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Neue Forschungsergebnisse zu Nass-in-Nass geklebten Holz-Beton-Verbunddecken
from Holzbau 2/2022
Holz-Beton-Verbunddecken (HBV-Decken) kombinieren die positiven mechanischen Eigenschaften der Werkstoffe Holz und Beton und setzen diese in einem Gesamtbauteil strukturoptimiert ein. Eine gut geplante und ausgeführte HBV-Decke verfügt über gute Schall- und Brandschutzeigenschaften sowie eine geringe Schwingungsneigung. Sichtbares Holz auf der Deckenunterseite wird von Bauherren und Architekten vielfach geschätzt. Der größte Vorteil von HBV-Decken gegenüber klassischen Stahlbetondecken ist die Reduktion des notwendigen Betonvolumens. Entsprechend geringer ist der CO2-Ausstoß. Die gleichzeitige Reduktion des Deckeneigengewichts wirkt sich zudem positiv auf die Gründung aus. Die aktuellen Verbindungstechnologien für HBV-Decken sind vergleichsweise aufwendig und ermöglichen meist nur einen nachgiebigen Verbund von Holz und Beton. In diesem Aufsatz werden neue Forschungsergebnisse zur Herstellung einer HBV-Decke mittels Nass-in-Nass-Klebung vorgestellt. Basierend auf Schubversuchen an Slip-Block-Proben werden wesentliche mechanische Eigenschaften der Klebung und Randbedingungen für eine erfolgreiche Umsetzung vorgestellt. Im Anschluss werden Bauteilversuche an geklebten HBV-Deckenelementen mit bis zu 8 m Spannweite präsentiert. Im letzten Abschnitt dieses Beitrags werden die Herausforderungen starr verbundener HBVDecken aus Betonschwinden und klimatischen Einwirkungen diskutiert.
New research results on wet-on-wet bonded wood-concrete composite ceilings
Timber-concrete composite ceilings (TTC ceilings) combine the positive mechanical properties of the materials timber and concrete and use these as a building element in a structurally optimized manner. A well-planned and executed TTC ceiling has good sound and fire protection properties as well as a low tendency to vibrate. Visible wood on the bottom side of the ceiling is valued by User and architects in many ways. The biggest advantage of TTC ceilings compared to classic reinforced concrete ceilings is the reduction in the required concrete volume. The CO2 emissions are correspondingly lower. The simultaneous reduction of the slab’s own weight also has a positive effect on the foundation. This article presents new research results for the production of a TTC ceiling using wet-on-wet bonding. Based on shear tests performed with slip-block tests, essential mechanical properties of the bond and its boundary conditions for a successful implementation are presented. Subsequently, structural tests on bonded TTC ceiling elements with a span of up to 8 m will be presented. In the last section of this article, future challenges of rigidly connected TTC ceilings from concrete shrinkage and climatic influences are discussed.
Stichworte Holz-Beton-Verbund; Holz; Beton; Nass-in-Nass-Klebung; Kleben Keywords timber-concrete composite; timber; concrete; wet-on-wet bonding; bonding
1 Kontext
In modernen mehrgeschossigen Wohnungs und Gewerbebauten werden Deckenspannweiten von ca. 6–8 m nachgefragt, in Bürogebäuden und öffentlichen Gebäuden wie Schulen, Verwaltungen oder Gesundheitsbauten Spannweiten von 8 m und mehr.
HolzBetonVerbunddecken (HBVDecken) benötigen in etwa die gleiche Deckenhöhe wie Stahlbetondecken. Sie ersetzen jedoch den Beton in der Zugzone durch Holztragglieder und reduzieren das Betonvolumen der Decke i.d.R. um ca. 2/3. Da die Decken ca. 70–80% des Volumens der Tragstruktur mehrgeschossiger Gebäude ausmachen, wird durch die Anwendung von HBVDecken ein einfacher und hoher Beitrag zur Reduktion des CO2Ausstoßes im Bauwesen möglich. Aktuell sind HBVDecken bei der Herstellung ca. 5–10% teurer als vergleichbare Massivdecken. Eine Ursache dafür ist der Aufwand für die Realisierung des tragfähigen Verbunds zwischen Holz und Beton. Mit dem Ziel, den Kostennachteil von HBVDecken gegenüber Stahlbetondecken zu egalisieren und gleichzeitig die Verbindungssteifigkeit zwischen Holz und Beton zu erhöhen, haben die Technische Universität und die Cordes Holzbau GmbH & Co. KG im Zuge eines vom BMEL geförderten Kooperationsprojekts zum NassinNass geklebten HolzBetonVerbund geforscht.
