicht gleichmäßig zur Tragfähigkeit beitragen. Hier wird zunächst ein linearer Abminderungsfaktor y angenommen, der die mittlere Tragfähigkeit der Druck-strebe beschreibt.

( ) ( ) cu

x

21

x

Rv,SRGJ fshy1

sLc1c

shy1

sLFFF ⋅⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛⋅⋅⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ −⋅μ⋅+⋅=⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛⋅⋅⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ −⋅+= Gleichung 9.16

Entsprechend dem Modell von Lamport wird zunächst eine Kraft berechnet. Zur besseren Vergleichbarkeit mit den Werten der Versuche und der Literatur werden die Kräfte über die Kontaktfläche zwischen Pile und dem Vergussmörtel in die Verbundfestigkeit am Pile umgerechnet. Mit Gleichung 9.16 zur Abschätzung der Tragfähigkeit von Grouted Joints können die im Rahmen dieser Arbeit erzielten Ergebnisse nach Abbildung 9.6 gut abgebildet werden. Der Korrelationskoeffizient beträgt 0,89. Bei der Abschätzung von Ergebnissen aus der Literatur existiert ein weiterer nichtlinearer Einfluss. Die berechneten Werte überschätzen die dokumentierten Verbundfestigkeiten. In der hier gewählten Abschätzung ist noch kein nichtlinearer Anteil für die radiale Steifigkeit einbezogen worden, sodass in zukünftigen Forschungsarbeiten explizit die radiale Steifigkeit einbezogen werden sollte. Darüber hinaus wurden die Literaturwerte nicht in die durchgeführten best-fit Analysen einbezogen. In dieser Arbeit ist der Einfluss der radialen Steifigkeit von untergeordneter Bedeutung, weil die radiale Steifigkeit hoch ist und die Unterschiede zwischen Probekörpern gering.

Abbildung 9.6: Gegenüberstellung der gemessenen und berechneten Verbundfestigkeiten

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

0 10 20 30 40 50

Literatureigene Versuche

fbu,gemessen [N/mm²]

f bu,

bere

chne

t[N

/mm

²]

Bemessungsmodell

171

Für die Neigung der Druckstreben α wurde in Anlehnung an die Schubbemessungs-modelle im Massivbau α = 45° angesetzt. Der Reibungskoeffizient wurde der Literatur entsprechend zwischen 0,5 und 0,65 an die Versuchsergebnisse angepasst. Es ergibt sich μ = 0,55. Die Parameter x und y wurden in einer best-fit Analyse bestimmt. Das Optimum wurde bei x = -0,628 und y = 0,141 erreicht. Der k-Wert für die Beanspruchung der Schubrippen ergibt sich zu k = 1,7. In Anlehnung an die Bestimmungen des American Petroleum Institutes wurden nur k-Werte zwischen 1,7 und 2,5 zugelassen.

Grenzwert der Vergussmörteldruckfestigkeit für das Abscheren der Schubrippen: Bei der Abschätzung der Tragfähigkeit der Schubrippen ist in jedem Fall die Art der Schubrippen zu beachten. Ihre Tragfähigkeit hängt maßgeblich davon ab, ob sie auf Pile und Sleeve geschweißt sind oder, wie in dieser Arbeit, aus dem vollen Material heraus-gedreht wurden. Aus Gleichung 9.2 ergibt sich die maximale Vergussmörteldruckfestig-keit, bei der kein Versagen der Schubrippen auftritt:

( ) 3hDhkk

fDwf

PSF

k,yPSR,cu

⋅+⋅⋅⋅

⋅⋅= Gleichung 9.17

Übersteigt die Druckfestigkeit des Vergussmörtels diesen Wert, ist mit einem Abscheren der Schubrippen zu rechnen.

Grenzwerte der Vergussmörteldruckfestigkeit für das Fließen von Pile und Sleeve Die maßgebenden Punkte für die Vergleichsspannungen in Pile und Sleeve sind die Druckstreben an den Enden des Vergussbereichs. Hier überlagert sich die Spannung aus Umschnürungswirkung mit der maximalen Längsspannung. Die Vergleichsspannung, die sich durch Längsspannung und aus der Umschnürungswirkung ergibt, kann nach Abschnitt 9.2 abgeschätzt werden. Die Gleichungen sind so formuliert, dass die Verguss-mörteldruckfestigkeit berechnet wird, die gerade nicht zum Fließen des Stahls führt. Für den Pile ergibt sich:

cuP,3cuPP

PP21P,R fcf

tDs2tDcc ⋅=⋅⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⋅π⋅⋅⋅

−⋅⋅=σ Gleichung 9.18

( ) ( ) cuP,4cuPPP

21P,L fcftDt

11sLc1c ⋅=⋅⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−⋅π⋅

⋅⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −⋅μ⋅+⋅=σ Gleichung 9.19

( ) 1

P,4P,32

P,42

P,3P,k,yP,cu

cuP,4P,32

P,42

P,3P,V

ccccff

fcccc−

⋅−+⋅=⇒

⋅⋅−+=σ

Gleichung 9.20

Bemessungsmodell

172

Bei den entsprechenden Berechnungen für den Sleeve könnte bei den radialen Spannungen ebenfalls davon ausgegangen werden, dass die Schubrippen maximal bean-sprucht werden. Dies würde dazu führen, dass die Spannungen in Umschnürungsrichtung im Sleeve mit den Spannungen für das Abscheren der Schubrippen berechnet würden. Ein für die Bemessung günstigerer Ansatz ist, die Kräfte von der Schubrippe des Piles auf die zugeordnete Schubrippe des Sleeves zu übertragen. Auf diese Weise wird mit einer realistischeren Beanspruchung für den Sleeve gerechnet, die sich aus der maximalen Beanspruchung der Schubrippen des Piles ergibt. Beanspruchung des Sleeves analog zum Pile (Abscheren der Schubrippen auf dem Sleeve) als oberer Grenzwert:

( ) cuSSSFS,V,SR fht2DhkkF ⋅−−⋅⋅π⋅⋅= Gleichung 9.21

Für die weiteren Berechnungen wird davon ausgegangen, dass die Kräfte von den Schubrippen auf dem Pile auf die Schubrippen des Sleeves übertragen werden:

( ) cuPSFP,V,SRS,V,SR fhDhkkFF ⋅+⋅π⋅⋅⋅== Gleichung 9.22

Für die Vergleichsspannung im Sleeve ergibt sich daraus:

cuS,3cuSS

SS21S,R fcf

tDs2tDcc ⋅=⋅⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⋅π⋅⋅⋅

−⋅⋅=σ Gleichung 9.23

( ) ( ) cuS,4cuSSS

21S,L fcftDt

11sLc1c ⋅=⋅⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−⋅π⋅

⋅⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −⋅μ⋅+⋅=σ Gleichung 9.24

( ) 1

S,4S,32

S,42

S,3S,k,yS,cu

cuS,4S,32

S,42

S,3S,V

ccccff

fcccc−

⋅−+⋅=⇒

⋅⋅−+=σ Gleichung 9.25

Bemessungsmodell

173

9.4 Zusammenfassung Zusammenfassend können in Abhängigkeit von der Druckfestigkeit des Vergussmörtels drei Grenzwerte definiert werden:

1. Maximale Druckfestigkeit des Vergussmörtels für das Abscheren der Schubrippen

( ) 3hDhkk

fDwf

PSF

k,yPSR,cu

⋅+⋅⋅⋅

⋅⋅= Gleichung 9.26

2. Maximale Druckfestigkeit des Vergussmörtels für das Fließen des Piles

( ) 1

P,4P,32

P,42

P,3P,k,yP,cu ccccff−

⋅−+⋅= Gleichung 9.27

3. Maximale Druckfestigkeit des Vergussmörtels für das Fließen des Sleeves

( ) 1

S,4S,32

S,42

S,3S,k,yS,cu ccccff−

⋅−+⋅= Gleichung 9.28

Daraus ergibt sich für die maximal notwendige Druckfestigkeit, bei der eine der Stahlkomponenten versagt:

( )S,cuP,cuSR,cumax,cu f,f,fminf = Gleichung 9.29

Aus dieser Druckfestigkeit des Vergussmörtels kann anschließend die Tragfähigkeit der gesamten Verbindung ermittelt werden:

( ) max,cu

x

21GJ fshy1

sLc1cF ⋅⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛⋅⋅⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ −⋅μ⋅+⋅= Gleichung 9.30

Die hiermit definierten drei Grenzwerte für das Abscheren der Schubrippen sowie das Fließen von Pile und Sleeve wurden beispielhaft für die im Rahmen dieser Arbeit statisch untersuchten Probekörper mit einem h/s-Verhältnis von 0,056 ausgewertet. In Abbildung 9.7 ist dargestellt, dass mit zunehmender Druckfestigkeit des Vergussmörtels, hier die äquivalente Druckfestigkeit, korrigiert um den Einfluss der Stahlfasern, die Auslastung der einzelnen Stahlkomponenten steigt. Da es sich bei den Berechnungen nach Abbildung 9.7 um Grenzzustände der Trag-fähigkeit handelt, wird mit einem k-Wert von k = 2,5 gerechnet, während für das Optimum bei der Abschätzung der Verbundfestigkeit nach Gleichung 9.16 k = 1,7 angesetzt wird. Die hier vorgestellten Auslastungsgrade der Schubrippen hätten bereits beim C170 ohne Fasern zum Versagen führen können. Auch der Pile hätte bereits Fließen müssen. Hierfür waren allerdings keine Hinweise zu finden, sodass die Berechnung auf der sicheren Seite liegt. Vergleichsberechnungen mit k = 1,7 hätten zu einem hohen Auslastungsgrad für den C170 mit Fasern knapp unter 1,0 geführt. Bemerkenswert ist weiterhin, dass die Auslastungsgrade der Sleeves gering sind. Vergleichende Berech-

Bemessungsmodell

174

nungen mit offshore üblichen Geometrien in der Literatur haben gezeigt, dass dort für die Sleeves ähnlich hohe Auslastungsgrade erreicht werden wie für die Piles. Hierfür ist maßgebend, dass der Unterschied zwischen dem Außendurchmesser von Pile und Sleeve bei den hier verwendeten Probekörpern groß ist. Darüber hinaus werden üblicherweise deutlich dünnere Sleeves als Piles eingesetzt.

