verbundbau die bemessung von stahlverbundstützen nach

VERBUNDBAU

17Der Prüfingenieur April 2003

Neue Nachweisverfahrenermöglichen wirtschaftlichereStützen und Lasteinleitungen

Die neuen nationalen und europäischen Regelwer-ke für Verbundkonstruktionen aus Stahl und Be-ton enthalten für Verbundstützen neue Nachweis-verfahren, die eine wirtschaftlichere Bemessungder Stützen und der Lasteinleitungsbereiche er-möglichen. Der folgende Beitrag gibt einenÜberblick über die neuen Regelwerke und erläu-tert bauaufsichtliche Genehmigungsverfahren fürVerbundstützen mit Querschnittsausbildungen,für die in den neuen Regelwerken keine Bemes-sungsverfahren enthalten sind.

1 Einführung

Die Erarbeitung der EN-Fassungen der eu-ropäischen Regelwerke für Verbundkonstruktionenaus Stahl und Beton (Eurocode 4) [1,2] befindet sichderzeit in der Abschlussphase. Im Vergleich zu denbauaufsichtlich bekannt gemachten europäischenVornormen [3,4] wurde eine Vielzahl von Änderun-gen vorgenommen. National wird zur Zeit die Über-führung des Gelbdruckes von EDIN 18800-5 [5] ineinen Weißdruck vorbereitet. Einen Überblick überdie derzeitigen europäischen und nationalen Regel-werke für Verbundkonstruktionen und die zugehöri-gen Bezugsnormen gibt Abb. 1.

Mit der Einführung des Weißdruckes von DIN18800-5 werden die auf dem globalen Sicherheits-konzept basierenden alten, nationalen Regelwerke fürVerbundkonstruktionen zurückgezogen und durch dieneue Normengeneration ersetzt. Im Rahmen der Vor-bereitung des Weißdruckes von DIN 18800-5 werdendie Regelungen für Verbundstützen weitestgehend andie Regelungen des Eurocode 4 angepasst. Nachfol-gend werden die in den neuen nationalen und eu-ropäischen Regelwerken enthaltenen Bemessungsre-geln für Verbundstützen erläutert, und es wird auf ak-tuelle Entwicklungen und deren Umsetzung bei Bau-vorhaben sowie auf spezielle baurechtliche Aspekte

Die Bemessung von Stahlverbundstützen nachnationalen und EU-Regeln

studierte das Bauingenieurwe-sen an der Ruhr-UniversitätBochum und promovierte 1985zum Dr.-Ing.; seit 1993 Univer-sitätsprofessor für Stahlbau undVerbundkonstruktionen an derBergischen Universität Wup-pertal und geschäftsführenderDirektor des Instituts für Kon-struktiven Ingenieurbau; Part-ner der Ingenieurgesellschaft

HRA, Prüfingenieur für Baustatik und anerkannterSachverständiger für die Prüfung der Standsicher-heit sowie vom Eisenbahn-Bundesamt anerkannterSachverständiger für Eisenbahnbrückenbau; Vorsit-zender des DIN-Normenausschusses Verbundbau,Mitglied in den Project-Teams für den Eurocode 4Teil 1-1 und Teil 2 sowie Mitglied im Sachverständi-genausschuss Verbundbau im DIBt.

Univ.-Prof. Dr.-Ing. Gerhard Hanswille

Abb. 1: Übersicht über die europäischen und nationalen Regelwer-ke für Verbundkonstruktionen aus Stahl und Beton


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eingegangen. Für Brückentragwerke wurden die inAbb. 1 angegebenen DIN- Fachberichte erarbeitet.Sie basieren auf den ENV-Fassungen der Eurocodes1 bis 4. Der Fachbericht 104 [6] für Verbundbrückenenthält keine Regelungen für Verbundstützen. Gegeneine Anwendung der nachfolgend beschriebenen Re-gelungen bei Brückentragwerken bestehen jedochkeine Einwände.

2 Bemessungsverfahrenfür Verbundstützen

In den neuen nationalen und europäischen Re-gelwerken werden zwei Nachweisverfahren für denNachweis der Gesamtstabilität von Verbundstützenangegeben. Ein allgemeines Bemessungsverfahren,mit dem die Tragfähigkeit von Stützen mitbeliebigem Querschnitt und über die Stüt-zenlänge veränderlichen Querschnitten er-mittelt werden kann sowie ein vereinfachtesBemessungsverfahren für Stützen mit dop-peltsymmetrischen und über die Stützenlän-ge konstanten Querschnitten. Die Anwen-dung ist ferner auf Normalbetone mit Beton-festigkeitsklassen bis C50/60 begrenzt. Hin-sichtlich der Stahlgüten wurde der Anwen-dungsbereich auf die Stahlgüten S420 undS460 erweitert. Neben dem Nachweis derGesamtstabilität ist grundsätzlich bei beidenVerfahren der Nachweis gegen lokales Beu-len sowie der Nachweis der Lasteinleitungund bei Stützen mit planmäßigen Querlastenund/oder Randmomenten der Nachweis der Längs-schubkraftragfähigkeit erforderlich (Abb. 2).

Beim Nachweis der Gesamtstabilität ist zu be-achten, dass Stützen mit Querschnitten aus ausbeto-nierten Hohlprofilen mit zusätzlichen Einstellprofilenaus runden oder quadratischen Vollkernprofilen eine

Sonderstellung einnehmen (Abb. 3). Diese Stützen-querschnitte dürfen trotz der Doppelsymmetrie desQuerschnitts nicht nach dem vereinfachten Nach-weisverfahren bemessen werden. Auf die speziellenAspekte bei der Bemessung dieser Stützen wird imAbschnitt 3.3 noch gesondert eingegangen.