2 Stand des Wissens
Die Idee, Holz und Beton im Verbund als Deckenelemente einzusetzen, wurde bereits vor 100 Jahren durch Müller [1] vertreten. In den folgenden Jahrzehnten erfolgte die Weiterentwicklung bspw. durch Sperle [2], Pincus [3] und Möhler [4]. In den letzten 20 Jahren des 20. Jahrhunderts intensivierte sich die Forschung zum HolzBetonVerbund und es wurden zunehmend mehr Projekte, insbesondere im mehrgeschossigen Wohnungsbau, in die
Praxis umgesetzt. Die umgesetzten Praxisbeispiele basieren nahezu ausschließlich auf dem von Möhler beschriebenen nachgiebigen Verbund mittels mechanischer Verbindungsmittel. Der starre Verbund mittels geklebtem HBV befindet sich noch immer in der Forschungsphase.
Ein starrer Verbund zwischen Holz und Beton kann durch eine kontinuierliche und quasi unverschiebliche Klebung beider Baustoffe erreicht werden. Dies konnte bspw. von Negrão [5, 6] an NassinNass geklebten HBVElementen und von Schäfer [7] an geklebten Proben aus Fichtenholz und ultrahochfestem Beton (UHPC) gezeigt werden. Ein starrer Verbund schöpft das Steifigkeitspotenzial einer HBVKonstruktion voll aus. Sofern die Tragfähigkeit der Verbundfuge nicht geringer als die Tragfähigkeit der Holz und Betonquerschnitte ist, wird zugleich auch das Tragpotenzial einer HBVKonstruktion vollständig aktiviert. Für einen ressourceneffizienten Umgang mit Holz und Beton ist bei HBVKonstruktionen daher ein starrer Verbund einem nachgiebigen Verbund vorzuziehen.
Die Klebung von Holz und Beton kann auf zwei grundsätzliche Arten erfolgen. Zum einen kann ein Betonfertigteil auf einen entsprechenden Holzbalken geklebt werden. Aktuelle Forschungen in diesem Bereich werden bspw. von Frohnmüller [8] durchgeführt. Zum anderen kann die Klebung des Holzes direkt mit noch nicht hydriertem Frischbeton erfolgen, dies zeigen Brunner [9], Zauft [10–12] und Pincus [13].
Negrão [5, 6] zeigte, dass bei mittels Epoxidharz in dünner Fuge geklebten Elementen aus Brettschichtholz (BSH) und Beton C20/25 quasi ausschließlich ein Versagen des Holzes oder des Betons, nicht aber der Klebefuge erfolgt, wobei das Betonversagen häufiger eintritt. Bei höheren Betonfestigkeiten verlagert sich das Versagen zum Holz [7].
Mehrjährige Versuche von Tannert [14, 15] ergaben, dass mittels Epoxidharz geklebte HBVElemente sowohl bei Innenklima als auch bei Außenklima lediglich die betonund holzinduzierten Kriechverformungen erfahren und die Klebung weder relevanter Kriechverformung noch einem Festigkeitsverlust unterliegt.
Unter einer NassinNassKlebung versteht man die direkte Klebung von Holz und Frischbeton. Der starre Verbund wird bereits während der frühen Hydratationsphase des Betons erreicht. In der praktischen Umsetzung wird auf das Holzelement ein geeigneter Klebstoff aufgetragen und im direkten Anschluss auf den noch nicht erhärteten Klebstoff betoniert. Von großem Vorteil bei diesem Verfahren ist, dass die Klebefuge lediglich die statische Aufgabe der Kraftübertragung zwischen Holz und Beton übernimmt und nicht zusätzlich Bauteiltoleranzen ausgleichen muss. Zusätzlich ermöglicht die NassinNassKlebung, dass der Klebstoff direkt an die Gesteinskörnung des Betons und nicht nur an die stark zementmatrixlastige Betonoberfläche anbindet. Für eine erfolgreiche Klebung muss der Klebstoff nicht nur Holz und Beton kleben können, er muss auch eine hohe Festigkeit aufweisen, unempfindlich gegenüber Wasser und alkalischer Einwirkung sein sowie ohne großen Volumenverlust und ohne flüchtige Nebenprodukte erhärten. In früheren Untersuchungen haben sich 2KEpoxidharze als grundsätzlich gut geeignet gezeigt [9]. Das Auftragen des Epoxidharzes auf einen Holzquerschnitt gelingt am besten und sichersten mit niedrig viskosen Harzsystemen. Beim Betonieren werden diese Harze jedoch durch den Beton leicht verdrängt, sodass keine vollflächige Klebung stattfindet. Zauft hat bei der NassinNassKlebung von Brettschichtholz und Leichtbeton positive Ergebnisse mit sandgefüllten Epoxidharzen mittlerer Viskosität erzielt [10]. Basierend auf diesen Ergebnissen wurden an der TU Berlin unterschiedliche Epoxidharzsysteme auf ihre Eignung für eine NassinNassKlebung von Holz und Normalbeton untersucht.