Abbildung 9.7: Auslastungsgrade der Schubrippen, des Piles und des Sleeves in Abhängigkeit von der Druckfestigkeit des verwendeten Vergussmörtels, k = 2,5.

Mit den in diesem Kapitel vorgestellten Betrachtungen konnte ein Modell zur Bemessung der stahlbaulichen Komponenten Schubrippen, Pile und Sleeve in Abhängigkeit der Druckfestigkeit des Vergussmörtels aufgestellt werden. Dieses Modell ermöglicht die optimale Wahl der Schubrippenbreite, der Wanddicken von Pile und Sleeve sowie eine gezielte Auswahl des einzusetzenden Vergussmörtels. Mit dem vorgestellten Modell gelingt bereits eine gute Anpassung an die Versuche. Dennoch sollten die in den Ab-schnitten 4.7 und 9.2 beschriebenen Ungenauigkeiten des Ansatzes von Lamport in neueren Ansätzen umgesetzt werden, damit eine höhere Genauigkeit bei der Bemessung erreicht wird. Dies gilt vor allem für den Einfluss der radialen Steifigkeit. Die gute Anpassung an die in dieser Arbeit durchgeführten Versuche ist teilweise auf die hohe radiale Steifigkeit der eingesetzten Probekörper und die geringen Unterschiede in der radialen Steifigkeit zwischen den Probekörpern zurückzuführen.

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

1,4

1,6

0 50 100 150 200 250

Pile

Sleeve

Schubrippen

Druckfestigkeit Verguss fcu [N/mm²]

Aus

last

ungs

grad

175

10 Zusammenfassung und Ausblick

10.1 Zusammenfassung Die vorliegende Arbeit wurde motiviert durch das Ziel der Bundesregierung, in den Seegebieten der deutschen Nord- und Ostsee bis zu 25.000 MW elektrischer Leistung in Form von Offshore-Windenergieanlagen zu installieren [BMU02]. Ausgehend von einer durchschnittlichen Turbinenleistung von 3 MW bis 5 MW entspräche dies über 5.000 einzelnen Anlagen. Für die in deutschen Seegebieten zu erwartenden Wassertiefen zwischen 15 m und 40 m sind neben Monopiles vor allem in größeren Wassertiefen Lösungen auf der Basis von Tripod- oder Jacket-Strukturen wahrscheinlich, bei denen axial beanspruchte Grouted Joints eingesetzt werden. Die derzeitigen Planungen sehen den Einsatz von Hochleistungsbetonen bzw. Hoch-leistungsvergussmörteln vor, für deren Anwendung in axial beanspruchten Grouted Joints bislang keine Erfahrungen dokumentiert sind. Entsprechend war es Ziel dieser Arbeit, einen Beitrag zum Verständnis des Tragverhaltens mit Hochleistungsbeton vergossener Grouted Joints zu leisten und Hinweise für die Entwicklung sicherer und wirtschaftlicher Bemessungsansätze zu geben. Gleichzeitig sollten Potentiale und Risiken herausgearbeitet werden, die sich aus betontechnologischen Maßnahmen bei der Verwendung von Hoch-leistungsvergussmörteln ergeben. Die wesentlichen, in Kapitel 7 ausführlich dargestellten Ergebnisse werden in folgenden Stichpunkten zusammengefasst: Statische Beanspruchung:

• Grouted Joints zeigen in der Verbundspannungs-Verformungslinie ein Verhalten, das sich in einen weitgehend linear-elastischen Bereich bis zum Erreichen der Schlupfspannung und einen anschließenden nicht-linearen Bereich bis zum Erreichen der Verbundfestigkeit gliedert.

• Bei Erreichen der Verbundfestigkeit werden große Verformungen bis zu 5,5 mm ermittelt. Sie sind bei faserverstärkten Vergussmörteln größer als bei faserfreien Vergussmörteln. Die Verformungen bei Erreichen der Schlupfspannung sind mit 0,4 mm bis 0,7 mm deutlich geringer und zeigen keine Abhängigkeit von der Faserverstärkung.

• Bei einer Faserverstärkung mit ca. 2 Vol.-% Stahlfasern wird eine Tragfähigkeits-erhöhung um 25 % bis 30 % beobachtet.

• Mit dem Einsatz von Schubrippen können die Tragfähigkeit und die Steifigkeit der Verbindung deutlich gesteigert werden. Im Mittel beträgt die Tragfähigkeits-steigerung 75 % bis 80 %, wenn das h/s-Verhältnis von 0,013 auf 0,056 erhöht wird.

• Bei Verbindungen mit Schubrippen werden bei höheren Vergussmörteldruck-festigkeiten erhöhte Tragfähigkeiten ermittelt. Verbindungen ohne Schubrippen zeigen eine von der Druckfestigkeit des Vergussmörtels weitgehend unabhängige

Zusammenfassung und Ausblick

176

Tragfähigkeit. Ihre Tragfähigkeit kann aber durch den Einsatz einer Epoxidharz-dispersion verdoppelt werden.

• Erstmals wird die Längssteifigkeit von Grouted Joints in Form eines eigens definierten Verformungsmoduls ermittelt, damit die Verformungen der Grouted Joints für Schwingungs- und Verformungsberechnungen von Offshore-Wind-energieanlagen zugänglich werden. Der Verformungsmodul beschreibt physika-lisch die Federsteifigkeit des Grouted Joint.

• Durch die betontechnologischen Maßnahmen und die Erhöhung des h/s-Verhält-nisses wird die Schlupfspannung im statischen Versuch auf das 5-Fache gesteigert, während die Verbundfestigkeit auf das 4,5-Fache steigt. Als Bezugs-wert wurde jeweils ein Grouted Joint mit einem faserfreien C60 und einem h/s-Verhältnis von 0,013 gewählt.

Wesentliche Ergebnisse der Ermüdungsuntersuchungen sind:

• Die Verformungsentwicklung unter Einstufen-Wöhlerbeanspruchung zeigt ebenfalls ein zweistufiges Verhalten. Die beiden Bereiche sind durch einen charakteristischen Verformungsanstieg voneinander getrennt. Der charakter-istische Verformungsanstieg setzt konstant bei einer Verformung von etwa 0,5 mm ein.

• Die Bruchlastwechselzahlen zeigen eine große Streuung, die durch umfangreiche Lastumlagerungsmöglichkeiten in den Grouted Joints bedingt ist.

• Die große Streuung der Bruchlastwechselzahlen kann umgangen werden, wenn eine verformungsorientierte Darstellung der Lastwechselzahlen bis zum Erreichen von Verformungsgrenzwerten gewählt wird. Gleichzeitig wird eine gezielte Bemessung gegen den charakteristischen Verformungsanstieg möglich.

• Generell zeigten sich bei Oberlasten der Druckschwellbeanspruchung zwischen 40 % und 60 % der Verbundfestigkeit geringere Bruchlastwechselzahlen als in der Literatur angegeben. Bezogen auf die Schlupfspannung ergeben sich Oberlasten zwischen 60 % und 80 %.

• Beim Vergleich der verschiedenen Hochleistungsvergussmörtel werden mit einer Ausnahme für die unterschiedlichen Serien keine signifikant verschiedenen Bruchlastwechselzahlen beobachtet. Hieraus folgt, dass die Tragfähigkeitsstei-gerungen, die für Grouted Joints unter statischer Beanspruchung beschrieben wurden, in der Regel direkt in erhöhte Ermüdungsbeanspruchungen umgesetzt werden können.

• Die an einigen Durchläuferproben ermittelte Resttragfähigkeit zeigt keine signifikant reduzierten Tragfähigkeiten gegenüber einer statischen Beanspru-chung.


177

• Die Tragfähigkeit und die Steifigkeit der Verbindung hängen direkt von der Anzahl der Druckstreben ab.

• Bereits vor Erreichen des charakteristischen Verformungsanstiegs treten plastische Verformungen bei Wechseln der Lastrichtung auf, die die Gesamtver-formungen gegenüber der Druckschwellbeanspruchung vergrößern.

• Durch Beanspruchungen während der Erhärtung zeigt sich das Tragverhalten unter statischer Beanspruchung weitgehend unbeeinflusst. Auch unter Ermü-dungsbeanspruchung werden keine signifikanten Unterschiede festgestellt. Ledig-lich die plastischen Verformungen bei Quasi-Wechselbeanspruchung sind deutlich erhöht.

Basierend auf der beschriebenen Rissbildung wurde eine um die Wirkung von Stahlfasern und Ermüdungsbeanspruchungen erweiterte Modellvorstellung des Versagens für statische Beanspruchung und Ermüdungsbeanspruchung entwickelt (Abschnitte 7.2.8 und 7.3.6). In Kapitel 8 wurden die Auswirkungen von Hochleistungsbetonen in Grouted Joints für Offshore-Windenergieanlagen ausführlich diskutiert. Ein wesentlicher Aspekt ist die Möglichkeit, die Vergusslänge durch betontechnologische Maßnahmen und höhere h/s-Verhältnisse zu verkürzen. Hierdurch muss die Last durch weniger Schubrippen über-tragen werden, wodurch auch die Beanspruchungen von Pile und Sleeve in Umfangs-richtung zunehmen. Folgende wesentliche Auswirkungen wurden diskutiert:

• Der vom American Petroleum Institute beschriebene Ansatz zur Schubrippen-bemessung kann auch für Hochleistungsvergussmörtel verwendet werden. Es sollten allerdings Sicherheitsbeiwerte eingeführt werden und der höchste vom American Petroleum Institute angegebene Wert für die Schubrippenbeanspru-chung Verwendung finden.

• Eine separate Bemessung der Schubrippen und ggf. ihrer Schweißnähte ist unumgänglich. Dies gilt für statische Beanspruchung und Ermüdungsbean-spruchung.

• Es wird ein Modell beschrieben, mit dem Schubrippen, Pile und Sleeve optimal in Abhängigkeit der Druckfestigkeit des Vergussmörtels bemessen und optimiert werden können. Auf der anderen Seite kann der Hochleistungsvergussmörtel gezielt in Abhängigkeit der Konstruktion gewählt werden.

• Das beschriebene Modell ermöglicht darüber hinaus eine Abschätzung der Verbundfestigkeit von Grouted Joints.