Bei Brandschutzanforderungen sind derzeit zu-sätzlich die Regelungen nach DIN 4102 Teil 4 bzw.DIN ENV 1994-1-2 und zukünftig die Regelungennach EN 1994-1-2 zu beachten. Abb. 4 verdeutlicht,dass sowohl in den nationalen Regelwerken als auchin den zukünftigen europäischen Regelwerken nur fürdie klassischen Stützenquerschnitte (vollständig undteilweise einbetonierte I-Profile sowie ausbetonierteHohlprofile) Bemessungsverfahren enthalten sind.Für ausbetonierte Hohlprofile mit Einstellprofilen so-wie für Sonderprofile (z.B. teilweise einbetoniertegekreuzte I-Profile) enthalten die Regelwerke keineNachweisverfahren. Bei Einsatz dieser Stützentypenist daher eine allgemeine bauaufsichtliche Zulassung,ein allgemeines bauaufsichtliches Prüfzeugnis odereine Zustimmung im Einzelfall erforderlich. Auf dieAbb. 2: Erforderliche Nachweise für Verbundstützen

Abb. 3: Nachweisverfahren für den Nachweis der Gesamt-stabilität im Kaltfall

Abb. 4: Übersicht über Regelungen in Normen beim Nachweis für denKaltfall und bei Brandschutzanforderungen


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bauaufsichtlichen Aspekte wird im Abschnitt 3.3noch eingegangen.

3 Nachweis der Gesamt-stabilität im Kaltfall

3.1 Allgemeines Nachweisverfahren

Beim Nachweis nach dem allgemeinen Nach-weisverfahren sind die Auswirkungen nach TheorieII. Ordnung unter Beachtung von geometrischen undstrukturellen Imperfektionen und örtlichen Instabilitä-ten sowie unter Beachtung des Einflusses der Riss-bildung, des nichtlinearen Materialverhaltens vonBaustahl, Betonstahl und Beton und der Einflüsse ausdem Langzeitverhalten des Betons (Kriechen undSchwinden) zu berücksichtigen. Es ist nachzuweisen,dass unter der ungünstigsten Kombination der Einwir-kungen im Grenzzustand der Tragfähigkeit stabilesGleichgewicht herrscht und an keiner Stelle die Trag-fähigkeit des Querschnitts für Biegung, Normalkraftund Querkraft überschritten wird. Bei entsprechenderAusbildung der Lasteinleitung darf bei der Berech-nung das Ebenbleiben des Gesamtquerschnitts und einvollständiger Verbund zwischen Stahlprofil und Betonvorausgesetzt werden. Die Zugfestigkeit des Betonsdarf bei der Querschnittstragfähigkeit nicht ausge-nutzt werden. Bei der Ermittlung der Schnittgrößendarf der Einfluss aus der Mitwirkung des Betons je-doch berücksichtigt werden.

Die Anforderungen bei der Anwendung desallgemeinen Bemessungsverfahrens verdeutlichen,dass dieses Verfahren für normale Bemessungsaufga-ben nicht geeignet ist, da der Nachweis nur mit Hilfegeeigneter FE-Programme [7] geführt wer-den kann und zur Zeit nur sehr wenige Pro-gramme allgemein verfügbar sind, mit de-nen die zuvor genannten Einflussparameterbei der Bemessung berücksichtigt werdenkönnen. Hinzu kommt, dass in den Regel-werken keine eindeutigen Angaben über dieanzusetzenden strukturellen und geometri-schen Imperfektionen vorhanden sind unddie sicherheitstheoretischen Aspekte (An-satz der Teilsicherheitsbeiwerte auf der Wi-derstandsseite) bei Verwendung von nichtli-nearen Bemessungsverfahren in den Regel-werken für den Verbund-, Massiv- undStahlbau nur unzureichend geregelt sind.Die Anwendung des allgemeinen Bemes-sungsverfahrens wird daher auch zukünftigbei konkreten Projekten auf Sonderfälle be-schränkt bleiben. Im Rahmen von bauauf-sichtlichen Zulassungen und Typenprüfun-

gen für Stützensysteme einzelner Firmen wird jedochseit einiger Zeit das allgemeine Bemessungsverfah-ren zunehmend verwendet. Hinsichtlich des Ansatzesvon geometrischen und strukturellen Imperfektionenwird dabei so vorgegangen, dass für den Ansatz derVorkrümmung eine Imperfektion von L/1000 ange-nommen wird. Die Eigenspannungen aus dem Wal-zen bzw. Schweißen werden bei I-Profilen und Hohl-profilen nach [8] berücksichtigt. Bei Stützen mit Ein-stellprofilen aus runden und quadratischen Vollkern-profilen sind gesonderte Untersuchungen hinsichtlichder Eigenspannungen und der Verteilung der Streck-grenze erforderlich. Die derzeit in bauaufsichtlichenZulassungen enthaltenen Angaben basieren auf an ty-pischen Vollkernprofilen experimentell bestimmtenEigenspannungs- und Streckgrenzenverteilungen(siehe hierzu Abschnitt 3.3).

Eine weitere Schwierigkeit resultiert aus demneuen probabilistischen Sicherheitskonzept mit Teil-sicherheitsbeiwerten, da bei der Anwendung nicht-li-nearer Verfahren auf den Mittelwerten der Werkstoff-kennwerte basierende Spannungs-Dehnungslinienzugrunde gelegt werden (Abb. 5). Auf der Wider-standsseite ist dann eine direkte Berücksichtigung derunterschiedlichen Teilsicherheitsbeiwerte für Bau-und Betonstahl (γa = 1,1; γs = 1,15) sowie für Beton(γc = 1,5) nicht möglich. Bei der Ermittlung der Trag-fähigkeit muss daher ein für den gesamten Quer-schnittswiderstand zu berücksichtigender Teilsicher-heitsbeiwert γR eingeführt werden. Dieser wirdzweckmäßig mit Hilfe der vollplastischen Quer-schnittsinteraktionskurve des Querschnitts bestimmt.Wie aus Abb. 5 ersichtlich ist, werden dabei zunächstdie vollplastischen Interaktionskurven unter Ansatzder Mittelwerte der Werkstoffe (Kurve A) und unterAnsatz der Bemessungswerte der Werkstoffe (KurveB) bestimmt. Für eine gegebene Einwirkungskombi-

Abb. 5: Annahmen bei der Ermittlung der Traglast nach dem allgemei-nen Bemessungsverfahren


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nation (NEd, MEd) ergibt sich der für denQuerschnittswiderstand maßgebende Teil-sicherheitsbeiwert γR aus dem Verhältnisder Vektoren Rpl,m und Rpl,d. Der Nach-weis ausreichender Tragfähigkeit gilt alserbracht, wenn der aus der nichtlinearenBerechnung resultierende Steigerungsfak-tor λu größer als der TeilsicherheitsbeiwertγR ist.

