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Bauforschung

Untersuchung über die Verwendungvon Carbonfasern als Bewehrung mine-ralischer Baustoffe

F 1758

Fraunhofer IRB Verlag

F 1758

Bei dieser Veröffentlichung handelt es sich um die Kopiedes Abschlußberichtes einer vom Bundesmini sterium fürVerkehr, Bau- und Wohnungswesen -BMVBW- geför-derten Forschungsarbeit. Die in dieser Forschungsarbeitenthaltenen Darstellungen und Empfehlungen gebendie fachlichen Auffassungen der Verfasser wieder. Diesewerden hier unverändert wiedergegeben, sie gebennicht unbedingt die Meinung des Zuwendungsgebersoder des Herausgebers wieder.

Dieser Forschungsbericht wurde mit modernstenHochleistungskopierern auf Einzelanfrage hergestellt.

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Auft+agnehmer Sachbearbeiter

TECHNISCHE UNIVERSITAT MUNCHEN

INSTITUT FUR BAUINGENIEURWESEN II

LEHRSTUHL FUR BAUSTOFFKUNDE UND WERKSTOFFPRUFUNG UND

PRUFAMT FUR BITUMINOSE BAUSTOFFE UND KUNSTSTOFFEDIR.: 0. PROFESSOR DR. R. SPRINGENSCHMID

Postanschrift:

Baustoffinstitut

Baurnbachstraße 7, 8000 München 60

(früher: Paul-Gerhardt-AlleC 2)

Telefon 88 95-1, Durchwahl 8895- 320Vo/kr

Abschlußbericht über den Forschungsauftrag

(Az.: BI 5-800178-30)

Untersuchung über die Verwendung von Carbonfasern als

Bewehrung mineralischer Baustoffe

des Bundesministers für Raumordnung, Bauwesen und Städtebau,

Bonn.

München, den 13. Mai 1981

Dr. R. Springenschmid A. Volkweino. Prof. Dipl.-Ing.

I

Vorwort

Die Anregung zu dieser Forschungsarbeit ergab sich aus

Gesprächen mit den Herren Anton Hofmann und Dipl.-Ing.

Heinrich-Georg Hofmann, Niklashausen, durch deren Unter-

stützung auch schon vor dieser Arbeit erste, orientierende

Versuche durchgeführt werden konnten. Die folgenden Fir-

men haben für die Untersuchungen die gewünschten Proben

zur Verfügung gestellt:

Naturwerkstein

Carbonfasern

Epoxidharze

Epoxidharze

- Fa. Hofmann, Niklashausen

- Fa. Sigri, Elektrographit Gmbh,Meitingen

- Fa. Bakelite-Rütgerswerke AG,Lethmathe

- Fa. Schering AG, Bergkamen

Ihnen sei an dieser Stelle für die Mithilfe gedankt.

Ein Teil der Untersuchungen /1/ wurde von Herrn Helmut

Kollo, München, durchgeführt.

Schließlich haben die Mitglieder der Arbeitsgruppe zu

diesem Forschungsvorhaben, deren Unterstützung uns sehr

nützlich war, Anregungen und Ratschläge gegeben, wofür

ihnen besonderer Dank gebührt.

Inhalt

1. Einleitung

2. Literaturauswertung zur Verwendung von C-Fasern im

Bauwesen

2.1 Eigenschaften von C-Fasern2.2 C-Fasern in Zement bzw. Beton2.3 Aufgeklebte Bewehrung

3. Werkstoffauswahl und Beschreibung der Eigenschaften

3.1 C-Faser3.2 Reaktionsharz3.3 Naturstein3.4 Zement für C-Fasereinbettung3.5 Beton3.6 Eigene Bestimmung von Kennwerten

3.6.1 C-Faserzugfestigkeit und -E-Modul3.6.2 a-Wert der C-Faser3.6.3 Festigkeit und E-Modul des EP-Harzes3.6.4 a-Wert des EP-Harzes3.6.5 Druckversuche an Granit3.6.6 a-Wert von Granit3.6.7 a-Wert des Betons

4. Lagerung von C-Fasern in Zementlösung

5. Prüfung der Ausziehfestigkeit

6. Untersuchungen an bewehrten Biegebalken

6.1 Probenherstellung

6.2 Biegetragfähigkeiten und -verformungen6.2.1 Prüfungen bei Raumtemperatur6.2.2 Prüfungen bei unterschiedlichen Prüftemperaturen

III

6.2.3 Prüfungen nach zyklischer Temperaturbelastung

6.2.4 Prüfung nach Feuereinwirkung

6.3 Kriechversuche

6.4 Dauerschwingversuche6.5 Verformungsmessungen bei Temperaturdnderung

7. Endverankerung durch Schlaufen

8. Abschließende Beurteilung

9. Zusammenfassung

10. Literatur

-1-

1. Einführung und Aufgabenstellung

Mit der Herstellung von Mehrphasensystemen wie Verbundwerk-

stoffen wird der Zweck verfolgt, die günstigen Eigenschaften

der Einzelphasen optimal auszunutzen und ungünstige Eigen-

schaften durch die Verbundwirkung zu kompensieren. Damit der

Verbund funktionsfähig ist, müssen bestimmte Verträglichkeits-

bedingungen erfüllt sein.

Im Rahmen dieser Forschungsarbeit wurden Beton bzw. Natur-

stein im Verbund mit Kohlenstoff- oder Carbonfasern (C-Fasern)

untersucht. Beton bzw. Naturstein sind gegenüber druck- und

gleichzeitig auch hochzugfesten Baustoffen (z. B. Stahl)

relativ kostengünstig. Gegenüber einer ausreichend hohen

Druckfestigkeit weisen sie aber nur geringe Zugfestigkeit

( 5 - 15 %) auf. Eine planmäßige Beanspruchung auf Zug istdaher häufig unzweckmäßig oder unwirtschaftlich. Erst im Ver-

bund bzw. durch Bewehrung z. B. mit Stahl können bei Stahl-

oder Spannbeton optimale Tragfähigkeitseigenschaften ge-

schaffen werden, wobei die Verträglichkeitsbedingungen hin-

sichtlich E-Modul- und Festigkeitsverhältnis, Verbundfestig-

keit, Korrosionsschutz der Stahleinlagen (chem. Verträglich-

keit) und Wärmeausdehnung der beteiligten Phasen besonders

günstig erfüllt werden.

Verstärkungsfasern zeichnen sich durch hohe Zugfestigkeit aus

und können wegen ihrer geringen Querschnittsabmessungen rela-

tiv einfach in einer Matrix so eingebettet werden, daß ein

tragfähiger Faserverbundwerkstoff mit gegenüber der Matrix

verbesserten Eigenschaften entsteht (Asbestfaserzement,

glasfaserverstärkter Kunststoff, Stahl-, Glas- oder Kunst-

stoffaserbeton, faserverstärkte Kunststoffolien usw. sind

Beispiele für Faserverbundwerkstoffe, die im Bauwesen ver-

wendet werden). Bei der Konstruktion von Faserverbundwerk-

stoffen können neben oder anstatt einer Verbesserung der

- 2 -

Tragfähigkeit auch andere Ziele verfolgt werden, z. B. beispröder Matrix: Erhöhung der Bruchdehnung und Schlagzähig-

keit (Arbeitsaufnahmevermögen).

C-Fasern existieren erst seit sehr kurzer Zeit. Sie sind

noch sehr teuer, zeichnen sich aber aus durch hohe Zug-

festigkeit (ähnlich Stahl-, Glas- oder Asbestfasern), hohen

E-Modul (höher als Stahl), besondere Beständigkeit gegenüber

Hitze- und Korrosionseinwirkung, geringe Dichte (1,5 - 2 g/cm3)

und durch die planmäßige Herstellung im Endlosstrang oder

-roving (Länge von natürlichen Asbestfasern max. 3 cm).

Bei Beton oder Mörtel bestünde grundsätzlich die Möglichkeit,

C-Fasern als Stapel- oder Kurzschnittfasern in einer für die

Kraftübertragung von Faser zu Faser erforderlichen Mindest-

länge isotrop oder teilweise orientiert in

die Matrix einzumischen (wie z. B. Asbestfaserzement oder

• Faserbeton). Selbst bei eindimensionaler Verteilung und einer

Zugbeanspruchung in nur einer Richtung wäre aber wegen der

nicht nutzbaren Einbindelänge der einzelnen Kurzschnittfasern

mehr Faservolumen erforderlich als bei Bewehrung mit kon-

tinuierlichen Rovings, wenn die Faserzugfestigkeit voll aus-

genutzt werden soll, Bild 1.

mEE Rechenannahmen:

..-- ,--- I Faser: 0 8 pm, fl z =1400 Nimm2c

..1t.-.-;>_10 Einbindelänge:m , CD EP-Harz 1mmc : 1

E:z 40 I= CD 0 Zementstein 10 mm-- v— 10> 4- ( Zugkraftübertragung durchc..... c i

0 > 30 Matrix vernachlässigt)m 0

10 20 30 40 50

Kurzschnitt - Fasertängelin mm

0LI- 1:71

0 = w

CI) cm 2012 0 cLi L

• - -4- _1

C1JE 10

L.

Ec_.c)

= c)QJ

mm3Vf , 714 bei(Endlosrov ing)

3

Bild 1: Rechnerischer Vergleich der erforderlichen

Faservolumen bei eindimensionaler Einbettung

von Kurzschnittfasern in Kunstharz und

Zementstein

Da ein gleichmäßiges Einmischen und Umhüllen in Beton oder

Mörtel bei längeren Fasern wegen Knäuelbildung zudem prob-

lematisch wird (etwa ab 1/d-,:", 1000, d. h, bei d = 8 pmab 1 = 8 mm), sind für einen Verstärkungseffekt in jedem

Fall beträchtlich mehr Fasern erforderlich als bei konti-

nuierlicher, gezielter Bewehrung in Spannungsrichtung. Wegen

des derzeit noch hohen Preises von C-Fasern wurde in diesem

Forschungsvorhaben deshalb nur die gezielte Bewehrung mit

Endlosrovings in Betracht gezogen. Für die Ausnutzung des

Reibungswiderstandes beim Herausziehen von Kurzschnittfasern

(1 1kri t ) aus der Zementmatrix (Erhöhung der Arbeitsauf-

nahme!) sind billigere Fasern wirtschaftlicher, da keine so

hohen Anforderungen an Festigkeit und E-Modul gestellt werden

müssen.

Eine Rovingbewehrung kann bei Beton oder Naturstein durch

Aufkleben bzw. Auflaminieren mit Reaktionsharz oder bei

Beton auch durch Einbettung im Beton verwirklicht werden,

wobei die Rovings im letzten Fall entweder unmittelbar mit

Zement oder aber als C-faserverstärkte Reaktionsharzstäbe

einbetoniert werden können. Die letztgenannte Bewehrungs-

art ist für Glasfasern eingehend untersucht worden /2, 3/.

Die dabei gewonnenen Erkenntnisse sind weitgehend auch auf

C-Fasern übertragbar, wobei allerdings der höhere E-Modul,

eine größere Querdruckempfindlichkeit und ein niedrigerer

Wärmeausdehnungskoeffizient (a-Wert) der C-Fasern zu berück-

sichtigen sind. Durch den höheren E-Modul dürfte die C-Faser

als schlaffe Bewehrung mineralischer Baustoffe, deren E-Modul

gegenüber z. B. Kunststoffen hoch ist und an die Größenordnung

von Glasfasern heranreichen kann, besonders geeignet.

Die andern beiden Bewehrungsarten wurden hier orientierend

untersucht. Neben grundsätzlichen Tragfähigkeitseigenschaften

von in der Zugzone bewehrten Biegebalken wurden die Beständig-

keit von C-Fasern in alkalischer Lösung und die Auswirkung

des niedrigen a-Wertes(um Null)auf das Verbundverhalten stu-

diert.

Auch wenn eine C-Faserbewehrung von Beton derzeit aus Kosten-

gründen sicher nur in Sonderfällen in Frage käme, so ist doch

denkbar, daß Reparaturen an bestehenden Bauteilen u. U. ein An-

wendungsgebiet darstellen. Ebenso wäre eine Bewehrung von

zementgebundenen, dünnwandigen, d, h. membranartigen Bau-

teilen wie Platten, Schalen, Rohren o. ä. denkbar (ggf, auch

Asbestersatz?). Es ist also nicht daran gedacht, die Stahlbe-

wehrung bei üblichen Stahl- oder Spannbetonbauweisen durch

C-Fasern zu ersetzen - das wäre kostenmäßig derzeit kaum

vertretbar - sondern hier kommen nur Bauweisen für dünne

Bauteile in Betracht, die schon allein wegen der erforder-

lichen Betondeckung in Stahl- oder Spannbeton nicht ausführ-

bar wären.

5 se,

Eine Bewehrung von Natursteinplatten mit C-Fasern könnte

u. U. zu neuartigen Einsatzgebieten von Naturstein führen.

Bei bereits bestehenden Anwendungsarten von Naturstein

(Fassadenverkleidung, Treppenstufen) ist eine Steigerung

der Tragfähigkeit denkbar.

2. Literaturauswertung zur Verwendung von C-Fasern im Bauwesen

2.1 Eigenschaften von C-Fasern

C-Fasern sind schwarz und haben bei runden oder auch aufge-

lösten Querschnittsformen meist Durchmesser um 6 - 10 pm

(rd. 1/4 - 1/10 des menschlichen-Haares!).

Sie werden aus kohlenstoffhaltigen Ausgangsfasern (Pech,

Cellulose, Polyacrylnitril (PAN)) in 2 oder 3 Stufen hergestellt:1. Stabilisieren z. T. durch Vernetzungsreaktionen bei

+ 180 4 + 300°C, 2. Festphasenpyrolyse zur carbonisierten

Faser bei + 300 4 + 1600°C, 3. Graphitieren bei + 1600 4 + 3000 °C.

Während der drei Verfahrensstufen kann die Faser gestreckt wer-

den, soweit nicht die Ausgangsfaser schon eine gerichtete Mole-

külstruktur aufwies (z. B. PAN), um eine möglichst hochorien-

tierte, anisotrope Graphit-Schichtstruktur des bei der Behand-.lung zurückbleibenden Kohlenstoffs zu erreichen.

Mit zunehmender Behandlungstemperatur steigt der E-Modul der

Faser in Längsrichtung (nach Stufe 2: etwa 200 000

250 000 N/mm 2, nach Stufe 3: über 400 000 - 600 000 N/mm 2 ),

Die Zugfestigkeit durchlauft dagegen bei etwa + 1200 - 1600°C

ein Maximum (bis etwa 3000 - 4000 N/mm 2 ). Je nach Temperatur

und Behandlung können E-Modul und Festigkeit nach Wunsch einge-

stellt werden. Im Idealfall - bei vollkommener Einkristallaus-

bildung (Graphitwhisker) - könnten die in Bild 2 wiedergege-

benen, theoretischen Eigenschaften erreicht werden:

Einkristalla-b-Richtung

Geometrische Dichte gicrn 3] 2 ,266Elastizitätsmodul kN/mm2] — 1200

c-Richtung

N 35

Zugfestigkeit [kN /mm1 > 100

Spez elektr Widerst. [jf2cm) 50 I 1000000Warmeleitt-ähigk [W/rnK] >407 — 81Warmeausdehnung,linear [1d6/°K1 - 1,5 * 28,6

aa= F aserlängs-

r ichtung

Bild 2: Eigenschaften des Graphiteinkristalles,

nach /4/ ergänzt,

Es kann folgende Klassifizierung der heute gängigen

C-Fasertypen angegeben werden, wobei mit steigendem

E-Modul die Herstellungskosten zunehmen:

Strukturmerkmal Fasertyp E-Modul

N/mm 2

Zugfestigkeit

N/mm 2

keine erkennbareVorzugsorientierung

IsotropeKohlenstoff-

(glasartig), sehrschwache Fernordnung

oderGraphitfaser

40 r-,0,9

Normalfeste(NF) 160 000- 1200-

Schichtebenen vor-wiegend parallelzur Faserachse,geringe Fernordnung

Kohlenstoff-faser

250 000 2500

Hochfeste(HF) 220 000- 2500-

Kohlenstoff-faser

280 000 3000

Hochmodul WOKohlenstoff-

350 000- 2000-

Schichtebenen weit-gehend parallel zur

oderGraphitfaser

450 000 2500

Faserachse,gute Fernordnung Ultrahoch-

modul (UHM) 400 000- 2000-Kohlenstoffoder 600 000 2500

Graphitfaser

Tabelle 1: Klassifizierung der C-Fasertypen

Nach dem Luftfahrt-Normblatt LN 29964 gilt folgende Unterteilung

von kontinuierlichen (C) Kohlenstoffgarnen (K):

BezeichnungmittlererE-Modul/ N/mm2 7

Mindestzug-festigkeit

/ N/mm 2 7max..

/ g/cm 3 7

Garn LN 29964 KC 10 200 000 2100 1,8

20 230 000 2400 1,9II 30 34o 000 2000 2,0II 40 500 000 2000 2,1

Tabelle 2:' Technische Lieferbedingungen für Kohlenstoffasern

nach Luftfahrtnorm LN 29964

C-Fasern verhalten sich bis zum Bruch rein elastisch.

Da sie bei Wechsellast kaum ermüden und nicht kriechen,

zeigen C-faserverstärkte Verbundwerkstoffe z. B. gegen-

über Metallen eine außergewöhnlich hohe statische und

dynamische Langzeitfestigkeit (Dauerschwingfestigkeit im

Wechsellastbereich bei Epoxidharzmatrix rd. 80 % /4/).

E-Modul und Zugfestigkeit bleiben bei Temperaturen bis über

2500°C nahezu unverändert, wenn die Sauerstoffzufuhr weit-

gehend verhindert wird, d. h. eine Oxidation zu Kohlendi-

oxid vermieden wird. Selbst wenn die Faser nicht in einer

Matrix vor Sauerstoffzufuhr geschützt ist, kann sie an der

Luft mit normaler Flamme (T-< ca. 300 ° C) nur schwer zu CO 2oxidiert werden. Ein selbständiges Brennen ist praktisch

kaum möglich, insbesondere, wenn die Fasern nicht verein-

zelt, sondern in Bündeln vorliegen. Eine Eingruppierung nach

DIN 4102 "Brandverhalten von Baustoffen und Bauteilen"

(Ausg. 1977, Teile 1 - 7) müßte im Zusammenhang mit den Bau-stoffen, mit denen die C-Faser im Verbund verwendet wird,

im Einzelfall geprüft werden, z. B. nach Teil 2 "Bauteile",

soweit ein Einsatz im Hochbau vorgesehen ist.

Der a-Wert beträgt bei Temperaturen zwischen -20 und +100°C

in Faserrichtung -1,5 . 10-6 bis 0 K-1 , quer zur Faser-6 . -6 -1+5 . 10 bis +15 . 10 K .

Die Wärmeleitfähigkeit in Faserrichtung liegt zwischen 15und 100 W/mK, quer zur Faser etwa um eine Größenordnung nied-

riger. Graphitfasern eignen sich wegen der geringen Wärme-

leitfähigkeit und der Feuerbeständigkeit besonders gut zur

Hitzedämmung. Die spezifische Wärme kann um 700 J/kg K ange-nommen werden.

Die Dichte beträgt zwischen 15 und 2,1 g/cm 2 , Der spezifi-

sche E-Modul und die spezifische Zugfestigkeit (Reißlänge)

o B /Wh is kers%^'Whisker

OHM -Glas.

- 10 -

sind gegenüber Stahl- und Glasfasern deshalb besonders

günstig, Bild 3. Ein Einsatz für leichte Bauteile oder im

Maschinenbau bei hohen Beschleunigungen ist daher vorteilhaft.

24,4 0:7rarmd 0

ir1 ^ unveis7.-erk[ n er streck! u ^ (HF-Typ)----, o

INE ^

O0[34. C; w

S-GlasO C(NF-Typ)--4;,' a Is --- --- -- - - - -^^

vLt

^ G raphitwhiskcr

C(HM-T.prO

1

^ OS fah(

" I BeO050

ZrO2

010 15 20 25 30

spezrJischer t -Modul E/g (m.105)

Bild 3: Spezifische Festigkeit (Reißlänge) und spezifischer

E-Modul EIS von verschiedenen Verstärkungsfaser-

materialien,nach H. Heißler /5/ ergänzt.

Die C-Faser ist ein guter elektrischer Leiter mit

einem spezifischen elektrischen Widerstand von 0,5 bis 2 12cm2 /cm

(Stahl 0,01 bis 0,02 2uSlcm /cm) .

Die chemische Beständigkeit (ähnlich wie allgemein bei

Graphit) ist gegenüber anderen Verstärkungsstoffen hervor-

stechend. Die Beständigkeit nimmt mit höherem kristallinem

0

Ordnungsgrad, d, h. mit höherer Herstellungstemperatur

(NF- > HM-Typ) zu /6/. Angreifend wirken alle starken

Oxidationsmittel, z. B. Salpetersäure oder auch einige

Metallchloride. In einigen Fällen ist bei schwacher Oxida-

tion aber auch eine Zunahme der Festigkeit zu beobachten,

was man damit erklärt, daß Oberflächenfehler "geglättet"

werden. Ein Angriff durch Laugen ist kaum zu erwarten.

