Umgelenkte Lamellen aus kohlefaserverstärktem Kunststoff für freistehende Spannglieder im Konstruktiven Ingenieurbau

Fachthemen DOI: 10.1002/best.200800637 Jan Knippers Mohamed Hwash Umgelenkte Lamellen aus kohlefaserverstärktem Kunststoff für freistehende Spannglieder im Konstruktiven Ingenieurbau Kohlenstofffaserverstärkter Kunststoff (CFK) besitzt eine Reihe von ausgezeichneten Eigenschaften mit weitreichenden Anwendungsmöglichkeiten im konstruktiven Ingenieurbau. So werden schon seit einigen Jahren CFK-Lamellen für die Instandsetzung und nachträgliche Verstärkung von Bauteilen aus Stahlbeton eingesetzt. Solche Lamellen könnten auch als freie Spannglieder, z. B. für extern vorgespannte Stahlbetonbrücken oder für unterspannte Decken im Hochbau, Verwendung finden. Die Empfindlichkeit von Kohlestofffaserverstärktem Kunststoff für Beanspruchungen durch Querpressungen macht jedoch die konstruktive Gestaltung der Endverankerung und der Umlenkung auf einem Sattel schwierig. Für die Endverankerung liegen bereits Ansätze von verschiedenen Forschungseinrichtungen vor. In diesem Aufsatz werden die Ergebnisse von Versuchen zur Ermittlung des Einflusses einer Umlenkung auf die Bruchlast von CFK-Lamellen veröffentlicht. Behaviour of Deviated CFRP-Strips Carbon fiber reinforced plastic (CFRP) has a number of excellent properties with a wide range of application possibilities in structural engineering. In the last two decades, the use of CFRP-Strips as a reinforcement for concrete members has emerged as one of the most exciting and promising technologies in structural engineering. These strips could also be used for external prestressing of bridges or for unstrained ceilings in high building structures. Therefore the problematic of the end-anchorage and the deviation of the strips, due to the sensitivity of the carbon fibers to transverse loads, has to be solved. Several research institutions have already suggested solutions for CFRP-strip anchorage. In this paper the results of an experimental program of deviated CFRP-strips at deviation saddle are introduced. The effects of the different parameters on the load bearing capacity, strain responses up to failure and the failure mode of the CFRP-strip at the deviation saddle are investigated. 1 Einleitung Extrem leichte, nicht korrodierende Kohlefaserlamellen bieten seit Mitte der 1990er Jahre die idealen Materialeigenschaften, um Bauteile zu verstärken. Die Lamellen werden mit Breiten zwischen 50 mm und 120 mm und Dicken von 1,2 mm und 1,4 mm im Pultrusionsverfahren 682 (Strangziehverfahren) hergestellt. Sie haben nicht nur eine hohe Steifigkeit und Zugfestigkeit, sondern sind zudem wegen ihres geringen Gewichts und ihrer Flexibilität sehr gut auf der Baustelle handhabbar. Nach erfolgreichen Versuchen der EMPA Zürich mit CFK-Lamellen [1], [2] sowie Versuchen und Gutachten der TU Braunschweig kam es ab 1995 zur ersten Verstärkung mit Carbo-Dur-Lamellen an Loggia-Platten in Magdeburg. Im November 1997 wurde die erste ,,Allgemeine bauaufsichtliche Zulassung“ in Deutschland für Kohlefaserlamellen erteilt [3], [4]. Nach der Zulassung folgten vielfältige Ertüchtigungen im Hoch- und Brückenbau. Die Lamellen werden i. d. R. mit einem Epoxidharzmörtel schlaff auf die Stahlbetonkonstruktion