3.2 Nachweis der Gesamtstabilitätnach dem vereinfachten Nach-weisverfahren

Das bereits in den älteren Regel-werken (ENV 1994-1-1[3] und DIN18806 Teil 1 [9]) enthaltene vereinfachteBemessungsverfahren basiert auf dem Er-satzstabverfahren unter Verwendung dereuropäischen Knickspannungskurven.Dieses Verfahren ist nur für Einzelstützenund Stützen in unverschieblichen Rahmentragwer-ken anwendbar. Im Rahmen der Erarbeitung vonprEN 1994-1-1 [1] (Eurocode 4-1-1) und des Gelb-druckes von EDIN 18800-5 wurde ein modifiziertesNachweisverfahren [10,11] auf der Grundlage derElastizitätstheorie II. Ordnung entwickelt, das sichan die Nachweisverfahren in den Regelwerken fürStahltragwerke anlehnt und auch bei seitlich ver-schieblichen Rahmentragwerken angewendet wer-den kann. Das Näherungsverfahren enthält hinsicht-lich der Querschnittstragfähigkeit und der effektivenBiegesteifigkeit Berechnungsannahmen, die teilwei-se aus Kalibrierung mit Versuchsergebnissen resul-tieren. Der Anwendungsbereich ist daher begrenzt(Abb. 6).

Grundlage des Tragfähigkeitsnachweises beiDruck und Biegung bildet die vollplastische Quer-schnittsinteraktionskurve nach Abb. 7, die durch ei-

nen Polygonzug angenähert werden darf. Hierzuwird auf weiterführende Literatur verwiesen[12,13,14]. Bei großen Querkräften muss der Ein-fluss auf die Normalkraft- und Momententragfähig-keit berücksichtigt werden. Hierzu wird die Streck-grenze in den querkraftübertragenden Querschnitts-teilen des Stahlquerschnittes entsprechend Abb. 7abgemindert. Bei teilweise und vollständig einbeto-nierten Stahlprofilen darf bei geschlossenen Bügelnbzw. bei Bügeln, die an die Stege des Stahlprofils an-geschweißt werden, die Querkraft auch teilweisedem Betonquerschnitt zugeordnet werden. Die Zu-ordnung zu den Einzelquerschnitten erfolgt im Ver-hältnis der Momententragfähigkeiten des Baustahl-und Betonquerschnitts. Für den Betonquerschnitt istdann eine ausrei-chende Querkraft-tragfähigkeit nachDIN1045-1 bzw.Eurocode 2 nach-zuweisen. Der Ein-fluss des Langzeit-verhaltens wirddurch einen effekti-ven Elastizitätsmo-dul nach Abb. 8berücksichtigt. DerSekantenmodul desBetons Ecm wird inAbhängigkeit vomBemessungswertder NormalkraftNEd und dem stän-digen Anteil derBemessungsnor-malkraft NG,Ed so-wie der Kriechzahl

Abb. 6: Anwendungsgrenzen für das vereinfachte Nach-weisverfahren

Abb. 7: vollplastische Querschnittsinteraktionskurve und Berücksichti-gung von Querkräften

Abb. 8: Ermittlung des effektivenElastizitätsmoduls des Betons zurBerechnung der Biegesteifigkeit


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des Betons ϕ(t,to) abgemindert. Die Kriechzahl er-gibt sich in Abhängigkeit von der wirksamen Kör-perdicke nach DIN 1045-1 bzw. Eurocode 2. BeiHohlprofilstützen liegen hinsichtlich des Kriechensdeutlich günstigere Verhältnisse als bei vollständigoder teilweise einbetonierten Querschnitten vor, dadie Austrocknung des Betons durch das Hohlprofilverhindert wird. Die wirksame Körperdicke wird da-her zunächst mit den Außenabmessungen des Quer-schnitts berechnet. Die sich damit ergebende Kriech-zahl darf für die Berechnung des effektiven Elasti-zitätsmoduls Ec auf 25% abgemindert werden (Abb.8).

Bei planmäßig zentrischer Druckbeanspru-chung kann der Tragfähigkeitsnachweis entweder mitHilfe der Europäischen Knickspannungskurven(Abb. 9) oder alternativ als Tragfähigkeitsnachweisnach Theorie II. Ordnung geführt werden. Hinsicht-lich der Einstufung der Querschnitte in die europäi-schen Knickspannungskurven wurde gegenüber denalten Regelwerken eine weitere Spezifizierung vorge-nommen, da neuere Versuche und Vergleichsrech-nungen gezeigt haben, dass z.B. bei ausbetoniertenHohlprofilen mit größeren Bewehrungsgraden eineEinstufung in die Knickspannungslinie a zu auf derunsicheren Seite liegenden Bemessungsergebnissenführt. Ausbetonierte Hohlprofile mit Einstellprofilenaus I-förmigen Querschnitten sowie teilweise einbe-tonierte gekreuzte I-Profile werden in die Knickspan-nungskurve b eingestuft. Die Berechnung der bezo-genen Schlankheit erfolgt mit dem charakteristischenWert Npl,Rk der plastischen Normalkrafttragfähigkeitund der idealen Verzweigungslast. Zur Berechnungder Verzweigungslast wird eine über die Stützenlängekonstante effektive Biegesteifigkeit (EJ)eff verwen-det. Die Reduzierung der Biegesteifigkeit des Beton-querschnitts mit dem Faktor Ke erfasst dabei nähe-rungsweise den Einfluss der Rissbildung im Beton.