Durch die hohe Reaktionsträgheit ist andererseits der Ver-

bund (Adhäsion - Kohäsion) mit anderen Stoffen nur sehr

schwer zu erreichen. (Dies ist ergänzend zur obigen Wirt-

schaftlichkeitsbetrachtung ein Argument gegen die Verwendung

von Kurzschnittfasern in Zementmatrix!)

In der Spannungsreihe der Elemente liegt Kohlenstoff mit

ca. + 0,3 Volt, bezogen auf die Standard-Wasserstoffelektrode

nahe bei Silber (+ 0,48 Volt) /7/. Bei Kontakt mit unedleren

Metallen ist daher im Elektrolyten mit Elementbildung und

Korrosion des unedleren Metalls zu rechnen /8/. (Im Flugzeug-bau ist bei Witterungseinwirkung eine maximale Potential-

differenz von nur 0,25 Volt zulässig /7/. Bei Verbund von

C-Fasern mit z. B. Stahl oder Aluminium sind daher entspre-

chende Schutzmaßnahmen erforderlich.)

Die C-Faser wird im Endlosstrang (-roving) mit einer Faser-

(Filament-)zahl von 2000 bis 24 000 (auch bis 160 000) Stück

hergestellt. Der Roving ist auf Spulen gewickelt erhältlich.

Ferner wird er in Form von Schläuchen oder Bändern (mehrere

Rovings mit einzelnen Kunststoffäden zusammengefaßt) oder als

Gewebe, Filze, Garne weiterverarbeitet. Ein Zerschneiden in

Kurzschnitt- oder Stapelfasern ist ebenfalls möglich. Bänder

oder Gewebe werden auch gemischt mit Glasfasern o. ä. im Han-

del angeboten.

- 12 -

Die heute im Handel erhältlichen C-Fasern sind häufig mit

einer Oberflächenbehandlung (Schlichte - meist auf Basis

Epoxidharz, da sie in der Regel in derselben Matrix einge-

bettet werden) versehen, damit sie in der Handhabung flexib-

ler sind und vor allem eine gute Haftung mit der Matrix ein-

gehen.

Da kaum zu erwarten ist, daß EP-Schlichte in Zementstein

zu guter Haftung führt, ist es bei Verwendung einer Zement-

matrix daher sinnvoll, C-Fasern ohne oder aber mit einer ent-

sprechend angepaßten Schlichte zu verwenden. Eine Erhöhung

der Oberflächenrauhigkeit läßt sich auch durch gezielte,

schwache Oxidation erreichen.

Die Verkokung von Cellulose zu einem isotropen Kohlenstoff-

faden gelang praktisch erstmals um 1880 durch Th. A. Edisonbei der Erfindung der Glühlampe. Jedoch erst Ende der 50er

Jahre dieses Jahrhunderts konnte die gezielte Herstellung

von anisotropen C-Fasern entwickelt werden (Fa. Union Carbide

Corp., USA). Heute liegt die Welt-Produktionsmenge Ober

800 t /4/, wobei die C-Fasern neben einigen Anwendungenz. B. zur Wärmedämmung bei hohen Temperaturen oder als

korrosionsfeste Abdichtungen hauptsächlich als Verstärkungs-

material für Verbundwerkstoffe verwendet werden. Jeweils ein

Drittel werden in der Luft- oder Raumfahrtindustrie und in

der Sportartikelbranche verwendet. Man geht davon aus, daß

sich die Verwendung noch in der Einführungsphase befindet

und daß sich in Bereichen wie Automobilbau, Maschinenbau

oder Bauwesen neue Anwendungsgebiete mit größerem Verbrauch

erschließen lassen, wenn der Preis reduziert werden kann.

Das wiederum ist aber nur möglich, wenn die Produktionsmengen

durch größere Anlagen gesteigert werden können, Ein Preis von

30,--/40,-- DM/kg für C-Fasern auf Basis PAN bzw.10,--/15,-- DM/kg auf Basis Pech scheint erreichbar und wird

- 13 -

angestrebt /4/. Derzeit liegt der Preis für NF-Typen aufPAN-Basis bei größeren Abnahmemengen etwas über 100,-- DM/kg.

Bei einem Preisvergleich mit herkömmlichen Baustoffen sind

nicht nur die chemische und thermische Beständigkeit, son-

dern auch die günstige Dichte, Festigkeit und Steifigkeit

zu berücksichtigen, Tabelle 3.

Ferner sind bei einem Preisvergleich auch noch Verarbeitungs-

kosten zu berücksichtigen, die hier jedoch nicht angegeben

werden können. Außerdem wäre noch in Betracht zu ziehen, daß

u. U. durch Tragfähigkeitssteigerungen und mögliche Eigenge-

wichtsreduzierungen ggf. Folgeaufwendungen (z, B. Gründungen

oder Verankerungen) eingespart werden könnten.

- 14 -

Rechenannahmen:

C-Faser (NF-Typ) Beton-stahlBSt420/500

Spann-stahl/Stahl-faser

auf BasisPAN

auf BasisPech

Ca.-Handelspreiseetwa Ende 1980bei größeren

120,-- 100,-- 0,8 2,--

Liefermengenin DM/kg

AngestrebterPreis in DM/kg

4 40,-- 15 -_, •

Zugfestigkeit/ kN/mm 2 7 2,4 1,5 0,5 1,4

0,2 %-Dehngr./ kN/mm 2 7

_ - 0,42 1,3

E-Modul/kN/mm 2 7 230 160 210 200

Dichte/ kg/dm 3 7 1,8 1,8 7,85 7,85

Vergleichspreisebezogen auf: _________

Volumen/ DM/dm3 7 216,- 72,-- 180,-- 27,-- 6,3 15,7

Festigkeit 9,-- 3,-- 12,-- 1,8 1,3 1,1_/ 10- 2 DM/kNm /

0,2 %-Dehngr. - - - - 1,5 1,2

E-Modul/ 10- 4 DM/kNm 7 9,4 3,1 11,3 1,7 0,3 0,8

Festigkeit+ E-Modul

3,9 1,3 7,3 1,1 0,6 0,6

/-10-10DMm/kN27

Tabelle 3: Preisvergleich C-Faser und Bewehrungsstahl

(schematische Schätzung)

Aus Tabelle 3 ist ersichtlich, daß selbst die Pechfasern miteinem für die Zukunft angestrebten Preis von 15,-- DM/kg gegen-

über dem derzeitigen Stahlpreis kaum wirtschaftlich sind, wenn

nicht noch andere Aspekte bei einem Vergleich berücksichtigt wer°

den können.

- 15 -

2.2 C-Fasern in Zement bzw. Beton

In der Literatur wird überwiegend mit Kurzschnittfasern ver-

stärkter Zementstein, Mörtel oder Beton behandelt, wobei ins-

besondere auch C-Fasern im Vergleich zu Stahlfasern, E-Glas-

bzw. alkaliresistenten Glasfasern, Polypropylen- oder Asbest-

fasern beschrieben werden /9 -13/. A. Briggs gibt in /14/

einen zusammenfassenden Überblick über die C-Faserbewehrung

von Zement. Er weist insbesondere auf die Schwierigkeit hin,

einen C-Faserroving mit Zementleim zu durchtränken, weil

selbst bei sehr feinem Zement die großen Zementpartikel immer

noch über dem Faserdurchmesser liegen. Wegen der hohen Faser-

kosten wird eine gezielte Bewehrung mit Endlosrovings in Haupt-

spannungsrichtung empfohlen. Die Herstellung von runden Körpern

im Wickelverfahren ist hierfür besonders geeignet. Über Zement-

bewehrung mit Endlosfasern wird auch von J. A. Waller /15/

berichtet, wobei bei. 8 Vol.-% Fasergehalt bis 130 N/mm 2 Biege-

zugfestigkeit erreicht wurden. Er weist rechnerisch nach, daß

bei einem Faserabstand gleich dem Faserdurchmesser keine Faser-

gehalte über 20 Vol.-% erreicht werden können. Praktisch können

Fasergehalte von 8 Vol.-% kaum überschritten werden, wenn Zement-

körner mehr als 20 }.,m Durchmesser haben.

Nach Meßergebnissen von S. Sarkar und M. B. Bailey /16/

muß wie bei Kurzschnittfasern auch bei Endlosfasern davon

ausgegangen werden, daß nach Überschreiten der Zementstein-

Bruchdehnung außer der elastischen Verformung offenbar ein

Schlupf der glatten Fasern auftritt, durch den die Verformung

bei Endlastung praktisch kaum mehr zurückgeht. Bei der Beweh-

rung von Beton mit Kurzschnittfasern wird dieser Schlupf unter

Reibungswirkung - neben der Begrenzung des Rißfortschritts an

querliegenden Fasern - zur Erhöhung der Arbeitsaufnahme

zähigkeit genutzt /17/.

Nach A. Briggs, D. H. Bowen und J. Kollek /13/ ist zu bemerken,

daß die Druckfestigkeit des Zementsteins, gemessen in Faserrich-

- 16 -

tung, mit steigendem Fasergehalt stark zurückgeht. In /13/

wird ferner berichtet, da2 die Beständigkeit von C-faser-

bewehrten Zementsteinproben von der Art der verwendeten

C-Faser abhängt. Während mit einer Hochmoduifaser nach

160-tägiger Lagerung in Wasser, Nebel oder Luft und nach

Feucht-Trocken- oder Frost-Tau-Wechseln praktisch keine

Abnahme der Biegezugfestigkeiten beobachtet wurde, ergaben

sich bei einer schwächeren und dickeren Faser (E = 110000 N/mm2

3 z = 270 N/mm 2 ) bei diesen Lagerungsarten deutliche Festig-

keitsminderungen.

- 17

2.3 Aufkleben von Bewehrung

Mit Reaktionsharzen besteht die Möglichkeit nicht nur

Fasern sondern z. B. auch Stahlbleche als Bewehrung auf

Naturstein oder Beton aufzukleben /18 - 20/. Schon in

vielen Fällen wurden tragende Stahl- oder Spannbeton-

bauteile durch angeklebte Stahlbleche zusätzlich verstärkt.

Dabei wurden jedoch neben der Klebung in der Regel auch

zusätzliche, mechanische Verankerungen an den Enden der

Bewehrung vorgesehen, da die Verklebung bei z. B. hoher

Temperatur geschädigt werden kann.

Die Bewehrung von Natursteinplatten mit auflaminierten

Glasfasern ist schon seit längerem gebräuchlich. So werden

z. B. Platten für Möbel an der Unterseite bewehrt, z. B. /21/.

Dementsprechend werden Treppenstufen aus Naturstein verstärkt,

indem eine Glasfaser-Kunststoffschicht zwischen zwei Stein-

platten eingeklebt wird /22/. Auch Reaktionsharzbetonplatten

werden auf diese Weise zu Treppenstufen verarbeitet /23/.

Als Verstärkung auf GFK aufgeklebte 0 -Fasern werden im

Sportboot-, Sportwagen- ,oder Segelflugzeugbau verwendet.

In /24/ berichtet D. R. Lovell über die Bewehrung von Holz-

trägern mit C-Fasern. Derzeit werden Pionierbrücken aus

Aluminium mit C -Faser-Verstärkung für 60-t-Panzer erprobt /25/.

Filamentzahl je Roving:

12 000

Filamentlänge: endlos

Rovingverdrillung:

5 je m

Filamentdurchmesser:

7 + 5 %

Dichte:

1,75 + 5 % g/cm3

Zugfestigkeit: 2200- 2800/Mittel: 2500/Mindest: 2200 N/mm2

E-Modul: 205000-260000/Mittel: 235000/Mindest: 205000 N/mm2

Bruchdehnung: ca. 1,2 %

-1a-Wert längs: + 0,2 . 10 -6 K-6 -1a-Wert quer: 30-40 . 10 K

- 18 -

3. Werkstoffauswahl und Beschreibung der Eigenschaften

3.1 C-Faser

Um den Umfang des Versuchsprogramms klein zu halten, wurde

nur ein C-Fasertyp gewählt. Dabei lag die Kostenfrage im

Hinblick auf eine Anwendung im Bauwesen im Vordergrund,

so daß eine C-Faser,hergestellt auf der Basis von Pech

naheliegend war (z. B. Fa. Union Carbide oder Fa. Kureha).

Vorversuche mit einem Versuchsprodukt (Endlosroving)

ergaben jedoch, daß diese Faser im derzeitigen Entwicklungs-

stand (1979) sehr spröde war und bei nicht entsprechender

Handhabung leicht brach. Es wurde deshalb hier auf einen

NF-Fasertyp von etwa vierfachem Preis zurückgegriffen

("Sigrafil" NF12 der Fa. Sigri Elektrographit GmbH, Neitingen).

Diese Faser wird auf der Basis von PAN hergestellt.

Die Eigenschaften wurden vom Hersteller wie folgt angegeben:

Die Faser kann gemäß den Forderungen von Luftfahrt-

Normblatt LN 29964 etwa zwischen KC 10 und KC 20 eingereiht

werden, vgl. Tabelle 2.

- 19 -

Zum vorgesehenen Auflaminieren von C-Fasern auf Granit-

und Beton-Biegebalken wurden Bänder mit je 23 Ravings,

die mit Kunststoffäden parallel verkettet waren, verwendet

(Typ KDU 23-7). Die Fasern waren vom Hersteller mit einer

Epoxidharzschlichte ausgerüstet worden.

Für die Einbettung unmittelbar in Zement wurde ein ent-

sprechender Einzelroving ohne Schlichtebehandlung verwendet.

- 20 -

3.2 Reaktionsharz

Wegen der bekanntlich guten Beständigkeit im Freien wurde

für das Auflaminieren der C-Fasern ein Epoxidharz (EP)

gewählt. Aufgrund von früheren Tastversuchen mit unter-

schiedlichen EP-Harzen wurde festgestellt, daß der Haft-

verbund zwischen Laminat und Granit bzw. Betön bei großen

Verformungen und Rißbildung günstiger ist, wenn das Harz

möglichst zäh ist, d, h, große Bruchdehnung bei nicht zu

niedrigem E-Modul aufweist. Diese Forderung ist von Nach-

teil, wenn von einem kaltaushärtbaren EP-Harz gleichzeitig

auch eine möglichst gute Wärmebeständigkeit verlangt wird,

weil beide Eigenschaften in der Regel gegenläufig sind.

Ferner sollte das EP-Harz auch auf nicht ganz trockenen

Flächen (z. B. bei > 90 % r. F.) gut haften, lösungsmittel-

frei und toxologisch unbedenklich verarbeitbar sein. Die

Topfzeit sollte mindestens 20 Min. bei + 25 ° C betragen.

Unter verschiedenen im Handel erhältlichen Formulierungen

wurde letztlich folgendes Produkt der Fa. Rütgerswerke AG,

Frankfurt bzw. Bakelite GmbH, Iserlohn ausgewählt, wobei

jedoch nicht gesagt werden kann, ob nicht andere Produkte

und Hersteller ebenso geeignet sind:

Harztyp: Rütapox 0166/S 20

Härtertyp: Rütapox VE 2977

- 21 -

Vom Hersteller waren folgende Angaben zu dem modifizierten,,

ungefüliten und emulgierfähigen System genannt worden:

Harz Härter

Epoxidzahl

Epoxidäquivalent

Aminäquivalent

Viskosität + 25° C

23,8 + 0,3 %

181 + 3 g/Äquiv.

-

1400 + 200 mPa.s

95 g/Äquiv.

2600 + 300 mPa.s

Mischungsverhältnis 100 GT 53 GT

Topfzeit (100 g/+25° C) mind. 40 Min.

Zugfestigkeit + 23° C 55,8 N/mm2

Bruchdehnung + 23° C > 8 %

Biegefestigkeit + 23° C 98 N/mm2

Biege-E-Modul + 23° C 2700 N/mm2

Wärmeformbeständig-keit nach Martens + 23° C + 42° C

Schlagfestigkeit + 23° C 25,7 N/mm2

Druckfestigkeit + 23° C 90,0 N/mm2

- 22 -

3.3 Naturstein

Bei früheren Tastversuchen wurde festgestellt, daß grob-

körnige Natursteinarten (z. B. Granit) besonders geeignet

sind, um für eine Steigerung der Biegetragfähigkeit

Faserbewehrung in der Zugzone aufzukleben- Dagegen ergaben

sich bei feinkörnigen Natursteinen (z. B. Kalksteine wie

"Juramarmor") verminderte Haftfestigkeiten zwischen

Laminat und Stein, die sich in einem verfrühten Abscheren

der steifen Bewehrung - meist zusammen mit einer dünnen

Oberflächenschicht des Steins - äußerten. Offensichtlich

ist es von Vorteil, wenn die zwischen Bewehrung und Stein

aufzunehmenden Scherspannungen über eine ausreichend grobe

Verzahnung im Stein abgetragen werden können. Wahrschein-

lich könnte diese Schwierigkeit bei feinkörnigen Gesteinen

umgangen werden, indem eine vorherige Verfestigung der

Oberflächenschicht z. B. durch Imprägnierung mit einem

niedrigviskosen EP-Harz vorgenommen wird.

Hier wurde der mittel- bis grobkörnige "Raumünzacher

Granit" (Schwarzwald) gewählt, der verglichen mit anderen

Granitarten mittlere Biegezug- und Druckfestigkeit und

eine gute Verzahnung des Korngefüges aufweist.

Mittlere Kennwerte gemäß vorliegenden Prüfzeugnissen

von Materialprüfungsanstalten:

Rohdichte nach DIN 52 102: 2,60-2,64 kg/dm3

Wasseraufnahme unter Atmosphärendrucknach DIN 52 103: 0,21 Gew.-%

Druckfestigkeit nach DIN 52 105 anWürfeln mit 100 mm Kantenlänge: 220 N/mm2

(Richtwerte nach DIN 52100 f. Granite: 150-240 N/mm2)

Biegezugfestigkeit nach DIN 52 112,

Dreipunktbelastung an Prismen40 x 40 x 160 mm 3 : 21,1 N/mm2

Nach Dettling /26/ können die mittleren Wärmedehnzahlen von

Granit im Temperaturbereich von - 20 bis + 100° C etwa

zwischen + 4,5 . 10 -6 und + 9 . 10 -6 K-1 liegen.

- 23 -

3.4 Zement für C-Fasereinbettung

Wegen des geringen Faserdurchmessers (7 pm) bzw. der

großen Zahl von Fasern in einem Roving (12 000 Stück)

und der demgegenüber relativ großen Partikelgrüße von

Zement (30 - 100 km) ist es grundsätzlich schwierig,

eine ausreichende Durchdringung des Rovings mit Zement-

leim zu erreichen. Dieser Schwierigkeit wurde hier durch

eine entsprechende mechanische Auflockerung des Rovings

begegnet, vgl. Abschn. 6.1. Ferner wurde ein handelsüb-

licher Zement mit relativ hoher Mahlfeinheit gewählt:

PZ 45 F (spez. Oberfläche nach DIN 1164, El. 4: ca.

5 000 cm,/g).

Auf entsprechende Zusatzmittel zur besseren Durchdringung

des Rovings mit Zementleim wurde hier verzichtet. Ent-

sprechende Hinweise hierzu siehe z. B. /27/.

3.5 Beton

Für die bewehrten Betonbiegebalken wurde folgende Beton-

mischung für 1 Liter bzw. 1 m 3 verdichteten Beton hergestellt:

Mischungsteil Masse

in g bzw. kg

MV

/ -(7127

Dichte

in kg/dm'bzw. t/m3

Volumen in

cm' bzw. dm'

Zement PZ 45 F 400 1 3,1 129(vgl.Abschn.3.4)

Rheinsand 0-4 mm 689 2 61-, 264

Rheinkies 4-8 mm 10081697 4,244,

2,54 397661

Wasser 200 0,5 1,0 200

Poren (ca.1 Vol.%) - - - 10

Summe 2297 5,74 2,3 1000

700

,oo•0

•— 5001

cj

Lic._

al• —VI

0,25 05 1 2

Siebweite in mm0 4 8

- 24 -

Die Sieblinie des Zuschlags liegt gemäß DIN 1045 etwa

zwischen A und B/8 mm, Bild 4.

Bild 4: Sieblinien A und B 8 mm

nach DIN 1045 und gemessene Sieblinie

Der relativ hohe Feinsandanteil wurde für die Einbettung

von Fasernals günstig erachtet. Rheinmaterial, d. h.

überwiegend quarzitisches Gestein wurde gegenüber calciti-

schem Zuschlag bevorzugt, da der a-Wert nur in engen-6 -1Grenzen schwankt und mit a = 8 12 . 10 im oberen

- 25 -

Bereich häufig verwendeter Normalzuschläge /26/ und damit

weit über dem von C-Fasern liegt.

Das Ausbreitmaß des Frischbetons nach DIN 1048 betrug

39 - 41 cm (Konsistenz nach DIN 1045 etwa obere Grenze

K2). Die mittlere Würfeldruckfestigkeit (100 mm Würfel)

betrug im Alter von 28 Tagen 52 N/mm 2 , im Alter von

90 Tagen 67 N/mm2.Nach /28/ kann demnach ein E-Modul von ca. E

B36000 N/mm2

angenommen werden.

3.6 Eigene Bestimmung von Kennwerten

3.6.1 C-Faserzugfestigkeit und -E-Modul

Bei C-Fasern können Zugversuche am einzelnen Filament

wie auch am in Reaktionsharz eingebetteten Roving durch-

geführt werden. Letztere Möglichkeit wurde gewählt, wobei

mit Schlichte versehene Rovings verwendet wurden.