Gegenstand der hier vorgestellten Forschung waren somit Untersuchungen zur Tragfähigkeit von NassinNass geklebten HBVElementen aus Brettschichtholz GL24h und GL24c sowie Normalbeton C25/30, die mit 1–2 mm dicken Klebefugen aus Epoxidharz mit mindestens plastischer Konsistenz verklebt wurden. Neben klassischen Epoxidharzen auf Mineralölbasis wurden zwei Epoxidharzsysteme mit Bestandteilen aus nachwachsenden Rohstoffen betrachtet.
3.1 Verwendete Epoxidharzsysteme
Zur versuchsgestützten Untersuchung wurden an der TU Berlin sieben Epoxidharzsysteme als Klebstoff getestet. Die Viskosität der Epoxidharze ist vergleichbar mit weichem bis plastischem Beton. Systeme mit Verarbeitungszeiten von 30 min und mehr sind für die Herstellung größerer Bauteile vorteilhaft und wurden somit in dem Projekt bevorzugt eingesetzt. In Tab. 1 werden die wesentlichen Eigenschaften der verwendeten Systeme zusammengefasst. Bei den gefüllten Epoxidharzen der Sika AG handelt es sich um Fertigsysteme zur Sanierung von trockenem (Sikadur 31) bzw. erhärtetem, aber feuchtem (Sikadur 32) Beton. Compono 100H ist das reine Epoxidharz zur Herstellung eines bauaufsichtlich zugelassenen gefüllten Epoxidharzsystems zur Sanierung von Holzbauwerken. Zulassungsinhaber ist die Bennert GmbH. Um die avisierte Klebefugendicke von 2 mm zu erreichen, wurde das Harz abweichend von der Zulassung nicht mit dem zugehörigen Füllsand der Korngröße 0–4 mm gemischt, sondern ungefüllt eingesetzt. Von dem Hersteller Henkel wurde das gefüllte Epoxidharz Loctite EA 9497 verwendet. Dieses Epoxidharz ist nach Herstellerangaben für strukturelle Klebungen und Temperaturen bis 180°C geeignet. Loctite EA 9497 hat keine bauaufsichtliche Zulassung.
Epoxidharzsystem Verwendungszweck lt. Hersteller Viskosität bei 20°C Verarbeitungszeit bei 20°C Zugfestigkeit nach 7 d bei 20–23°C
Sikadur 31 CF rapid Reparaturmörtel für Beton, Kleben von Holz Sikadur 32 normal Reparaturmörtel für Beton, Kleben von Holz Compono 100H Bindemittel für mineralstoffhaltigen Verguss Loctite EA9497 Universalklebesystem GreenPoxy 56 Klebeanwendung, Herstellung von Laminaten
Resin ONE Herstellung von Laminaten und Beschichtungen ca. 10.000 mPa s ca. 45 min 14–24 N/mm2
ca. 10.000 mPa s ca. 55 min 34 N/mm2
500–900 mPa s 16 min 70 N/mm2
> 6000 mPa s > 120 min. 52 N/mm2
900 mPa s ca. 60 min 49 N/mm2
800 mPa s ca. 43 min 68 N/mm2
Zusätzlich zu diesen mineralölbasierten Epoxidharzen wurden zwei weitere Epoxidharze getestet. GreenPoxy56 von Sicomin basiert zu 51% auf nachwachsenden Rohstoffen. Resin ONE von der Firma Entropy Resins enthält 29% nachwachsende Rohstoffe. Beide Epoxidharze werden als Systeme zur Herstellung von GFK und CFKLaminaten ohne Füllstoffe und ohne bauaufsichtliche Zulassung vertrieben.
Grundsätzlich strebt Cordes Holzbau eine Klebung mit einem Epoxidharzsystem aus nachwachsenden Rohstoffen wie GreenPoxy 56 oder Resin ONE an. Die chemische Industrie ist in diesem Bereich derzeit hoch innovativ und entwicklungsfreudig. Folglich werden die chemischen Zusammensetzungen und Rezepturen der Produkte laufend verändert und verbessert. Dies ist generell eine positive Entwicklung. Änderungen in der Zusammensetzung des Epoxidharzes können sich ggf. negativ auf ein laufendes Zulassungsverfahren auswirken. Aus diesem Grund wurden vorerst die mineralölbasierten Epoxidharzsysteme vorgezogen.