Alternativ darf der Tragfähigkeitsnachweis beiplanmäßig zentrischem Druck auch nach Theorie II. Ordnung geführt werden. Bei Stützen mit plan-mäßiger Beanspruchung auf Druck und Biegung istder Tragfähigkeitsnachweis grundsätzlich nach Theo-rie II. Ordnung zu führen. Die Vorgehensweise ent-spricht dem in DIN 18800-2 für Stahlstützen enthal-tenen Tragfähigkeitsnachweis nach Theorie II. Ord-nung nach dem Verfahren „Elastisch-Plastisch“. DerEinfluss von geometrischen und strukturellen Imper-fektionen wird durch geometrische Ersatzimperfek-tionen erfasst. Der maximale Stich der Vorkrümmun-gen ist in Abhängigkeit von der maßgebenden Knick-spannungskurve in Abb. 10 angegeben. Bei seitlichverschieblichen Rahmentragwerken sind die Vorver-drehungen in Übereinstimmung mit DIN 18800-2 an-zunehmen. Für die gleichzeitige Berücksichtigungvon Vorverdrehungen und Vorkrümmungen geltenebenfalls die Regelungen nach DIN 18800-2. DieSchnittgrößen sind nach Elastizitätstheorie II. Ord-nung mit der effektiven Biegesteifigkeit (EJ)eff,II zuermitteln. Im Vergleich zum Ansatz der effektivenBiegesteifigkeit bei der Berechnung der Schlankheitwird bei der Berechnung der effektiven Biegesteifig-keit eine weitere Abminderung vorgenommen. DieBiegesteifigkeit des Betons wird zur Erfassung derRissbildung und der Streuungen des Elastizitätsmo-duls des Betons mit dem Faktor Ke,II = 0,5 abgemin-dert. Weitere Einflüsse, die z.B. aus der Teilplastizie-rung der Querschnitte und aus Abweichungen vonder planmäßigen Querschnittsgeometrie resultieren,werden durch den Abminderungsfaktor Ko = 0,9 er-

Abb. 9: Tragfähigkeitsnachweis bei planmäßig zentrischemDruck mit Hilfe der europäischen Knickspannungskurven


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fasst. Auf eine Schnittgrößenermittlung nach TheorieII. Ordnung darf verzichtet werden, wenn die bezoge-ne Schlankheit kleiner als 0,2 ist oder der auf die Be-messungslasten bezogene VerzweigungslastfaktorηKi größer als 10 ist. Der Tragfähigkeitsnachweis giltals erbracht, wenn an der maßgebenden Stelle das un-ter den Bemessungslasten nach Theorie II. Ordnungermittelte Moment den Bemessungswert der Momen-tentragfähigkeit MRd nicht überschreitet.

Der Bemessungswert der Momententragfähig-keit ergibt sich durch Abminderung des aus der voll-plastischen Interaktionskurve resultierenden Momen-tes Mpl,N,Rd = μ Mpl,Rd mit dem Faktor αM. Die rech-nerische Querschnittstragfähigkeit ist bei Verbund-stützen im Regelfall durch Erreichen der Grenzdeh-nungen im Beton gekennzeichnet, so dass mit dervollplastischen Querschnittstragfähigkeit die Trag-fähigkeit überschätzt wird. Der AbminderungsfaktorαM berücksichtigt diesen Unterschied und ist beiStützen mit Baustahlquerschnitten aus S235 undS355 mit αM = 0,9 anzusetzen. Bei Verwendung derhochfesten Stähle S420 und S460 ist eine weitere Re-duzierung erforderlich, da die plastischen Reservendes Baustahlquerschnitts nur noch teilweise ausge-nutzt werden können [11]. Für diese Stahlgüten giltαM = 0,8.

Die maximale Momententragfähigkeit ergibtsich bei Verbundstützen, wenn die plastische Nullli-nie in Querschnittsmitte liegt. Die zugehörige Nor-malkrafttragfähigkeit erhält man dann aus dem 0,5-fachen Wert der plastischen Normalkrafttragfähigkeitdes Betonquerschnitts. Wenn der Bemessungswertder Normalkraft NEd kleiner als 0,5 Npl,c,Rd ist, führteine Erhöhung der Normalkraft zu einer Vergröße-rung der Momententragfähigkeit. Bei Stützen, bei de-nen Normalkraft und Moment voneinander abhängig

sind (Fall I nach Abb. 11), darf die Erhöhung derMomententragfähigkeit infolge der gleichzeitigenwirkenden Normalkraft ausgenutzt werden. Wenn da-gegen die Bemessungsnormalkraft und das Biegemo-ment aus unabhängigen Einwirkungen resultieren(Fall II nach Abb. 11), ist der Tragfähigkeitsnachweismit einem oberen Bemessungswert der NormalkraftNEd,sup unter Ansatz von γG= 1,35 und γQ=1,50 undeinem unteren Bemessungswert der NormalkraftNEd,inf zu führen. Bei der Ermittlung des unteren Be-messungswertes sind die Teilsicherheitsbeiwerte fürdie Ermittlung der Bemessungsnormalkraft auf 80%abzumindern. Vereinfachend kann auf diesen Nach-weis verzichtet werden, wenn die Werte μd>1,0 rech-nerisch nicht ausgenutzt werden.

Abb. 10: Tragfähigkeitsnachweis nach Theorie II. Ordnung bei planmäßig zentrischem Druck und bei Druck mit Biegung

Abb. 11: Berücksichtigung des oberen und unteren Bemes-sungswertes der Normalkraft bei Normalkräften NEd klei-ner als 0,5 Npl,c,Rd


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Bei planmäßig zweiachsiger Biegung wird ei-ne vereinfachte Interaktionskurve nach Abb. 12 ver-wendet. Für den maßgebenden Bemessungswert derNormalkraft NEd wird die in Abb. 12 dargestellte li-neare Interaktion zwischen den Punkten A und B ver-wendet. Der Tragfähigkeitsnachweis wird dannzunächst für jede Biegeachse getrennt unter Berück-sichtigung der Reduktionsbeiwerte αM geführt. BeimNachweis der Interaktion wird auf den Ansatz desReduktionsbeiwertes αM verzichtet, da der Nachweiswegen der linearen Interaktionsbeziehung dietatsächliche Tragfähigkeit unterschätzt. Bei der Er-mittlung der Schnittgrößen nach Theorie II. Ordnungist dabei zu beachten, dass die geometrischen Ersatz-imperfektionen nur bei der stärker versagensgefähr-deten Biegeachse zu berücksichtigen sind.