aufgeklebt. In diesem Fall können etwa 12 % der Zugkraft der Lamelle ausgenutzt werden [5]. Aufgrund der immer noch hohen Kosten für CFK-Material bedeutet dies eine spürbare Einschränkung der Wirtschaftlichkeit dieses Verfahrens. Inzwischen konzentrieren sich die Entwicklungen darauf, die Lamellen unter Vorspannung auf die Stahlbetonkonstruktion aufzukleben, um ihre hohe Grenzdehnung und Festigkeit effektiver auszunutzen. Die Rissbildung kann vermindert und die Verformungen des Stahlbetonbauwerks damit reduziert werden. Dazu werden jedoch Endverankerungen benötigt, die die Vorspannkräfte am Lamellenende örtlich konzentriert mit Klemmen im Bauteil verankern. Wegen der Empfindlichkeit der Kohlefasern auf Querpressung ist dies nicht einfach. Derzeit wird an verschiedenen Hochschulen an parallelen Entwicklungen für Klemmverankerungen von CFK-Lamellen gearbeitet. Der Gedanke liegt nahe, CFK nicht nur für die Verstärkung von Betonbauteilen, sondern auch als freies und externes Zugglied zu verwenden, zumal Kohlenstofffasern nahezu dauerschwingfest sind und einen erheblich besseren Ermüdungswiderstand aufweisen als alle metallischen Werkstoffe. Für solche Anwendungen kommen grundsätzlich auch CFK-Paralleldrahtbündel in Frage, wie sie in [6] schon verwendet wurden. Allerdings ist die Produktion der unidirektional verstärkten Lamellen im Pultrusionsverfahren einfacher. Außerdem reduziert der flache Querschnitt die Querpressungen und ermöglicht eine Schichtung mehrerer Lamellen an der Umlenkung. Die geringe Lamellenstärke erlaubt zudem enge Umlenkradien, wie sie zwar weniger bei extern vorgespannten Hohlkastenträgern, aber bei unterspannten Decken im Hochbau häufig erforderlich sind. © 2008 Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG, Berlin · Beton- und Stahlbetonbau 103 (2008), Heft 10 J. Knippers/M. Hwash · Umgelenkte Lamellen aus kohlefaserverstärktem Kunststoff für freistehende Spannglieder im Konstruktiven Ingenieurbau Um CFK-Lamellen als externe Spannglieder einsetzen zu können, muss der Einfluss der Umlenkung auf die Bruchkraft bekannt sein. In diesem Aufsatz werden die Ergebnisse von Zugversuchen an umgelenkten Lamellen vorgestellt. 2 Kohlenstofffasern Kohlenstofffasern werden aus Polyacrylnitrilfasern (PAN) durch Verkokung bis 1.600 oC hergestellt. Durch mechanisches Strecken bei einer Temperatur bis 3.000 oC bildet sich eine ausgeprägte längsgerichtete Struktur. Kohlenstofffasern sind erhältlich mit E-Moduli zwischen 200 und 800 Gpa und Festigkeiten zwischen 2.000 und 8.000 Mpa bei einer Dichte von 1,8 g/cm3 [7]. Kohlenstofffasern sind deutlich steifer als andere Verstärkungsfasern, wie Glas- oder Aramidfasern. Sie werden in Abhängigkeit von ihren Festigkeits- und Steifigkeitsverhältnissen in verschiedene Typen eingeteilt: StandardModul-Fasern (HT), Intermediat-E-Modul-Fasern (IM) und Hoch-Modul-Fasern (HM). Die hochfesten Fasern (HT) decken 90 % des Bedarfs an Kohlenstofffasern im Bauwesen. Alle Verstärkungsfasern verhalten sich bis zum Bruch linearelastisch. Kohlenstofffasern haben dabei den größten Elastizitätsmodul, während Glas- und Aramidfasern höhere Bruchdehnungen als CFK aufweisen (Bild 1) [8]. Tabelle 1 stellt die Materialeigenschaften von Kohlenstofffasern dar [9]. HT-Fasern werden i. d. R. mit