3.2 Slip-Block-Versuche
Zur Bestimmung der Schubtragfähigkeit der geklebten Systeme wurden 260 SlipBlockVersuche durchgeführt. Bei den in Bild 1 gezeigten Versuchen wurden sowohl der Einfluss unterschiedlicher Zementarten als auch unterschiedliche Dicken der Klebefuge betrachtet. Die Holzgüte NH C24 und die Betonfestigkeitsklasse C25/30 wurden bei allen Versuchen unverändert gelassen. Zwischen dem üblichen Zement CEM II/ALL 32,5 und dem umweltfreundlicheren Zement mit reduziertem CO2Ausstoß CEM III/B 42,5 NLH/SR(na) konnte in den Versuchen kein signifikanter Unterschied der Trageigenschaften festgestellt werden. Bei der Dicke der Klebefuge wurden 1 mm und 2 mm dicke Fugen untersucht, dabei zeigten die 2 mm dicken Fugen unabhängig vom betrachteten Epoxidharz durchgehend höhere Traglasten. Im Mittel waren die Traglasten 10% höher als bei einer
Quelle: FG Verbundstrukturen/TU Berlin
Bild 1 Slip-Block-Versuch an der TU Berlin Slip-block-test at the TU Berlin
1 mm dicken Fuge. Gleichzeitig war die Varianz der Ergebnisse bei 2 mm Fuge geringer als bei 1 mm Fuge. Dieses Ergebnis deckt sich mit den Untersuchungen von Negrão [5], der bei 0,5 mm Fuge einzelne Proben mit sehr geringer Traglast und folglich eine große Varianz in den Ergebnissen feststellte.
In Tab. 2 werden die Ergebnisse der SlipBlockVersuche mit 2 mm Fugendicke und C25/30 Beton aus CEM II/ ALL 32,5 vorgestellt. In jeder dieser Versuchsgruppen wurden 20 Einzelversuche durchgeführt.
Die Ergebnisse der Tab. 2 zeigen durchgehend charakteristische Schubfestigkeiten über 4 N/mm2. In allen Versuchsgruppen fand das Versagen nahe der Klebefuge im Beton oder im Holz statt. Die Klebung selbst versagte in keinem
Epoxidharzsystem Dicke der Klebefuge Mittelwert der aufnehmbaren Schubspannung Variationskoeffizient charakteristische Schubfestigkeit* Versagen der Klebefuge Bruchbild
Sikadur 31 CF rapid 2 mm 6,4 N/mm2 0,12 5,2 N/mm2 nein kombiniert Beton/Holz Sikadur 32 normal 2 mm 5,3 N/mm2 0,14 4,1 N/mm2 nein kombiniert Beton/Holz
Compono 100H
Loctite EA9497
GreenPoxy 56 2 mm 5,8 N/mm2 0,08 4,9 N/mm2 nein kombiniert Beton/Holz
2 mm 7,0 N/mm2 0,08 6,0 N/mm2 nein kombiniert Beton/Holz
2 mm 5,6 N/mm2 0,14 4,3 N/mm2 nein kombiniert Beton/Holz
Resin ONE 2 mm 6,1 N/mm2 0,11 5,0 N/mm2 nein kombiniert Beton/Holz
* Schätzwert für die Grundgesamtheit basierend auf der Stichprobe (n = 20) im linksseitig beschränkten Konfidenzintervall
Bild 2 Bruchbild einer mit Sikadur 31 CF geklebten Probe in der Seitenansicht (a) und mit Blick auf die Bruchfuge (b) Fracture pattern of a specimen bonded with Sikadur 31 CF in side view (a) and with view of the fracture joint (b)
Quelle: FG Verbundstrukturen/TU Berlin
der aufgeführten Versuche. Beispielhaft für das Bruchbild zeigt Bild 2 eine mit Sikadur 31 CF rapid verklebte Probe. Das Bruchbild wird hier durch Betonversagen dominiert. In der unteren Bildhälfte ist zudem ein kleiner Bereich mit Holzversagen nahe der Klebung zu sehen.
Die in den Tests ermittelten Schubtragfähigkeiten spiegeln die Tragfähigkeit der versagensrelevanten Baustoffe Holz und Beton wider. Dies ist auch an der geringen Schwankung zwischen den Versuchsgruppen erkennbar. So beträgt die mittlere aufnehmbare Schubspannung über die sechs Versuchsgruppen 6,0 N/mm2 und der zugehörige Variationskoeffizient 0,10.
Nach den durchgeführten Versuchen lässt sich feststellen, dass alle untersuchten Epoxidharzklebstoffe grundsätzlich gut geeignet sind, um Holz und Beton im NassinNassVerfahren miteinander zu kleben, und dass die Klebung im SlipBlockVersuch eine höhere Tragfähigkeit zeigt als die Fügeteile.
Die vollständigen Versuchsergebnisse können dem online frei zugänglichen Abschlussbericht zum Forschungsprojekt entnommen werden [16].
Im Anschluss an die SlipBlockVersuche wurden 4PunktBiegeversuche an Deckenelementen mit 5 m, 6 m und 8 m Spannweite durchgeführt. Die Versuche sollten bestätigen, dass es mittels NassinNassKlebung möglich ist, den Verbund in einer HBVDecke quasi starr und mit so hoher Tragfähigkeit herzustellen, dass das Bauteilversagen nicht durch die Verbundfuge, sondern durch ein Biegezugversagen des Holzquerschnitts initiiert wird. Die Dicke der Betonplatte wurde so gewählt, dass sie keine Biegezugbeanspruchung erfährt.