Die geometrischen Ersatzimperfektionen fürdie Vorkrümmung wurden in Übereinstimmung mitder Herleitung der geometrischen Ersatzimperfektio-nen in DIN 18800-2 ermittelt [10,11]. Für den zen-trisch auf Druck beanspruchten Stab müssen sich bei

einer Ermittlung der Traglast mit Hilfe dereuropäischen Knickspannungskurven (sie-he Abb. 9) und beim Nachweis der Trag-fähigkeit nach Theorie II. Ordnung nachAbb. 10 die gleichen Traglasten ergeben.Aus dieser Bedingung resultiert der inAbb. 13 dargestellte Zusammenhang fürden maximalen Stich wo der Vorkrüm-mung. Wie die in Abb. 13 dargestellte ex-emplarische Auswertung für ein ausbeto-niertes Hohlprofil zeigt, sind die geometri-schen Ersatzimperfektionen von der bezo-genen Schlankheit, der Betonfestigkeits-klasse und der Stahlgüte abhängig. InprEN 1994-1-1 [1] und im Weißdruck vonDIN 18800-5 werden für den Stich derVorkrümmung konstante Zahlenwerte an-gegeben. Im Vergleich zu einer Berech-nung mit Hilfe der europäischen Knick-spannungskurven ergeben sich dann beider Berechnung nach Theorie II. Ordnung

geringfügige Abweichungen in der Größenordnungvon ± 4 % (siehe Abb. 14). Bei planmäßigem Druckmit Biegung führt das neue Bemessungsverfahren imVergleich zu den Regelungen nach DIN 18806 zu ei-ner besseren Ausnutzung des Querschnitts. Abb. 15zeigt einen Vergleich der Ergebnisse nach dem Nähe-rungsverfahren und nach dem allgemeinen Bemes-sungsverfahren.

3.3 Verbundstützenquerschnitte mit Vollkern-profilen

Insbesondere bei größeren Geschossbautenund Hochhausprojekten wurden in letzter Zeit Ver-bundstützen eingesetzt, die aus ausbetonierten Hohl-profilen und zusätzlichen Einstellprofilen bestehen.Als Einstellprofile kommen dabei neben üblichenWalzprofilen bei sehr hohen Normalkräften rundeund quadratische Vollkernprofile zur Ausführung(Abb. 16).

Abb. 12: Tragfähigkeitsnachweis bei Druck und zweiachsiger Biegung

Abb. 13: Geometrische Er-satzimperfektionen – Er-mittlung des maximalen Sti-ches der Vorkrümmung

Abb. 14: Traglasten nach den europäischen Knickspan-nungskurven und bei einer Bemessung nach Theorie II.Ordnung

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Die in Abb. 16dargestellten Quer-schnitte erfüllen zu-nächst formal die zu-vor genannten Voraus-setzungen für die An-wendung des verein-fachten Berechnungs-verfahrens. Bei reinformaler Anwendungdes vereinfachtenNachweisverfahrenswären die Stützen indie Knickspannungs-kurve (a) oder (b) ein-zustufen. GenauereTraglastberechnungenzeigen jedoch, dass beiVerwendung von Ein-stellprofilen zusätzli-che Überlegungen er-

forderlich sind, weil die Tragfähigkeiten bei Anwen-dung des vereinfachten Nachweisverfahrens und beiEinstufung in die Knickspannungskurven (a) oder (b)deutlich überschätzt werden können. Abb. 17 zeigtfür ein typisches Profil die Ergebnisse von genauenTraglastberechnungen. Bei Vernachlässigung der Ei-genspannungen liefert der Vergleich mit den genauenTraglastberechnungen eine Einstufung in die Knick-spannungslinie a. Aus experimentellen Untersuchun-gen ist bekannt, dass Vollkernprofile mit größerenDurchmessern erhebliche Eigenspannungen aufwei-sen, die bei Profilen mit Durchmessern von mehr als300 mm die Streckgrenze erreichen können. WieAbb. 15 verdeutlicht, führt dieser Einfluss bei dem inAbb. 17 dargestellten Profil anstelle von einer Einstu-

fung in die Knickspannungslinie (a) zu einer erheb-lich ungünstigeren Einstufung in die Knickspan-nungslinie (d).

Bei Stützen mit Druck und planmäßiger Mo-mentenbeanspruchung können sich bei Anwendungdes Näherungsverfahrens noch größere Abweichungenzur unsicheren Seite hin ergeben, weil das Näherungs-verfahren auf der vollplastischen Interaktionskurve desQuerschnitts basiert und die im Näherungsverfahrenvorgenommene Abminderung des vollplastischenGrenzmomentes mit dem Faktor αM bei Stützenquer-schnitten mit großen plastischen Formbeiwerten aufder unsicheren Seite liegen kann (Abb. 18). GenauereUntersuchungen zeigen, dass der Beiwert αM bei die-sen Profilen sehr stark vom Verhältnis Rohrdurchmes-ser zu Kerndurchmesser, von der Betonfestigkeitsklas-se sowie von den verwendeten Stahlgüten der Rohreund Einstellprofile abhängig ist und derzeit keine all-gemeingültige Beziehung zur Bestimmung des Bei-

Abb. 15: Vergleich der Tragfähigkeiten bei Druck und Bie-gung

Abb. 16: Verbundstützen mitVollkernprofilen

Abb. 17: Vergleich der Tragfähigkeiten bei einer genauenTraglastberechnung und bei Einstufung in die europäi-schen Knickspannungskurven

Abb. 18: Einfluss der Dehnungsbeschränkung auf dieQuerschnittstragfähigkeit

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wertes αM ange-geben werdenkann. Ein weite-res Problem er-gibt sich bezüg-lich des Ansat-zes des charakte-ristischen Wer-tes der Streck-grenze für dasKernprofil. InEN 10025 sinddie Streckgren-zen nur bis zuErzeugnisdickenvon 250 mm ge-regelt. Hinzukommt, dass beigrößeren Profil-abmessungennicht mehr voneiner konstanten

Streckgrenze ausgegangen werden kann. Bei Verwen-dung von Kernen mit größeren Abmessungen ist daherfür jedes Profil der Nachweis des garantierten Min-destwertes der Streckgrenze mittels eines 3-1B-Zeug-nis erforderlich.