einer Zugfestigkeit von 3.500 N/mm2 und einem Elastizitätsmodul von 230.000 N/mm2 hergestellt. Es kann eine Bruchdehnung bis zu 2 % erreicht werden. Hingegen besitzen die HM-Fasern einen hohen Elastizitätsmodul von i. d. R. 700.000 N/mm2, jedoch niedrigere Festigkeiten Bild 1. Spannungs-Dehnungslinien der Fasern [8] Fig. 1. Stress- Strain curves of the fibres [8] von 3.000 N/mm2. Ihre Bruchdehnung liegt bei nur etwa 0,8 %. Kohlenstofffasern sind anisotrop. In Faserquerrichtung weisen sie geringere E-Moduli bis etwa 20.000 N/mm2 auf. Die Anisotropie betrifft auch den Wärmeausdehnungskoeffizienten, der in Faserrichtung negativ ist. Quer zur Faser liegt er bei ca. 7.10–6 · K–1. Kohlenstofffasern sind spröde und knickempfindlich, weshalb sie einen Oberflächenschutz mit einem Epoxidharzgemisch erhalten. Für die Anwendungen im Bauwesen sind Kohlenstofffasern in Drähten, Litzen, Lamellen oder Matten erhältlich. Die Kohlenstofffaser-Lamellen (CFK-Lamellen) werden vorwiegend als Verstärkungselement für Betonbauwerke verwendet (Bild 2). Sie sind meist als Ergänzung zur vorhandenen Stahlbewehrung im Bereich der Zugzone von biegebeanspruchten Bauteile vorgesehen. Tabelle 1. Materialeigenschaften von Kohlenstofffasern [9] Table 1. Material properties of Carbon fibre composites [9] Physikalische Eigenschaften Einheit Kohlenstofffasern auf PAN-Basis HT HS IM HM HMS Durchmesser d [µm] 7–8 7 7 5–7 5 Dichte ρ [g/cm3] 1,75 1,8 1,8 1,7 1,9 1,8 1,95 1,85 Zugfestigkeit fcf,t,K [N/mm2] 2.700 5.000 3.900 7.000 3.400 5.900 2.800 3.000 3.600 Druckfestigkeit fcf,c,K [N/mm2] 2.500 – 4.200 1.500 1.800 E-Modul (Zug) Ecf,t [N/mm2] 200.000 240.000 230.000 270.000 280.000 400.000 350.000 800.000 400.000 500.000 Bruchdehnung εu [%] 1,2 2,0 2 1,0 1,9 0,4 0,8 0,6 0,8 Wärmeausdehnung αT,axi [10–6 K–1] –0,7 bis –0,5 –0,7 bis –0,5 –0,7 bis –0,5 –0,7 bis –0,5 –0,7 bis –0,5 Wärmeausdehnung αT,rad [10–6 K–1] 7–10 7–10 7–10 7–10 7–10 Reißlänge (min) fcf,t,K/ρg [km] 150 220 180 140 120 Dehnlänge (min) Ecf,t/ρg [km] 12.000 13.000 15.000 18.000 22.000 Einsatztemperatur TE,lang [°C] 500 500 500 500 500 Sublimationspunkt TS 3.600 3.600 3.600 3.600 3.600 [°C] Beton- und Stahlbetonbau 103 (2008), Heft 10 683 J. Knippers/M. Hwash · Umgelenkte Lamellen aus kohlefaserverstärktem Kunststoff für freistehende Spannglieder im Konstruktiven Ingenieurbau Bild 2. Einsatz von kohlefaserverstärktem Kunststoff (CFK) in Lamellenform zur Bauwerksertüchtigung, Firma Sika AG [7] Fig. 2. Usage of CFRP-Strips for strengthening and rehabilitation of structures [7] Eine Lamelle von 50 mm Breite und 1,2 mm Dicke besteht aus 1,2 Millionen Kohlenstofffasern mit einem Durchmesser von 1/6.000 Millimeter. Die Lamellen werden im Pultrusionsverfahren mit einem Fasergehalt von 70 Vol % hergestellt, die Fasern sind unidirektional angeordnet [7]. 