Probenherstellung:

Es wurde in einer rechteckigen, nutartigen Form ein mit

EP-Harz getränkter C-Faserroving mit einer Federwaage (20 N)

gespannt eingelegt und mit einem Lineal vorsichtig in

rechteckige Form gepreßt. Auf diese Weise wurden rd. 50 cm

lange Probestäbe mit einem Faser-Volumengehalt von (p F =

50 - 57 Vol.-% hergestellt. Durch das Spannen in der Form

wurde erreicht, daß alle Fasern weitgehend gerade sind.

Aus den Probestäben wurden ca. 25 cm lange Zugproben ge-

schnitten und an den Enden für die Einspannung in der Zug-

prüfmaschine (Scherenklemmbacken) mit Kunstharz verstärkt.

L . gR . pEP

1- • gR • PEP + (1 • PE - L • gR • PF`PF .100 /. /-.01.- 7

- 26 -

Bestimmung des Fasergehaltes:

Vor der Verstärkung der Enden mit Reaktionsharz wurde der

Fasergehalt bestimmt:

a) Aufgrund der Herstellerangaben ergibt sich bei einer

mittlerenRohdichtederFasern . vonp,= 1,75 g/cm 3 und

einem mittleren Faserdurchmesser von dF = 7 m *) ein

rechner. Rovinggewicht von g = 1,75 . 12.000 . ( 3,5.10 -4)2

. 7 = 8,08 . 10 -3 g/cm.

Kontrollwägungen von Rovingabschnitten ergaben mittlere

Rovinggewichte von:

8,21 . 10 -3 g/cm für Fasern mit SchlichtegRSch-3gR= 8,10 . 10 g/cm für Fasern ohne Schlichte

Die Rohdichteangabe mit p E = 1,75 g/cm 3 ist demnach hin-

reichend genau.

b) Die Rohdichte von ausgehärteten EP-Harzproben betrug

nach Messung: pEP = 1,135 g/cm3.

c) Der in EP eingebettete C-Faserroving definierter Länge L

wurde gewogen (G). Der Faservolumengehalt iF , errechnet sich

dann nach:

Der mittlere Fasergehalt von fünf Proben betrug danach im Mittel

TF = 52 Vol.-%.

*) Der Faserdurchmesser wurde im Rasterelektronenmikroskop

gemessen /1/.Danach kann die Herstellerangabe von 7 pm

übernommen werden.

- 2 7 -

Zugversuch

Fünf c-faserverstärkte Kunststoffproben (CFK-Proben)

wurden in einer vorschubgeregelten 10 kN-Prüfmaschine

mit einer Geschwindigkeit von 1 mm/min bis zum Bruch

stetig belastet. Die Probendehnung wurde mit einem

Dehnungsaufnehmer (Typ DD1, Fa. Hottinger-Baldwin

Meßtechnik, Darmstadt) beidseitig von der Probe

(Meßlänge 1 0 = 100 mm) gemessen und mit einem Koordinaten-

schreiber in Abhängigkeit von der Kraft aufgetragen.

Die Umgebungstemperatur betrug 23° C.

a) Es ergaben sich bis zum Bruch gerade Kraft-Dehnungs-

kurven mit Bruchlasten von 0,95 bis 1,25 kN (Mittel 1,04 kN)

und Bruchdehnungen von 0,9 bis 1,1 % (Mittel 1,06 %).

4 von insgesamt 5 Proben mit niedrigen Bruchwerten brachen

nahe der Einspannung. Es ist deshalb davon auszugehen, daß

die volle Faserzugfestigkeit wegen überlagerter Biege- oder

Querdruckspannungen in diesen Fällen nicht gemessen werden

konnte.

Der höchste Wert von maxP = 1,25 kN ergibt nach der bei

unidirektionaler Verstärkung ansetzbaren Mischungsregel -

diese ist bei Fasergehalten von über 40 % nach W. Günther

/29/ ansetzbar

EEP . ß ZF . (1- m )BCFK = 3 ZF • TF

oder max ß =ZF FF pfF EEP.(1-1F)]EF

2680 N/mm2

max ß ZF =

Der Mittelwert aller fünf Proben ergab B ni = 2.240 N/mm2.

Beide Festigkeitswerte stimmen gut mit der

Herstellrangabe von 2200-:2800 N/mm 2 überein (vgl. Abschn 3.1).

maxP . tri

- 28 -

Wegen der hier aufgetretenen Prüfunsicherheit wird im

weiteren von folgenden Mittelwerten ausgegangen:

ZF 2.500 N/mm 2 , entsprechend einer Rovingbruchkraftf3 =von maxP = 1,17 kN bei W F 52 Vol.-% und einer Bruch-Idehnung von 10,9 %o.

b) Aus den aufgezeichneten Kraft-Dehnungskurven wurde

für die CFK-Proben bei einer Kraftdifferenz von 0,35 kN

im Mittel eine Dehnung von 3,3 %o abgelesen.

Da der E-Modul von C-Fasern nicht unmittelbar bestimmt

werden kann /30/, muß er rechnerisch aus der Messung an

CFK abgeleitet werden.

Nach der Mischungsregel bei unidirektionaler Verstärkung

gilt:

ECFK EEP ( "F ) -

-.F

Bed TF = 52 Vol.-% ergibt sich ein CFK-Querschnitt von

100 FCFK 52= 12.000 . 3,5 2 . 10 -6 . 7• 0,888 mm2.

Für die CFK-Proben wurde damit ein mittlerer E-Modul von:

350 ECFK 0,888 . 0,0033 - 119 438 N/mm 2 ermittelt.

Der E-Modul von EP-Harz wurde bei 23° C mit E = 2.534 N/mm2EPbestimmt (vgl. Abschn. 3.6.3).

Damit errechnet sich ein Faser-E-Modul von

119.438 - 2.534 - 0,48 - 227.350 N/mm 2EF =

Auch dieser Wert stimmt gut mit dem vom Hersteller angegebenen

Wert von im Mittel 235.000 N/mm 2 überein.

Im weiteren soll ein Rechenwert von = 230.000 N/mm2

zugrunde gelegt werden.

- 29 -

3.6.2 a-Wert der C-Faser

An zwei nach Abschn. 3.6.1 hergestellten CFK-Proben wurde

im Temperaturprüfschrank der a-Wert im Temperaturbereich

zwischen - 20 und + 60° C bestimmt. (Wie bei der E-Modul-

bestimmung ist auch der a-Wert der C-Faser nur mittelbar

über CFK bestimmbar.)

Die CFK-Proben wurden auf eine 4 cm dicke Stahlplatte

aufgelegt und mit einer Wärmedämmung abgedeckt (Verminde-

rung von Temperaturänderung beim hffnen des Prüfschrankes

während des Messens) und bei einer MeBlänge von 100 mm

mit Meßpunkten für einen Setzdehnungsmesser (Skalentei-

lung 1 km) versehen.

Meßergebnisse:

Probe Fasergehalt a-Wert

1

2

57 Vol.-%

54 Vol.-%

+ 0,75 .

+ 0,88

10-6

K-1

6 -1. 10 K

(Bei dieser Meßanordnung muß berücksichtigt werden, daß

über den Temperaturbereich von A-J= 80 K nur maximal

4 - 6 pm Verformung auftraten, was mit einem Setzdehnungs-

messer nur schwer zu messen ist.)

Für den linearen a-Wert des hier vorliegenden Zweistoff-

systems gilt /1/:

E F (a -a ) (1+c.)aCFK = aF +

EP EP EP FEEP . FEP l+o6F.1) P

- 3 0 -

Streng genommen ist der a-Wert demnach temperaturabhängig,

auch wenn die übrigen Stoffparameter konstant wären.

Hinzu kommt, daß der a-Wert der Matrix und evtl, der

Faser im gewählten Temperaturbereich nicht konstant sind

vgl. Abschn. 3.6.4.

Nach W. Schneider /31/ läßt sich die Formel-näherungsweise

(1+a . ß .;1) vereinfachen zu:

(aEP F )

T F ^F

1- TF,

EEP

Für den a-Wert des EP-Harzes wurde im Temperaturbereich - 20/-1

+ 40 0 C ein Mittelwert von aEP = 71,8,10 -6 K bestimmt (Ab-

schn. 3.6.4). EEP wird konstant (bier 2,300 N/mm 2 ) angenommen.

Nach Umstellung obiger Formel errechnet sich damit für beide

CFK-Proben:

aF1 = + 0,21 .10 -6 K-1

und aF2 = + 0,28 . 10-6K

-1

Vom Hersteller wurde aF = + 0,2 . 10®6 K-1 angegeben, was

hier im weiteren als Näherung gelten soll.

aCFK = aF +

- 31 -

3.6.3 Festigkeit und E-Modul des EP-Harzes

Zur Bestimmung der mechanischen Kennwerte des verwendeten

EP-Harzes wurden in einer Gießform Zugprobestäbe mit den

Abmessungen 200 . 10 . 12 mm 3 hergestellt und im Altervon 18 Tagen nach DIN 53 457 im Zugversuch bei Temperaturen

von - 11/+ 23/+ 37/+ 38,4/+ 42,5/+60,5° C geprüft. Dabei

wurden Kraft-Dehnungskurven aufgezeichnet, aus denen der

Sekanten-E-Modul im unteren Kurvendrittel und die Bruch-

dehnung abgelesen wurde, Tabelle 4 und Bild 5.

Prüftemperatur

/ 3 c7Zugfestigkeit

/R/mm2 7E-Modul

/flimm27

Bruchdehnung

/7

- 11 55,5 3142 > 2

. + 23 55,2 2534 > 3,5

+ 37 32 1859 > 5

+ 38,4 30 1520 > 10

+ 42,5 19 141 > 20

+ 60,5 4-6 30 > 40

Tabelle 4: Festigkeitswerte des EP-Harzes

Der Verlauf der Kurven in Bild 5 für E-Modul und Zugfestig-

keit ist meist typisch für amingehürtete EP-Harze. Es ist

zu entnehmen, daß die Glasübergangstemperatur etwa bei

+ 40° C liegt.

Die Kennwerte bei + 23° C sind vergleichbar mit den Her-

stellerangaben, vgl. Abschn. 3.2.

[N/rA E [N/mrld

3250

3000

--0— E-Modul2750 Zugf est igkeit 13,

-2500

2250_

1750

1500

-20 -10 +20 +3'0 +40 +50 + 60 IT I

Prüftemperatur •

1250

1000

750

500

60

50

40

30

20 -

2000

250•

Bild 5: Zugfestigkeit (ß 7 ) und E-Modul (E) des EP-Harzes

in Abhängigkeit von der PrOTtemperatur

33 -

3.6.4 a-Wert des EP-Harzes

Grundsätzlich ist zu erwarten, daß der a-Wert bei EP-

Harzen bis etwa zur Glasübergangstemperatur schwach und

stetig zunimmt und danach stark ansteigt /32/. In der-6 -1Regel liegen die a-Werte zwischen 50 und 80.10

bei Temperaturen zwischen - 20 und + 40° C.

Hier wurde der a-Wert an zwei Proben in diesem Temperatur-

bereich in einem Temperaturprüfschrank bestimmt. Die Ver-

formung wurde mit temperaturabhängig geeichten Wegaufnehmern

(Fa. Hottinger u. Baldwin, Typ D1) gemessen.

Die ermittelten a-Werte betrugen im vorgegebenen Temperatur-

bereich nahezu konstant + 70,7 und + 729.1O_6, im Mittel

71,8.10 -6 K1.

3.6.5 Druckversuche an Granit

An drei Prismen 40x40x160 mm' wurden einachsiale Druck-

versuche in einer weggeregelten Druckprüfmaschine durch-

geführt, wobei die Längsverformungen mit Wegaufnehmern

(vgl. 3.6.1) an zwei Prismen gemessen wurden, Tabelle 5,Die Spannungs-Dehnungslinien verliefen his zum Bruch

nahezu geradlinig (Prüfgeschwindigkeit so, daß Bruch

etwa in 1 Min.)

Probe E-Modul

/11/mm2-/-

1 4 5 916

2

3 49 933

Mittel rd. 48 000

Druckfestigkeit

//mm'?

- 34 -

Tabelle 5: E-Modul und Prismendruckfestigkeit

von Raumünzacher Granit

Die Prismendruckfestigkeit liegt wie aufgrund der größeren

Probehschlankheit zu erwarten unter der in Abschn. 3.3

angegebenen Würfeldruckfestigkeit von 220 N/mm. 2 . Setzt

man eine linieare Spannungs-Stauchungs-Kurve voraus, so

errechnet sich eine mittlere Bruchstauchung von 3,2 %o

für das Prisma und übertragend auf den Würfel 4,6 %o.

3,6.6 a-Wert von Granit

Analog den Messungen an 0-Fasern wurde auch an zwei Granit-

prismen der a-Wert bestimmt:

Aus den beiden Einzelwerten (+6,10.10 -6 und +5,45.10 -6 )-6 -1wurde ein mittlerer Wert von a

G = +5,8.10 K berechnet.

Dieser Wert liegt im unteren Bereich der von Dettling /26/

- vgl. Abschn. 3.3 - angegebenen Werte für Granit.

- 35 -

3.6.7 a-Wert des Betons

An zwei Betonproben wurde der a-Wert gemäß Abschn. 3.6.4im Temperaturprüfschrank bestimmt. Danach ergab sich ein

-6 -1Mittelwert von aB = 8,0.10 K . Dieser Wert liegt im

unteren Bereich der nach /26/ für quarzitischen Zuschlagzu erwartenden a-Werte, vgl. Abschn. 3.5.

- 3 6 -

4. Lagerung von C-Fasern in Zementlösung

In einem Schüttelgerät wurde Zement PZ 45 F in Wasser(w/z r: 2,0) 28 Tage lang hydratisiert. Diese Zementhydrat-Lösung wurde in zwei Bechergläser gegeben und mit einem

Magnetrührer ständig durchmischt. In den Lösungen wurden

spiralförmig aufgewickelte, etwa 50 cm lange ' C-Faser-

Rovingabschnitte (ohne Schlichte) auf einem Gestell aus

dünnem l verchromtem Stahlblech über dem Rührmagneten ein-

gelagert. Ein Becherglas wurde während der Einlagerung

ständig auf einer Temperatur von + 60° C gehalten, dasandere blieb bei Raumtemperatur (+20/+25° C). Die Becher-gläser wurden mit einem Glasdeckel abgedeckt. Dennoch verdunstetes

Wasser wurde regelmäßig ergänzt. Eine wiederholte Kontrolle

des pH-Wertes der Lösungen ergab pH-Werte zwischen 12,2und 13,1.Aus der kalten Lösung wurden C-Faserproben nach 60 und180 Tagen, aus der warmen Lösung nach 60 Tagen entnommenund entsprechend Abschnitt 3.6.1 im Vergleich zu unbe-handelten Proben im Zugversuch geprüft, Tabelle 6.Die Messungen wurden an jeweils 6 Proben durchgeführt.

Lagerung Bruchkraft in N (%)

Minimum Mittel Maximum

20/25°60 Tage 659 (73) 861 ( 79) 995 ( 76)

180 Tage 564 (62) 725 ( 67) 910 ( 69)

60° C 60 Tage 777 (86) 886 ( 82) 982 ( 75)

unbehandelt 904 (100) 1085 (100) 1315 (100)

Tabelle 6: Zugfestigkeiten von in Zementlösunggelagerten 0-Fasern (ohne Schlichte)

- 37 -

Die Bruchkräfte der unbehandelten Proben sind etwa ver-

gleichbar mit den Werten, die in Abschn. 3.6.1 an Fasern

mit Schlichte bestimmt wurden (Mittel 1040 N).

Bei 2-monatiger Lagerung in kalter und warmer Zementlösung

fielen die Bruchkräfte um rd. 20 % ab, bei 6-monatiger

Lagerung in kalter Lösung um rd. 30 %.

Einzelne Fasern aus den in Lösungen gelagerten Rovings

wurden auch im Rasterelektronenmikroskop untersucht.

Vertiefungen in den Faseroberflächen wurde dabei nicht

festgestellt. Bei den in kalter Lösung gelagerten Fasern

wurden jedoch häufig kleine Aufwachsungen - vermutlich

Zementhydrate - auf den Oberflächen beobachtet. Bei warmer

Lösung waren derartige Aufwachsungen ebenfalls, aber weit-

aus weniger vorhanden.

Der hier festgestellten Beeinflussung der Fasern durch

Zement sollte in detaillierteren Untersuchungen nochnachgegangen werden.

An dieser Stelle wird noch auf eine weitere Beobachtung

hingewiesen: Nachdem die im Becherglas in der Zementlösung

auf einem Blechgestell eingelagerten C-Faserrovings ent-

nommen waren , wurde bemerkt, daß an den Rändern des Blech-

gestells starke, lochfraßartige Korrosion in den Bereichen

aufgetreten war, wo C-Fasern das verchromte Stahlblech

berührten. Wegen des hohen pH-Wertes der Lösungen hätte

das Blech durch Passivierung rostfrei bleiben müssen.

Die Korrosion kann daher nur auf die Potentialdifferenz

zwischen Kohlenstoff und Eisen und den Kontakt beider

Stoffe im Elektrolyten zurückgeführt werden. Auf die

damit verbundene Elementbildung wurde bereits in Abschn. 2.1

eingegangen.

- 38 -

Diese Beobachtung läßt den Schluß zu, daß bei Verwendung

von C-Fasern in Verbindung mit Stahl- oder Spannbeton

u. U. Vorsicht geboten ist.

Inwieweit sich dieser Korrosionsvorgang hier auch auf

die Bruchkraftabnahme der Rovingproben auswirkte, kann

nicht gesagt werden.

39 -

5. Prüfung der Ausziehfestigkeit

Für die Beurteilung des Tragverhaltens von faserbewehrten

Biegebalken ist es erforderlich, die Verbundfestigkeit

von C-Fasern in Zementstein bzw. EP-Harz zu kennen.

Für die vergleichbare Prüfung des Verbundes von Betonstählen

in Beton gibt es eine Vielzahl von möglichen Prüfverfahren

mit Ausziehkörpern /33/, die im Prinzip auch hier angewendetwerden könnten. Aufgrund von Vorversuchen wurde jedoch ein

etwas abgewandelter Ausziehkörper entwickelt, der sowohl bei

Einbettung in Zementstein wie auch in EP-Harz etwa vergleich-

bare Ergebnisse lieferte:

Im Boden eines Kunststoffbechers wurde mittig ein Loch (0 2 mm)

hergestellt, in das ein C-Faserroving so hineingehängt wurde,

daß die Fasern in Becherachse verliefen und oben und unten rd.

100 mm aus dem Becher herausragten. Das Loch wurde von unten

mit einem Kitt um den Roving herum abgedichtet, so daß in den

Becher eine Schicht Zementleim bzw. EP-Harz bestimmter Dicke

um das obere Rovingende herum eingefüllt werden konnte. Vor

Herstellung dieser Schalung wurden die Ravings im Lochbereich

mit Zementleim bzw. EP-Harz durchtränkt. Für Zementbindung

wurden C-Fasern ohne, für EP-Harz mit Schlichte verwendet..

Die Ausziehkörper aus Zementstein (PZ 45 F, w/z = 0,4)härteten 24 Std. bei rel. Feuchte 98 % und 28 Tage unter

Wasser aus, die EP-Harzproben 7 Tage bei Raumtemperatur.

Danach wurden die Rovingenden oberhalb des Ausziehkörpers

vorsichtig abgeschnitten. Nach Entfernen des Bechers wurde

der Roving rd. 50 mm unterhalb der Proben mit EP-Harz undweiteren Fasern verstärkt, vgl. Bild 6.

Die so hergestellten Ausziehkörper wurden in einer Zugprüf-

maschine eingebaut und die C-Faserrovings nach unten heraus-

gezogen. Die Prüfgeschwindigkeit betrug 0,5 mm/Min. Der

Ausziehweg wurde mit einem Wegaufnehmer gemessen und mit

einem XY-Schreiber in Abhängigkeit von der Prüfkraft auf-

getragen.

Scherenklemmbacken

/ /

rd.50mm I

Verbundldnge

/ 1 /

Zementstein(W/Z 0,4)bzw. EP-Harz

Einzelner

Roving

F as erverstdrkung

Bild 6: Versuchseinrichtung zur Prüfung der Ausziehfestigkeit

Die aufgezeichneten Kraftwegdiagramme waren untereinan-

der alle ähnlich. Nach stetiger Kraft- und Verformungs-

zunahme wurde eine Höchstkraft überschritten. Danach fiel

die Kraft mit zunehmendem Ausziehweg langsam, bei Zement

tlw. auch stufenartig ab. Die Höchstkraft ist in

Tabelle 7 in Abhängigkeit von der Ausziehkörperdicke ange-

geben.

Bei Verbund in Zementstein wurden starke Streuungen der

Höchstkraft, bezogen auf 1 mm Verbundlänge festgestellt

(etwa + 70 % bei im Mittel 8,8 N /mm). Bei EP-Harz war die

Streuung deutlich geringer (rd. + 10 %) und der Mittel-

wert mit 114 N/mm etwa um das 13-fache höher als bei Zement.