Hinsichtlich der Klebefuge wurden zwei unterschiedliche Konfigurationen untersucht. Beide Konfigurationen wer
Quelle: FG Verbundstrukturen/TU Berlin
Bild 3 Querschnitte der Bauteilversuche mit 5 m (a – oben), 6 m (a – mittig) und 8 m Spannweite (a – unten) und Foto während der Betonage (b) Cross-sections of the component tests with 5 m (a – top), 6 m (a – center) and 8 m spans (a – bottom) and photo during concreting (b)
Bild 4 Breite der Epoxidharzklebefugen (rot) in der schmalen Klebefugenkonfiguration [m] Width of epoxy resin adhesive joints (red) in the narrow adhesive joint configuration [m]
den in den Bildern 4, 5 gezeigt und im Folgenden erläutert. In der ersten Konfiguration erfolgte die Klebung zwischen Holz und Beton nicht vollflächig, sondern lediglich partiell über die Breite. Sie wird im Folgenden schmale Fugenkonfiguration genannt. Die Breite der Klebefuge wurde unter Beachtung der SlipBlockVersuche bestimmt und der Schubnachweis direkt an der Klebefuge geführt [17]. In Bild 4 sind die aus der Rechnung resultierenden Klebeflächen für die untersuchten Spannweiten dargestellt. Die dargestellte abgestufte Breite der Klebung ist ein Kompromiss aus möglichst einfacher Herstellung und ressourceneffizientem Epoxidharzeinsatz. Für die praktische Umsetzung der Klebefugen wurde eine 2 mm tiefe Fräsung über die entsprechende Breite der Holzbalken vorgenommen und mit dem Epoxidharz gefüllt. Die zweite untersuchte Klebefugenkonfiguration sieht für die 6 m und 8 m spannenden Plattenbalkenelemente eine vollflächige Klebung über die gesamte Balkenlänge vor. Bei der 5 m spannenden HBVDecke mit Brettsperrholz (BSP) wurden die Bereiche am Auflager über eine Länge von 40 cm vollständig und in den restlichen Bereichen streifenweise geklebt.
Zusätzlich zu den zwei Klebefugenkonfigurationen wurde untersucht, ob der Kontakt des Holzes entlang der Klebefuge mit Wasser aus dem Frischbeton Einfluss auf das Tragverhalten hat. Dazu wurde in der schmalen Klebefugenkonfiguration ein Teil der Holzelemente so mittels Klebeband und Folien abgeklebt, dass das Holz nicht in Kontakt mit dem Frischbeton kam. Aufgrund der vollflächigen Klebung in der vollflächigen Klebefugenkonfigura
Bild 5 Breite der Epoxidharzklebefugen (rot) in der vollflächigen Klebefugenkonfiguration [m] Width of epoxy resin adhesive joints (red) in the full-surface adhesive joint configuration [m]
Tab. 3 Versuchsprogramm der Bauteilversuche Test program of the TTC-ceilings
tion war der direkte Kontakt von Wasser und Holz ausgeschlossen. Insgesamt ergab sich das in Tab. 3 dargestellte Versuchsprogramm.
Aufgrund der Größe der Proben wurde auf eine Variation der Klebstoffsysteme analog zu den SlipBlockVersuchen verzichtet. Die Herstellung aller Proben erfolgte mit SikaDur 31 CF rapid.
28 d nach der Herstellung wurden die Proben in 4PunktBiegeversuchen bis zum Querschnittversagen belastet. Die Bauteilversuche fanden als weggesteuerte 4PunktBiegeversuche in Anlehnung an die DIN EN 408 [18] statt. Die in Bild 3 gezeigten Querschnitte wurden dabei näherungsweise in den Drittelspunkten der Spannweite belastet. Eine Belastung genau in den Drittelspunkten war aufgrund der notwendigen Anschlagpunkte für den Transport der Elemente nicht möglich.
Klebefugenkonfiguration BSP-Deckenelement mit 5 m Spannweite Plattenbalken mit 6 m Spannweite Plattenbalken mit 8 m Spannweite
schmal ohne Abkleben 4 Proben 4 Proben 4 Proben
schmal mit Abkleben 4 Proben 3 Proben 3 Proben
vollflächig 2 Proben 3 Proben 3 Proben In Tab. 4 sind die Mittelwerte der Bruchmomente aller Versuche und die zugehörigen rechnerisch prognostizierten Bruchmomente zusammengefasst. Für die Nachrechnung wurde nach Burger und Glos [19], unter Berücksichtigung der Probengröße, die maßgebende mittlere Biegezugfestigkeit des Holzes mit 30 N/mm2 angesetzt.