3 Versuche zur Umlenkung von CFK-Lamellen Mit den im Folgenden dargestellten Versuchen sollten die Bruchlasten umgelenkter CFK-Lamellen ermittelt werden, um ihre grundsätzliche Brauchbarkeit als externes Spannglied zu beurteilen. Es wurden Versuche mit verschiedenen Umlenkwinkeln und Umlenkradien durchgeführt, um den Einfluss dieser Parameter auf die Bruchlast zu erfassen. Laut Herstellerangaben beträgt für die CFK-Lamelle Sika CarboDur V914 der E-Modul 160 kN/mm2 und die Zugfestigkeit mindestens 2.900 N/mm2. Die Bruchdehnung liegt zwischen 1,7 bis 2 %. Bild 3 stellt den Versuchsaufbau für den Umlenkwinkel 110° beispielhaft dar. Die Umlenkwinkel betragen 0°, 30° und 110° und der Radius der Umlenkung 150 mm. Damit war das Verhältnis von Umlenkradius zu Lamellendicke 107 und somit erheblich größer als 30, wie er beispielsweise als Mindestwert für die Umlenkung von Spiralseilen in der DIN 18800 definiert wird. Zunächst wurde eine glatte Oberfläche aus Stahl mit Grundierungsbeschichtung als Kontaktfläche zwischen CFK-Lamelle und Sattel eingesetzt. Bild 3. Versuchsaufbau umgelenkte Lamelle bei Umlenkwinkel 110° Fig. 3. Test set-up for deviated CFRP-Strip at 110° angle müssen die hohen Vorspannkräfte von der Lamelle auf die Endverankerung, andererseits von der Endverankerung in den Konstruktionsbeton übertragen werden. Es wurden in der Baupraxis mehrere Vorspannsysteme für CFK-Lamellen eingesetzt, wobei man zwischen aktiven und passiven Anpressdruckankern und Gradientenverankerung unterscheiden kann [8], [10], [11]. Das System Leoba CarboDur LC-II ist bisher das einzige Spannverfahren, das die Forderung der ‚Guidelines for European Technical Approvals of Post-Tensioning Kits’ (ETAG 013) nach „Spanngliedbruch vor Verankerungsbruch“ erfüllt. Das System wurde erstmals im September 2001 bei der Koppelfugensanierung an der Körschtalbrücke bei Stuttgart erfolgreich eingesetzt (Bild 4)[10]. 3.1 Angewendete Endverankerungen Aufgrund der Querdruckempfindlichkeit der CFK-Lamellen stellt die Konstruktion der Endverankerung die größte Herausforderung bei der Weiterentwicklung dieser Bauweise zum Einsatz vorgespannter Lamellen dar. Einerseits 684 Beton- und Stahlbetonbau 103 (2008), Heft 10 Bild 4. Verankerungsdetail System LC-II; Aushärtungsphase (mittlere Lamelle) und vorgespannte Lamellen (äußere Lamellen) bei Körschtalbrücke Stuttgart [10] Fig. 4. Anchoring details for system LC-II; hardening process and prestressing process at „Körschtalbrücke“ Stuttgart [10] J. Knippers/M. Hwash · Umgelenkte Lamellen aus kohlefaserverstärktem Kunststoff für freistehende Spannglieder im Konstruktiven Ingenieurbau Dadurch wird eine Vergleichmäßigung der Schubspannungen erreicht. Die optimierte Geometrie, die querdruckverteilenden Traversen sowie die Verklebung der Klemmflächen mit den Ankerplatten steigern die aufnehmbare Ankerkraft über die Bruchlast der CFK-Lamelle hinaus. Die Dehnungen während der Aushärtungszeit der permanenten Anker sind in Bild 7 dargestellt. Man kann erkennen, dass kein Spannungsverlust in der CFK-Lamelle bis Ende der Vorspannphase auftritt. Die konstanten Dehnungswerte deuten darauf hin, dass es keinen Schlupf zwischen der Lamelle und der Verankerung gibt. 3.2 Vorversuch Die angewendete Verankerung basiert auf den Grundprinzipien von LC-II. Die Verankerung wurde beidseits gelenkig an dem Rahmen der Prüfeinrichtung befestigt, so dass sie unter Last rotieren kann, ohne dass Knickstellen in der Lamelle auftreten (Bild 5). Bild 6 zeigt die Dehnungen der CFK-Lamelle bis zum Anfang der Aushärtungszeit der Permanentenanker. Der Vorspannvorgang ist wie folgt: − der Klebstoff-Mix wird auf die Grundplatte und auf beide Oberflächen der Lamelle aufgetragen, die temporären