• Die mit Hochleistungsvergussmörteln erreichbaren Tragfähigkeitssteigerungen werden über einen multiplikativen Ansatz rechnerisch für die verwendete Geometrie erfassbar gemacht. Damit wird es möglich, die Tragfähigkeit bezogen


178

auf einen Grouted Joint mit einer Vergussmörteldruckfestigkeit von ca. 60 N/mm² rechnerisch abzuschätzen. Hieraus folgt, dass die drei Maßnahmen zur Steigerung der Tragfähigkeit voneinander unabhängig sind.

Damit wurde das Ziel erreicht, die betontechnologisch bedingten Auswirkungen auf das Trag-, Verformungs- und Ermüdungsverhalten von Grouted Joints zu beschreiben. Durch die große Zahl der relevanten und variierten Parameter und Beanspruchungen konnten nicht alle Einflüsse und Auswirkungen im Detail abgebildet werden, sodass auch über die betontechnologischen Aspekte hinaus weitere Untersuchungen wünschenswert sind.

10.2 Ausblick In der vorliegenden Arbeit wurden die betontechnologisch bedingten Auswirkungen von Hochleistungsvergussmörteln auf das Tragverhalten von Grouted Joints untersucht. Um die Erkenntnisse in die Bemessungspraxis übertragen zu können, sind zukünftig weiter-gehende Untersuchungen erforderlich. Darüber hinaus ergeben sich neue Anwendungs-felder. Im Hinblick auf den Einsatz moderner Hochleistungsvergussmörtel in der Konstruktions- und Bemessungspraxis sollten folgende Fragestellungen gezielt untersucht werden:

• Existiert ein Mindestfasergehalt, der zuverlässig zu einer signifikanten Beein-flussung des Tragverhaltens von Grouted Joints führt? Lässt sich die Wirkung der Stahlfasern zum Beispiel durch endverankerte Fasern oder Fasercocktails optimieren, wenn größere Vergussdicken vorliegen? Diese Optimierung ist vor dem Hintergrund einer leichten Verarbeitbarkeit bei großer Faserwirkung von Bedeutung für die Praxis.

• Kann eine lineare Abhängigkeit der Verbundfestigkeit vom h/s-Verhältnis bei hohen Schubrippen und hohen Druckfestigkeiten aufrecht erhalten werden?

• Im Hinblick auf eine Online-Überwachung von Windenergieanlagen auf der Grundlage von Schwingungsmessungen sollten zwei Fragen geklärt werden: Beeinflussen elastische und rissbedingte Verformungen von Grouted Joints die Ergebnisse des Monitorings? Ist es möglich, den Schädigungszustand der Grouted Joints gezielt über das Monitoring zu erfassen und zu bewerten?

• Für eine wirtschaftlichere Ermüdungsbemessung von Grouted Joints sollten weitere Ermüdungsuntersuchungen unter Aufnahme der Verformungsent-wicklung durchgeführt werden, um den beschriebenen verformungsorientierten Ansatz abzusichern.

• Um eine wirtschaftlichere Bemessung der Wanddicke von Pile und Sleeve zu erreichen, sollte eine genauere Abschätzung der Druckstrebenkraft angestrebt werden. Dieser Ansatz sollte aus bauverfahrenstechnischen Erwägungen unab-hängig vom Druckstrebenwinkel sein. Zudem sollte auf der Grundlage der


179

vorgestellten Skizze die radiale Steifigkeit von Pile und Sleeve in die Berechnung einbezogen werden.

• Um einen wirtschaftlichen Einsatz von Hochleistungsvergussmörteln in Grouted Joints zu ermöglichen, sollte seitens der Zertifizierungs- und Überwachungs-organisationen ein Anforderungsprofil für Hochleistungsvergussmörtel in Grouted Joints erstellt werden, dem Vergussmörtel genügen müssen, um offshore ohne weitere Prüfungen im Einzelfall eingesetzt werden zu können.

• Eine weitere Frage ergibt sich aus der Interaktion von Momentenbeanspruchung und axialen Lasten. Durch die mit Hochleistungsvergussmörteln erreichbaren kürzeren Vergusslängen treten bei Momentenbeanspruchungen größere Kräfte-paare auf, die in den Randbereichen der Verbindung zu erhöhten Bean-spruchungen im Verguss und durch die Ovalisierung dünnerer Stahlrohre zu weiteren Spannungen in Pile und Sleeve führen. Vor diesem Hintergrund sollte die Interaktion von axialer Beanspruchung und Momentenbeanspruchung für die bei Offshore-Windenergieanlagen vorliegenden Verhältnisse näher untersucht werden. Ausführliche Informationen zu biegebeanspruchten Grouted Joints mit Hochleistungsvergussmörteln werden von Wilke [Wil07] dargestellt.

In Abschnitt 8.6 wurden weitere Einsatzgebiete der Technologie von Grouted Joints skizziert:

• Reparatur und Ertüchtigung von Offshore-Konstruktionen

• Reparatur und Ertüchtigung allgemeiner Stahlstrukturen

• Fügeverfahren für aufgelöste Stahlstrukturen in modularer Bauweise

• Verbund- und Hybridbau Für den Bereich der Reparatur und Ertüchtigung von Offshore-Konstruktionen existieren den Regelwerken für Grouted Joints vergleichbare Richtlinien. Im Hinblick auf den Einsatz von Hochleistungsvergussmörteln ist zu klären, wie sich die radiale Steifigkeit auf das Tragverhalten auswirkt. Für die Reparatur und Ertüchtigung allgemeiner Stahlstrukturen liefern die durch-geführten Untersuchungen bereits praxisnahe Ergebnisse. Beispielsweise ist beim Einsatz an Fachwerkstrukturen, anders als bei Grouted Joints, mit kleineren Querschnitten zu rechnen wie sie in dieser Arbeit verwendet wurden. Um Grouted Joints in aufgelösten Stahlstrukturen einsetzen zu können, sind die dargestellten Einflüsse vor allem an kleinen und steifen Proben gezielt zu verifizieren und für weitere h/s-Verhältnisse zu erweitern. Weiterhin ist zu klären, ob ein ähnlich vorteilhaftes Tragverhalten wie für kreisförmig umschnürte Grouted Joints auch bei anderen Profilformen erreicht wird. Gleiches gilt, wenn die Technologie der Grouted Joints als Fügeverfahren für aufgelöste Stahlstrukturen eingesetzt werden soll. Nachdem beim Einsatz der Technologie von Grouted Joints in aufgelösten Stahlstrukturen besonders steife und kleine Proben betrachtet werden, ist im Verbund- und Hybridbau, zum Beispiel bei Turmstrukturen, von Querschnitten mit sehr großen Durchmessern und


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geringen radialen Steifigkeiten auszugehen. Auch für diese Querschnitte ist zu klären, wie Hochleistungsvergussmörtel das Tragverhalten beeinflussen. Diese Ansätze zeigen, dass die Technologie der Grouted Joints keine auf Offshore-Konstruktionen eingeschränkte Technologie ist. Durch eine gezielte Erweiterung der Untersuchungen auf geringere und höhere radiale Steifigkeiten, höhere h/s-Verhältnisse und weitere Profilformen, könnten weitere Einsatzgebiete für diese Verbindungs-technologie erschlossen werden.

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192

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N2 Deutsches Institut für Normung (Hrsg.): DIN 2413 – Stahlrohre – Berechnung der Wanddicke von Stahlrohren gegen Innendruck. Ausgabe 10-1993, Beuth Verlag, Berlin, 1993

N3 Deutsches Institut für Normung (DIN): DIN EN ISO 19901: Erdöl- und Erdgasindustrie - Spezielle Anforderungen für Offshore-Anlagen Teile 1 bis 7. Beuth Verlag, Berlin

N4 Deutscher Ausschuss für Stahlbeton (Hrsg.): DAfStb-Richtlinie Stahlfaser-beton (22. Entwurf). Deutscher Ausschuss für Stahlbeton, Berlin, 2005

N5 Deutscher Ausschuss für Stahlbeton (Hrsg.): DAfStb-Richtlinie Selbstver-dichtender Beton (SVB-Richtlinie). Berlin, 2003

N6 Deutscher Ausschuss für Stahlbeton (Hrsg.): DAfStb-Richtlinie – Herstellung und Verwendung von zementgebundenem Vergussbeton und Vergussmörtel. Beuth Verlag, Berlin, 2006

N7 American Society for Testing and Materials (Hrsg.): ASTM C 1018-97 – Standard Test Method for Flexural Toughness and First-Crack Strength of Fibre-Reinforced Concrete (Using Beam with Third-Point Loading). ASTM International, 1997

N8 Deutsches Institut für Normung (Hrsg.): DIN EN 196 Prüfverfahren für Zement - Teil 1: Bestimmung der Festigkeit. Ausgabe 05-2005, Beuth Verlag, Berlin, 2005

193

Abbildungsverzeichnis Abbildung 1.1: Gründungsvarianten für Offshore-Windenergieanlagen [Sch04]................ 1 Abbildung 1.2: Vergossene Verbindung „Grouted Joint“ bei Offshore-Plattformen der

Öl- und Gasindustrie.................................................................................... 2 Abbildung 3.1: Zugspannungs-Dehnungslinie von Normalbeton unter zentrischer

Zugbeanspruchung [Sch93]....................................................................... 12 Abbildung 3.2: Druckspannungs-Verformungslinien von Beton in Abhängigkeit von der

Betondruckfestigkeit [Kön01] ................................................................... 13 Abbildung 3.3: Last-Verformungskurven von Faserverbundwerkstoffen [Sch04a] .......... 15 Abbildung 3.4: Wirkung von Fasercocktails in auf Zug beanspruchtem Beton [Mar03] .. 15 Abbildung 3.5: Druckspannungs-Dehnungslinien von Betonen mit unterschiedlichem

Stahlfasergehalt unter zentrischer Druckbeanspruchung [Wal06] ............ 16 Abbildung 3.6: Längsstauchungen an einem hochfesten Beton mit unterschiedlichen

umschnürenden Radialspannungen [Cur02].............................................. 17 Abbildung 3.7: Dreiaxiale Druckfestigkeiten eines Hochleistungsbetons [Cur02]............ 19 Abbildung 3.8: Beanspruchungskennwerte im Einstufen-Schwingversuch [N1, Rad03].. 20 Abbildung 3.9: Unterscheidung der Beanspruchungsbereiche im Wöhlerversuch [N1].... 21 Abbildung 3.10: Einteilung von Wöhlerlinien in Festigkeitsbereiche [Rad03] ................... 22 Abbildung 3.11: Bereiche der Ermüdungsfestigkeit von Beton nach [Hsu81] .................... 23 Abbildung 3.12: Wöhlerlinien für Beton unter einaxialer Druckschwellbeanspruchung für

verschiedene Unterspannungen [Kla78].................................................... 25 Abbildung 3.13: Versagenskurven für zweiaxiale Druckschwellbeanspruchung [Su88,