Aus den zuvor genannten Gründen ist eine Be-messung von Stützen mit Vollkernprofilen nach demNäherungsverfahren nicht zulässig. Anbieter vonStützensystemen mit Vollkernprofilen haben daherden Weg der bauaufsichtlichen Zulassung [17,18]oder der Entwicklung von typengeprüften Traglastta-bellen [16] beschritten. In beiden Fällen werden dieTraglasten nach dem allgemeinen Bemessungsver-fahren ermittelt. Dabei werden die in Abb. 19 darge-stellten strukturellen Imperfektionen zugrunde ge-legt. Ein typisches Beispiel für ein Traglastdiagrammzeigt Abb. 20.

4 Nachweis gegen lokalesBeulen

Der Nachweisgegen örtliches Beu-len von druckbean-spruchten Stahlteilenentspricht den Rege-lungen in den altenNormen. Bei voll-ständig einbetonier-ten Profilen kann derNachweis entfallen,wenn die in Abb. 21angegebenen Bedin-gungen für die Be-tondeckung eingehal-ten werden. Bei teil-weise einbetoniertenQuerschnitten sowiebei ausbetoniertenHohlprofilen müssendie Bedingungen fürdie b/t bzw. d/t-Ver-hältnisse nach Abb.21 beachtet werden.

5 Lasteinleitung

In den Krafteinleitungsbereichen von Verbund-stützen ist die Aufnahme der Schubkräfte durch Ver-bundmittel nachzuweisen. In die neuen Regelwerkewurde eine Reihe von Regelungen übernommen, diebereits in DIN 18806 enthalten sind. Hierzu zählenz. B. die Regelungen für die erhöhten Tragfähigkei-ten von Kopfbolzendübeln in den Kammern von I-Profilen [19] sowie die Bemessung der Bügelbeweh-rung bei vollständig einbetonierten Profilen [20]. Bis-her unzureichend geregelt war die Bemessung der

Abb. 19: Berechnungsansätze zur Er-fassung der strukturellen Imperfek-tionen bei Verbundstützen mit Voll-kernprofilen

Abb. 20: Beispiel für Traglastkurven von Stützen mit Voll-kernprofilen [16]

Abb. 21: Nachweis gegen örtli-ches Beulen

Abb. 22: Typische Lasteinleitungen bei ausbetoniertenHohlprofilen

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Krafteinleitungsberei-che von ausbetoniertenHohlprofilen. Hierzuwurde in den letztenJahren eine Reihe vonneuen Untersuchungendurchgeführt und neueBemessungskonzepteentwickelt, die zu einerwirtschaftlicheren Aus-führung der Krafteinlei-tungsbereiche führen.Auf diese Untersuchun-gen wird nachfolgenddetaillierter eingegan-gen. Abb. 22 zeigt typi-sche Beispiele für heuteim Hoch- und Industrie-bau übliche Lasteinlei-tungskonstruktionen,bei denen planmäßig im

Lasteinleitungsbereich die erhöhte Tragfähigkeit desBetons bei Teilflächenpressung ausgenutzt wird. DieEinleitung von Kräften aus den anschließendenDecken oder Unterzügen erfolgt oft über durch dasHohlprofil durchgesteckte Knotenbleche unter Aus-nutzung der Teilflächenpressung im Kernbeton. Einweiteres Beispiel für die örtliche Krafteinleitung istdie Lasteinleitung über Steifenkreuze sowie die Last-einleitung über Distanzbleche bei Verbundstützen mitVollkernprofilen.

Die erhöhte Betontragfähigkeit in den Kraft-einleitungsbereichen von Verbundstützen resultiertim wesentlichen aus der Umschnürungswirkung desHohlprofils. Bei Teilflächenpressung stellen sich diein Abb. 23 dargestellten Tragmodelle ein. Der Betonwird dreiaxial gedrückt. Aus den Querdruckspannun-

gen resultieren zusätzliche Reibungskräfte zwischenBeton und Rohr, die planmäßig zur Lasteinleitung indas Stahlprofil genutzt werden können.

In der Literatur veröffentlichte Versuchsergeb-nisse sowie die Ergebnisse neuerer Versuche wurdenmit den in EN 1990 angegebenen Regelungen für dieAuswertung von Versuchen neu ausgewertet [21, 22].Es ergaben sich die in Abb. 24 dargestellten Zusam-menhänge für die Ermittlung des Bemessungswertesder Tragfähigkeit des Betons bei Teilflächenpres-sung. Der unterschiedliche Grad der Umschnürungs-wirkung bei runden und quadratischen Hohlprofilenwird dabei durch den Beiwert ηcL erfasst, der sich beiRohren zu ηcL = 4,9 und bei quadratischen Hohlpro-filen zu ηcL = 3,5 ergibt. Die Gegenüberstellung mitden Versuchswerten zeigt eine sehr gute Überein-stimmung.

In [22] wurde bei den Versuchen die Lastein-leitung auf verschiedene Art und Weise ausgeführt.Die Versuchsauswertungen zeigen, dass die in Abb.24 angegebene Beziehung bei allen Lasteinleitungs-konstruktionen nach Abb. 22 eine zuverlässige Vor-hersage der Tragfähigkeit liefert. Abb. 25 zeigt exem-plarisch die Last-Verformungskurve eines Versuchesmit einem Vollkernprofil und zusätzlichen Distanz-blechen. Die Versuche wurden weggeregelt gefahren.Ab etwa 80 % der Traglast kann bei allen Versuchenmit konzentrierter Lasteinleitung bei konstant gehal-tenem Weg ein deutlicher Kraftabfall (Kurzzeitrela-xation) beobachtet werden. Dieses Verhalten wurdebei der Auswertung der Versuche berücksichtigt.Kurz vor Erreichen der Maximallast wurde bei denVersuchen der Weg über mehrere Stunden konstantgehalten. Der mittlere Kraftabfall lag in der Größen-ordnung von 25%. Die Lastverformungskurve nach

Abb. 23: Einfluss der Um-schnürungswirkung in denKrafteinleitungsbereichenvon Hohlprofilen

Abb. 24: Berechnungsansatz zur Ermittlung der aufnehm-baren Teilflächenpressung bei ausbetonierten Hohlprofilen

Abb. 25: Last-Verformungskurve bei konzentrierter Last-einleitung über Distanzbleche bei Stützen mit Vollkernpro-filen

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Abb. 25 zeigtferner, dasssich im Trag-lastzustand re-lativ großeVerformungeneinstellen. Beider Bemes-sung der Kraf-teinleitungsbe-reiche ist da-her eine Kom-bination mitanderen Ver-bundmittelnnur zulässig,wenn diese einausgeprägtduktiles Ver-halten besitzen

bzw. wenn das unterschiedliche Verformungsverhal-ten bei der Bemessung berücksichtigt wird.