und permanenten Anker lose angebracht und der erste Höckersteg vorgespannt − nach Vorspannung jedes der vier Höckerstege bei Schrittweise erhöhter Lamellenkraft, wird diese 24 Stunden konstant gehalten, bis der Kleber ausgehärtet ist − nach Aushärten des Klebers wird der permanente Anker vorgespannt − durch Entfernen der temporären Anker wird die Vorspannkraft auf den permanenten Anker verlagert DMS 2 DMS 3 DMS 4 Vorspann Stufe 1 400 DMS 4 8 12 16 20 Zeit (h) Bild 7. Vorspannkraft der CFK-Lamelle während der Aushärtungszeit der permanenten Anker Fig. 7. Prestressing of the CFRP-Strip during the hardening process F [kN] 200 DMS 2 DMS 3 300 Auftragen des Klebstoffs, Installation Höckersteg 1 0 4 DMS 1 400 Dehnung [%] DMS 1 0 Vorspann Stufe 4 Installation Höckersteg 4 Dehnung [%] Bild 5. Verankerung der CFK-Lamelle Fig. 5. CFRP-Strip Anchorage Um die Traglast der umgelenkten CFK-Lamelle zu beurteilen, wurde ein erster Test mit einer CFK-Lamelle 90 × 1,4 mm und einer Umlenkung von 110° durchgeführt. Nach der Aushärtungsphase wurde die Lamelle auf verschiedenen Laststufen be- und entlastet bis etwa 55 % der Traglast der Lamelle erreicht wurde. Die Dehnung der Lamelle wurde an verschiedenen Stellen gemessen (Bild 3), um Reibungsverluste durch die Umlenkung im Sattel zu erfassen. Bild 8 stellt das LastDehnungsdiagramm dar. Es ist deutlich zu erkennen, dass die maximale Dehnung bei DMS 2 auftritt. Dieser befindet 600 200 100 800 1000 1200 Zeit (sek.) Bild 6. Dehnungen der CFK-Lamelle während des Vorspannens bis zum Anfang der Aushärtungszeit der permanenten Anker Fig. 6. Gradual prestressing of the CFRP-Strip until the hardening process of the permanent Anchor DMS 1 DMS 2 DMS 3 DMS 4 0 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 Dehnung [%] Bild 8. Last-Dehnungsdiagramm Lamelle 90 × 1,4 mm bei Umlenkwinkel 110° Fig. 8. Load-strain curves on Strip 90 × 1.4 for deviation angel 110° Beton- und Stahlbetonbau 103 (2008), Heft 10 685 J. Knippers/M. Hwash · Umgelenkte Lamellen aus kohlefaserverstärktem Kunststoff für freistehende Spannglieder im Konstruktiven Ingenieurbau Bild 9. Umgelenkte Lamelle während Aushärtungsphase bei Umlenkwinkel 110° Fig. 9. Deviated CFRP-Strip during the hardening process for deviation angel 110° Bild 10. Umgelenkte Lamelle während Aushärtungsphase bei Umlenkwinkel 30° Fig. 10. Deviated CFRP-Strip during the hardening process for deviation angel 30° 160 400 350 300 DMS 1 DMS 3 DMS 4 DMS 2 140 F [kN] F [kN] DMS 2 DMS 5 100 250 200 80 150 60 100 40 50 20 0 0,00 DMS 1 DMS 4 120 0 0,20 0,40 0,60 0,80 1,00 1,20 1,40 1,60 1,80 Dehnung [%] 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 1,6 1,8 2 Dehnung [%] Bild 11. Last-Dehnungsdiagramm für umgelenkte Lamelle mit Winkel 110°; F = Maschinenlast Fig. 11. Load-strain curves for CFRP-Strip for angel 110°; F = Force of the testing device Bild 12. Last-Dehnungsdiagramm für umgelenkte Lamelle mit Winkel 30°; F= Maschinenlast Fig. 12. Load-strain curves for CFRP-Strip for angel 30°; F = Force of the testing device sich an dem freien Ende des Sattels. An dieser Stelle enthält die Dehnung Anteile aus der Umlenkung der Lamelle, so dass sie größer ist als an DMS 1. Aufgrund der Reibung zwischen der Lamelle und Sattel nimmt die Dehnung ab und ist bei DMS 