Grü05]........................................................................................................ 30 Abbildung 3.14: 3-phasiger Schädigungsverlauf bei Ermüdungsbeanspruchung................ 31 Abbildung 3.15: Entwicklung der Sekantensteifigkeit eines ermüdungsbeanspruchten

Hochleistungsbetons [And07] ................................................................... 33 Abbildung 3.16: Entwicklung der Steifigkeit im abfallenden Ast der Kraft-Verformungs-

kurve einer Biegezugbeanspruchung [RILEM-FMC3]............................. 34 Abbildung 3.17: Entwicklung der unter Ermüdungsbeanspruchung dissipierten [Do93].... 35 Abbildung 3.18: Schädigungsenergie nach Kessler-Kramer in zentrischen Zugversuchen

[Kes02] ...................................................................................................... 36 Abbildung 4.1: Prinzipskizze eines Grouted Joint ............................................................. 39 Abbildung 4.2: Versagenszustände von Grouted Joints mit und ohne Schubrippen nach

[Hor96, Lam88] ......................................................................................... 41 Abbildung 4.3: Abhängigkeit der Verbundfestigkeit von Grouted Joints von der

Druckfestigkeit des Vergussmörtels [DOE82b] ........................................ 44 Abbildung 4.4: Abhängigkeit des Verbundfestigkeitsparameters von der radialen

Steifigkeit der Stahlrohre [HSE02] ........................................................... 45 Abbildung 4.5: Typische Ausbildung von Schubrippen [API00] ...................................... 47

Abbildungsverzeichnis

194

Abbildung 4.6: Abhängigkeit des Verbundfestigkeitsparameters vom h/s-Verhältnis [DOE82b] .................................................................................................. 48

Abbildung 4.7: a) Relative Anordnung der Schubrippen und b) exzentrische Anordnung von Pile und Sleeve in Versuchen an Grouted Joints [Lam88]................. 48

Abbildung 4.8: Übliche Belastungsanordnungen für Versuche an Grouted Joints [Hor96, Yam80, Bos86] ............................................................................ 50

Abbildung 4.9: Schubspannungsverteilung über der Länge eines Grouted Joint ohne Schubrippen nach [Yam80] ....................................................................... 51

Abbildung 4.10: Kraft-Verformungskurve eines Grouted Joint ohne Schubrippen mit quellendem Verguss [Yam80] ................................................................... 51

Abbildung 4.11: Entwicklung der Längsdehnungsverteilung eines Sleeves [Bos86] .......... 52 Abbildung 4.12: Verbundspannungs-Verformungslinie eines Grouted Joint mit Schubrippen

unter einaxialer Beanspruchung [Lam88] ................................................. 54 Abbildung 4.13: 3-stufige Versagensentwicklung von Grouted Joints mit Schubrippen

[Lam88] ..................................................................................................... 55 Abbildung 4.14: Bruchlastwechselzahlen von Grouted Joints mit Schubrippen [Hor96].... 58 Abbildung 4.15: Zusammenhang zwischen der bezogenen Schubspannung und der

Bruchlastwechselzahl von Grouted Joints................................................. 59 Abbildung 4.16: Verformungs-Zeit-Kurve eines Grouted Joint mit Schubrippen unter

Wechselbeanspruchung [Bos86] ............................................................... 60 Abbildung 4.17: Beanspruchung der Schubrippen in Abhängigkeit der

Vergussmörteldruckfestigkeit nach [API00] ............................................. 65 Abbildung 4.18: Traganteile nach [DNV04] ........................................................................ 68 Abbildung 4.19: Verlauf des Reduktionsfaktors D für Ermüdungsbeanspruchung während

der Erhärtung nach [DNV04] .................................................................... 69 Abbildung 4.20: Empfohlene Wöhlerkurven für Grouted Joints [DNV98] ......................... 70 Abbildung 4.21: Normalkraft auf den Pile in Abhängigkeit von der Geometrie des

vergossenen Spalts und der Vertikallast aus einer Schubrippe ................. 72 Abbildung 5.1 Überblick über die wesentlichen Einfluss- und Ergebnisgrößen............... 77 Abbildung 6.1: Skizze und Foto eines aufgeschnittenen Grouted Joint ............................. 86 Abbildung 6.2: Temperaturverlauf der Wärmebehandlung ermüdungsbeanspruchter

Grouted Joints [And07] ............................................................................. 88 Abbildung 6.3: Grouted Joint unter statischer Beanspruchung .......................................... 89 Abbildung 6.4: Realisierung der Quasi-Wechselbeanspruchung für Grouted Joints ......... 91 Abbildung 6.5: Beanspruchungsfolge der Quasi-Wechselbeanspruchung......................... 92 Abbildung 6.6: Entwicklung der Verformung und Kraftaufnahme während der

Beanspruchungen während der Erhärtung................................................. 94 Abbildung 7.1: Verbundspannungs-Verformungskurve eines Grouted Joint mit den

charakteristischen Punkten für die Auswertung ...................................... 100 Abbildung 7.2: Einfluss des h/s-Verhältnisses auf das Trag- und Versagensverhalten von

Grouted Joints.......................................................................................... 102


195

Abbildung 7.3: Einfluss der Vergussmörteldruckfestigkeit auf das Trag- und Verformungsverhalten von Grouted Joints ............................................. 103

Abbildung 7.4: Einfluss der Faserverstärkung auf das Trag- und Verformungsverhalten von Grouted Joints................................................................................... 104

Abbildung 7.5: Einfluss des Fasergehalts auf das Trag- und Verformungsverhalten von Grouted Joints.......................................................................................... 104

Abbildung 7.6: Verbundfestigkeiten aller Vergussmörtel................................................ 105 Abbildung 7.7: Tragfähigkeitserhöhungen aus Faser- und Schubrippeneinfluss ............. 106 Abbildung 7.8: Verformungen zwischen Pile und Sleeve bei Erreichen der

Schlupfspannung und der Verbundfestigkeit .......................................... 107 Abbildung 7.9: Verformungsmoduln von Grouted Joints in Abhängigkeit von der

Vergussmörteldruckfestigkeit.................................................................. 109 Abbildung 7.10: Entwicklung der Sekantensteifigkeit an einem Grouted Joint unter

Druckbeanspruchung [RIL-FMC3, Mu04].............................................. 110 Abbildung 7.11: Entwicklung der Sekantensteifigkeit über der auf die Schlupfspannung

bezogenen Verbundspannung.................................................................. 110 Abbildung 7.12: Verbundfestigkeit der eigenen Versuche gegenüber Literaturwerten in

Abhängigkeit von der Druckfestigkeit der Vergussmörtel...................... 112 Abbildung 7.13: Verbundfestigkeit der eigenen Versuche gegenüber Literaturwerten in

Abhängigkeit des Steifigkeitsfaktors KHSE.............................................. 113 Abbildung 7.14: Auf die radiale Steifigkeit bezogene Verbundfestigkeit in Abhängigkeit

vom h/s-Verhältnis .................................................................................. 114 Abbildung 7.15: Aufgeschnittener Grouted Joint nach Erreichen der Schlupfspannung... 116 Abbildung 7.16: Aufgeschnittener Grouted Joint, nac Erreichen der Verbundfestigkeit... 117 Abbildung 7.17: a) Ausgedrückter Pile mit abgeschertem Vergussmörtel zwischen den

Schubrippen b) abgescherte Schubrippe in einem Grouted Joint........... 118 Abbildung 7.18: Modell zur Versagensentwicklung von Grouted Joints unter statischer

Beanspruchung ........................................................................................ 119 Abbildung 7.19: Übersicht der Ermüdungsversuche an Grouted Joints............................. 122 Abbildung 7.20: Auswertung von Hystereseschleifen bei Ermüdungsversuchen.............. 124 Abbildung 7.21: Verformungs- und Steifigkeitsentwicklung sowie Entwicklung der

dissipierten Energie je Lastwechsel......................................................... 126 Abbildung 7.22: Bruchlastwechselzahlen aller untersuchten Grouted Joints .................... 129 Abbildung 7.23: Bruchlastwechselzahlen aller untersuchten Grouted Joints im Vergleich zu

den Wöhlerlinien nach [DNV98] ............................................................ 130 Abbildung 7.24: Lastwechselzahlen von Grouted Joints in Abhängigkeit von der

Verformung ............................................................................................. 132 Abbildung 7.25: Vergleich der Verbundspannungs-Verformungslinien statisch geprüfter

Grouted Joints mit und ohne vorhergehende Ermüdungsbeanspruchung133 Abbildung 7.26: Aufgesägter Grouted Joint mit Rissbildung nach Ermüdungs-

beanspruchung......................................................................................... 134


196

Abbildung 7.27: Aufgeschnittene Probe nach Ermüdungsbeanspruchung ........................ 135 Abbildung 7.28: Entwicklung der Rissbildung in Grouted Joints unter Ermüdungs-

beanspruchung......................................................................................... 136 Abbildung 7.29: Entwicklung der Verformung einer Probe unter Quasi-

Wechselbeanspruchung ........................................................................... 137 Abbildung 7.30: Verformungen eines Grouted Joint während statischer Vorbelastung

der Quasi-Wechsellastversuche............................................................... 138 Abbildung 7.31: Verformung während statischer Vorbelastung........................................ 139 Abbildung 7.32: Rissbildung in einem Grouted Joint nach Versagen unter Quasi-

Wechselbeanspruchung ........................................................................... 140 Abbildung 7.33: Tragverhalten von Grouted Joints mit und ohne Beanspruchung

während der Erhärtung unter statischer Beanspruchung ......................... 141 Abbildung 7.34: Verformungen während der statischen Vorbeanspruchung bei Quasi-

Wechsellast-Versuchen mit vorangehender Beanspruchung während der Erhärtung ................................................................................................. 142

Abbildung 8.1: Gegenüberstellung der gemessen Serien-Mittelwerte der Schlupfspannung und der Verbundfestigkeit sowie der berechneten Tragfähigkeiten........ 152