C-Fasern ohne Schlichte C-Fasern mit Schlichte

1' Roving in Zementstein 1 Roving in EP-Harz

a b c d e f

Verbundlänge Höchstkraft a/b Verbundlänge Höchstkraft d/e

/mm / /N / /N/rrrn% /rrm / /N / / /mm/

3,4 39,7 11,7 1,9 200 105,3

3,7 54,0 14,6 2,0 231 115,5

3,7 23,9 6,5 2,5 256 102,1

3,8 14,9 3,9

4 , 0 55,7 13,9 4,6 529 115,0

4,3 31,4 7,3 4,7 595 126,6

4,7 10,1 2,1 4,8 498 *) 103,8 *)

5,5 56,0 10,2 4,8 571 119,0

Mittel 8,8 Mittel 114,0

*) Roving unmittelbar unterhalb des Verbundes gerissen, imMittel deshalb nicht berücksichtigt. Alle anderen Rovingswurden herausgezogen.

Tabelle 7: Ausziehfestigkeiten in Zementstein und ER-Harz

- 42 -

Um die volle Rovingbruchkraft auszunutzen (nach Abschn.

3.6.1: 1,17 kN), ist demnach bei Zementstein eine

Verbundlänge von mindestens 133 mm, bei EP-Harz 10 mm

erforderlich, wenn die hier angegebenen Mittelwerte

als Durchschnittswerte zugrundegelegt werden.

Beim Ubertragen dieser Verbundfestigkeiten auf Biege-

balken, an deren Oberfläche Fasern mit EP-Harz auf-

laminiert werden, ist zu berücksichtigen, daß der Haft-

verbund des Harzes am Stein oder Beton u. U. geringer

und damit maßgebender sein kann. Bei Zementstein dürfte

die Eigen-Scherfestigkeit über den hier gemessenen

Spannungen liegen.

25

tNennhöhein mm

3

Teilproben-Nr.

- 43 -

6. Untersuchungen an bewehrten Biegebalken

6.1 Probenherstellung

Es wurden Biegebalken aus Granit und Beton in folgenden

Varianten - mit C-Fasern einseitig, an der Zugzone (unten)

bewehrt — hergestellt:

a) Granit (Nennmaße: Länge 500 mm, Breite 80 mm, Höhe 25

oder 50 mm); Rovingbänder 1-, 2- oder 4-lagig (je Lage

23 Rovings) mit EP-Harz auflaminiert;

Beispiel für die Probenbezeichnung:

Fasernauflaminiert

Anzahl derRovinglagenmit je 23 Rovings

b) Beton (Nennmaße: wie a); Rovingbänder 2-lagig mit

EP-Harz auflaminiert;

Beispiel für Probenbezeichnung:

B 1 / 50 / 2 /

Beton

c) Beton (Nennmaße: wie a); Einzelrovings (ohne Schlichte)

2-lagig (46 Rovings) in Zementstein eingebettet;Beispiel für Probenbezeichnung:

B e / 25 / 2 / 2

' 1Beton Fasern eingebettet

- 44 -

Die Granitbalken (a) wurden mit einer Diamantsäge aus

Platten herausgesägt und bis zum Auflaminieren der

C-Fasern mindestens 4 Wochen in Raumklima (etwa + 20° C,

50 % r. F.) gelagert.

Die Betonbalken (b) wurden in einer Kunststoffschalung

betoniert (Betonmischung vgl. Abschn. 3.5), 24 Std. im

Feuchtraum, 7 Tage unter Wasser und anschließend mindestens

8 Wochen in Normalklima (+20° C/65 % r.F.) gelagert.

Vor dem Auflaminieren der C-Fasern wurde die Feinmörtel-

schicht des Betons an der in der Schalurig unten liegenden

Fläche mit Sandstrahlgebläse soweit abgetragen, daß das

Größtkornvon 8 mm größtenteils sichtbar wurde.

Unmittelbar vor dem Betonieren der Betonbalken (c) wurden

mit Zementleim durchtränkte Rovings unten in der Schalung

gleichmäßig eingelegt. Um eine geradlinige Ausrichtung

aller Rovings zu gewährleisten, wurden die Rovings an

Stiften, die hinter den Schalungsenden angeordnet waren,

befestigt und in der Schalung unter leichter Spannung

ausgelegt, Bild 7. Für die Durchtränkung der Rovings mit

Zementleim wurde in Anlehnung an einen Literaturhinweis

/13/ ein Gerät entwickelt, mit dem der Roving in einem

Arbeitsgang aufgespleißt und dann durch den Zementleim

gezogen werden konnte, Bild 7, Das Aufspleißen wurde da-

durch erreicht, daß der Roving über ein System von unter-

einander mit einer Antriebskette verbundenen Rollen geleitet

wurde. Die ersten 4 Rollen hatten bei gleicher Umdrehungs-

geschwindigkeit abnehmenden Durchmesser. Unmittelbar vor

jeder Rolle waren kleine, schräg nach außen weisende Düsen

angeordnet, aus denen Druckluft strömte, die die Fasern

vereinzelte und den Roving auf eine Breite von rd. 20 mm

auseinanderdrückte. In dieser Form wurde der Roving nach

unten über drei Schaumstoffrollen geführt, die in den

Zementleim (PZ 45 F, w/z = 0,8) eintauchten. Anschließend

wurde derRoving wieder zusammengebündelt und überschüssiger

Zementleim abgestreift. Auf diese Weise konnte eine Durch-

tränkung erreicht werden, bei der die Zementteilchen weit-

gehend gleichmäßig zwischen den Fasern eingelagert wurden,

Bild 8.

BekLebungs -und Einbettungsvorrichfung7ränkungsvorrichtung

[Einzelroving

Balkenschalungfür das Einbetten von Rovingsin Beton

Rovingbandvon Balken zu Balkenschlaufenförmiggetegt

Vorrichtung zum

Aufkleben von Bändern

VorratsspuleRoving bzw.

Band

Biegebalkenmit Folienzwischentageals Trennschicht

Gefäß für Reaktionsharzbzw. Zementleim

Bild 7: Schema des Bewehrens

- 46 -

Bild 8: Ansicht von ausgehärteten, mit Zementleimdurchtränkten C-Faserrovi_ngs

Das gleiche Gerät wurde auch für die Tränkung der rd. 7 cm

breiten Rovingbänder verwendet. Das Band wurde jedoch nicht

um das Rollensystem herumgeführt und mit Druckluft ange-

blasen, sondern direkt den drei Schaumstoffrollen zugeführt,

die in die Kunstharzmischung eintauchten. Von da aus wurde

das durchtränkte Band auf einen Biegebalken gelegt und mit

einer Schaumstoffrolle aufgewalzt. Bei mehrlagiger Bewehrung

wurde das Band hinter dem Balken um einen Drahtstift herum-

geführt und von hinten her auf die vorherige Lage aufgewalzt.

Nach dem Laminiervorgang wurde auf dem Laminat eine Kunst-

stoffolie (Polyäthylen) ausgebreitet und die nächste Balken-

probe darauf aufgelegt. Diese wurde dann entsprechend bewehrt,

ohne das Rovingband nach der vorherigen Probe abzutrennen,

vgl. Bild 7. Auf diese Weise konnten in einem Arbeitsgang

bis zu 10 Biegebalken nacheinander bewehrt werden. Durch

das Eigengewicht der Balken wurden die Laminatschichten

automatisch gepreßt, wodurch überschüssiges Harz zu den

4 7

Seiten austreten und entfernt werden konnte (Fasergehalte

der Laminate > 40 Vol.-%). Nach Aushärtung des Harzes

wurden die an den Balkenenden herausstehenden, um die

Drahtstifte herumlaufenden Bandschlaufen von den Proben

abgesägt, so daß die einzelnen Proben vom Stapel abge-

nommen werden konnten.

Die Proben wurden bis zur Prüfung mindestens 3 Wochen in

Normalklima (+20° C/65 % r.F.) gelagert.

6.2 Biegetragfähigkeiten und - verformungen

6.2.1 Prüfungen bei Raumtemperatur (+20° C)

Von den nach Abschn. 6,1 hergestellten Biegebalken wurden

das Gewicht und die Abmessungen bestimmt. Die Proben

wurden dann in einer servohydraulisch gesteuerten Univer-

salprüfmaschine (Typ Instron 1255) in eine Biegeprüfvor-

richtung eingebaut (Bild 9) und vorschubgeregelt bis zum

Bruch belastet. Die Biegebelastung wurde bei einigen

Proben als Einzelkraft in Balkenmitte (Bezeichnung "l/2")

in der Regel aber mit zwei Einzelkräften im Abstand von

1/4 der Stützweite (1/4.480= 120 mm) eingetragen

(Bezeichnung "l/4"). Die Vorschubgeschwindigkeit betrug

bei 25 mm Probenhöhe 5 mm/Min, bei 50 mm Probenhöhe 1 mm/Min.

Die Höchstkraft wurde an einer Maximalwertspeicheranzeige

abgelesen. Die Stauchung an der Balkenoberseite und die

Dehnung im Bereich der unten liegenden Bewehrung wurde

jeweils mit induktiven Wegaufnehmern (Meßlänge 25 mm, Typ D1,

Hottinger und Baldwin, Meßtechnik) gemessen. Ferner wurde

ein Meßbügel seitlich an die Probe angesetzt, mit dem die

Mittendurchbiegung unabhängig von den Verformungen an den

Auflagern gemessen werden konnte. (Ein Vergleich der so

gemessenen Durchbiegungen mit den ebenfalls gemessenen

Kolbenwegen ergab insbesondere bei hohen und steifen

Proben nicht zu vernachlässigende Unterschiede.)

- 148 -

Dehnungsmeß-aufnehmer

^

/ l /

Belastung „1/2'

-Belastung „l /4"

^—^Kugelkalotte

festes

Lager BewehrungDurchbiegungs-meßbügel

^- -^20mm -^I

dreh-und kippbares

Lager

////// //// 480mm / / }

Hydraulikkolben

mit Kolbenwegmessung

/ Kraftmeßdose

drehbares

Lager

Bild 9: Schema der Biegeprüfanordnung

- 49 -

Alle Verformungsmeßgrößen wurden mit Koordinatenschreibern

in Abhängigkeit von der Kraft in Diagrammen aufgezeichnet.

Bei allen Proben wuchs die Kraft mit zunehmender Durch-

biegung zunächst stetig an. Dann entstanden bis zum Bruch

zunehmend Biegerisse, die bei auflaminierter Bewehrung

bei Granit wie bei Beton nur mit der Lupe schwach zu er-

kennen waren (Rißabstände unter 5 mm). Bei Beton mit ein-gebetteten Fasern entstanden nur wenige (1-6) und weiter

geöffnete Risse (bis zu 1 mm unmittelbar vor dem Bruch).

Mit dem Einsetzen der Rißbildung war die Kraftzunahme

bei zeitlich gleichbleibender Durchbiegungszunahme geringer.

In den Kraft-Durchbiegungsdiagrammen äußerte sich dies in einem

Kurvenknick (i.d.folg.Tab. mit "Knie" bezeichnet). Fast alle Probenbrachen schlagartig ohne weitere Vorankundigung. Lediglich beieinigen Betonproben mit eingebetteten Fasern wurden

Knistergeräusche vor dem Bruch bemerkt. Bei diesen Proben

konnte auch über die Höchstkraft hinaus noch eine Durch-

biegungszunahme festgestellt werden (abfallender Kurven-

ast *)).

Je nach Bewehrungsanteil, Probenhöhe und Belastungsart

wurde von folgenden unterschiedlichen Beurteilungen der

Brucharten ausgegangen. Beim Biegedruck-Bruch wurde ein

keilförmiges Beton- oder Granitstück im Bereich der Last-

einleitung oben herausgesprengt. Beim Faserzug-Bruch riß

die Faserbewehrung. Beim Biegeschub-Bruch bildete sich

von einem Lasteinleitungspunkt zu einem Auflager ein

schräger Riß aus, der zum seitlichen Absprengen eines

Beton- oder Granitstückes führte.Verlief dieser Riß stark

gekrümmt, d. h. zunächst weitgehend senkrecht zur Balken-

achse und dann zum Auflager hin nahezu waagerecht, knapp

über der Bewehrung entlang, so wurde darin ein Versagen

des Verbundes gesehen. Brüche allein im EP-Harz traten

nicht auf.

*) Um auch bei den anderen Proben einen abfallenden Kurven-ast messen zu können, hätte die Prüfmaschine nach derDurchbiegungszunahme oder einer anderen Verformungsgrößegeregelt werden müssen, da andernfalls die in derMaschine gespeicherte Federenergie zu einem plötzlichenProbenbruch führt.

- 50 -

Während diese eindeutigen Brucharten nur in einigen Fäl-

len deutlich beobachtet wurden, ergaben sich meist Ober-

lagerungen von zwei oder drei Brucharten. Viele Proben

brachen durch den Rückschlag beim eigentlichen Biegebruch

auch noch zusätzlich an anderen Stellen.

In Tabelle 8 und 9 sind alle Meßgrößen (Bezeichnung mit

60600 ) sowie auf die Nennhöhen umgerechnete und damit

untereinander etwa vergleichbare Größen angegeben. Die

aufgezeichneten Kraft-Durchbiegungs-Kurven wurden schematisch

nach diesen mittleren Rechenwerten korrigiert und in Bild 10

und 11 aufgetragen. (Die Ergebnisse der folg. Abschnitte

sind in den Bildern tlw. bereits mit enthalten.)

5) S

6)nicht Gestimmt

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28,523, 4

507510

24972425

13,93 14,213 ,1 138, 1242 z o. D

14,414,0

7'''`)

- _ 3 75.3,65 '

2,52,15

2,4 1,31,2

1 3'-

--

188176

200215 204

80,2 23,8 500 14,4 9,53 3,80 - - 6,8 - -

1J2 80,080,0

25,424,7

500500

25692499

11 , 26 11 ' 111,5 11,3 1556 z o. D 1.4,1

14,1 14,1 9,610,6 101,

3,763,70 3,7 2,0

2,52 3'

1,21,7

1 5'

7,156,4

214231

204259 222

- -------------25 1/4 80,0 23,8 501 2468 8,11 8,5 15,7 11,7 3,05 2,1 1,25 4,9 178 206

80,080,0

24,324,6

500500

24912498

8,248,65

8,58,8 8,6 774 z 14,8

1.5,9 14,3.3 _12 ' 8 12,0 3,28

2,90 3,0 2,02,3 2 2' 1 ' 11,55 1,2 5,0-1511182

186191

199

80,0 26,7 500 - 9,26 8,7 13,1 11,7 2,87 2,3 0,85 5,3 257 211

1/2 80,080,0

25,824,6

500500

25982501

6,596,54

6,46,6 6 ,5 780 z 13,4

12,9 13,2 10,259,4

0 811'

3,072,74

2,9 1,71,7

7''

1,11,0

1 1'

5,955,55

203217

185228

207

92 1/4 80,1 24,2 507 2469 17,07 17,6 17,6 1584 D 11,0 11,0 - - 3,85 3,85 3,65 3,6 1,7 1,7 - 209 230 230

50 86 1/4 79,4 45,5 499 4699 18,78 20,6 5,3 1,89 6,7 0,6 - 1286 170680,2 51,3 500 5385 18,74 18,3 19,4 1746 V 3,9 4,5 - - 1,68 1,8 6,9 7,1 0,7 0,7 - 1000 926 112789, 3 52,3 498 9488 20,32 19,4 /N/mm' 7_ 4 ' 3 - 1,81 7,6 0,9 - 857 749

(unten)25 1/4 80,080,0

24,323,7

500500

24952475

1,361,38

1,411,5!

1 5''

135 16 2, 0,30,4 0,3 0,390,39 0 4, -

---

11,611,3

180176

196207 2010,430,43 0 4,

C O1 1/8 80,080,0

50,050,5

500500 -

5,715,75

5,715,61

5,7-

513 15,4

__

2 LIG, / ,rapris na 114

.-51-iiciyo,3.114) 40 160 - - 21,1

Ill 25 46 1/4 80 26,3 501 2325 9,74: 9,26 7,6 7,05 3,58 - - 8,9 162 13980 26,9 500 2340 8,97 8,38 8,64 778 D 8,5 8,3 6,25 6,7 3,38 3,4 - - - 9,4 144 116 1218o 26,9 500 2331 8,96 8,32 8,8 6,9 3,18 2,05 1,4 8,5 134 108

50 86 1/4 80 51,7 500 4521 11,41 11,0 3,1 4,3 1,62 4,3 0,32 14,2 1406 127280 51,7 499 4567 13,72 13,3 12,4 1112 S 3,3 3,4 4,7 4,0 1,77 1,6 4,5 4,3 0,35 0,58 14,1 1500 1357 124380 51,7 499 4599 13,21 12,8 5,1 4,85 1,46 4,1 0,35 12,0 1216 1100

- ._, /FI/me 7-.1-

1/4 8080

25,425,4

500900

22602273

0,680,70

0,670,65, 0' 68 61 7,3

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- -1,72,5

207234

197223 210.A' 0 '21,1

r _c,0 T4,W 0

0,80,75 0,8 3,72,2

(un

,2'9

en)

0,260,24

label le 8 : Meßwerte bei. Biegeprüfung von Granit- undBetonproben mit und ohne auflaminierte C-Fasern(Priiftemperatur , + 20 0 C)

maxV-111) maxi' .

max-P.s2) 1/2': maxM(s=480 mm)

maxP. 3 . s1I14' : maxM

3) xn e.h'cr+en

30.240 mmS'= 2.3C

- 60.180 mm2.6P

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6,7 132 122

80

80

26,

26,3

501

501

2182

2208

5,37

5,62

5,01

5,34

4,9 445 6^ ^8,4

9,4

8,87,6

5,9

6,942,4

3,2

2,8

-

-

-

6) 6,4

9,3

110

108

89

97

80 26,8 501 2225 5,68 5,30 9,3 6,0 3,2 - - 9,4 82 67- --

50 46 1/4 80 50,7 500 4530 8,01 7,9 0 4,0 3,2 1 , 2 2, 7 0,23 6) 12,5 1022 980

80 51,2 500 4520 9,82 9,6 9,6 864 3,1 3,5 3, 44 3,9 1 ,5 1 ,5 3,2 - 0,29 15,7 1098 1023 993

80 50,6 499 4498 11,31 11,2 3,3 5,2 1,7 - - 12,5 1011 975

Tabelle 9 : Meßwerte bei Biegeprüfung von Betonproben

mit eingebetteten C-Fasern

ma x P'• h1) maxP =

h•

2)„1I2:maxP.s=

maxM 4

3) xn = co.h

EF+E o

1/4:= maxP.3.s

maxM 1.6

( s = 480 mm)

I)„1/2 : AP.240 mm^ = 2.Af`

5) S = S'.}i?

h 3

"AP.180 mm

4 1/4: S'=2.A.f`

6) nicht eindeutig bestimmb.

Bel.beiPrüf

Vor-be-handl

Prüf- Probentemp höhe1°C Lmml

20 2520 25

Granit Faserauflaminiert

20 2520 2520 25 20 5040 2580 2510 2520 2520 25 20 50

20 25

AnzahlRovings1x23

2 1/41 1/24 1/41 1/4

1/22 1/42 1/42 1/42 1/42 1/4

l/4

1/1+ Laminatngebrann

1/4

-x -

Durchbiegung in mm5 10 15

Beton Faserauf[aminiert

00

,//

5

DurchbieQunQ in mm.. 10

Prüf- Proben Anzahl Bel.temp. höhe Rovings bei

[mm] [x231 Prüf1/4

Vor-be -handlorbe ieste

mit 3,126K

Klimezyk

02 25 220 50—0—

s®- 20 25— — 40 25— -- - -10 25 11

------ 20 2520 50 IS

10

Beton Fasereingebettet

Bild 1l: Kraft-Durchbiegungskurven der Betonproben (Bl und Be)

- 55 -

Gegenüber unbewehrten Granit- oder Betonbalken mit einer

Höhe von 25 mm wurde das Bruchmoment durch eine Bewehrung

mit 2 Lagen Rovingband (46 Rovings) in etwa verzehnfacht,bei der halben Bewehrung vom Granit nahezu noch versechs-

facht. Mit einer 4-lagigen Bewehrung ergab sich ein Ver-

sagen der Granit-Druckzone, d. h. die Faserfestigkeit wurde

nicht voll genutzt.

Bei den 50 mm hohen Balken mit 2-lagiger Bewehrung führte

die zweifache Balkenhöhe, nicht wie zunächst wegen der

Tragwirkung mit gerissener Zugzone zu erwarten, etwa zu

einer Verdoppelung des Bruchmomentes® Offenbar ist dies

auf ein frühzeitiges Schubversagen im Granit bzw. Beton

zurückzuführen. Daraus ist abzuleiten, daß die gewählte

Faserbewehrung bei kleiner Balkenhöhe besonders günstig ist.

Die anhand der Bruchformen beurteilten Brucharten decken

sich gut mit den an den Proben gemessenen Faserdehnungen

oder Granit- bzw. Betonstauchungen. Z. B. bei den Granit-

balken mit Faserzugbruch wurden Faserdehnungen bis zu 12 %o

gemessen (entsprechend Herstellerangabe, vgl. Abschn. 3.1),

ein Faserzugbruch ist daher zu erwarten. Bei Beton wurden

diese Faserdehnungen nicht erreicht, da in jedem Fall ein

vorzeitiges Druck- oder Schubversagen des Betons eintrat.

Die Balkendurchbiegungen erreichten bei 25 mm hohem Granit

bis zu 15 mm, obwohl mit dem Auge kaum eine deutliche

Rißbildung in der Steinzugzone zu erkennen war. Bei anderen

geprüften Balken wurde festgestellt, daß selbst Durch-

biegungen von 12 mm nach Entlastung bis auf eine verbleibende

Durchbiegung von max. 0,5 mm zurückgehen.