4 am geringsten. Die maximal gemessene Dehnung war 1,1 % und liegt damit bei 55 % der Bruchdehnung der Lamelle, ohne dass eine Schädigung zu erkennen war. Eine weitere Steigerung war aufgrund der Maximalkraft der Prüfeinrichtung nicht möglich. Umsetzen der Spannkraft vom Temporär- auf den Permanentanker, bzw. der Spannkraft nach dem Aushärten der Klebeschicht. Es ist ersichtlich, dass die Reibung zwischen Lamelle und Oberfläche des Sattels eine wesentliche Rolle bei den Lamellendehnungen spielt. Die höchste Dehnung trat bei DMS 2 für Umlenkwinkel 110° auf, während für einen Umlenkwinkel von 30° die höchste Dehnung bei DMS 4 auftrat. Die kleine Kontaktfläche führt zu niedrigeren Reibungseffekten zwischen Lamelle und Sattel, während die Umlenkung zusätzliche Dehnung an DMS 4 zur Folge hat. Bei Bruchversuchen an CFK-Lamellen ist zu beachten, dass sie bei Versagen explosionsartig zu staubartigen Partikeln (Bild 13) zerfallen. Dies macht eine aufwändige Umhausung der Versuchseinrichtung erforderlich. 3.3 Versuchsprogramm In der Folge wurden die Prüflasten beschränkt, indem die Lamellenbreite außerhalb des Verankerungsbereichs reduziert wurde. Da die Fasern nur einachsig in Längsrichtung liegen, war es ausreichend, die Lamellen mit der Schere beidseitig und an beiden Verankerungen um je 2 cm einzuschneiden, so dass unter Last seitliche Streifen von der Lamelle abfallen. Die sich lösenden Streifen sind in den Bildern 9 und 10 zu erkennen. Die Bilder 11 und 12 zeigen die Last-Dehnungsdiagramme für die Umlenkwinkel 110° und 30°. Die Anfangsdehnungen ergeben sich aus der Vorspannkraft nach dem 686 Beton- und Stahlbetonbau 103 (2008), Heft 10 3.4 Querpressung und Abminderungsfaktor Um den Abminderungsfaktor der umgelenkten CFK-Lamelle zu ermitteln, war es erforderlich, Versuche an geraden Lamellen mit reduziertem Querschnitt außerhalb der Verankerungsbereichs durchzuführen (Bild 14). Die Dehnung wurde wieder gemessen, um die Ursache des Versa- J. Knippers/M. Hwash · Umgelenkte Lamellen aus kohlefaserverstärktem Kunststoff für freistehende Spannglieder im Konstruktiven Ingenieurbau gens zu beurteilen. Die dargestellten Ergebnisse zeigen, dass die Lamelle aufgrund der erreichten Bruchdehnung versagt hat und nicht wegen höher beanspruchter Querpressung in der Verankerung (Bild 15). Somit wurden ein mittlerer Dehnungswert von 2,0 % und eine mittlere Bruchkraft von 258 kN gemessen. Damit ist die gemessene Bruchkraft 20 % größer als die charakteristische Kraft der reduzierten Lamelle nach den Herstellerangaben. Die ermittelten Bruchkräfte der Lamellen, sowie Abminderungsfaktoren und Querpressungen sind in Tabelle 2 dargestellt. Die Querpressung wird dabei rechnerisch ermittelt mit: σ= Bild 13. Lamellenbruch zwischen Verankerungen auf der freien Spannlänge Fig. 13. Fracture of CFRP-Strip between anchors T kN/m r·b mit: σ Querpressung T Kraft in der Lamelle r Sattelradius = 150 mm b Breite der Lamelle Nach ETAG 013 „Europäische technische Zulassung für Bausätze zur Vorspannung von Tragwerken“ liegen die erreichten Bruchlasten unterhalb des formulierten Akzeptanzkriteriums von 95 % der Bruchfestigkeit der geraden Lamellen. Da der Umlenkradius konstant war, spielt offenbar nicht nur die Querpressung, sondern auch der Umlenkwinkel, bzw. die Länge des auf Querpressung beanspruchten Teils der Lamelle eine Rolle. 