Abbildung 8.2: Einsatz von Grouted Joints für die Reparatur und Ertüchtigung von Offshore-Konstruktionen [HSE97] ......................................................... 155

Abbildung 8.3: Beispiel des Einsatzes von Grouted Joints zur Verbindung zweier aufgelöster Stahlmodule an der Fino 1 Plattform [F+Z04] ..................... 156

Abbildung 8.4: Skizze eines Turmes aus Sandwichsegmenten [Sch07b] ........................ 157 Abbildung 8.5: Ausbetonierte doppelwandige Hohlprofile nach Tao [Tao04] ................ 158 Abbildung 9.1: Spannungsverteilung an einer Schubrippe des Piles zur Abschätzung

der Tragfähigkeit einer Schubrippe ......................................................... 159 Abbildung 9.2: Versagen der Schubrippen, ausgedrückt durch das grenz (w/h)-Verhältnis

in Abhängigkeit von der Druckfestigkeit des Vergussmörtels................ 161 Abbildung 9.3: Schubfläche im Vergussmörtel, die bei Erreichen der Verbundfestigkeit

abschert.................................................................................................... 162 Abbildung 9.4: Vergleichsspannung im Pile, aufgetragen über die Wanddicke .............. 167 Abbildung 9.5: Erweiterung des Ansatzes von Lamport [Lam88] um die radialen

Steifigkeiten von Pile und Sleeve............................................................ 168 Abbildung 9.6: Gegenüberstellung der gemessenen und berechneten Verbundfestigkeiten170 Abbildung 9.7: Auslastungsgrade der Schubrippen, des Piles und des Sleeves in Ab-

hängigkeit von der Druckfestigkeit des verwendeten Vergussmörtels ... 174

197

Tabellenverzeichnis Tabelle 3.1: Übersicht über die zweiaxialen Versuche von [Su88] und Yin [Yin95]

an faserverstärktem Beton ......................................................................... 18 Tabelle 3.2: Übersicht über Ermüdungsuntersuchungen an Hochfesten und Ultra-

Hochfesten Betonen................................................................................... 26 Tabelle 3.3: Ermüdungsfestigkeit faserfreier und faserverstärkter Betone unter

zweiaxialer Beanspruchung [Su88, Yin95] ............................................... 29 Tabelle 3.4: Steifigkeitsverluste von Beton unter Ermüdungsbeanspruchung.............. 33 Tabelle 4.1: Tragfähigkeit von Grouted Joints bei unterschiedlicher

Oberflächenbehandlung der Stahlrohre [Bil78b, Yam80, DOE82b] ........ 46 Tabelle 4.2: Randbedingungen für Grouted Joints nach den gültigen Regelwerken .... 63 Tabelle 4.3: Globale Sicherheitsbeiwerte für Grouted Joints [HSE02]......................... 65 Tabelle 5.1: Kennwerte der eingesetzten Vergussmörtel .............................................. 79 Tabelle 5.2: Überblick über die betrachteten Einflussgrößen und ihre Variationen ..... 80 Tabelle 5.3: Überblick über die Versuche unter statischer Beanspruchung.................. 81 Tabelle 5.4: Überblick über die Versuche unter Ermüdungsbeanspruchung ................ 82 Tabelle 6.1: Vergleich der Geometrie der verwendeten Probekörper mit den

Randbedingungen [DNV04]...................................................................... 87 Tabelle 6.2: Lastniveaus und Probenanzahl der Quasi-Wechselversuche..................... 92 Tabelle 6.3: Versuchsumfang für die Sonderversuche mit Beanspruchungen während

der Erhärtung ............................................................................................. 95 Tabelle 7.1: Übersicht über die Setzfließmaße und die Druckfestigkeiten der

eingesetzten Vergussmörtel....................................................................... 97 Tabelle 8.1 Vergusslängen und Verformungen für einen Grouted Joint mit

20 MN Belastung..................................................................................... 149 Tabelle 8.2: Einteilung der Einsatzgebiete der Grouted Joint - Technologie in

Abhängigkeit von der radialen Steifigkeit............................................... 154

Anhang

Anhang

Seite 200

Anhang

Seite 201

A 1 Eingesetzte Vergussmörtel

Tabelle A 1.1: Zusammensetzungen und Frischbetoneigenschaften der eigenen Hochleistungsvergussmörtel

Bezeichnung Einheit C150 C150

Stahlfasern 1,75 Vol.-%

C150 Epoxidharz

10 M.-% v.Z. CEM I 52,5 R kg/m³ 602,6 602,6 530,3 Mikrosilika kg/m³ 100,5 100,5 88,5 Fließmittel kg/m³ 33,5 33,5 29,5 Wasser (total) kg/m³ 178,1 178,1 156,7 Rheinsand 0/2 kg/m³ 612,0 612,0 612,0 Basalt 1/4 kg/m³ 514,2 514,2 514,2 Basalt 2/5 kg/m³ 401,7 401,7 401,7 Stahlfasergehalt kg/m³ --- 137 --- Polymergehalt kg/m³ --- --- 53,0

w/z-Wert --- 0,30 0,30 0,30 w/b-Wert --- 0,25 0,25 0,25 VF/VP --- 0,75 0,75 0,75 Bindemittelvolumen % 43,0 43,0 43,0 Frischbetoneigenschaften Setzfließmaß (Beton) cm 65,0 --- 65,0 Setzfließmaß (Mörtel) cm 24,5 10,0 23,0 LP-Gehalt % 1,7 2,5 2,1 Frischbetonrohdichte t/m³ 2,47 2,50 2,45

Anhang

Seite 202

Tabelle A 1.2: Übersicht über einige Festbetoneigenschaften der eingesetzten Vergussmörtel

C60 C60

Faser C110

C110 Faser

C110 Faser

C150 C150 Faser

C170 C170 Faser

Fasergehalt 0% 2% 0% 1% 2% 0% 1,75% 0% 2%

kommerzielles Produkt ja ja ja ja ja nein nein ja Ja

Wärmebehandlung nein nein ja / nein

ja ja / nein

nein nein ja ja

Anzahl [-] 6 6 6 6 6 --- --- 6 6 Prisma

fcu N/mm² 67 57 92 104 112 --- --- 167 ---

Anzahl [-] --- --- --- --- --- --- --- 7 6 Zylinder Ø 60mm fcu N/mm² --- --- --- --- --- --- --- 134 137

Anzahl [-] --- --- 3 --- 6 3 3 4 --- Zylinder Ø 70mm fcu N/mm² --- --- 86 --- 90 142 131 156 ---

Anzahl [-] --- --- 3 --- 3 3 3 6 3 Würfel 100mm fcu N/mm² --- --- 112 --- 106 146 148 152 182

Anzahl [-] --- --- --- --- --- --- --- --- --- Würfel 75mm fcu N/mm² 64 54 116 99 110 151 153 158 189

E-Modul N/mm² --- --- 28.169 --- 26.780 44.104 44.641 35.470 38.786

Setzfließ-maß1)

cm --- --- 31,0 31,0 24,0 24,5 10,0 29,0 14,5

1) am Hägermann Konus

Anhang

Seite 203

A 2 Einfluss der Wärmebehandlung auf die Verbundspannungs-Verformungslinien

Abbildung A 2.1: Einfluss der Wärmebehandlung auf die Verbundspannungs-Verformungslinien mit C110 vergossener Grouted Joints, h/s = 0,013, ohne Fasern

Abbildung A 2.2: Einfluss der Wärmebehandlung auf die Verbundspannungs-Verformungslinien mit C110 vergossener Grouted Joints, h/s = 0,013, mit Faserverstärkung 2,0 Vol.-%

0

2

4

6

8

10

12

14

16

0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 6,0 7,0

C110 - m.WB

C110 - o.WB

Verformung [mm]

Verb

unds

pann

ung

[N/m

m²]

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 6,0 7,0

C110 - o.WB C110 - m.WB

Verformung [mm]

Verb

unds

pann

ung

[N/m

m²]

Anhang

Seite 204

Abbildung A 2.3: Einfluss der Wärmebehandlung auf die Verbundspannungs-Verformungslinien mit C110 vergossener Grouted Joints, h/s = 0,056, mit Faserverstärkung 2,0 Vol.-%

A 3 Einfluss des Fasergehalts auf die Verbundspannungs-Verfor-mungslinien

Abbildung A 3.1: Einfluss des Stahlfasergehalts auf die Verbundspannungs-Verformungslinien von Grouted Joints, Vergussmörtel C110 mit 0 Vol.-%, 1,0 Vol.-% und 2,0 Vol.-% Stahlfasern, mit Wärmebehandlung

0

5

10

15

20

25

30

0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 6,0 7,0

C110 – m.WB

C110 – o.WB

Verformung [mm]

Verb

unds

pann

ung

[N/m

m²]

0,0

5,0

10,0

15,0

20,0

25,0

30,0

0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 6,0

h/s=0,056 2,0% SF

h/s=0,056 1,0% SF

h/s=0,056 0% SF

Verformung [mm]

Verb

unds

pann

ung

[N/m

m²]

Anhang

Seite 205

A 4 Untersuchungen an Grouted Joints unter statischer Beanspruchung

Tabelle A 4.1: Übersicht über die Einzelwerte von Grouted Joints ohne Schubrippen unter statischer Beanspruchung

Sleeve Pile Grout Shear Key K Faser-

gehalt fbu

D (mm)

t (mm) D/t D

(mm) t

(mm) D/t D (mm)

t (mm) D/t h/s HSE02 DNV04 L (mm) L/DP % fcu

(N/mm2)

Schlupf-spannung (N/mm²)

Verbund-festigkeit

(N/mm2)

Verformungs-modul

[kN/mm]