Die Probekörper mit vollflächiger Klebung zeigten bis kurz vor dem Bruch ein quasi ideales linear elastisches Versagen. Unmittelbar vor dem Versagen kündigten Holzbruchgeräusche das Versagen an. Der Bruch erfolgte durch das angestrebte Biegezugversagen des Brettschichtholzes. Ausgehend von diesem Primärversagen stellten sich zwei unterschiedliche sekundäre Versagenszustände ein. In Bild 6 ist zu sehen, wie der Beton querzugbedingt klebefugennah versagt. Bei diesem Sekundärversagen verbleibt noch ein sehr geringes Resttragvermögen nach dem Bruch. Bild 7 zeigt den zweiten möglichen Bruchzustand. In diesem Fall versagt der Beton direkt im Anschluss an das BSHVersagen aufgrund hoher lokaler Biegebeanspruchung. In dieser Konstellation kollabiert der HBVVerbundträger ohne Resttragfähigkeit.
Unabhängig von der betrachteten Spannweite zeigten alle Probekörper mit schmaler Klebefuge ohne Abkleben der verbleibenden Holzoberfläche ein Fugenversagen innerhalb der ersten drei Tage nach der Herstellung. Zum Versagenszeitpunkt der Fuge waren die HolzBetonVerbundelemente noch eingeschalt und keiner äußeren Beanspruchung ausgesetzt. Das Fugenversagen ging von mindestens einem Trägerende aus und zeichnet sich als Schubriss zwischen Epoxidharz und Beton ab.
Spannweite der Elemente Klebefugenkonfiguration Status der Klebefuge vor Versuchsbeginn mittleres Bruchmoment/ Versagenstypus rechnerisches Bruchmoment/Versagenstyp rechnerisch angesetztes Verbundverhalten
5 m schmal Fuge geschädigt 71 kNm Biegezugversagen Holz vollflächig Fuge intakt 101 kNm Biegezugversagen Holz
6 m schmal Fuge geschädigt 55 kNm Biegezugversagen Holz vollflächig Fuge intakt 127 kNm Biegezugversagen Holz
8 m schmal Fuge geschädigt 122 kNm Biegezugversagen Holz vollflächig Fuge intakt 266 kNm Biegezugversagen Holz 63 kNm Biegezugversagen Holz 100 kNm Biegezugversagen Holz
87 kNm Biegezugversagen Holz 135 kNm Biegezugversagen Holz
156 kNm Biegezugversagen Holz 288 kNm Biegezugversagen Holz ohne Verbund
starrer Verbund
ohne Verbund
starrer Verbund
ohne Verbund
starrer Verbund
Der Schaden an der Verbundfuge zog sich jeweils über 1,25–1,75 m. Das identische Schadensbild konnte bei schmaler Klebung mit Abklebung bei allen Proben mit 5 m Spannweite, bei zwei von drei Proben mit 6 m Spannweite sowie bei einer von drei Proben mit 8 m Spannweite beobachtet werden. Bei der vollflächigen Klebung wurde bei keiner Probe ein vorzeitiges Fugenversagen zwischen Probenherstellung und Versuch festgestellt.
Der Einfluss des Betonschwindens gemäß DIN EN 1992 [20] auf die Schnittgrößen im HBVTräger und die Schubkraftverteilung entlang der NassinNassKlebung wurde vor der Versuchsdurchführung theoretisch untersucht. Die Berechnungen nach DIN EN 1992 negieren jedoch die daraus resultierende hohe Beanspruchung in den ersten Tagen nach der Herstellung.
Bild 7 Typisches Biegezugversagen des Holzquerschnitts am Beispiel eines 6 m langen HBV-Plattenbalkens mit vollflächiger Klebung und zusätzlichem sekundärem Biegeversagen des Betons Typical bending tensile failure of the wood cross-section of a 6 m long HBV-Plate beam with full-surface bonding and additional secondary bending failure of the concrete
Quelle: FG Verbundstrukturen/TU Berlin
Bild 6 Typisches Biegezugversagen des Holzquerschnitts am Beispiel eines 6 m langen HBV-Plattenbalkens mit vollflächiger Klebung und zusätzlichem sekundärem Querzugversagen des Betons nahe der Klebefuge Typical bending tensile failure of the timber cross-section of a 6 m long HBV-Plate beam with full-surface bonding and additional secondary transverse tensile failure of the concrete close to the glued joint
3.4 Einfluss des frühen Betonschwindens und klimatische Beanspruchungen auf Nass-in-Nass geklebte HBV-Deckenelemente
Holz und Beton haben nicht nur stark unterschiedliche EModuln und ein divergierendes Kriechverhalten, sie dehnen sich auch bei Temperatur oder Feuchteänderung unterschiedlich. Die Temperaturdehnungsdifferenz spielt im Hochbau eine untergeordnete Rolle. Für Brettschichtholz beträgt αt in Faserrichtung rd. 4 · 10–6 1/K und für Beton etwa 10 · 10–6 1/K. Selbst bei Temperaturschwankungen von 80 K beträgt die Dehnungsdifferenz lediglich 0,24‰. Wesentlich relevanter sind Dehnungen aus Feuchteänderung. Beim Beton äußert sich die Dehnung primär als Schwinden. Das Holz kann dagegen bei entsprechendem Umgebungsklima quellen oder schwinden. Ausgehend von dem Normalklima bei 20°C und 60% relativer Luftfeuchte (RH) ergeben sich für Innenräume
Tab. 5 Enddehnungen von GL24c und C25/30 ausgehend von Normalklima (20 °C, 60 % RH) bei unterschiedlichen Grenzklimata final strain of GL24c and C25/30 starting at normal climate (20 °C, 60 % RH) with different final climates