3.5 Versuche mit größerem Umlenkradius Bild 14. Gerade Lamelle während Aushärtungsphase Fig. 14. CFRP-Strip during the hardening process for deviation angel 0° Es wurden weitere Versuche mit einem Umlenkradius von 1.000 mm und einem Umlenkwinkel von 30° durchgeführt. Bei diesem Versuch ist die Kontaktlänge zwischen der Lamelle und dem Sattel größer und somit ist die Länge des auf Querpressung beanspruchten Teils wesentlich größer als bei einem Umlenkradius von 150 mm. Die DMS sind ähnlich wie bei einem Winkel von 110° positioniert. Die größte Dehnung trat wieder an DMS 2 aufgrund des Krümmungsanteils auf, während an DMS 4 aufgrund 160 300 120 DMS 1 DMS 2 DMS 3 DMS 4 F [kN] 250 F [kN] 200 80 150 40 100 50 0 0,00 0 0,00 0,40 0,80 1,20 1,60 2,00 2,40 Dehnung [%] Bild 15. Last-Dehnungsdiagramm für gerade Lamelle mit Winkel 0°; F = Maschinenlast Fig. 15. Load-strain curves for CFRP- Strip for angel 0°; F = Force of the testing device 0,40 0,80 1,20 1,60 2,00 Dehnung [%] Bild 16. Last-Dehnungsdiagramm für umgelenkte Lamelle mit Winkel 30° und Umlenkradius 1000 mm; F = Maschinenlast Fig. 16. Load-strain curves for CFRP-Strip for angel 30° and deviation radius 1000 mm; F = Force of the testing device Beton- und Stahlbetonbau 103 (2008), Heft 10 687 J. Knippers/M. Hwash · Umgelenkte Lamellen aus kohlefaserverstärktem Kunststoff für freistehende Spannglieder im Konstruktiven Ingenieurbau Tabelle 2. Zugversuche an umgelenkten CFK-Lamellen, (Radius Umlenksattel = 150 mm; α = Umlenkwinkel; F = Kraft im Prüfzylinder; T = Bruchkraft in Lamelle; δ = Abminderungsfaktor Tαaverage/T0average; σ = rechnerische Querpressung) Table 2. Tensile test of CFRP-Strips, (Deviation saddle radius = 150 mm; α = Deviation Angle; F = Force of the testing device; T = Strip fracture Force; δ = Reduction ratio Tαaverage/T0average; δ = contact pressure) Gruppe α Probekörper F T Taverage δ σ [kN] [kN] [kN] [–] [N/mm2] A 110 ° A1 A2 A3 305 310 320 187 189 195 190 0,74 25 25 26 B 30 ° B1 B2 B3 130 134 139 222 229 235 229 0,89 30 31 31 C 0° C1 C2 C3 257 256 260 257 256 260 258 1 – – – der Reibung eine wesentlich niedrigere Dehnung gemessen wurde (Bild 16). Dabei wurde eine Bruchkraft von 245 kN (ca. 95 % der Lamellenbruchkraft) erreicht und die zugehörige Querpressung ist mit dem Wert 5 kN/mm ca. 6fach kleiner als bei einem Radius von 150 mm. Bei diesen Parametern liegen die erreichten Bruchlasten innerhalb des formulierten Akzeptanzkriteriums nach ETAG 013. 4 Ausblick Die Ergebnisse zeigen, dass die Bruchkraft der Lamelle durch die Umlenkung maßgeblich reduziert wird, auch wenn der Radius der Umlenkung im Verhältnis zur Dicke der Lamelle vergleichsweise groß ist. Im Rahmen der bisher durchgeführten Versuche konnte der Einfluss weiterer Parameter wie Radius und Oberflächenbeschaffenheit des Sattels bzw. Reibung im Sattel nicht abschließend geklärt werden. Zurzeit werden weitere Versuche vorbereitet, um diese Fragen zu beantworten. Literatur [1] Deuring, M.: Brandversuche an nachträglich verstärken Trägern aus Beton, EMPA Report No. 148795. EMPA, Dübendorf, Switzerland, 1994. [2] Meier, U.: EMPA/SIA Studientagung Zürich 9, 1995. 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