C110 -1 mit WB 114,30 8,00 14,29 60,30 11,00 5,48 98,30 19,00 5,17 0,000 0,077 14,583 90,00 1,49 0,00 116 0,6 0,6 92 C110 -2 mit WB 114,30 8,00 14,29 60,30 11,00 5,48 98,30 19,00 5,17 0,000 0,077 14,583 90,00 1,49 0,00 116 0,5 0,5 129 C150 Epoxidharz 10% - 1 114,30 8,00 14,29 60,30 11,00 5,48 98,30 19,00 5,17 0,000 0,081 13,853 90,00 1,49 0,00 107 3,8 3,8 1055 C150 Epoxidharz 10% - 2 114,30 8,00 14,29 60,30 11,00 5,48 98,30 19,00 5,17 0,000 0,081 13,853 90,00 1,49 0,00 107 1,8 1,7 982 C150 -1 114,30 8,00 14,29 60,30 11,00 5,48 98,30 19,00 5,17 0,000 0,091 12,885 90,00 1,49 0,00 151 1,5 1,5 257 C150 -2 114,30 8,00 14,29 60,30 11,00 5,48 98,30 19,00 5,17 0,000 0,091 12,885 90,00 1,49 0,00 151 0,8 0,8 191 C150 -3 114,30 8,00 14,29 60,30 11,00 5,48 98,30 19,00 5,17 0,000 0,091 12,885 90,00 1,49 0,00 151 3,4 3,4 549 C170-1 mit WB 114,30 8,00 14,29 60,30 11,00 5,48 98,30 19,00 5,17 0,000 0,086 13,297 90,00 1,49 0,00 158 0,6 0,7 65

Anhang

Seite 206

Tabelle A 4.2: Übersicht über die Einzelwerte von Grouted Joints mit einem h/s-Verhältnis von 0,013 unter statischer Beanspruchung


gehalt fbu

D (mm)

t (mm) D/t D

(mm) t

(mm) D/t D (mm)


(N/mm2)


Verbund-festigkeit

(N/mm2)

Verformungs-modul

[kN/mm]

C60-1 114,30 7,70 14,84 59,70 10,70 5,58 98,90 19,60 5,05 0,013 --- --- 90,00 1,51 0,00 64 7,1 8,7 302 C60-2 114,30 7,70 14,84 59,70 10,70 5,58 98,90 19,60 5,05 0,013 --- --- 90,00 1,51 0,00 64 6,6 10,0 297 C60-3 114,30 7,70 14,84 59,70 10,70 5,58 98,90 19,60 5,05 0,013 --- --- 90,00 1,51 0,00 64 6,3 8,9 240 C60-1 SF 114,30 7,70 14,84 59,70 10,70 5,58 98,90 19,60 5,05 0,013 --- --- 90,00 1,51 2,00 54 6,2 15,3 200 C60-2 SF 114,30 7,70 14,84 59,70 10,70 5,58 98,90 19,60 5,05 0,013 --- --- 90,00 1,51 2,00 54 6,7 12,8 758

C110 -1 114,30 7,70 14,84 59,70 10,70 5,58 98,90 19,60 5,05 0,013 0,076 15,107 90,00 1,51 0,00 116 9,6 11,8 632 C110 -2 114,30 7,70 14,84 59,70 10,70 5,58 98,90 19,60 5,05 0,013 0,076 15,107 90,00 1,51 0,00 116 7,2 12,0 667

C110-1 mit WB 114,30 7,70 14,84 59,70 10,70 5,58 98,90 19,60 5,05 0,013 0,076 15,107 90,00 1,51 0,00 116 9,6 13,7 301 C110-2 mit WB 114,30 7,70 14,84 59,70 10,70 5,58 98,90 19,60 5,05 0,013 0,076 15,107 90,00 1,51 0,00 116 5,8 14,2 269 C110-3 mit WB 114,30 7,70 14,84 59,70 10,70 5,58 98,90 19,60 5,05 0,013 0,076 15,107 90,00 1,51 0,00 116 8,2 9,2 426

C110-1 SF 114,30 7,70 14,84 59,70 10,70 5,58 98,90 19,60 5,05 0,013 0,074 15,333 90,00 1,51 2,00 110 9,2 13,2 443 C110-2 SF 114,30 7,70 14,84 59,70 10,70 5,58 98,90 19,60 5,05 0,013 0,074 15,333 90,00 1,51 2,00 110 8,0 12,1 586 C110-1 SF mit WB 114,30 7,70 14,84 59,70 10,70 5,58 98,90 19,60 5,05 0,013 0,074 15,333 90,00 1,51 2,00 110 9,2 16,0 348 C110-2 SF mit WB 114,30 7,70 14,84 59,70 10,70 5,58 98,90 19,60 5,05 0,013 0,074 15,333 90,00 1,51 2,00 110 10,8 16,1 355

C150-1 114,30 7,70 14,84 59,70 10,70 5,58 98,90 19,60 5,05 0,013 0,091 13,338 90,00 1,51 0,00 151 8,2 19,2 508 C150-2 114,30 7,70 14,84 59,70 10,70 5,58 98,90 19,60 5,05 0,013 0,091 13,338 90,00 1,51 0,00 151 7,8 15,9 395 C150-3 114,30 7,70 14,84 59,70 10,70 5,58 98,90 19,60 5,05 0,013 0,091 13,338 90,00 1,51 0,00 151 11,4 16,8 1657 C150-4 114,30 7,70 14,84 59,70 10,70 5,58 98,90 19,60 5,05 0,013 0,091 13,338 90,00 1,51 0,00 151 10,4 16,1 988 C150-5 114,30 7,70 14,84 59,70 10,70 5,58 98,90 19,60 5,05 0,013 0,091 13,338 90,00 1,51 0,00 151 11,0 11,0 917 C150-6 114,30 7,70 14,84 59,70 10,70 5,58 98,90 19,60 5,05 0,013 0,091 13,338 90,00 1,51 0,00 151 10,9 16,3 871 C150-1 SF 114,30 7,70 14,84 59,70 10,70 5,58 98,90 19,60 5,05 0,013 0,091 13,301 90,00 1,51 1,75 153 16,0 22,0 1215 C150-2 SF 114,30 7,70 14,84 59,70 10,70 5,58 98,90 19,60 5,05 0,013 0,091 13,301 90,00 1,51 1,75 153 13,1 17,4 1055 C170-1 mit WB 114,30 7,70 14,84 59,70 10,70 5,58 98,90 19,60 5,05 0,013 0,086 13,767 90,00 1,51 0,00 158 15,8 17,9 1033 C170-2 mit WB 114,30 7,70 14,84 59,70 10,70 5,58 98,90 19,60 5,05 0,013 0,086 13,767 90,00 1,51 0,00 158 14,5 20,3 993 C170-1 SF mit WB 114,30 7,70 14,84 59,70 10,70 5,58 98,90 19,60 5,05 0,013 0,086 13,767 90,00 1,51 2,00 189 20,7 23,6 793 C170-2 SF mit WB 114,30 7,70 14,84 59,70 10,70 5,58 98,90 19,60 5,05 0,013 0,086 13,767 90,00 1,51 2,00 189 20,0 24,7 764

Anhang

Seite 207

Tabelle A 4.3: Übersicht über die Einzelwerte von Grouted Joints mit einem h/s-Verhältnis von 0,056 unter statischer Beanspruchung


gehalt fbu

D (mm)

t (mm) D/t D

(mm) t

(mm) D/t D (mm)


(N/mm2)


Verbund-festigkeit

(N/mm2)

Verformungs-modul

[kN/mm]

C60-1 114,30 6,75 16,93 57,80 9,80 5,90 100,80 21,50 4,69 0,056 --- --- 90,00 1,56 0,00 64 14,5 16,5 933 C60-2 114,30 6,75 16,93 57,80 9,80 5,90 100,80 21,50 4,69 0,056 --- --- 90,00 1,56 0,00 64 12,4 16,4 968 C60-1 SF 114,30 6,75 16,93 57,80 9,80 5,90 100,80 21,50 4,69 0,056 0,069 17,665 90,00 1,56 2,00 54 17,3 19,0 775 C60-2 SF 114,30 6,75 16,93 57,80 9,80 5,90 100,80 21,50 4,69 0,056 0,069 17,665 90,00 1,56 2,00 54 16,5 18,7 1257 C110-1 mit WB 114,30 6,75 16,93 57,80 9,80 5,90 100,80 21,50 4,69 0,056 0,072 16,962 90,00 1,56 0,00 116 14,4 17,5 857 C110-2 mit WB 114,30 6,75 16,93 57,80 9,80 5,90 100,80 21,50 4,69 0,056 0,072 16,962 90,00 1,56 0,00 116 15,6 21,7 879 C110-1 SF mit WB 114,30 6,75 16,93 57,80 9,80 5,90 100,80 21,50 4,69 0,056 0,071 17,218 90,00 1,56 1,00 99 16,1 20,1 1291 C110-2 SF mit WB 114,30 6,75 16,93 57,80 9,80 5,90 100,80 21,50 4,69 0,056 0,071 17,218 90,00 1,56 1,00 99 18,6 18,6 600 C110-1 SF mit WB 114,30 6,75 16,93 57,80 9,80 5,90 100,80 21,50 4,69 0,056 0,071 17,218 90,00 1,56 2,00 110 20,2 26,9 735 C110-2 SF mit WB 114,30 6,75 16,93 57,80 9,80 5,90 100,80 21,50 4,69 0,056 0,071 17,218 90,00 1,56 2,00 110 19,8 27,6 766 C110-1 SF 114,30 6,75 16,93 57,80 9,80 5,90 100,80 21,50 4,69 0,056 0,071 17,218 90,00 1,56 2,00 110 18,4 23,2 756 C110-2 SF 114,30 6,75 16,93 57,80 9,80 5,90 100,80 21,50 4,69 0,056 0,071 17,218 90,00 1,56 2,00 110 19,3 19,2 719 C150-1 114,30 6,75 16,93 57,80 9,80 5,90 100,80 21,50 4,69 0,056 0,089 14,958 90,00 1,56 0,00 151 21,2 28,8 1567 C150-2 114,30 6,75 16,93 57,80 9,75 5,93 100,80 21,50 4,69 0,056 0,089 14,973 90,00 1,56 0,00 151 16,9 26,2 1386 C150-3 114,30 6,75 16,93 57,80 9,75 5,93 100,80 21,50 4,69 0,056 0,089 14,973 90,00 1,56 0,00 151 16,5 27,6 1318 C150-1 SF 114,30 6,75 16,93 57,80 9,80 5,90 100,80 21,50 4,69 0,056 0,089 14,930 90,00 1,56 1,75 153 24,7 28,8 1699 C150-2 SF 114,30 6,75 16,93 57,80 9,80 5,90 100,80 21,50 4,69 0,056 0,089 14,930 90,00 1,56 1,75 153 22,8 34,9 1462 C170-1 mit WB 114,30 6,75 16,93 57,80 9,80 5,90 100,80 21,50 4,69 0,056 0,083 15,444 90,00 1,56 0,00 158 26,9 29,2 931 C170-2 mit WB 114,30 6,75 16,93 57,80 9,80 5,90 100,80 21,50 4,69 0,056 0,083 15,444 90,00 1,56 0,00 158 30,5 30,5 884 C170-3 mit WB 114,30 6,75 16,93 57,80 9,80 5,90 100,80 21,50 4,69 0,056 0,083 15,444 90,00 1,56 0,00 158 26,7 26,7 793 C170-1 SF mit WB 114,30 6,75 16,93 57,80 9,80 5,90 100,80 21,50 4,69 0,056 0,083 15,444 90,00 1,56 2,00 189 31,3 42,3 1290 C170-2 SF mit WB 114,30 6,75 16,93 57,80 9,80 5,90 100,80 21,50 4,69 0,056 0,083 15,444 90,00 1,56 2,00 189 35,0 44,2 1377