Klimasituation 20°C und 30% RH 20°C und 80% RH
autogenes Betonschwinden –0,038‰ –0,038‰ Trocknungsschwinden des Betons –0,57‰ –0,29‰
Ausgleichsfeuchte des Holzes 18% 6% Feuchtedehnung des Holzes –0,6‰ 0,6‰
zwei Extremklimata. Die erste Klimasituation stellt ein sehr feuchter Sommer dar. Für diese Situation wurde das Innenraumklima zu 20°C bei 80% RH definiert. Das zweite Extremklima kann sich während trockener, kalter Winterperioden ausbilden. Heizbedingte 20°C und 30% RH stellen die Untergrenze der Behaglichkeit dar. Ausgehend von dem Normalklima werden in Tab. 5 für die beschriebenen Grenzklimata die Ausgleichsfeuchte nach Popper und die daraus resultierende Dehnung gemäß DIN EN 14080 für das BSH GL24c und die Schwinddehnung für den Beton C25/30 nach DIN EN 1992 dargestellt [20–22]. Aus Tab. 5 ist zu erkennen, dass in der trockenen Wintersituation die Summe der Schwindanteile des Betons für t → ∞ quasi identisch zur Schwinddehnung des Holzes ist. Es treten keine nennenswerten Zwangsspannungen auf. In der nassen Sommersituation entsteht dagegen eine Dehnungsdifferenz von ∈ ≈ 1‰ zwischen Holz und Beton, die in den Endbereichen der starren Klebefuge zu Spannungsspitzen führt. Sowohl das Betonschwinden als auch das Holzquellen stellen sich nicht plötzlich ein und lokale Spannungsspitzen können durch Kriechen beider Materialen reduziert werden. Für die theoretischen Betrachtungen wurde das Holzquellen linear über sechs Monate angenommen und das zeitabhängige Betonschwinden nach DIN EN 1995 bestimmt [17]. Unter Berücksichtigung des zeitabhängigen Kriechens wurde der Zeitpunkt t = 6 Monate nach der Betonage als bemessungsrelevant identifiziert. Im FEMModell (Bild 8) ergeben sich nach sechs Monaten für den HBVPlattenbalkenquerschnitt mit 6 m Spannweite und der schmalen Klebefugenkonfiguration fugennahe Betonzugspannungen von 3 N/mm2 und Holzdruckspannungen von –4 N/mm2. Die vereinfacht linear elastisch berechnete Schubspannungsspitze an der Klebefuge erreicht in den Balkenendbereichen lokal konzentriert 4,5 N/mm2 .
Wie beschrieben, wurde das Schwind und Kriechverhalten beider Werkstoffe über die Zeit analysiert. Eine große
Bild 8 Ergebnisplots der linear elastischen FEM-Berechnung unter einer Zwangsbeanspruchung von –0,6 ‰ Dehnungsdifferenz zwischen Beton und Holz (Darstellung am halben System) Result plots of the linear elastic FEM calculation under a constraint load of –0.6 ‰ strain difference between concrete and wood (representation at half system)
Herausforderung stellte dabei die Modellierung des Betonverhaltens innerhalb der ersten drei Tage dar. Für diese Zeit fehlen in der DIN EN 1992 Daten zum Betonschwinden und der Betonzugfestigkeitsentwicklung. In der Literatur finden sich lediglich unspezifische Aussagen ohne quantitative Angaben zum Frühschwinden. Für diesen Zeitraum konnte das Verhalten deshalb nur grob abgeschätzt werden. Das frühzeitige Versagen der in Abschn. 3 beschriebenen Versuche mit der schmalen Klebefuge zeigt, dass die Abschätzung der frühen Beanspruchung in der Fuge bei der Versuchsplanung unzureichend war. Die Interaktion von Frühschwinden, zügig erhärtender Fuge und der sehr geringen Festigkeit des jungen Betons ist noch tiefer zu untersuchen. Bei der vollflächigen Klebung trat kein frühzeitiges Fugenversagen während der ersten Tage auf. Diese Träger erreichten immer die volle, durch die Biegezugfestigkeit des Holzes begrenzte Tragfähigkeit von starr verbundenen HBVTrägern. Zur Bestimmung der Zwangsspannungen während der ersten Tage bei NassinNassKlebungen sind folglich weitere theoretische und praktische Untersuchungen notwendig. einer starr geklebten Verbundfuge zwischen Holz und Beton nachgewiesen. Bauteilversuche mit Spannweiten bis 8 m zeigten zum einen, dass die NassinNassKlebung auch bei realen Größenverhältnissen umgesetzt werden kann. Zum anderen zeigten die Probekörper mit sehr schmaler Klebefuge, dass eine Optimierung der Fugengeometrie nicht allein hinsichtlich der Fugenbelastung im Nutzungszustand erfolgen kann, sondern das Schwindverhalten des Betons in den ersten 72 h maßgeblich wird. Für eine materialoptimierte Ausbildung der Klebefuge sind zum Verhalten in diesem Zeitfenster und mit realen Bauteilabmessungen weitere Forschungen notwendig. Darüber hinaus zeigen die theoretischen Untersuchungen zur klimatischen Beanspruchung von HBVDecken Schubspannungen in der Verbundfuge, die mittels versuchsgestützter Forschung zu evaluieren sind. Unabhängig von diesen Forschungsthemen bestätigten die Forschungsarbeiten das hohe Tragpotenzial NassinNass geklebter HBVDecken mit starrem Verbund, auch für praxisrelevante Spannweiten von 8 m.