Die Erhöhung der Biegesteifigkeit durch die Bewehrung bis

zum gerissenen Zustand ist bei den geringen Faserquerschnit-

ten offensichtlich unbedeutend.

- 56 _

Bei den in Zementstein eingebetteten Fasern wurde eine

Tragfähigkeitssteigerung erzielt, die jedoch nur etwa

2/3 der Betonbalken mit auflaminierten Fasern erreichte.

Dies ist offenbar auf die starken Verformungen an den

weit geöffneten Rissen zurückzuführen. Die nach Über-

schreiten der Betonrißlast ("Knie") in der Kraft-Durch-

biegungskurve auftretenden Durchbiegungen sind hier kaum

mehr elastisch, d. h. bei Entlastung nicht mehr voll rück-

stellend. An einigen gebrochenen Proben war auch festzu-

stellen, daß ein Teil der Fasern aus dem Beton teilweise

herausgezogen oder am Riß gebrochen war.

In den Bildern 12 und 13 sind von einigen Proben die Rand-

faserdehnungen im Höhenschnitt bei unterschiedlichen Biege-

Belastungsstufen dargestellt, um unter der Annahme des

Ebenbleibens der Querschnitte die Verschiebung der Null-

linie nach oben deutlich zu machen.

Aus den Versuchen ist abzuleiten, daß die Tragwirkung dieser

Biegebalken ähnlich wie beim Stahlbeton erklärt werden kann:

Die Faser übernimmt die Zugkraft der gerissenen Zugzone im

Stein bzw. Beton (Zustand II). Daraus ist zu folgern, daß

eine Bemessung der hier untersuchten Konstruktionsart im

Prinzip nach den Regeln des Stahlbetonbaus möglich sein müßte.

Tragfähigkeitsberechnung:

Als Beispiel wird folgende Berechnung des Bruchmomentes

(Zustand II bei etwa +23°C) angegeben, wobei vom Ebenbleiben

der Querschnitte und zunächst vom Zugbruch der Bewehrung aus-

gegangen wird. Annahmen:

Q zF = 2500 N/mm 2 ER = 230 000 N/mm 2 EFBr.= 10,9 %o

EEP 2534 N/mm 2

b = 80 mm b - 80 mm

ßzG 16 N/mm 2 EG = 48 000 N/mm2 EZGBr. 0,3 %o

h^, = 24,4 mm hCFK = 0,6 mm )) (46 Rovings)

G CFK

0,00352 .u.12000.46.10080.0,6

44,23 Vol.-%(P F

= 2500.0,4423 + 2500.2534 (1-0,4423) = 1121 N/mm2CFK 230000

Z CFK = 1121.80,0,6 = 53,8 kN

j.3 N

t be;

irmerer Hebel z

Zcfen

Die Ermittlung von x N , z und E G halbgraphisch, iterativ nach

E. Mörsch /40/ für ZCFK DG - Z G ergibt etwa:

G = -4,15 %o G G = - 199,2 N/mm

DG =-53,85 kN , Z = 0,35 kN

z = 22,45 mm

Damit errechnet sich ein Bruchmoment von:

MBr. = Z CFK .z = 1208 kN/mm

Die hohe Druckspannung an der Granitoberseite liegt über der

Prismendruckfestigkeit nach Abschn. 3.6.5, aber noch unter

der Würfeldruckfestigkeit von 220 N/mm2.

Würde man bei der Berechnung anstatt eines Faserzugbruchs

einen Druckbruch im Granit zugrundelegen, so würde sich das

rechnerische Bruchmoment noch verringern.

XN = 6,76 mm2

Die gemessenen Bruchmomente nach Tab. 8 (bei Belastung "1/4":

1242 kNmm, bei "1/2": 1356 kNmm) liegen noch über dem Rechen-

-58

wert für Faserzugbruch (um 2,8 bzw. 12,3 %). Beim Versuch

konnte die Bruchart nicht eindeutig festgestellt werden.

Die aus den Dehnungsmessungen berechneten Lagen der Null-

linie stimmen gut mit dem hier berechneten Wert (XN) über-

ein, vgl. Tab. 8. Bei Proben mit nur 23 Rovings wurden

gegenüber der hier getroffenen Annahme von 'FBr. = 10,9 %o

auch höhere Faserdehnungen (bis über 12 %o) gemessen, d. h.

die Berechnung könnte hier u. U. auch mit höheren Bruchdeh-

nungen und entsprechend höheren Festigkeiten durchgeführt

werden.

Hinsichtlich weiterer, genauerer Berechnungen z. B. auch für

die Schubtragfähigkeit wird auf die einschlägige Literatur

des Massivbaues verwiesen. Durchbiegungsberechnungen im Zu-

stand II können z. B. nach F. Leonhardt /34/ durchgeführt

werden.

Im ungerissenen Zustand I kann der Verbundbalken über ideelle

Querschnittsgrößen rechnerisch behandelt werden.

0,3211k

Min 1

2,74 ,Mittelwert aus 2 Proben

•

Ez

GI 25/2/2 1/4 +400C,MitteLwert aus 2 Proben

BL 5 /2/2 l/40,14

Ui

01

Zahlenangaben inVoo

Mittelwert aus 3 Proben

1,77

7,35

50% Knielast 50%Knielast Bruchlast

ED

Bruchlast ProbenbezeichnungGI 25/1/2

.TP.i l d 1 2 : gerlPFserP

50% Knielast 50%Knielast Bruchlast

Bruchlast ProbenbezeichnungB[ 25/2/1 1/4

Mittelwert aus 3 Proben

Be25/2/3 1/40,24\

,0,4

1,43

78

—Mittelwert aus 5 Proben

Be 50/2/3 1 l4Mittelwert aus 3 Proben

2.6

Zahlenangaben in °l°°

0,94

Bild 13: Gemessene Dehnungsverteilungen über die Querschnittshöhe

- 61 -

6.2.2 Prüfungen bei unterschiedlichen Prüftemperaturen

Die in Bild 9 skizzierte Prüfeinrichtung wurde mit einer

flexiblen Prüfkammer (wärmedämmende Folie) umgeben und mit

eingebauter Probe temperiert, bis die Probe eine gleich-

mäßige, konstante Temperatur aufwies. Es wurden Prüfungen

bei -10, +40, +60 und +80°C an 25 mm hohen, 2-lagig be-

wehrten Proben bei Belastungsart 11 l/4" durchgeführt, Tabelle

10, Bilder 10 und 11.

Es ergaben sich gegenüber Raumtemperatur keine veränderten

Bruchbilder und im wesentlichen auch keine nennenswert ver-

änderten Biegetragfähigkeiten. Bei den Granitproben waren

die Bruchmomente zwar geringfügig niedriger - was wohl kaum

auf die Temperatur zurückzuführen ist, sie nahmen aber mit

zunehmender Temperatur bis +80°C wieder zu. Dies ist bemerkens-

wert, wenn man berücksichtigt, daß das EP-Harz gemäß Bild 5

schon ab +40°C deutlich an Steifigkeit und Festigkeit abnahm.

Wahrscheinlich kann das damit erklärt werden, daß erstens

die Fasern bis an die Balkenenden durchgeführt waren - d. h.

nur geringe Spannungen im EP-Harz auftraten - und zweitens

durch das Erweichen des Harzes möglicherweise auch Schubspan-

nungsspitzen - z. B. an Rissen oder Balkenenden - abgebaut wer-

den konnten, wodurch eine gleichmäßigere, günstigere Spannungs-

verteilung im Balken entstand. Letzteres wird auch als Erklä-

rung angeführt, wenn bei Metall-Laschenverklebungen die Zug-

festigkeit der Verklebung bei erhöhter Temperatur nicht wie

aufgrund der Kunstharzerweichung zu erwarten abfällt /35/.

Bei den Betonproben mit eingebetteten C-Fasern wurden gegen-

über den Prüfungen bei Raumtemperatur etwas höhere Bruch-

momente erreicht, wofür hier keine Erklärung gegeben werden

kann (Temperatureinfluß wird ausgeschlossen), Vergleicht man

°C /nun / - un ? /^ / hN / /faun/ nn / %0_7 /I<A1_7 /nun % /4cNnun/)run_/

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• ri L"-"-+CA ----

. d FH • ri HSL1 ^

GL 25 46 1/4 80 24,8 501 2537 1 3,45 13,6 14,1 10,1 4,1 2,4 - 5,6 214 219

-10 80 24,0 501 2459 13,26 13,8 13,3 1197 Z o. V 14,9 14,1 7,5 8,9 4,3 4,0 2,1 2,3 1,3 - 8,7 161 182 209

80 25,0 500 2527 12,64 12,6 13,11 9,2 3,5 2,3 - - 225 225

GL 25 46 1/4 80 26,8 500 27119 14,32 13,413,0 11'70 2 o. ll

12,512,9

10,3 10,3 3,73, 7

2 , 8 2,7 1 ' 0 1,1 7,0 274 223.'21

+40 80 24,8 499 2550 12,54 12,6 13,2 10,2 3,6 2,5 1,1 6,5 214 220

GL 25 46 1/4 8o 25,3 500 2557 12,26 12,1 1 3,3 1197 Z a. D. 12'5 13,4 9,9 10,2 3'4 3,5 - - - - 6,5 - - -

+60 80 24,7 500 2499 111,35 111,5 14,4 10,5 3,5 - - 6,2 -- -

GL 25 46 1/4 00 25,5 500 - 14,0 13,7 13,7 1233 V + D 14,2 14,2 6,1 6,1 4,2 4,2 2, 11 2,4 1,2 1,2 10,5 203 191 191

+80

Be 25 46 1/4 80 25,5 501 2251 5,73 5,6 9,3 6,2 3,7 9,5 272 256

10 80 2_5,8 500 2230 6,13 5,9 5 , 6 507d ^ 9, 8 9, 8 7,2 7,1 3,3 3,3 , 8,1 188 171 200

80 26,0 501 - 5,56 5,3 10,4 7,8 2,8 6,9 196 174

Be 25 46 1/4 80 25,3 500 2285 5,92 5,9 5,6 506 ^^10,11

9,68,1 7,6 3,6 3,3 6 7,9 124 120

125

+40 8o 25,6 500 2277 5,51 5,4 8,7 7,1 2,9 7,5 139 129

Be 25 46 1/4 80 25,5 500 2269 5,76 5,6 5,6 506 9 9,0 9,0 5,9 5,9 3,3 3 ,3 9,1 - - -+60

Tabelle 10 : Meßwerte bei Biegeprüfung von

Granit- und Betonproben bei

unterschiedlicher Prüftemperatur

maxP- h1) maxP = h

2)„1/Bc -

ma.x.^.s

maxM 4

3) o = e .h'xn

elu+eo

41'.240 min4) 1/2: S - 2.4f'

_ maxP.3.s

1/I: maxM 1i

(s = 480 mm)

01/4; S"_ AP.180 mm2.Af

o^N

S^.P)35) S = h'

6)nicht eindeutig bestimmbar

- 63 -

die Werte bei -10, +40 und +60°C, so sind praktisch keine

nennenswerten Unterschiede feststellbar.

Aus den Versuchen kann allgemein abgeleitet werden, daß

Temperaturen von -10 his +80°C zu keiner Beeinträchtigung

des Kurzzeit-Tragverhaltens führten.

6.2.3 Prüfungen nach zyklischer Temperaturbelastung

Aufgrund der unterschiedlichen a-Werte der C-Fasern gegen-

über Granit bzw. Beton wurde erwartet, daß bei Temperatur-

änderungen gegenüber der Herstellungstemperatur der Proben

Eigenspannungen auftreten (vgl. Abschn. 6.5). Diese Wönnten

u. U. zu einer Verbundschädigung führen, wenn die Proben

mehrfachen, zyklischen Temperaturänderungen ausgesetzt wer-

den. Um hierzu Hinweise zu erhalten, wurden einige Proben

in einem Temperaturprüfschrank zwischen -20 und +60°C zyk-

lisch temperiert. Jede Probe wurde mit 50 1-tägigen und

50 1/2-tägigen ZyklenX) beaufschlagt und anschließend bei

Raumtemperatur (+20°C) im Biegeversuch gemäß Abschnitt 6.2.1

geprüft, Tabelle 11.

Sowohl bei den Granitbalken mit Laminat wie auch bei den

Betonbalken mit eingebetteten Fasern traten gegenüber den

nicht vorbeanspruchten Proben keine deutlichen Verminderungen

der Kurzzeitkennwerte auf.

X) jeweils Lufttemperaturänderung von 20 K/Std.,restliche Zeit konstante Temperatur

/)mn_7 - -7 /g-/ /kN / /kNimn/ !inn! /70o_7 /kPd / Ala / /I Jrm/nun /-

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GL 25 46 1/4 80 24,8 501 2476 11.,93 12,0 9.2 ,5 - 3,41 2,4 1,3 - 1.94 199

80 24,8 500 2484 12 ,93 13,0 - - 3,78 - 1,3 - 1.91 196

80 24,4 498 2518 13,55 13,9 13,2 1190 0 (S) 15,3 13,6 - - 11 ,1 3,7 2,9 2,6 2,3 1,6 - 160 1.72 192

80,2 24,6 499 2535 13,39 13,6 12,9 - 3,5 2,8 1,6 - 176 185

80,4 24,5 496 2530 1 3,32 13,6 ^ 13,6 - 3,8 2,4 1,3 - 196 208

50 46 1/4 80,5 52,3 499 5511 19,61 18,7 4,o 1,7 8,3 0,9 - 750 655

80,6 51,4 501 5416 18,17 17,7 18,6 1674 S (z) 3,9 4 ,0 - - 1,6 1,6 7,4 7,4 0,8 0,8 - 818 753 921

79,2 45,2 500 4664 17,49 19,3 4,2 - - 6,6 0,6 - 1000 1354

Be 25 46 1/4 80,0

80,0

26,3

26,5

500

500

2211

-

4,84

4,08

4,6

3,94, 2 4 23 6) 9,

8,59,1

7,1

7,2

7,2 3,1

3,33,2 1 ' 5

1,01,3

1 ' 7

0,7

1,2 8,0

8,3

105

120

90

10196

Tabellen : Meßwerte bei Biegeprüfung von Granit- und

Betonproben nach vorheriger zyklischer

Temperaturbelastung

1) maxi' = maxPhh'

2) N l/2: = maxP.s1 /4:

max^.3.S

maxM 11 maxM 16

(s = 480 mm)

= e3).h'

xrk

0F"0

4)41/2: S. GP.240 mm

2.4f'

5) = s' S11--"

l.4/4«: l'_ ^• 180 mm

g- 2.4f`

6)nicht eideutig bestimmbar

- 65 -

6.2.4 Prüfung nach Feuereinwirkung

Eine 24,3 mm hohe, mit 46 Rovings bewehrte Granitprobe

wurde mit einem Autogen-Schweißbrenner auf der ganzen

Laminatfläche angebrannt, bis das Kunstharz selbständig

weiterbrannte. Nach rd. 2 Minuten Branddauer wurden die

Flammen gelöscht und die Probe im Biegeversuch nach Ab-

kühlung auf Raumtemperatur geprüft ("1/4").

Auch hier ergab sich mit einer gemessenen Bruchkraft von

13,76 kN (bezogen auf 25 Mm Höhe: 14,2 kN) erstaunlicher-

weise keine Beeinflussung der Tragfähigkeit des bewehrten

Balkens. Die Durchbiegung beim Bruch betrug 14,4 mm.

(Bei orientierenden, hier nicht näher beschriebenen

Versuchen wurde festgestellt, daß das Laminat durch einen

aufquellenden Feuerschutzanstrich gut gegen Feuer- und

Hitzeeinwirkung geschützt werden kann.)

6.3 Kriechversuche

An 25 mm-Granitbalken, 2-lagig bewehrt (= 46 Rovings)

wurden Dauerstandversuche bei + 20 und + 40° C durch-

geführt, um die zeitabhängige Durchbiegungszunahme infolge

Kriechen zu messen. Die Belastungsanordnung entsprach wie

bei den Kurzzeitversuchen "1/4", die konstante Biegebe-

lastung wurde auf 4,4 kN festgelegt. Sie entsprach damit

etwa 1/3 der zu erwartenden Bruchkraft, vgl. Abschn. 6.2.1.

Die Durchbiegungszunahme (AfKr.) wurde in unterschiedlichen

Zeitabständen gemessen. Sie ist in Bild 14 in doppelt-

logarithmischem Maßstab dargestellt.

-66 -

In diesem Maßstab würde ein geradliniger Kurvenverlauf

darauf hindeuten, daß das Kriechen etwa einem Potenz-

gesetz der Form

= a . t nAfKr(n<1)

folgt, was für viele Kunststoffe häufig angenommen wird.

Hier nahm die Kriechdurchbiegungszunahme im Laufe der Zeit

weit deutlicher ab als nach einem Potenzgesetz. Bei + 20° C

wird nach 69 Tagen eine Kriechzahl von T = 0,1 erreicht,wobei T das Verhältnis von Kriechdurchbiegung zu elastischer

Durchbiegung (5,2 mm bei P = 4,4 kN) ist.

Diese Kriechzahl ist z. P. im Vergleich zu unbewehrtem

Beton bei gleicher Kriechdauer sehr niedrig (nach DIN 1045,

Abschn. 16.4.2 etwa 1 bis 1,4 für ein Belastungsalter von

28 Tagen und wirksame Körperdicke 5 cm im Freien).

Bemerkenswert ist, daß das anfänglich stärkere Kriechen

bei + 40,5° C nach kürzerer Zeit geringer wird, als bei

+ 20° C, wofür hier noch keine Erklärung gegeben werden

kann.

Nach Abbruch der Kriechversuche wurden die Proben gemäß

Abschn. 6.2.1 im Kurzzeit-Biegeversuch geprüft, Es er-

gaben sich keine Änderungen der Tragfähigkeit gegenüber

den nicht vorbelasteten Proben.

1 I T i 1 T I 1 1 1' I ' I 1 1 1 I I i

= 0,08

,-

10I) =0,1

+40,5°C

fd= 7,1 mmh'= 24,5 mm

+40,5°C /^ fei=4,9mm ^ + 20 C

200 ^ h =28,0mm / fei= 5,2mm^ h= 24,2 mm

'50

LfKr

fei

I 1 ' 1 1 1 1 i 1 i

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

450{^' 400

350

00

250

,Eo o

if = 0,06

1 1 1 1 1 1 1 1

2 3 4 5 6 7 89 10 20 30 40 50 100 200 300 400500 1000 Stunder;

1 2 3 20 30 69Tage

10

Bild 14: Kriechdurchbiegung AfKr, in Abhängigkeit von der Zeit

(Meßstäbe logarithmisch geteilt)

- 68 -

6.4 Dauerschwingversuche

In der Belastungsanordnung "l/4" nach Abschn. 6.2.1

wurden ein 25 mm-Granitbalken mit aufiaminierter Faser

und zwei 25 mm-Betonbalken mit eingebetteter Faser

(jeweils 46 Rovings) bei + 20° C einer zyklischen Schwell-

belastung mit konstanter Kraftregelung ausgesetzt. Bei

einer Unterlast von 0,5 kN betrug die Oberlast bei Granit

4,4 kN und bei Beton 1,6 RN. Die Oberlasten entsprachen

damit etwa 1/3 der mittleren, zu erwartenden Bruchlasten

von Abschn. 6.2.1. Die Prüffrequenz betrug 1 Hz. Während

der zyklischen Belastung wurden die Kraft und die Durch-

biegung gemessen und mit einem Schreiber in Abhängigkeit

von der Zeit aufgezeichnet. Ferner wurde mit einem

Schwingungsanalysegerät (Fa. Solartron, Typ 1170/1180/

8700) die Änderung der Phasenverschiebung Atp in ° zwischen

Kraft- und Durchbiegungssignal gemessen und ebenso auf-

gezeichnet (Anzeigengenauigkeit des Meßgerätes 0,1°).

Die Phasenverschiebung zwischen Kraft und Verformung ist

bei sinusförmiger Belastung bekanntlich ein Maß für die

innere Dämpfung eines Werkstoffes, die z. B. mit zunehmen-

der Rißbildung ansteigen kann.

Beim Granitbalken nahm die Durchbiegung bei den ersten

1000 Zyklen stärker, danach nur noch schwach zu. Nach

150 000 Zyklen wurde der Versuch abgebrochen. Bis daher

hatte die Durchbiegung bei der Oberlast um rd. 3 %, bei

der Unterlast um rd. 15 % gegenüber Erstbelastung zuge-

nommen. Bei der Phasenverschiebung wurden keine Änderungen

festgestellt. Nach Abbruch des Dauerschwingversuches wurde die ver-

bliebene Kurzzeit-Biegetragfähigkeit gemäß Abschn. 6.2.1

bestimmt. Die Bruchkraft betrug 13,88 kN (von Probenhöhe

24,6 mm auf 25 mm umgerechnet: 14,1 RN), die Durchbiegung

beim Bruch ergab 13,9 mm. Beide Werte weichen nicht von

69 -

denen ab, die ohne Vorbelastung der Proben ermittelt

wurden, vgl. Tabelle 8. Als einziger Unterschied ergabsich eine Kraft-Durchbiegungskurve, die keinen Knick

("Knie") mehr aufwies. Der Kurvenverlauf war bis etwa

75 % der Bruchkraft stetig gekrümmt und weiter bis zumBruch etwa geradlinig, Dieser Kurvenverlauf ist zu er-

warten, wenn die Zugzone schon vorher gerissen ist.