Anhang

Seite 208

Tabelle A 4.4: Übersicht über die Serienmittelwerte statisch geprüfter Grouted Joints bei Erreichen der Schlupfspannung

Druckfestigkeit Verformungsmodul Schlupfspannung Fmax wmax [N/mm²] [kN/mm] [N/mm²] [kN] [mm]

C150 Epoxi 10,0% 1.019 1,7 47,0 0,09 C150 151 224 0,7 19,2 0,15 C110 116 110 0,3 9,6 0,22 h/

s =0

C170 158 65 0,3 10,4 0,26 C60 64 280 6,7 112,4 0,67

C60 2,0% SF 54 479 6,5 109,4 0,40C110 116 332 7,9 132,6 0,56

C110 2,0% SF 110 352 10,0 168,8 0,95C150 151 890 9,9 167,8 0,33

C150 1,75% SF 153 1.135 14,5 245,2 0,42C170 158 1.013 15,2 255,7 0,35

h/s =

0,0

13

C170 2,0% SF 189 778 20,4 343,3 0,89C60 64 950 13,5 219,8 0,67

C60 2,0% SF 54 1.016 16,9 276,0 0,89C110 116 868 15,0 245,3 0,36

C110 2,0% SF 110 781 20,0 327,0 0,73C150 151 1.424 18,2 297,9 0,30

C150 1,75% SF 153 1.580 23,7 388,0 0,40C170 158 869 28,1 458,5 0,79

Schl

upfs

pann

ung

h/s =

0,0

56

C170 2,0% SF 189 1.333 33,1 541,7 0,54

Anhang

Seite 209

Tabelle A 4.5: Übersicht über die Serienmittelwerte statisch geprüfter Grouted Joints bei Erreichen der Verbundfestigkeit

Druckfestigkeit Verformungsmodul Verbundfestigkeit Fmax wmax [N/mm²] [kN/mm] [N/mm²] [kN] [mm]

C60 64 --- 9,2 155,5 3,66 C60 2,0% SF 54 --- 14,1 237,3 5,39

C110 116 --- 12,4 209,1 2,80C110 2,0% SF 110 --- 16,0 270,8 4,66

C150 151 --- 16,8 284,4 2,92C150 1,75% SF 153 --- 19,7 332,7 2,50

C170 158 --- 19,1 322,3 0,82

h/s =

0,0

13

C170 2,0% SF 189 --- 24,1 407,2 2,87C60 64 --- 16,4 268,6 2,63

C60 2,0% SF 54 --- 18,8 307,9 3,09C110 116 --- 19,6 320,2 1,47

C110 2,0% SF 110 --- 27,2 444,9 2,70C150 151 --- 27,5 449,9 1,53

C150 1,75% SF 153 --- 31,9 520,6 2,19C170 158 --- 28,8 470,5 0,87

Ver

bund

fest

igke

it

h/s =

0,0

56

C170 2,0% SF 189 --- 43,3 706,8 4,00

Anhang

Seite 210

A 5 Untersuchungen an Grouted Joints unter Ermüdungsbeanspruchung

Tabelle A 5.1: Ergebnisse der Ermüdungsversuche an Grouted Joints, C110 faserfrei, h/s = 0,013 und h/s = 0,056

Bruchlastspielzahl Restkraft

Ver

guss

mör

tel

h/s-

Ver

hältn

is

F Sch

lupf

span

nung

F Ver

bund

fest

igke

it

F o /

F Sch

lupf

span

nung

F u /

F Sch

lupf

span

nung

2Fa / F

Schl

upfs

pann

ung

2Fa / F

Ver

bund

fest

igke

it

Δσ

Cha

rakt

. V

erfo

rmun

gs-

anst

ieg

(N1)

log

N1

Vol

lstä

ndig

es

Ver

sage

n (N

2)

log

N2

Bew

ertu

ng

Δf

Stei

figke

itsab

fall

Schl

upf-

span

nung

Ver

bund

-fe

stig

keit

[kN] [kN] [-] [-] [-] [-] [N/mm²] [-] [-] [-] [-] [Hz] [%] [kN] [kN] C110 0,056 245,3 320,2 0,650 0,050 0,600 0,460 8,72 2.512.900 6,400 2.512.900 6,400 Dl 0,00 344,3 353,9 C110 0,056 245,3 320,2 0,750 0,050 0,700 0,536 10,12 39.176 4,593 39.176 4,593 Bruch 0,00 C110 0,056 245,3 320,2 0,750 0,050 0,700 0,536 10,12 635.438 5,803 635.438 5,803 0,00 C110 0,056 245,3 320,2 0,750 0,050 0,700 0,536 10,17 2.515.800 6,401 2.515.800 6,401 Dl 303,1 303,1 C110 0,056 245,3 320,2 0,825 0,050 0,775 0,594 11,26 42.799 4,631 42.799 4,631 Bruch 0,09 C110 0,056 245,3 320,2 0,825 0,050 0,775 0,594 11,26 124.670 5,096 124.670 5,096 Dl 0,00 C110 0,056 245,3 320,2 0,825 0,050 0,775 0,594 11,26 283.416 5,452 283.416 5,452 Bruch 0,18 C110 0,056 245,3 320,2 0,825 0,050 0,775 0,594 11,26 1.592.046 6,202 1.592.046 6,202 Dl 0,00 396,7 396,7 C110 0,056 245,3 320,2 0,925 0,050 0,875 0,670 12,71 38.565 4,586 38.565 4,586 Bruch 0,00 C110 0,013 130,0 209,1 0,625 0,050 0,575 0,357 4,38 2.000.006 6,301 2.000.006 6,301 Dl 0,16 167,9 174,5 C110 0,013 130,0 209,1 0,650 0,050 0,600 0,373 4,55 4.400.000 6,643 4.400.000 6,643 Dl 177,3 177,3 C110 0,013 130,0 209,1 0,700 0,050 0,650 0,404 4,96 19.500 4,290 72.381 4,860 Bruch 0,05 C110 0,013 130,0 209,1 0,700 0,050 0,650 0,404 4,96 32.000 4,505 815.561 5,911 Bruch 0,22 C110 0,013 130,0 209,1 0,700 0,050 0,650 0,404 4,96 2.000.007 6,301 2.000.007 6,301 Dl 155,9 195,0 C110 0,013 130,0 209,1 0,750 0,050 0,700 0,435 5,34 36.391 4,561 36.391 4,561 Bruch -0,14 C110 0,013 130,0 209,1 0,750 0,050 0,700 0,435 5,34 188.694 5,276 797.438 5,902 Bruch C110 0,013 130,0 209,1 0,750 0,050 0,700 0,435 5,34 6.650 3,823 3.728.809 6,572 Dl 190,3 190,3 C110 0,013 130,0 209,1 0,800 0,050 0,750 0,466 5,72 185.589 5,269 185.589 5,269 Bruch C110 0,013 130,0 209,1 0,800 0,050 0,750 0,466 5,72 22.050 4,343 1.925.133 6,284 Bruch 0,08

Anhang

Seite 211

Tabelle A 5.2: Ergebnisse der Ermüdungsversuche an Grouted Joints, C110 stahlfaserverstärkt, h/s = 0,013 und h/s = 0,056

Bruchlastspielzahl Restkraft V

ergu

ssm

örte

l

h/s-

Ver

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is

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bund

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igke

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(N1)

log

N1

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Bew

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Stei

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Schl

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span

nung

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-fe

stig

keit

[kN] [kN] [-] [-] [-] [-] [N/mm²] [-] [-] [-] [-] [Hz] [%] [kN] [kN]

C110 2% SF 0,056 329,8 444,9 0,525 0,050 0,475 0,352 9,23 106.000 5,025 2.000.010 6,301 Dl C110 2% SF 0,056 329,8 444,9 0,525 0,050 0,475 0,352 9,23 2.268.962 6,356 2.268.962 6,356 Dl C110 2% SF 0,056 329,8 444,9 0,575 0,050 0,525 0,389 10,26 89.701 4,953 89.701 4,953 Bruch -0,16 C110 2% SF 0,056 329,8 444,9 0,575 0,050 0,525 0,389 10,26 1.964.965 6,293 1.964.965 6,293 Dl 0,00 C110 2% SF 0,056 329,8 444,9 0,575 0,050 0,525 0,389 10,26 61.724 4,790 61.724 4,790 Bruch 0,10 C110 2% SF 0,056 329,8 444,9 0,575 0,050 0,525 0,389 10,26 35.500 4,550 103.823 5,016 Bruch 0,70 C110 2% SF 0,056 329,8 444,9 0,575 0,050 0,525 0,389 10,26 50.000 4,699 2.000.039 6,301 Dl C110 2% SF 0,056 329,8 444,9 0,650 0,050 0,600 0,445 11,72 15.515 4,191 15.515 4,191 Bruch 1,03 C110 2% SF 0,056 329,8 444,9 0,650 0,050 0,600 0,445 11,72 12.000 4,079 58.367 4,766 Bruch 0,40 C110 2% SF 0,056 329,8 444,9 0,650 0,050 0,600 0,445 11,72 609.894 5,785 609.894 5,785 Bruch 0,38 C110 2% SF 0,056 329,8 444,9 0,650 0,050 0,600 0,445 11,72 1.646.389 6,217 1.646.389 6,217 Dl C110 2% SF 0,056 329,8 444,9 0,650 0,050 0,600 0,445 11,72 1.652.603 6,218 1.652.603 6,218 Dl C110 2% SF 0,056 329,8 444,9 0,650 0,050 0,600 0,445 11,72 1.957.438 6,292 1.957.438 6,292 Dl C110 2% SF 0,013 168,0 270,8 0,600 0,051 0,549 0,341 5,41 2.000.009 6,301 2.000.009 6,301 Dl 227,3 247,0 C110 2% SF 0,013 168,0 270,8 0,725 0,051 0,674 0,418 6,65 36.074 4,557 2.336.084 6,368 Dl 247,7 247,7 C110 2% SF 0,013 168,0 270,8 0,725 0,050 0,675 0,419 6,65 1.929.704 6,285 1.929.704 6,285 Dl 235,6 280,5 C110 2% SF 0,013 168,0 270,8 0,775 0,051 0,724 0,449 7,14 2.300.004 6,362 2.300.004 6,362 Dl 221,7 221,7 C110 2% SF 0,013 168,0 270,8 0,775 0,050 0,725 0,450 7,14 111.268 5,046 111.268 5,046 Bruch 38,4 C110 2% SF 0,013 168,0 270,8 0,775 0,050 0,725 0,450 7,14 2.071.164 6,316 2.071.164 6,316 Dl C110 2% SF 0,013 168,0 270,8 0,825 0,051 0,774 0,480 7,60 11.268 4,052 11.268 4,052 Bruch 25,6 C110 2% SF 0,013 168,0 270,8 0,825 0,051 0,774 0,480 7,63 16.600 4,220 16.600 4,220 Bruch C110 2% SF 0,013 168,0 270,8 0,825 0,051 0,774 0,480 7,63 16.981 4,230 16.981 4,230 Bruch 38,6 C110 2% SF 0,013 168,0 270,8 0,825 0,051 0,774 0,480 7,63 26.024 4,415 26.024 4,415 Bruch C110 2% SF 0,013 168,0 270,8 0,825 0,051 0,774 0,480 7,63 222.647 5,348 222.647 5,348 Bruch -0,03