Wenn die Lasten über Steifenkreuze und End-kopfplatten eingeleitet werden, wird vielfach die Fra-ge der Lastverteilung durch die Kopfplatten disku-tiert. Bei der klassischen Annahme der Lastverteilungunter 45° ergeben sich bei großen Lasten vielfachsehr große rechnerische Kopfplattendicken. Im Rah-men der bereits zuvor erwähnten experimentellenUntersuchungen [22] wurde daher eine Vielzahl vonVersuchen durchgeführt, bei denen die Abmessungender Steifenkreuze und der Kopfplatten (tp = 10 bis tp= 25 mm) variiert wurden. Abb. 26 zeigt die Ergeb-nisse eines typischen Versuches. Aus der Verfor-mungsmulde des Betons unterhalb des Steifenkreu-zes ist deutlich zu erkennen, dass sich unterhalb derKopfplatte eine Pressungsverteilung einstellt, die un-mittelbar unterhalb des Steifenkreuzes konstant istund in den benachbarten Bereichen etwa parabolischabfällt. Da das Integral der Spannungen über die ge-samte Pressungsfläche die gleiche Kraft liefern musswie die über die Lastverteilungsfläche mit der Breitebc aufintegrierte konstante Maximalspannung σc,kann die Lastverteilungsbreite bc direkt bestimmtwerden. Die Versuchsauswertungen bestätigen diebereits in EDIN 18800-5 angegebene Lastverteilungunter 1:2,5. Bei der Auswertung der Versuche wurdeebenfalls der Einfluss der Kurzzeitrelaxation berück-sichtigt. In der Praxis wird vielfach zusätzlich einNachweis der Kopfplatte für Biegung gefordert. DieHerleitung der Berechnungsansätze für den Lastaus-breitungswinkel verdeutlicht, dass dieser Nachweisnicht erforderlich ist.

Bei ausbetonierten Hohlprofilen wird in derRegel eine zusätzliche Längsbewehrung angeordnet,die bei gedrungenen Stützen in üblichen Geschoss-

bauten bereits im Krafteinleitungsbereich rechnerischerforderlich ist. Aus der Forderung eines kraftschlüs-sigen Anschlusses der Längsbewehrung resultierenkonstruktiv sehr aufwendige und vielfach unwirt-schaftliche Lasteinleitungskonstruktionen. Ein typi-sches Beispiel aus der Praxis zeigt Abb. 27 (VarianteA). Die Kopfplatten werden mit Bohrungen versehenund die Bewehrungsstäbe mit der Kopfplatte aufwen-dig verschweißt. Dies erfordert einen erhöhten Her-stellungsaufwand sowie hohe Anforderungen an dieMaßhaltigkeit der Bewehrungskörbe. Bei einer Aus-führung nach Abb. 27 (Variante B) stellt sich die Fra-ge, ob nicht auf das Anschweißen der Bewehrungverzichtet werden kann und bei einem planmäßigemSpalt zwischen Kopfplatte und Bewehrung eine La-steinleitung in den Betonstahl nur über Betonpres-sungen σc möglich ist. Infolge der Umschnürungs-wirkung durch das Rohr ist zu vermuten, dass zwi-schen Bewehrungsstahl und Kopfplatte sehr hohe ört-liche Betonpressungen übertragen werden können.Diese Vermutung wurde durch mehrere Versuche be-stätigt. Abb. 28 zeigt die Ergebnisse eines typischenVersuchs. Die Versuche wurden jeweils mit und ohne

Abb. 26: Lastverteilung bei Steifen-kreuzen und Kopfplatten

Abb. 27: Krafteinleitung in die Bewehrung

Abb. 28: Versuchsergebnisse zur Krafteinleitung in die Be-wehrung

VERBUNDBAU


Bewehrung durchgeführt. Es ist zu erkennen, dass beidem Versuch mit nicht unmittelbar angeschlossenerBewehrung die plastische Grenzlast des Versuchskör-pers einschließlich der Bewehrung erreicht wird. DieVersuche zeigen jedoch, dass dies nur dann der Fallist, wenn der Abstand e zwischen dem Ende der Be-wehrung und der Kopfplatte nicht größer als 30 mmist. Wird die Last nicht über die gesamte Kopfplatteeingeleitet, so ist eine weitere Abminderung mit demFaktor ηs erforderlich, da die Bewehrungsstäbeaußerhalb der rechnerischen Lasteinleitungsfläche A1bei dünnen Kopfplatten nicht voll aktiviert werden.Nicht unmittelbar angeschlossene Bewehrung darfnur dann voll angerechnet werden, wenn eine ausrei-chende Verdichtung des Betons unter den Kopfplat-ten sichergestellt ist. Dies kann vorausgesetzt wer-den, wenn das Betonieren der Stützen in Schräglageerfolgt. Bei anderen Betonierverfahren sind gegebe-nenfalls zusätzliche Maßnahmen erforderlich. Ausden zuvor vorgestellten Untersuchungen wurden fürdie EN-Fassung des Eurocode 4 sowie für DIN18800-5 die in Abb. 29 zusammengestellten Bemes-sungsregeln hergeleitet.