Die beiden Betonproben brachen nach etwa 160 Lastwechseln

schlagartig durch Bruch aller Fasern an einem bei der

Belastung geffneten Riß. Vor dem Bruch war keine deut-

liche Zunahme der Durchbiegungen zu beobachten. Die

Phasenverschiebung änderte sich geringfügig während der

letzten ca. 10 Zyklen vor dem Bruch®

Da bei beiden Proben alle Fasern gleichmäßig am Riß ge-

brochen waren, kann davon ausgegangen werden, daß die

Fasern an den scharfen Rißkanten durch das wiederholte

Offnen und Schließen des Risses abgeknickt wurden und

frühzeitig zum Versagen führten.

Diese Beobachtung dürfte prinzipiell für faserverstärkten

Beton mit bruchempfindlichen glatten Fasern von Bedeutung

sein. Nach /13/ wurden dagegen keine Festigkeitsminderungen

bis über 10- Lastwechsel gemessen. Offenbar war dort der

Verbund zwischen Faser und Zement oder die Rißbildung

günstiger, weil kein Beton, sondern nur Zement verwendet

wurde.

- 70 -

6.5 Verformungsmessungen bei Temperaturänderung

Aufgrund der a-Wertunterschiede zwischen Granit bzw.

Beton und C-Fasern ist zu erwarten, daß bei Temperatur-

änderungen gegenüber der Herstellungstemperatur Span-

nungen und demzufolge auch Verformungen an den bewehrten

Verbundbalken auftreten. Diese wurden an insgesamt 12

Proben (10xG1, 2 x Be) im Temperaturprüfschrank zwischen

- 20 und + 60° C gemessen.

Die Mitten-Durchbiegung bzw. -Aufwölbung wurde mit einem

Stahlbügel (Meßbasis 480 mm) gemessen, der auf die Balken-

oberseite aufgesetzt wurde und in dessen Mitte ein digi-

taler Wegaufnehmer (Fa. Sony) mit 1 pm Anzeigegenauigkeit

die Balkenverkrümmung anzeigte. Die Dehnungen an der

Balkenober- und -unterseite wurden mit zwei induktiven

Wegaufnehmern (Fa. Hottinger und Baldwin, Typ D1, Meß-

längen 25 und 125 mm) gemessen. Die Probentemperatur

wurde an der Balkenoberseite mit einem Platinwiderstands-

thermometer gemessen, das gegen die umgebende Luft in

der Prüfkammer mit Schaumstoff abgedämmt wurde. Die Proben

lagen an den Enden auf zwei Schaumstoffklötzen auf. Die

Bewehrung lag jeweils an der Unterseite.

Von den Wegaufnehmern wurden vor den Versuchen anhand

von Stahl- bzw. Quarzglasproben mit bekanntem a-Wert

die temperaturabhängigen Kennlinien bestimmt. Die eigent-

lichen Meßwerte wurden damit dann korrigiert.

Da diese Eichung bei den induktiven Wegaufnehmern eine

starke Temperaturabhängigkeit ergab (insbesondere mit

entgegengesetztem Vorzeichen!), mußte von einer möglicher-

weise schlechten Meßgenauigkeit ausgegangen werden. Eine

detaillierte Fehlerbetrachtung wurde hier nicht durchge-

führt. Die Meßgenauigkeit betrug bei den Krümmungsmes-

sungen nach Schätzung bestenfalls etwa + 2 km, bei den

Dehnungsmessungen etwa + 0,1 %o.

- 71 -

Die Versuche wurden jeweils bei + 2.0° C (= Herstelltempe-

ratur) begonnen. Zunächst wurden 5 Temperaturzyklen

zwischen + 20° und + 60° C gefahren, wobei die Lufttempe-

ratur jeweils in Stufen in 15 .Minuten um 10 K erhöht und

dann 2,5 Stunden konstant gehalten wurde, Die Abkühlung

geschah entsprechend in 20 K-Stufen. Danach wurden weitere

5 Zyklen zwischen + 20° und - 20° C analog gefahren.

Bei einigen Proben wurden orientierend auch noch andere

Zyklenfolgen gewählt, z. B. zuerst Kaltbereich, dann

Warmbereich oder Zyklen zwischen - 20° und + 40° oder

+ 60° C.

In den Bildern 15 und 16 sind die Meßergebnisse von 4

verschiedenen Proben als Funktion der Temperatur aufge-

tragen und mit den a-Werten der beteiligten Stoffe und

mit Rechenwerten verglichen, die im folgenden noch er-

läutert werden. Obwohl andere Proben auch geringfügig

davon abweichende Kurvenverläufe zeigten, können die hier

dargestellten Ergebnisse als typisch angesehen werden.

Sind zwischen den einzelnen Temperaturzyklen keine nen-

nenswert unterschiedlichen Verformungen aufgetreten, so

wurde in den Bildern das mittlere, typische Verhalten

dargestellt.

Die Granitbalken Nr. 1 und 7, mit 46 Rovings bewehrt,

ergaben kaum meßbare Verkrümmungen (< 10 pm) und bei

einer Nennhöhe von 50 mm demzufolge auch kaum Dehnungs-

unterschiede zwischen oben und unten. Inwieweit die ge-

messenen Dehnungsunterschiede bei dem einen 25 mm-Granit-

balken verläßlich waren, kann nicht sicher gesagt werden.

Es wird vermutet, daß hier die Wegaufnehmer u. U. verrutscht

sind. Bei den späteren Messungen mit 125 mm Meßlänge wurden

eindeutigere Meßergebnisse erzielt, vgl. Probe Nr. 7.

- 72 -

Beim Granitbalken mit 92 Rovings (Probe Nr. 4) wurden

deutlich größere Verkrümmungen festgestellt (bis 90 km

im Warmbereich und bis 60 km im Kaltbereich).Diese Verkrümmungen wie auch die Dehnungsunterschiede

waren hier wie auch bei allen anderen Proben niedriger

als die Rechenwerte. Diese Aussage kann wegen der Viel-

zahl der Messungen vermutlich als gesichert angesehen

werden, obwohl die Meßgenauigkeit für die teilweise sehr

kleinen Verformungsgrößen nicht ausreichte.

Die gemessenen Dehnungen lagen in der Regel zwischen

denen, die aufgrund der - a-Werte von C-Faser und Granit

ohne Verbund zu erwarten sind.

Bei Temperaturen über + 40° C wurde in der Regel keinEinfluß der EP-Harz-Erweichung bemerkt.

Bei den zwei 25 mm-Betonbalken mit je 46 eingebetteten

Rovings wurde festgestellt, daß sich die Verformungen von

Zyklus zu Zyklus systematisch änderten, vgl. Bild 16.Daraus kann gefolgert werden, daß im Verbund bleibende

Verschiebungen zwischen Faser und Beton stattfanden, die

auf Dauer sicher schädigend wirken dürften. Die Verkrüm-

mung erreichte bei 40 K Temperaturänderung anfänglich

über 200 pm und demzufolge auch größere Dehnungsunter-

schiede zwischen Ober- und Unterseite.

Die an Proben nach zyklischer Temperatur-Vorbelastung

gemessenen Biegetragfähigkeiten wurden in Abschn. 6.2.3bereits angegeben. Dort wurden keine meßbaren Verminde-

rungen beobachtet.

I Durchbiegung

I Dehnung(0= 25mm

-200

0, 5%0

Granit Fasern auflaminiertQ_J46 Ravings

H=25mm

100

a- Granit Fasern auflaminiertRovings

AufwölbungMeßbasis 480mm

Rechenwert

c(

• 0

-100

Rechenwerte:x obencf unten

<-Granit- unten

oben

-20——

«-Faser

0

0,1

x

I Stauchung-Q 5%0

60

- 73_

Bild 15: Verformungen infolge Temperaturänderung an

bewehrten Halken Nr. 1 und. 11

ITGranit Fasern auf laminiert46 Roving

H=50 mm 200,

100

-100

-200

1 AufwölbungM eßbasis 480mm

Beton Fasern eingebettet46 RovingsH=25 mm 200AL

Rechenwert0

40 .1 -20

Durchbiegung

05%0%0

«-Faser ^3''® J/

.i/

0(-13 et off

oben

Rechenwerte:i oben

/ '' unten5®^5.

^ -unten_.,^ — — äl-Faser

40 60°C -20 Q_ -- i-20 40 60 °C

6/ 8.

lStauchung

c. 'a-Granitx

-0,5%0

Dehnung10=125mm

0,5%0

0,1

-74 -

Bild 16: Verformungen infolge Temperaturänderung an

bewehrten Balken Gl Nr. 7 und Be

J CFK = 111-JGm - J JF'K = 1,487.10-5

G

x

- 75 -

Spannungs- und Verformungsberechnung:

Mit den bekannten Kennwerten von Granit und C-Faser-Laminat

(a-Werte und E-Moduln) können die bei Temperaturänderung ent-

stehenden Spannungen und Verformungen berechnet werden. Es

wird vom riöfreien Zustand und Ebenbleiben der Querschnitte

ausgegangen.

Die Berechnung kann nach verschiedenen in der Literatur an-

gegebenen Verfahren durchgeführt werden /36, 37/. Außerdem

ist auch eine einfache Berechnung z. B. nach dem Kraftgrößen-

verfahren an folgendem, dreifach statisch unbestimmtem

System möglich, wobei zunächst lediglich der a-Wert-Unterschied

und damit die Zwängungsspannung berücksichtigt wird:

Cranrf:Ec„ ,T4

/' / 1 /2.3

hG^ c^K!^ Ji

, F= o0

C : ECFK ^ x TCTK

E G

ECFK n= E G 48000 =

0 1}657 x)

E CFK - 1.03080 '

F = k •F G k = FCFK 2,4 59 .10-2CFK

x ) bei 0,6 mm Laminatdicke und

46 Rovings (= (p F = 44,3 Vol.-%)

auf 24,4 mm dickem und 80 mm

breitem Granit

Druck

16,98

16,81t

6ran;t 24 nv

CTK 0,6 mm

7 6 -

Bei Vernachlässigung der Querkraft lautet die Gleichungs-

matrix für die Schnittgrößen X 1 , X 2 und X •1' 2 3°

k.J G + n.Jch ( - 12 .1.h i ) X 2 + (-h i ) X 3 =A.Aa.EG.JG(1-1 ;k . FG1

(- X1 + (ml2 + nl2) X2 + (ml + nl,) .2m = 0

(- h. ) x (ml + n1 ) x(m + n ) x _ 01 1 2m 2 111 3

Danach ergibt sich ein über die Balkenlänge konstanter Momenten-

verlauf mit folgender Spannungsverteilung im Höhenschnitt:

Annahmen: Granit: h G = 24,4 mm; 46 Ravings: hCFK = 0,6 mm;

Erwärmung A .a= 40 K;

a-Wert-Unterschied Aa = (5,8-0,8).10 -6= 5.10

-6 K1:

X 1 = 811,65 N; X 2 = 0; X 3 = 0,32 N:

Spannungen in Ninwrz

Daraus ergibt sich ein Dehnungsunterschied zwischen Ober- und

Unterseite von:

0,86 -6 16.84 Ac=( +5 8.10 .40)-(103080 )+0,8.10

-6 .40)=0,2499-0,1954=0,0545 %o48000 '

Aus dem Moment, das aus der Rechnung bekannt ist, kann nach

1 MG EG.JG

der Krümmungsradius p, der über die ganze Länge kreisförmigen

Verkrümmung berechnet werden: p = 458,2 m. Diesem entspricht

bei 480 mm Lange eine mittige Aufwölbung von rd. 70 pm.

- 7 7

In /1/ wurden die Spannungs- und Verformungsberechnungen für

die jeweiligen Probenabmessungen genauer durchgeführt, wobei

auch die Temperaturabhängigkeit des a-Wertes vom EP-Harz und

damit vom Laminat mit berücksichtigt wurde. Die dabei ermittel-

ten Werte wurden in den Bildern 15 und 16 im Vergleich zu den

Meßergebnissen für +60 o C als Punkte mit eingetragen.

Während die Schubspannungen zwischen Laminat und Granit im

Mittelbereich des Balkens Null sind, muß davon ausgegangen

werden, daß die Zugkräfte an den Balkenenden über eine bestimmte

Eintragungslänge unter einer horizontalen Schubspannung

zwischen Laminat und Granit übertragen werden. Als Näherung

gibt D. Henrici /37/ an, daß die maximale Schubspannung in

einem Abstand vom Balkenende von rd. 0,17 . hG = 4,15 mm auf-

tritt und nach

2,25GCFK0 GCFKu h•

Tmax hG .b G • 2 ° CFK ° bCFK

etwa 0,94 N/mm 2 betragen dürfte.

Bei höheren Balken sind allgemein geringere Verformungen, aber

höhere Spannungen im Laminat zu erwarten.

Den Temperatur-Zwängungsspannungen ggf. aberlagerte Spannungen

infolge Schwinden des Reaktionsharzes wurden hier rechnerisch

nicht berücksichtigt. Sie haben jedoch sicher Einfluß auf die

Meßergebnisse.

Die geringen Dehnungsunterschiede infolge der Zwängungsspannungen

bestätigen, daß eine experimentelle Dehnungsmessung besonders

hohe Meßgenauigkeit erfordert, die hier wegen der Temperatur-

abhängigkeit der Wegaufnehmer kaum gegeben war.

-78-

7. Endverankerung durch Schlaufen

Obwohl bei den hier durchgeführten Untersuchungen in

keinem Fall ein alleiniges Versagen des EP-Harzes an den

auflaminierten C-Fasern beobachtet wurde, wäre eine der-

artige, tragende Funktion eines Kunststoffes im Bauwesen

nicht ohne weiteres zulässig. Neben der geringen Feuer-

widerstandsdauer muß insbesondere die Erweichun g desHarzes bei erhöhten Temperaturen als Sicherheitsrisiko

betrachtet werden.

Beide Schwachstellen der hier gewählten Konstruktion

wirken sich kaum mehr aus, wenn die Faser-bewehrung an den Enden zusätzlich zur Verklebung mechanisch

verankert wird.

Fasergerechte Endverankerungen in Form von Schlaufen haben

sich in Konstruktionen der Luft- und Raumfahrt - allerdings

mit etwas anderen Zwecken - bewährt /37/. Eine Faserführungin Form von Schlaufen ist bei den dünnen, biegsamen Fasern

leicht realisierbar. C-Fasern auf Basis PAN in EP-Harz einge-

bettet können noch unter 10 mm Krümmungsradius im Schlaufen-

bereich die volle Zugkraft übertragen, wobei allerdings zu be-

rücksichtigen ist, daß bei dickeren Rovingsträngen die innen

liegenden Fasern höher beansprucht werden und auch infolge

Querdruck geschädigt werden können. In /37/ werden Möglich-keiten genannt, die dieses Problem konstruktiv lösen.

Bei Granit wie auch Beton wäre z. B. denkbar, in Bohrungen

Dübel oder Stahlstifte zu befestigen, um die die Rovings

herumgeschlungen werden. Prinzipiell wäre auch ein Umwickeln

ganzer Bauteile denkbar - z. B. bei Rohren zur Bewehrung gegen

Innendruck.

Führung der

Rovingbandenden

Schnitt:

50

„^ •^ ;,^

^ ,' ' i ''îrt rC.s ,^^•

ti s•,+^f' iu+i ri'',;,^ ^ » tit'; ^-...r - c+-,"- • •..

^f.,,.. 11 Di1 1^^,^ ^ .^^ ^^ ^ ^'Â kt, t' t1^11'. ,^^^1^^,at 1ll{{^y {^1" l, 11

j^lll > > -;ll^ ,^1111t^^t^111

, î ^ _ ►,^t^^ ^^} ^^^^^^^

^t^ 1r1 ^ ^^^ ^ ^,^^^^1i^.^^'; ^

'V „ ^^^^^. ^ ,

Schrägansicht des eingefrästen Bal kenendes gegen die Bewehrungsseite:

Bild 17: 50 mm-Granitbalken mi t Schlaufen-Endverankerung und Schubbewehrung

( l i ,--. i^ S C n r^ e T; ^ a "• ,? ^, y;'^ c ~ C ,^. ^ '^., n L-.-- — — -^ - .^

- 80-

Hier wurden orientierend zwei Granitbalken (Höhe 50 mm,46 Rovings) an den Enden mit einer Diamantbohrkrone so an-gebohrt, daß schräge, ringartige Nuten entstanden, in die

die Fasern eingelegt und zurückgeführt wurden, Bild 17.

Dadurch, daß die Fasern dabei an den Enden,bis nahe an die

Nullinie nach oben heraufgeführtwurden, war auch zu erwar-

ten, daß eine Erhöhung der Schubtragfähigkeit erreicht wird.

Zusätzlich wurde bei diesen beiden Proben auch noch jeweils

ein Rovingband unmittelbar rechts und links neben der Kraft-

einleitung quer um den Balken herumgewickelt, wodurch der

Granit gegen Schubbruch ebenfalls bewehrt wurde. Die Proben

ergaben bei Belastungsanordnung "1/4" Bruchlasten von

31,5 und 28,1 kN bei Bruchdurchbiegungen von etwa 8 mm,

Diese Bruchlasten liegen mit etwa 50 % weit über den inAbschn. 6.2.1 angegebenen Werten von entsprechenden Proben

ohne weitere Zusatzmaßnahmen. Während dort noch ein deutliches

Schubversagen nahe der Verklebung beobachtet wurde, brachen

hier die Proben eindeutig durch Faserzugbruch.

-81 -

8. Abschließende Beurteilung

Bei den hier durchgeführten Untersuchungen an Betonbalken

mit in Zementstein eingebetteten C-Fasern wurde zwar gegen-

über unbewehrtem Beton eine bis über 7-fache Steigerung der

Kurzzeitbiegetragfähigkeit festgestellt, wegen der offensicht-

lich ungenügenden Haftung der C-Fasern in Zementstein ergaben

sich jedoch ungünstige Eigenschaften bei Temperaturwechseln

und zyklischer Biegeschwellbelastung. Von einer praktischen

Anwendung muß daher zunächst abgeraten werden. U. U. könnte

die Haftung von C-Fasern in Zementstein aber noch maßgebend

verbessert werden. Zum Beispiel wäre die Entwicklung einer

günstigen Schlichtebehandlung der Fasern denkbar, um neben

einer verbesserten mechanischen Verankerung auch chemische

Bindungen zu aktivieren, wie es z. B. bei der Einbettung

von C-Fasern in Aluminium oder Glas /38/ gelungen ist. Es

ist auch zu erwägen, ohne auf den gegen Wärmeeinwirkung

unempfindlichen Zementstein ganz zu verzichten, eine Mischung

aus Zementstein und Kunststoff (Reaktionsharz) für die Ein-

bettung zu verwenden. Dies könnte schon bei der Herstellung

als Mischung aus Zement, Wasser und Reaktionsharz oder auch

nachträglich, z. B. durch Vakuumimprägnierung mit Reaktions-

harz geschehen.

Ferner müßten ab einem bestimmten Dickenverhältnis Laminat/

Beton Maßnahmen ergriffen werden, durch die die Zugfestigkeit

des Betons und damit auch die Schubtragfähigkeit gesteigert

werden können (z. B.Beton mit Kurzschnittfasern oder Kunst-

stoffzusatz).

Um die Verbundwirkung bei einbetonierten C-Fasern zu verbessern,

könnten Endverankerungen von Rovingsträngen in Form von Schlau-

fen, die z. B. um einbetonierte Stahl- oder Betonzylinder herum-

geführt werden, in Betracht gezogen werden. Beispielsweise wäre

- 82 -

es auch denkbar, bei zu verstärkenden dünnen Stahlbeton-

platten die Rovings um freigelegte Querbewehrungsstähle

herumzuführen und anschließend alles mit Spritzbeton auf-

zufüllen. Eine Verstärkung von Rohren o. ä. durch Umwickeln

mit Rovings wäre bei Asbestzement wie auch Beton möglich.

Wegen einer möglichen, noch zu überprüfenden Unbeständig-

keit von 0 -Fasern mit niedrigem kristallinem Ordnungsgrad

im Verbund mit Zement,muß u. U. empfohlen werden, möglichst

hochwerige Fasern zu verwenden. Bei Verwendung von 0 -Fasern

in Verbindung mit stahlbewehrtem Beton sind im Hinblick auf

Stahlkorrosion durch Elementbildung noch weitere Untersuchungen

erforderlich.

Weitaus günstigere Bedingungen für den Verbund von C-Fasern

mit Beton wie auch Naturstein ergeben sich bei Verwendung von

Reaktionsharzen, die sowohl die Fasern vollständig durchdrin-

gen als auch alle Stoffe fest miteinander verkleben können.

Dadurch ist auch die in Querrichtung bruchempfindliche Faser

gegen Verletzungen, z. B. an Rissen, geschützt und mögliche

Korrosionsvorgänge werden unterbunden.