Dank
4 Zusammenfassung und Ausblick
Aufbauend auf bekannten Untersuchungen zu NassinNass geklebten HBVElementen wurde die Eignung von verschiedenen gefüllten Epoxidharzen zur Umsetzung Die Cordes Holzbau GmbH und die TU Berlin bedanken sich bei dem Bundesministerium für Ernährung und Landwirtschaft (BMEL) und der Fachagentur Nachwachsende Rohstoffe e. V. (FNR) für die Projektförderung.
Literatur
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Ausgabe Sept. 2013.
Autorin und Autoren
Dipl.-Ing. Stephan Arendt (Korrespondenzautor) stephan.arendt@tu-berlin.de Technische Universität Berlin FG Entwerfen & Konstruieren – Verbundstrukturen Sekr. TIB1-B11 Gustav-Meyer-Allee 25 13355 Berlin
M.Sc. Melf Sutter melf.sutter@tu-berlin.de Technische Universität Berlin FG Entwerfen & Konstruieren – Verbundstrukturen Sekr. TIB1-B11 Gustav-Meyer-Allee 25 13355 Berlin
M.Sc. Marie Breidenbach Breidenbach@campus.tu-berlin.de Technische Universität Berlin FG Entwerfen & Konstruieren – Verbundstrukturen Sekr. TIB1-B11 Gustav-Meyer-Allee 25 13355 Berlin B.Sc. Robert Schlag rs@cordes-holzbau.de Cordes Holzbau GmbH & Co. KG Waffensener Dorfstraße 20 27356 Rotenburg
Prof. Dr.-Ing. Volker Schmid Volker.schmid@tu-berlin.de Technische Universität Berlin FG Entwerfen & Konstruieren – Verbundstrukturen Sekr. TIB1-B11 Gustav-Meyer-Allee 25 13355 Berlin
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Arendt, S.; Sutter, M.; Breidenbach, M.; Schlag, R.; Schmid, V. (2022) Neue Forschungsergebnisse zu NassinNass geklebten HolzBetonVerbunddecken. Bautechnik 99, Sonderheft Holzbau, Ausgabe 2, S. 56–65. https://doi.org/10.1002/bate.202200068 Dieser Aufsatz wurde in einem PeerReviewVerfahren begutachtet. Eingereicht: 8. Juli 2022; angenommen: 5. September 2022.
EMPFEHLUNG DER REDAKTION
Im Rahmen des SDE 21/22 entwickelt das interdisziplinäre Team coLLab der Hochschule für Technik Stuttgart (HFT) ein ganzheitliches und übertragbares Konzept für die Aufstockung und Sanierung eines Bestandsgebäudes auf dem Campus der Hochschule in der Stadtmitte von Stuttgart. Dabei handelt es sich um einen für die Nachkriegszeit typischen StahlbetonSkelettbau mit Verwaltungsnutzung aus den 1950erJahren. Im Sinne hoher Übertragbarkeit und einer möglichst günstigen Gesamt Ökobilanz kommt eine leichte Holzkonstruktion zum Einsatz. Für den Wettbewerbsbeitrag werden außerdem LowTechKonzepte mit innovativen Technologien und Methoden kombiniert. Dies wird insbesondere an der Fassade des Entwurfs durch den Einsatz von organischen Photovoltaikzellen (OPV) und einem Solarkamin sichtbar, auf deren Integration und Funktionsweise in diesem Bericht eingegangen wird.
Quelle: SDE 21/22 Stave, J. L.; Cremers, J.; Herb, S.; Claus, L.; Gronau, A.; Bleicher, V. (2022) coLLab – LowTech trifft Innovation bei einer Aufstockung und Sanierung mit einer OPVFassade. Bauphysik 44, H. 3, S. 159–165. https://doi.org/10.1002/ bapi.202200012