Anhang

Seite 212

Tabelle A 5.3: Ergebnisse der Ermüdungsversuche an Grouted Joints, C170 faserfrei und stahlfaserverstärkt, h/s = 0,013 und h/s = 0,056

Bruchlastspielzahl Restkraft

Ver

guss

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tel

h/s-

Ver

hältn

is

F Sch

lupf

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nung

F Ver

bund

fest

igke

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V

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igke

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[kN] [kN] [-] [-] [-] [-] [N/mm²] [-] [-] [-] [-] [Hz] [%] [kN] [kN] C170 0,013 257,1 322,3 0,550 0,050 0,500 0,399 7,54 7.000.023 6,845 7.000.023 6,845 Dl C170 0,013 257,1 322,3 0,650 0,050 0,600 0,479 9,05 1.491.331 6,174 1.491.331 6,174 Bruch 0,53 C170 0,013 257,1 322,3 0,650 0,050 0,600 0,479 9,05 440.249 5,644 2.440.300 6,387 Dl C170 0,013 257,1 322,3 0,750 0,050 0,700 0,558 10,56 4.630 3,666 7.855 3,895 Bruch C170 0,013 257,1 322,3 0,750 0,050 0,700 0,558 10,56 2.406.989 6,381 2.406.989 6,381 Bruch C170 0,013 257,1 322,3 0,825 0,050 0,775 0,618 11,69 7.500 3,875 9.354 3,971 Bruch C170 0,013 257,1 322,3 0,825 0,050 0,775 0,618 11,69 1.584.150 6,200 1.584.150 6,200 Bruch C170 0,013 257,1 322,3 0,900 0,050 0,850 0,678 12,82 910 2,959 1.922 3,284 Bruch C170 2% SF 0,056 541,7 706,8 0,650 0,050 0,600 0,460 19,26 56.246 4,750 Bruch C170 2% SF 0,056 541,7 706,8 0,650 0,050 0,600 0,460 19,26 19.950 4,300 210.228 5,323 Bruch C170 2% SF 0,056 541,7 706,8 0,750 0,050 0,700 0,537 22,46 770 2,886 32.195 4,508 Bruch C170 2% SF 0,056 541,7 706,8 0,750 0,050 0,700 0,537 22,46 200.000 5,301 422.129 5,625 Bruch C170 2% SF 0,056 541,7 706,8 0,825 0,050 0,775 0,594 24,87 250 2,398 76.272 4,882 Bruch C170 2% SF 0,056 541,7 706,8 0,825 0,050 0,775 0,594 24,87 550 2,740 428.489 5,632 Bruch C170 2% SF 0,056 541,7 706,8 0,900 0,050 0,850 0,651 27,28 80 1,903 410 2,613 Bruch

Anhang

Seite 213

Tabelle A 5.4: Versuche zur Quasi-Wechselbeanspruchung und zu den Beanspruchungen während der Erhärtung, C110 stahlfaserverstärkt, h/s = 0,056

Bruchlastspielzahl Restkraft V

ergu

ssm

örte

l

h/s-

Ver

hältn

is

F Sch

lupf

span

nung

F Ver

bund

fest

igke

it

F o /

F Sch

lupf

span

nung

F u /

F Sch

lupf

span

nung

2Fa / F

Schl

upfs

pann

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2Fa / F

Ver

bund

fest

igke

it

Δσ

Cha

rakt

. V

erfo

rmun

gs-

anst

ieg

(N1)

log

N1

Vol

lstä

ndig

es

Ver

sage

n (N

2)

log

N2

Bew

ertu

ng

Δf

Stei

figke

itsab

fall

Schl

upf-

span

nung

V

erbu

nd-

fest

igke

it

[kN] [kN] [-] [-] [-] [-] [N/mm²] [-] [-] [-] [-] [Hz] [%] [kN] [kN] Quasi-Wechsellastversuche C110 2% SF 0,056 306,0 347,1 ±0,25 ±0,02 0,23 0,20 4,3 2.040.226 6,310 2.040.226 6,310 Dl C110 2% SF 0,056 306,0 347,1 ±0,25 ±0,02 0,23 0,20 4,3 1.807.003 6,264 1.807.003 6,264 Dl C110 2% SF 0,056 306,0 347,1 ±0,35 ±0,02 0,33 0,29 6,6 1.838.324 6,264 1.838.324 6,264 Dl C110 2% SF 0,056 306,0 347,1 ±0,50 ±0,02 0,48 0,42 9,0 52.275 4,718 173.473 5,239 Bruch C110 2% SF 0,056 306,0 347,1 ±0,50 ±0,02 0,48 0,42 9,0 1.988.104 6,298 1.988.104 6,298 Dl C110 2% SF 0,056 306,0 347,1 ±0,50 ±0,02 0,48 0,42 9,0 6.200 3,792 25.248 4,402 Bruch C110 2% SF 0,056 306,0 347,1 ±0,60 ±0,02 0,58 0,51 10,9 5.429 3,735 5.561 3,745 Bruch Beanspruchungen während der Erhärtung

C110 2% SF 0,056 265,5 379,5 ±0,65 ±0,05 0,60 0,42 9,7 2.028.117 6,307 2.028.117 6,307 Dl C110 2% SF 0,056 265,5 379,5 0,75 0,05 0,70 0,49 11,4 2.552.504 6,407 2.552.504 6,407 Dl C110 2% SF 0,056 265,5 379,5 0,95 0,05 0,90 0,63 14,6 410.050 5,613 411.801 5,615 Bruch „±“ zeigt an, dass eine Quasi-Wechselbeanspruchung durchgeführt wurde.

Lebenslauf

Name: Steffen Anders Geboren: 20. Juli 1975 in Bad Harzburg Familienstand: ledig, keine Kinder Ausbildung: 1982 – 1984 Grundschule Oker 1984 – 1986 Grundschule Gohr 1986 – 1988 Leibniz Gymnasium Hackenbroich 1988 – 1995 Christian-von-Dohm Gymnasium Goslar Abschluss: Allgemeine Hochschulreife 1995 – 1996 Zivildienst 1996 – 2001 Studium des Bauingenieurwesens an der Technischen Universität Braunschweig Abschluss: Diplom-Ingenieur Berufstätigkeit: 2001 – 2007 Wissenschaftlicher Mitarbeiter am Institut für Baustoffe der Leibniz Universität Hannover Stipendien/Preise: 1997 – 2001 Stipendium der Studienstiftung des deutschen Volkes, Bonn

2001 Förderpreis der Stiftung Duddeck, Braunschweig

2003 – 2006 Forschungsstipendium der Stiftung Industrieforschung, Köln

Berichte aus dem Institut für Baustoffe Herausgeber: Univ.-Prof. Dr.-Ing. Ludger Lohaus Heft 1: Thomas Freimann: „Einfluß von Steinkohlenflugaschen auf das

rheologische Verhalten von Zementleimen und –mörteln“, 2002. Heft 2: Susanne Thoke-Weidlich: „Alkaliionendiffusion in carbonatisierte und

nicht carbonatisierte Betone“, 2002 Heft 3: Lasse Petersen: „Einfluss baustofflicher Schädigungsprozesse auf das

Tragverhalten von Stahlbetonbauteilen“, 2003 Heft 4: Holger Höveling: „Robustheit von Selbstverdichtendem Beton (SVB)“,

2006 Heft 5: Jens Uwe Pott: „Entwicklungsstrategien für zementgebundene Schäume“,

2006 Heft 6: Steffen Anders: „Betontechnologische Einflüsse auf das Tragverhalten von

Grouted Joints“, 2008

Mitteilungen des Instituts für Baustoffkunde und Materialprüfung Die Hefte der bis 1995 laufenden Schriftenreihe „Mitteilungen des Instituts für Baustoffkunde und Materialprüfung“ können ebenfalls über das Institut für Baustoffe der Leibniz Universität Hannover bezogen werden. Eine Zusammenstellung der 67 Hefte dieser Schriftenreihe ist der unten aufgeführten Homepage des Instituts für Baustoffe zu entnehmen. Sie repräsentieren die Arbeiten des Instituts vor der Namensänderung im Jahr 2001. Sie sind zu beziehen von: Institut für Baustoffe Leibniz Universität Hannover Appelstr. 9a und Nienburger Str. 3 30167 Hannover Tel.: 0511/762-3722 Fax: 0511/762-4736 www.institut-fuer-baustoffe.de

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Betontechnologische Einflüsse auf das Tragverhalten von · behaviour of Grouted Joints the most important parameters interacting with the grout material were selected. These parameters