Die günstige Verbundwirkung bei Bewehrung von Biegebalken in

der Zugzone kann vermutlich auf die hohe Steifigkeit der

C-Fasern zurückgeführt werden, die zu nur geringen Verfor-

mungen im Bereich der Verklebung und damit zu geringen Riß-

öffnungen führen. (Ein hier nicht beschriebener, orientieren-

der und vergleichender Versuch mit Glasfasern auf Granit er-

gab wegen des niedrigen E-Moduls von Glas ein vorzeitiges Ver-

sagen des Balkens infolge Druckbruch und Abscheren des Lami-

nates vom Granite)

Grundsätzlich läßt sich das Tragverhalten derartig bewehrter

Bauteile nach den Regeln des Stahlbetonbaus rechnerisch be-

schreiben. Eine Bemessung nach dem angeführten Rechenbeispiel

ist damit möglich. Die ausreichende Schubtragfähigkeit bei unbe-

wehrtem Stein oder Beton, der neben der Biegezugbewehrung sonst

- 83

unbewehrt ist, ist dabei gesondert zu berücksichtigen und

nachzuweisen.

Grobkörnige Natursteine eignen sich zur Übertragung der

Zugkräfte aus dem Laminat besser als feinkörnige. Dement-

sprechend ist bei Beton auch erforderlich, daß größere Zu-

schlagkörner durch Sandstrahlen oder Sägen freigelegt werden.

Eine Berechnung der bei Temperaturänderung auftretenden

Spannungen ist nach den angegebenen Verfahren möglich und

erforderlich.

Sowohl die Berechnung der Temperaturzwängungsspannungen

wie auch die Tragfähigkeitsberechnungen scheinen auf der

sicheren Seite zu liegen, was u. U. der Nachgiebigkeit und

Zähigkeit des EP-Harzes zugeschrieben werden kann.

Obwohl allgemein eine Verwendung von Kunststoffen in tragender

Funktion wegen der Erweichung bei Wärmeeinwirkung und der

Brennbarkeit unzulässig ist, wurde hier erstaunlicherweise

festgestellt, daß eine Erweichung des EP-Harzes im Laminat

bis mindestens + 800 0, offenbar durch die gewählte Konstruk-

tion nicht zu bemerken ist. Schutzmaßnahmen gegen Feuerein-

wirkung auf das EP-Harz erscheinen realisierbar.

Die Ausführung von Endverankerungen in Form von Schlaufen um

entsprechende Umlenkteile ist möglich und als zusätzliche

Sicherheit zum Klebverbund zu sehen.

Ungünstige Auswirkungen infolge Kriechen, Temperatur-Wechseln

oder Dauerschwellbelastung sind offenbar nicht zu erwarten, so-

weit dies hier bei günstigen Probenabmessungen festgestellt

werden konnte.

- 84 -

Vertiefende Untersuchungen zum Verhalten von Klebungen

bei Wärmeeinwirkungen sollten noch durchgeführt werden.

9. Zusammenfassung

Im Rahmen dieses Forschungsauftrages wurde untersucht,

inwieweit es unter wirtschaftlich und technisch günstigen

Voraussetzungen möglich ist, Beton oder Naturstein mit

Kohlenstoff- oder Carbonfasern (C-Fasern) zu bewehren.

C-Fasern sind im Vergleich zu anderen hochzugfesten

Stoffen, z. B. Beton- oder Spannstahl derzeit noch sehr

teuer. Abgesehen von denkbaren Sonderfällen ist daher

ein Einmischen von Kurzschnittfasern in Beton unwirtschaft-

lich. Hier wurde eine gezielte Bewehrung von Granit- und

Betonbiegebalken in Hauptzugspannungsrichtung mit Endlos-

rovings untersucht, wobei das Biegetragverhalten und -

wegen des niedrigen Wärmeausdehnungskoeffizienten von

C-Fasern - das Verformungsverhalten bei Temperaturänderung

studiert wurde. Ferner wurden Untersuchungen über die

Beständigkeit von C-Fasern in Verbindung mit Zement durch-

geführt.

Die hier verwendeten C-Fasern vom NF-Typ (NF=normalfest)

auf Basis Polyacrylnitril wiesen etwa folgende mittlere

Eigenschaften auf: Zugfestigkeit 2500 N/mm 2 , E-Modul-1230000 N/mm 2 , Durchmesser 7 km, a-Wert + 0,2.10 -6 K,

Preisgünstigere Fasern auf der Basis von Pech waren für

diese Untersuchungen wegen hoher Bruchempfindlichkeit bei

der Handhabung noch ungeeignet. Höherwertige C-Fasern

mit E-Moduln bis über 600000 N/mm 2 (HM-Typ) oder Zug-

festigkeiten bis über 3000 N/mm 2 (HF-Typ) sind noch

teurer als der NF-Typ.

Aus der Literatur sind praktisch keine vergleichbaren Un-

tersuchungen bekannt. Einige Untersuchungsergebnisse

über homogenen Verbundwerkstoff aus C-Fasern und Zement-

stein liegen vor, wonach z. B. bei Fasergehalten bis

- 86 -

maximal etwa 8 Vol.-% Biegezugfestigkeiten his über

130 N/mm 2 erreicht wurden. Ferner wird über Bewehrung

anderer Baustoffe wie z. B. Aluminium, CFK oder Holz durch

Aufkleben von C-Fasern berichtet.

Untersuchungsergebnisse

1. Obwohl die C-Faser als hochbeständig gegen chemische

Angriffe (und auch itzeeinwirkung) . angesehen wird,

wurde hier nach einer Lagerung in + 20 und + 60° C

warmer, wässriger Lösung von hydratisiertem Zement

eine Verminderung der Zugfestigkeit festgestellt.

- Bei den Versuchen wurde beobachtet, daß bei

Kontakt mit unedleren Metallen (z. B. Stahl) e-r-

. wartungsgemäß Korrosion des Metalls auftritt.

2. Eine vergleichende Prüfung der Ausziehfestigkeiten

von C-Fasern ohne Schlichtebehandlung in Zementstein

und mit Schlichte in EP-Harz ergab eine rd. 13-mal

festere Haftung im EP-Harz. Die Ausziehfestigkeiten

in Zementstein wiesen große Streuungen auf, obwohl

bei der Probenherstellung angestrebt wurde, die

Rovings möglichst gleichmäßig mit Zementleim zu

durchtränken.

3. Für die Herstellung von bewehrten Biegebalken wurde

eine Vorrichtung entwickelt, mit der einzelne Rovings

mit Zementleim bzw. Rovingbänder mit EP-Harz durch-

tränkt werden können. Die Bänder wurden auf die ge-

sandstrahlte Oberfläche der Betonbiegebalken bzw.

auf die gesägte Fläche der Granitbiegebalken auf-

laminiert, während die mit Zementleim durchtränkten

- 87 -

Einzelrovings in einer Schalung unter geradliniger

Ausrichtung eingelegt wurden, bevor der Beton mit

Größtkorn 8 mm darüber eingebracht wurde. Es wurden

zwei Balkenhöhen (h = 25 und 50 mm) und drei ver-

schiedene Rovinganzahlen (23, 46 und 92 mit je12000 Filamenten) untersucht. Die Balkenbreite

betrug 80 mm, die Länge 500 mm. Bei den Biegever-

suchen wurde eine Stützweite von 480 mm gewählt.

Mit 46 auflaminierten Rovings wurde die Biegetrag-

fähigkeit von 25 mm hohen Granit- und Betonbalken

gegenüber unbewehrten Proben etwa verzehnfacht, wobei

Bruchdurchbiegungen von bis zu 15 mm bei 480 mm Stütz-

weite erreicht wurden. Bei in Zementstein eingebetteten

Fasern war der Verstärkungseffekt deutlich geringer,

was auf den ungünstigen Verbund zwischen C-Faser und

Zementstein und die damit verbundene starke Biegeriß-

' bildung rückgeführt wurde. Grundsätzlich läßt sich

die Tragwirkung nach den Regeln der Stahlbetonbauweise

(gerissener Zustand II) beschreiben.

4. Biegeversuche bei Temperaturen von - 10, + 40, + 60

und + 80° C ergaben keine nennenswerten Veränderungen

der Biegetragfähigkeiten, obwohl die Erweichungstempe-

ratur des verwendeten EP-Harzes etwa bei + 40° C lag.

Ebenso ergab eine orientierende Untersuchung an einem

bewehrten Granitbalken, dessen Laminatbewehrung mit

einem Schweißbrenner 2 Minuten lang angebrannt wurde,

keine Beeinträchtigung der Biegetragfähigkeit.

5. Biege-Kriechversuche an Granitbalken mit auflaminierten

Fasern bei etwa 1/3 der Biegebruchlast zeigten ein

nur geringes Kriechen bei + 20° C (Kriechzahl T = 0,1

nach 69 Tagen). Bei + 40° C war das Kriechen in den

ersten 20 Stunden deutlich starker, danach aber geringer

als bei + 20° C.

- 88

6. Dauerschwingbelastungen an Granitbalken mit 1/3 der

Bruchlast als Oberlast ergaben nach 150000 Zyklen

trotz einer 3 %-igen Durchbiegungszunahme keine Be-

einträchtigung der Kurzzeit-Biegetragfähigkeit, Bei

Betonbalken mit in Zementstein eingebetteten,Fasern

wurden dagegen nur rd. 160 Lastwechsel ertragen. Die

- Fasern scherten im Bereich eines Biegerisses ab.

7. Da der a-Wert der C-Fasern mit rd. + 0,2.10 -6 K-1

gegenüber Granit oder Beton sehr klein ist, muß von

Zwängungsspannungen und Verformungen der Verbundbalken

ausgegangen werden, wenn Temperaturänderungen gegenüber

der Herstellungstemperatur auftreten. An Granitbalken

mit auflaminierten Fasern sowie an Betonbalken mit

eingebetteten Fasern wurden die Verkrümmung und die

Randdehnungen bei Temperaturänderungen von + 40 K

gemessen und mit rechnerisch ermittelten Verformungs-

größen verglichen. Es zeigte sich, daß die Meßwerte etwas

kleiner als die Rechenwerte waren. Bei dem Beton-

balken mit eingebetteten Fasern entstanden große

bleibende Verformungen, offensichtlich aufgrund der

ungenügenden Haftung von C-Fasern im Zementstein.

Wiederholte zyklische Temperaturwechsel von - 20 bis

+ 60° C ergaben jedoch praktisch keine Beeinflussung

der Kurzzeit-Biegetragfdhigkeiten.

8, Orientierende Untersuchungen ergaben,daß die Biegetragfähigkeit, insbesondere hinsichtlich

Schubversagen, deutlich gesteigert werden kann, wenn

die Fasern in Form von Schlaufen an den Balkenenden

verankert werden.

- 89 -

Nach den Untersuchungsergebnissen erscheint eine Be-

wehrung von Natursteinplatten oder anderen dünnwandigen

Bauteilen aus mineralischen Baustoffen in der Praxis

anwendbar zu sein, wenn die C-Fasern als Endlosrovings

mit Epoxidharz auflaminiert und ggf, zusätzlich endver-

ankert werden. über die Tragfähigkeit der Verklebung

bei Wärme- und Feuereinwirkung sollten noch vertiefende

Untersuchungen durchgeführt werden® Ebenso wären bei

einer Einbettun g der C-Fasern in Zementstein noch Fragen

zur Beständigkeit und Verbundfestigkeit zu klären.

- 90

10. Literatur

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/ 37 / Henrici, D.: Zur Mechanik des vielfach geschichtetenVerbundstabes unter Temperatur- und Feuchtigkeitsbe-anspruchung.Die Bautechnik 5, 1977

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-trägern. Bautechnik 26, Heft 4, 1949.

VORABDRUCK

17. Öffentliche Jahrestagungder Arbeitsgemeinschaft

Verstärkte Kunststoffe e. V.—Internationale Tagung

über verstärkte Kunststoffe—

Freudenstadt6. bis 8. Oktober 1981

INHALT

Vorträge der 17. Öffentlichen Jahrestagung der Arbeitsgemeinschaft Verstärkte Kunststoffe e. V.vom 6. bis B. Oktober 1981 in Freudenstadt

1 H.P. Schilbach, Wiesbaden:

Der europäische GFK -Markt 1980/81

H. Rühmann, Aachen:Voraussetzungen für die absatzorientierte Unternehmensführung 2 — 1 bis 4

3 H.-P. Oestreich, B. N. Mishra, Köln:Zur Beurteilung von Mängeln bei GFK-Lagerbehältern 3 — l bis 12

4 B. Schlehöfer, H. Strauß,•München:Bau- und Abnahmeprüfung an turmartigen Bauteilenam Beispiefeines selbsttragenden Antennenzylinders .aus GF-UP 4 — 1 bis 12

5 D. Scholz, Ludwigshafen:

Schwerentflammbare und raucharme GF -UP-Laminate auf Basis niedrigviskoser UP-Harze 5 — 1 bis 5

6 J. Greber, Lünen, J. Braun, Bonn:Flammschutz mit Aluminiumhydroxid — Brandprüfungen im Brandschacht nach DIN 4102 — 6 - l bis 5

7 A. Schwabe, Darmstadt:

Stiefkind Fassade 7 — I his 4

8 G. Kuran, Weiden:Herstellung und Anwendung kleinformatiger Fassadenelementeaus glasfaserverstärktem Polymer-Beton 8 — 1 bis 7

9 G. Windisch, J. Steinbock, Wien:Neuentwicklungen auf dem Gebiet pultrudierter, faserverstärkter Kunststoffe 9 — 1 bis 5

10 L. Pomini, Mailand/Italien:Textilglas-Endlosmatten (UNIFILO) als Ausgangsproduktefür die Herstellung von Vorformlingen 10 — 1 bis 9

11 G. Menges, W. Ermert, Aachen:

Herstellung von Bauteilen aus CFK mit Industrierobotern 11 — 1 his 6

12 H. Derek, G. Menges, Aachen:

Geräte und Maschinen für die automatische Harzmattenverarbeitung 12 — 1 his 7

13 H. Schreiber, Mutschellen/Schweiz:Vakuumformung — Ein neues Verarbeitungsverfahren für SMC 13 — 1 his 4

14 G. Wiedemann, H. Rothe, S. Keusch, Dresden, A. Haase, Henningsdorf/DDR:Beitrag zur Optimierung der Herstellung und Eigenschaften von Gewebe-Prepregs 14 — l bis 6

15 W. Friedrich, Bochum:Mikrostruktur und Bruch in faserverstärktem, thermoplastischem P.E.T. (Rynite) 15 — 1 his 6 X

16 A. Maxstadt, K. Binder, Höllriegelskreuth:Ein neuer Beschleuniger auf Kupferbasis für die Härtung von UP-Harzen 16 — 1 his 5

17 B. Knauer, Dresden/DDR:Polymerverbunde für Reibungs- und Verschleißbeanspruchung 17 — 1 bis 10

18 A. Volkwein, München:Bewehrung von Naturstein oder Beton mit Kohlenstoffasern 18 — 1 his 5

19 G. W. Ehrenstein, R. Spaude, Kassel:Genauigkeit von Kurzzeitkennwerten hei glasfaserverstärkten Gießharzen 19 — l his 6

20 R. Kleinholz, H. Reher, Aachen:Textilglasmattenverstärkte Strukturschaumstoffe 20 — 1 his 6

21 W. Klöker, R. Grünewald, Krefeld:Unverstärkte Anwendung von UP-Harzen 21 1 his I I

22 S. Schäper, Ingolstadt:Probleme mit der SMC-Heckklappe des Audi-Quattro 22 — 1 bis 3

( )

(*) Dieser Vortrag liegt als separater Sonderdruck vor bzw. ist nur in einer "l cilauflag e der Vorabdrucke cutluihen

23 G. Ehnert, Kraichtal-Menzingen:

Automatisiertes Lackieren von I larzniattenwerkstücken

im Werkzeug mit dem „In-Mold-f oating - Verfahren 23 — 1 bis 7

24 R. Lichold, Bretten:

Erfahrungen aus der Serienfertigung

von Pkw- und Lkw-Stoßstangen aus hochfesten Harzmatten 24 — I his 8

25 P. Stachel, Battice/I3elgien:

Stoßfänger als Baugruppe aus hochfestem

SMC-i'räger und energiewandelnder Elastomerverkleidung 25 — 1 his 8

26 U. Gruber, Basel/Schweiz:

Ilarzs ysteme für Motorenbestandteile aus Verbundstoffen 26 — 1 bis 7

27 L.S. Norwood, D.W. Edgell, A.G. Nankin, W. I-Iaworth:

Blasenbildung von GFK-Laminaten unter feuchten Bedingungen 27 — I bis 8

28 G. Menges, U. Biding, Aachen:

Untersuchung der Restfestigkeit von GF-UP-Mattenlaminat

unter Feuchte- und Temperatureinfluß 28 — I bis 5

29 K. Löwer, G. Menges, Aachen:

Diffusions- und Rißverhalten von elastifizierten Schutzschichten

bei Einwirkung korrosiver Medien 29 — 1 bis 7

30 II. Schneider, G. Menges, .1. Peulen, Aachen:

Beitrag zur experimentellen und theoretischen Ermittlung

der Elastizitätskenngrößen von CFK-Laminaten 30 — 1 bis 6

A- Vulkmeirr, 13, , see/urmig von A4uurstein at l3<1ro11 Ill it hulr(ra 1,11i17rrn

Bewehrung von Naturstein oder Beton mit Kohlenstoffasern

Von Dipl.-Ing. Andreas Volkwein, München'

Flache Biegebalken aus Granit und Beton (500 x 80 x 25 bzw. 50 mm-') wurden mit Kohlenstoffasern in der Zugzonebewehrt, indem Rovings mit EP }larz in Hauptspannungsrichtung auflaminiert bzw. in Beton auch mit Zementleimeingebettet wurden.Wie zu erwarten war, führte der niedrige a-Wert der C-Fasern als Laminatbewehrung bei Temperatui'ünderungen um± 40 K zu geringen Zwangungsspannungen, die etwas kleiner als die Rechenwerte waren und insgesamt nur Bruch-teile der vorhandenen Festigkeiten ausmachten.Die Biegetragfähigkeiten konnten mit Laminatbewehrung — bei Prüftemperaturen bis + 80°C — leicht auf über das10-fache gesteigert werden. Tragfahigkeitsbereehnungen nach den Regeln des Stahlbetonbaus sind danach möglich.

s-/

1. EinführungAls Endios-Rovings hergestellte Kohlenstoff- oder Car-bon- (C--) Fasern sind im Vergleich zu anderen hochzug-festen Baustoffen wie z. B. Stahl oder Glasfasern nochsehr teuer. Abgesehen von denkbaren Sonderfällen istdaher eine Verwendung im Bauwesen in Form von CFK,Faserbeton oder Faserzement mit kurzen, gleichmäßigverteilten Fasern bis auf weiteres unwirtschaftlich. Finegezielte Bewehrung mit C-Fasern — etwa analog demStahlbeton in Hauptzugsspannungsrichtung — kann da-gegen eher zu einer wirtschaftlichen Anwendung führen,wofür auch folgende technische Gründe sprechen:1.) Neben hohen Zugfestigkeiten (1200-3000 N/mm'-)weisen C-Fasern je nach Typ E-Moduln von 160 bis 600kN/mm° auf, womit sie Stahl (E=210 kN/mm 2) an Stei-figkeit übertreffen können. Gegenüber Glasfasern, de-ren E-Modul nur knapp über dem von dichtem Beton,Naturstein o. ä. liegt und mit denen deshalb nur unterVorspannung ein günstiger Bewehrungseffekt zu erzie-len ist [1], waren C-Fasern als schlaffe Bewehrungzweckmäßig einsetzbar.2.) C-Fasern sind bis weit Ober + 1000°C ohne Festig-keitsverlust beständig, soweit sie bei Temperaturen Oberca. + 300°C vor Sauerstoffzufuhr geschützt sind. ImBrandfall könnte daher unter entsprechenden Voraus-setzungen eine bei anderen Bewehrungsmaterialien bis-her nicht gekannte Widerstandsfähigkeit erreicht wer-den.3.) Gegenüber Korrosionseinflüssen weisen höher kri-stalline C-Fasern ähnlich wie bei Graphit eine hohe Be-sthndigkeit auf. Angreifend wirken nur starke Oxida-tionsmittel wie z. B. Salpetersaure oder auch einigeMetallchloride. Ein entsprechender Schutz vor atmo-sphärischer Korrosion ware deshalb kaum erforderlich.Auch wenn man C-Fasern weder heute noch später gene-rell als Ersatz für die Stahlbewehrung von Beton sehenkann — dies ware auch bei C-Fasern auf Pechbasis der-zeit noch unwirtschaftlich — sind doch schon einzelneEinsatzgebiete im Bauwesen denkbar: Z. B. ließen sichsehr dünnwandige, membranartige Bauteile, sei es beimNeubau oder zur Reparatur bewehren, was hei Stahlbe-ton schon allein wegen der erforderlichen Betondeckungkaum unter 4-6 cm Dicke ausführbar wäre. Geht mandavon aus, daß Endlosrovings mit einem Reaktionsharzauch auf gesägten Naturstein auflaminiert werden kön-nen, ließen sich neben den bekannten Anwendungen wieFassadenplatten oder Treppenstufen auch neuartigeEinsatzgebiete für Naturstein erschließen. Verfahrens-technisch erscheint ein Umwick el n von Rohren oder Be-

Anschrift des Verfassers: Dipl.-Ing. A. Volkwein, Bausitrffinstiun, Prot. Dr- K.Springenschmid,Tl7 München, Baumbachsira1.3c7, 0-8000 Mtinchen G0

hältern aus mineralischen Baustoffen leicht realisierbar.Im Rahmen eines Forschungsauftrages [2] wurde orien-tierend untersucht, welche Tragfähigkeitseigenschaftenvon in der Zugzone bewehrten Biegebalken aus Granitund Beton erreicht werden können und wie sich der nied-rige a-Wert der C-Fasern bei Temperaturänderung aufden Verbund auswirkt. Die Forschungsarbeit wurde vomBundesminister für Raumordnung, Bauwesen und Std-tebau, Bonn, gefördert.

2. Herstellung von bewehrten BiegebalkenFlache Biegebalken (500 x 80 x 25 bzw. 50 mm 2 ) wur-den an der Unterseite auf zwei verschiedene Arten be-wwehrt:l.) Auf gesagte Granitbalken und auf Betonbalken, anderen Oberflüche die Feinmörtelschicht durch Sand-strahlen entfernt worden war, wurden aus 23 Rovings be-stehende, 70 mm breiet Faserbänder I-, 2- und 4-lagigmit E.P-Ilarz auflaminiert, Abb. 1 (Eigenschaften derverwendeten Baustoffe siehe Anhang).

Abb. 1. 25 nun hoher Granitbalken mit imeilugigem < Paserleminat

2.) Betonbalken mit eingebetteten Fase rn wurden her-gestellt, indem mit Zementleim durchtränkte Einzelro-vings (gleiche C Faser, jedoch ohne Schlichtebehand-lung) vor Einbringen des Betons in der Schalung geradli-nigausgerichtet eingelegt wurden. Fur die gleichmaf:ligeDurchtränkung der Rovingbänder mit EP-Harz bzw. derEinzelrovings mit "Zementleim wurde eine Vorrichtungentwickelt, mit der auch ein kontinuierlicher Arbeitsab-lauf gewährleistet war, Abb. 2.

7.nr+n. 13eirr17rirn ,^ rur-^1Pin ndrr lirnm mir tigbh rnrtn/lari r n /3-2

Beklebunys-undEinbeftungsvorrirhhmgerkuniSVOrroluni

n von Ro y.. eis

. unu m6nn0ern

ên êr Reekt,ensneaw temen^ê,m

Kugelkalotte

12iLmm--«I

Dehnungsmel7-aufnehmer^-__

Belastung „1/2"

Belastung „1/4"drehbaresLager

Probe

7 b

- Luger

kippbaresBewehrung

^Durchoegungs germel3bugel

480mm

^^ I

festesLager

Kraftmeßdose

Hydraulikkolbenmit Kai benwegmessung

Granit, Bänder auftaminiert201

15

10-

--nach wiederholter Be -und Entlastung

- unbewehrt hr25mm

Beton, Bander auflaminiert

Balkenhöhe in rem /Rovinganzahl

Beton,Ravings eingebettet in Zement

15

0-

A`^ °—nach wiederholter Be- und Entlastung

251 46

\ h b. '-, Schcnur der vrrrrichUme iuni Autl.uninicren con r;ixr•rbändern mid I:inhenenconzcmml l ticinulurchtränktcn L'inzclrocine.

Das Durchdringen von C-Fascrrovings mit Zementleimist g undsltzlich schwierig,da Zement auch bei hoherMahlfeinheit nut Partikclgtoßr,m b i s Ober 30 n1 groberist als die Faser mit einem Durchmesser von 7 µm. Die-sem Umstand wurde versucht zu begegnen, indem derRoving vor Durchlaufen des Zementleims durch ein Rol-len- und Druckluftsystem aufgespleist wurde.

3. i_3iegepriifungDie bewehrten Balken wurden in einer servoh ydrauli-schen Prüfmaschine bei 4S0 mm Stützweite mit konstan-ter Kolbenhubgeschwindigkeit bis zum Bruch belastet,wobei an den Proben die Stauchung an der Oberseite, dieFaserdehnung an der Unterseite sowie die Mittendurch-biegung geniessen (Abb. 3) und in Abhängigkeit von derKraft aufgetragen wurden. An 25 mm hohen Probenworden außer bei Raumtemperatur auch Versuche beiPrüftemperaturen von —10, +40, +6(1 und +SO°C durch-geführt, indem die Prüfeinrichtung mit einer flexiblenPrüfkammer (warmcdämmende Folie) umgeben und vorder Prüfung his zu einer gleichmäßigen, konstanten Pro-bentemperatur temperiert wurde.

Ahh- 1 Belastung' - und iA9clicinriehlune für elic 13icgcvc rsuc'hc

Mit der konstanten Durchbiegungszunahme wuchs dieaufgebrachte Kraft bei allen Proben mit auflaminicrtenFasern zunächst stetig an, wie es aufgrund der Figenstei-figkeit von Granit bzw. Beton zu erwarten ist. Fine dent-liche Erhöhung der Bicgcsteifigkcit (Ursprungstangen-ten-Modul) wurde nur bei den 4-lagig bewehrten, 25 mm

hohen Granitbalken beobachtet. Ab etwa 0,75 1%0 La-serdehnung bci den Granitbalken, bzw. 0,35 —0,40 ìoobei den Betonbalken (11=25 mm) entstanden, ähnlich

wie beim Stahlbeton, zunehmend Biegerisse in der Zug-zone des Granits bzw. Betons, die nur mit der Lupeschwach zu erkennen waren (Rit3abständc hier unter 5nun). Mit dem Einsetzen der Rit3bildung war die Kraft-zunahme bei konstanter Dur chbiegungszunahmc danngeringer. In den Kraftdurchbiegungsdiagrammen îußer-

te sich dies in einem Kurvenknick, Abb. 4. Bei Beton miteingebetteten Fasern entstand dagegen kein ausgepräg-ter Kurvenknick und nur wenige und weiter geöffneteRisse (bis zu I mm vor dem Bruch).

0 5 10 15Durchbiegung in Feldmitte in mm

rAhh. d. l:rnlRdurchhicgungsdiaer,mnnc von c-IJSIÌ'hewe'hilcn ßicgcbulkcn

Mit 46 auflaminicrten Rovings (I3 i indcr 2-lagig) wurdedie I3icgctragfahigkeit von 25 mm hohen Granit- und Be-tonbalken gegenüber unbewehrten Proben etwa ver-zehnfacht, wobei Durchbiegungen bis zu 15 mm erreichtwurden, Abb. 5.

Bei in Zementstein eingebetteten Fasern war der Ver-stGrkungseffekt deutlich geringer (6- bis 7-fach), was aufden ungünstigen Verbund zwischen C-Faser und Ze-

mentstein (Haftfestigkeit nur etwa ein Zehntel jener bei

EP-Harz) und die damit verbundene starke Biegerißbil

dung zurückgeführt wurde.

— . ^•, .^ . . Nullinie

ge,sse„e grone

Spannungen und ResultierendeCFK

Aus . -:,tr

up,, : .,n., ,,,,m1l dos [rrhh,:ce

Fr,,r^,^:°e^l ^ ^ ,t,n, ,rmtten Hnrtlen

i+vso' hese i Dr'

Rißbild Dehnungen im Schnitt A,

13rn^hrung rrm .A',tnu,[cin ,ulrr Itr y ort nrrt Fuhlrncln^(,ia-r lN,r

Ahb.S. (;rani}•ilkcnz,e en( bc,echrt . mhSkNhnlastct.hci nine( lhinhhicgungvond. 111 mm

Bis auf die Betonproben mit eingebetteten Fasern bra-chen alle Proben nach deutlich sichtbarer Durchbiegung,jedoch ohne direkte Vorankündigung schlagartig, wobei

je nach Bewchrungsanteil. Probenhühe und Belastungin Feldmitte ( - 1/2 - ) bzw. mit zwei Lasteintragungen imAbstand "1/4" -- Biegedruck-, Faserzug-, Biegeschub-oder horizontale Verbundbrüche knapp über der B e -we hrun g auftraten.Aufgrund der Riß- und Bruchbilder und der gemessenenDehnungen kann die Tragwirkung der Balken grund-satziich nach den Regeln des Stahlbetonbaus beschrie-ben werden. Geht man vom Ebenbleiben der Quer-schnitte aus, so kann nach dem Gleichgewicht der inne-ren Kräfte eine Berechnung des Bruchmoments durch-geführt werden, Abb. 6.

AN,. 6. 77 u 12. ,virkunc der Neuehr inn Bollen und Schema der draglahigkeitsberechnung(ohne Selmhirigl :ihlgkeitsnacii seid)

Biegeversuche bei Temperaturen bis zu + 80 e'C (sowieauch an einer Probe, deren Laminat 2 Minuten lang miteinem Schweißbrenner angebrannt wurde) ergaben kei-ne nennenswerten Änderungen der Bicgetragfahigkci-ten, obwohl die Erweichungstemperatur des verwende-ten EP-1-larzes von etwa + 4(1°C dies zunächst nicht ver-muten ließ, Abb. 7.

I JZ IN>mdi E INimm,

3250

3000

—a— E -Modul2750 --+- Zugf es igkeit ßZ

2500 •

60

--e- — - 2150 —. .

\50 2000 \

\ .

750 `

40 15 00 1 •

30 1250 i

1000 \

20 -750 b\

\500 \

\\

250•

\,\-20 -10 0 .10 .20 +30 .40 .50 .60 ft

Prüftemperatur

Abb. 7. Zugfestigkeit (13,) und 13 -Modul (G) der Er-Harzes in Ahhoingigkcit von derI'rüRern peratur

Biege-Kriechversuche an Granitbalken mit auflaminier-ten Fasern ergaben nur geringe Kriechverformungenund daher ein günstiges Verhalten, Abb. B. Dauer-schwellbelastungen mit rd. 1/3 der Kurzzeitbruchkraftals Oberlast zeigten nach 150 000 Zyklen ebenfalls keineBeeintrichtigung der Kurzzeit-Biegetragfähigkeiten beiLaminatbewehrung. Betonbalken mit in Zementsteineingebetteten Fasern versagten jedoch schon nach rd.160 Zyklen durch Bruch der empfindlichen, ungeschütz-tenFasern an einer scharfen Biegerißkante. Die nach je-der Entlastung verblichenen, großen plastischen Verfor-mungen waren auf den ungenügenden Verbund zwi-schen Faser und Zementstein zurückzuführen. Bei Lami-natbewehrung wurden dagegen kaum plastische Form-änderungen festgestellt.

Abb. 8. Kriechdurchinegung (Af,,) in Abhängigkeit von der zeit (Maßstubelogo ri th misch)

h)2:+ k-k Fn.L)Xt +(-Z•h„)•XZ +( - h t ) • X 3 =olA•na'EG'IGG

+(m+n)XZ+(Zm).X3 =0

l - h,) Xt +(2m

1-X 2 +( mmR)X 3 =0

X /2

max.T ti2,25' aern-Feen

FG

l/2

Sche,,.,. Granit (;;.6 )

NCFK

statisches I' i E G .I 6 ,FG i

System: il j^ --

n,=.n^ ^,I F=00

i 'X 1 \ JXZ

Ecvn= nG. , Irr„ = m'I G , FcrK = k' Fa

Ermittlung von X t ,X 2 ,X3 ( Querkraft vernachlässigt) :

Schnittkräfte :

MG=--h,X/ *X3 NG = - X /

him= X3

N crrc =X1 (X,=0)

=+ W + FDehnungen: e_ E +oCSpannungen;

Spannungsverteilung (bei Erwärmung) :

lorucn trt-0'- Zug9*

.1,:0117°

ca 0,17 hG

Normalspannung

Krümmungsradius :

EG-IG

MG

Schubspannung:

Beton Fasern eingebettet46 Rovi ngs/1 25mm ZOO,.

Auf wölbungMefibasis 480mm

Abi- In. Verkrümmungen und Dehnungen von zwei bewehrten Balken heiTemperaturen von — 20 bis + 60°C (ncrstcllungstemperatur etwa + 20°C)

A Vnl§ru;, ß(irrhr-tu nnrnzrin ud(r R,aur, mir !y uhi, r sru(^2c<•nr IN-4

4. Spannungen und Verformungen beiTemperaturInderung

Da der cc-Wert der C-Fasern mit rd. + 0,2.1(1 -(' K I ver-glichen mit dem verwendeten Granit ( +5,8.10 -(' K I)oder Beton (+ 8.10 -' K I ) sehr klein ist, muß mit Zwan-

gungsspannungen und demzufolge Verformungen bei"hemperaturiinderungen gegenüber der Herstellungs-temperatur gerechnet werden. Rechnerisch lassen sichdie zu erwartenden Spannungen und Verformungennach verschiedenen Verfahren herleiten 13, 4, 51. AlsBeispiel wird hier ein anderes, einfaches Berechnungs-verfahren nach dem Kraftgrößenverfahren am dreifachstatisch unbestimmten System angegeben, Abb. 9.

Abb. 9. Rerechnung von Sp:mnungen und Verformungen h ei einerTcmper.rtur.imlerunp um A i) gcgcnühcrdcr I Ic,.acllungc(cmpcnrtir

In Abb. 10 sind Meßergebnisse von zwei Proben bei wie-derholten Temperaturänderungen aufgetragen mit Re-chenwerten und co-Werten der verwendeten Baustoffeverglichen. In der Regel lagen die Meßwerte bei Lami-natbewchrung nur geringfügig unter den Rechenwerten,was auf die Nachgiebigkeit des EP-Harzes zurückgeführtwerden kann. Bei Zement-Einbettung lagen die Verfor-mungen beim ersten Erwärmen knapp über den Rechen-werten und bei weiteren Temperaturzyklen traten dannplastische, d. h. bleibende Verformungen auf.Aus den Berechnungen ergaben sich bei Laminatbeweh-rung Zwängungsspannungcn, die nur Bruchteile der vor-handenen Festigkeiten ausmachten. Bei Verbundkör-pern mit ungünstigeren Baustoffkennwerten oder beinoch größeren 'hemperaturänderungen können jedochauch Risse oder Schädigungen im Verbund auftreten.Obwohl hier auch nach 100 Temperaturzyklen (— 20 his+60 °C) keine Beeinträchtigung der Kurzzeit-Biegetrag-fähigkeiten beobachtet wurde, so erscheint im Anwen-dungsfall deshalb doch eine rechnerische Spannungs-überprüfung erforderlich zu sein.

Bei z. B. 24,4 mm dickem Granit und 0,6 mm dickem La-minat (46 Rovings = Fasergehalt von 44,3 Vol. —%) so-wie einer Erwärmung uni + 40 K errechnen sich damit ei-ne Laminatzugspannung von rd. 17 N/mm 2 (= rd. 1,5der Zugfestigkeit) und eine Zugspannung von rd. 09 N/mm' an der Granitoberseite (= rd. 4 % der Biegezugfe-stigkeit).Nach D. Henrici [41 dürften die Zugspannen im CFK aufwenigen mm an den Balkenenden mit einer größtenSchubspannung zwischen Laminat und Granit von ca. 1N/min 2 (das sind rd. 1/5 der Zugfestigkeit des verwende-ten EP-Ilarzes bei + 60°C) eingetragen werden. DerKrümmungsradius betrügt danach nahezu konstant überdie Balkenlänge etwa 460 m, entsprechend einer Ruf-wölbung von 70 .cm bei 480 mm Lange.

5. Abschließende BeurteilungGrundsätzlich ist eine schlaffe Bewehrung von bestimm-ten Natursteinen und von Beton mit C-Fasern möglich,wenn die Fasern als Endlosrovings mit einem Reaktions-harz gezielt in der Zugzone auflaminiert werden. Dabeiist insbesondere bei langen und dünnen, auf Biegung be-anspruchten Bauteilen eine erhebliche Vergrößerungder Tagfühigkeit zu erreichen, die nur durch die niedrigeSchubfestigkeit von Naturstein bzw. Beton begrenztwird. Um auch hei Einbettung von C-Fasern in Zement-stein günstigere Vcrbundfestigkeitcn zu erreichen, müß-ten noch weitere Entwicklungsarbeiten geleistet werden(z. 13. gezielte Schlichtebehandlung). Ferner müßte beiVerwendung mit Stahlbeton berücksichtigt werden, daßKohlenstoff wegen der Stellung in der elektrochemi-

Anhang

Eigenschaften der verwendeten Baustoffe(Mittelwerte)

Granit:mittel- his grobkörnigeguter Kornverzahnung:SchwarzwaldRohdichte nach DIN 52Würfeldruckfestigkeitnach DIN 52 105:Prismendruckfcstigkeit(40x40x 160 mm 3):Biegefestigkeitnach DIN 52 112:E-Modul:a-Wert (-20 bis + 60°C):

a)

21,1 N/mm2

48000 N/i;uini`

+ 5,8.10 b K-I

Struktur

Hcrkunf

(2-4 mm) mit: Raumünzach/

2,6 kg/dm3

220 N/mi

153 N /mm'

1 02:

nk ^nn ;A unrr:a, ^ in n drr /i rhu r »iit h ^ uli7n11t0/1,r rrr

sehen Spannungsreihe hei Kontakt mit unedleren Metal-len zu Ilementhildung und Korrision des Stahls führenkann.Aus hautechnischer Sicht muß die tragende Funktion desReaktionsharzes als Kleber wegen der Erweichung heiWarmecinwirkung und bei Verwendung im Hochhau— wegen der geringen Feuerwiderstandsdauer als kri-tisch angesehen [6] und noch eingehender untersuchtwerden.Konstruktiv konnte eine zusätzliche Sicherung zum Kle-beverbund dadurch geschaffen werden, daß die C-Fa-sern in Form von Schlaufen an den Enden eines Bauteilmechanisch verankert werden, Abb. 11 . Durch einkon-tinuierliches Umwickeln von innendruckbeanspruchtenRohren oder Behältern wird ein entsprechender Effekterreicht.

AIM I I. li.ndcet ankereng durch St:Minden in Rinenulen_ die in dem ( eingefritwurden, und umwickelte Schuhhearhrting (;• • • enüher LullchcmAutlwninieren erhöhte sich Its Bice etrughthiakcit um 50 "e ,tu(30 kNAhb. 4: Balkenhöhe 50 mm) _.

Wegen des niedrigen (v-Wcrtes von C-Fasern ist es erfor-derlich, die hei Temperaturinderungen im Verbund ent-stehenden Zwangungsspannungen zumindestens rech-nerisch zu überprüfen und diesbezüglich nur geeigneteBaustoffe und Konstruktionen auszuwählen.Die hier beschriebenen Untersuchungen wurden unterdem Aspekt durchgeführt, mineralische Baustoffe mit C-Fasern zn s erstürken. Auch wenn der Kunststoff bei der-artigen Verbundkörpern mengenmüßig eine nur unter-geordnete Rolle spielte, von „verstärktem Kunststoff"also kaum mehr gesprochen werden kann, so zeigen dieUntersuchungen doch, daß durch die günstige Klebewir-kung von Reaktionsharzen in der Praxis einsetzbare Ver-bundsysteme hergestellt werden können. hei denen dieDruckkrafte von relativ billigen Baustoffen und die Zug-kräfte von einem teuren, faserverstärkten Kunststoffaufgenommen werden.

b) Beton:PZ 45 F nach DIN 1164; Zementgehalt 400 kg/m3;557 = 0,5Sieblinie A/B 8 mm nach DIN 1045:quarzitischer Zuschlag;Aushreitmaß nach DIN 1048: 39 — 41 cmRohdichte nach DIN 1048: 2,23 kg/dm3100 mm-Würfeldruckfestigkeit nach DIN 1048,

im Alter von 28 Tagen: 52 N/mm2im Alter von 90 Tagen: 67 N/mm2

E-Modul (rechnerisch): 36000 N/mm2a-Wert(-20 bis +40°C): +8,0.10-r'K-I

c) C-Faser (NF-Typ auf Basis Polyacrylnitril):Durchmesser:Rohdichte:Filamentzahl je Roving:Zugfestigkeit:Bruchdehnung:E-Modula-Wert in Längsrichtung:

d) EP-IIarz (modifiziert, ungefüllt, emulgierfähig):Topfzeit (100 g/+ 25 °C): mind. 40 Min.Zugfestigkeit (+ 23 °C)nach DIN 53 457: 1 ) 55,2 N/mm2Bruchdehnung: > 3,5 ToF -Modul (+ 23 °C):°) 2534 N/mm2Erweichungspunkt:'') ca. + 40 °Ca-Wert ( — 20 his + 40 °C): + 72.10 -6 K-1

*) vergl. Abb. 7, Abschn. 3.

LITERATUR9 Rehm, G-t (1,111(0, i Deutscher Aussehuli (ür S1 thlheton, Heft 304, Verlag Ernst

l Sohn, 197921 Springensc hmid, R.: Volkwcin. A : Iorschungsberichi im Auftrag des

Bundesministers für Raumordnung, Bartwesen und Städtebau. Bonn, (Msch.Z.:1315-800178-30.1981

31 Reinhardt. IL W.: Betonwerk und 1 crligteiltechnik, Heft 1. 1973d] I lenici_ I).: Die Bautechnik 5, 1977S] Kollo, I I.: Diplomarbeit nm Lehrstuhl für Baustnffkunde und Werkstoffprüfung,

Techn. Universuet München, 19796] Hugensehmidl, 15: Kunststoffe im Bam IS..lahrg_. Heft 2, 1981

7µm

1,75 g/cm3

12000

2500 N /mm'

1 ,11)/(1230000 N /mm2

+ 0,2.10 -6 K-I

untersuchung ueber die verwendung von ... - fraunhofer irb · fraunhofer irb verlag. ... 20 230 000...

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