6 Nachweis der Gesamt-stabilität im Brandfall

Wenn bei Verbundkonstruktionen eine Feuer-widerstandsdauer im Brandfall gefordert wird, mussdie Bemessung und Ausführung sicherstellen, dassdas Tragwerk während der maßgebenden Brandbean-spruchung über eine vorgegebene Branddauer seine

Tragfähigkeit nicht verliert. Dieses Kriterium wird inprEN 1994-1-2 entsprechend der Feuerwiderstands-dauer unter Normbrandbedingungen durch die Klas-sen R30, R60, R90, R120 und R180 ausgedrückt.Normbrandbedingungen werden dabei durch denzeitlichen Verlauf der Brandraumtemperaturen ent-sprechend der Einheitstemperaturzeitkurve definiert.Der Nachweis einer ausreichenden Feuerwider-standsdauer kann nach prEN 1994-1-2 durch Klassi-fizierung der Bauteile mit Hilfe von Tabellen (Nach-weisverfahren der Stufe 1) oder durch eine verein-fachte brandschutztechnische Bemessung (Nachweis-verfahren der Stufe 2) erfolgen. Die Anwendung derNachweisverfahren der Stufen 1 und 2 ist auf Einzel-bauteile mit direkter Brandbeanspruchung über dievolle Bauteillänge beschränkt. Ferner wird unter-stellt, dass die Brandbeanspruchung den Normbrand-bedingungen entspricht, und eine einheitliche Quer-schnittstemperaturverteilung über die Bauteillängevorhanden ist. Ein Nachweis mit Hilfe von „exaktenBerechnungsverfahren“ zur Simulation des Verhal-tens von Gesamttragwerken wird als Nachweisver-fahren der Stufe 3 bezeichnet. Diese Methode basiertauf der vollständigen thermischen und mechanischen

Abb. 29: Bemessungsregeln für die Krafteinleitung bei aus-betonierten Hohlprofilen

Abb. 30: Nachweisverfahren im Brandfall

Abb. 31: Nachweis- und Genehmigungsverfahren imBrandfall

VERBUNDBAU


Analyse des Tragwerks und kann allgemeinfür Bauteile und gesamte Tragwerke verwen-det werden. Die Nachweisverfahren der Stufe3 sind nur mit FE-Programmen möglich undderzeit in Deutschland für die allgemeine An-wendung nicht zugelassen, da es bisher keineallgemeinen Anforderungsprofile und Bewer-tungsmaßstäbe für derartige Programme gibtund somit keine Vergleichbarkeit der Berech-nungsergebnisse sichergestellt ist. Nachweis-verfahren der Stufe 3 werden jedoch im Rah-men von bauaufsichtlichen Zulassungen so-wie bei Zustimmungen im Einzelfall und beider Erstellung von „Allgemeinen bauauf-sichtlichen Prüfzeugnissen“ eingesetzt. EinenÜberblick über die Nachweisverfahren unddie baurechtlichen Randbedingungen geben Abb. 30und Abb. 31.

Für die Bemessungspraxis sind insbesonderedie Nachweisverfahren der Stufen 1 und 2 von Be-deutung. Das Tragfähigkeitskriterium im Brandfallergibt sich aus der Bedingung Efi,d,t ≤ Rfi,d,t. Der Be-messungswert der Beanspruchbarkeit im BrandfallRfi,d,t ist dabei auf das Niveau des Bemessungswertesder Lastauswirkungen Efi,d,t abgefallen. Der Bemes-sungswert Efi,d,t ergibt sich mit der außergewöhnli-chen Kombination unter Berücksichtigung indirekterBrandeinwirkungen. Die Indizes fi (fire) und t (time)deuten darauf hin, dass die Einwirkungen und die Be-anspruchbarkeit von der maßgebenden Dauer derBrandbeanspruchung abhängen. Der Teilsicherheits-beiwert für ständige Einwirkungen ist dabei mitγGA = 1,0 anzusetzen. Für die Nachweisverfahren derStufen 1 und 2 kann der Bemessungswert Efi,d,t nähe-rungsweise aus den Bemessungswerten Rd bei Nor-maltemperatur ermittelt werden (Abb. 32). Für nor-male Gebäude in Verbundbauweise darf mit ηfi = 0,6

und für Kon-struktionen derKategorie Dnach DIN VENV 1994-1-2mit ηfi = 0,7 ge-rechnet werden.

Bei denNachweisverfah-ren der Stufe 1erfolgt der Nach-weis mit Hilfevon klassifizier-ten Bemessungs-werten in Tabel-lenform. DerBemessungswertder Beanspruch-barkeit Rfi,d,t

zum Zeitpunkt t ergibt sich in Abhängigkeit vom Be-messungswert bei Normaltemperatur Rd zu Rfi,d,t =ηfi,t Rd. Dabei ist Rd für den Kaltzustand nach Ab-schnitt 3.2 zu ermitteln. In Abhängigkeit vom Aus-nutzungsfaktor im Brandfall ηfi,t und der gefordertenFeuerwiderstandsklasse müssen dann entsprechendeAnforderungen an die Abmessungen und die kon-struktive Ausbildung der Querschnitte eingehaltenwerden. Abb. 33 zeigt exemplarisch die Regelungenfür ausbetonierte Hohlprofile. Bei der Anwendungder Tabellen sind weitere Randbedingungen hinsicht-lich der Wanddicke t (d/t bzw. b/t ≤ 25) und der Anre-chenbarkeit der Längsbewehrung bei der Ermittlungder Traglast Rd im Kaltfall zu berücksichtigen. Beider Kaltbemessung darf maximal ein Bewehrungs-prozentsatz von 3 % in Rechnung gestellt werden.

Die Nachweisverfahren der Stufe 2 basierenauf vereinfachten Annahmen für die Temperaturver-

Abb. 32: Vereinfache Ermittlung derEinwirkungen im Brandfall

Abb. 33: Nachweis von ausbetonierten Hohlprofilen nach prEN1994-1-1

Abb. 34: Tragfähigkeitsnachweis für eine Stütze mit kam-merbetoniertem Querschnitt nach Stufe 2

VERBUNDBAU


teilung im Querschnitt. Der Temperatureinfluss wirdbei der Ermittlung der Beanspruchbarkeit Rfi,d,t durchReduzierung der Materialfestigkeiten und der nomi-nellen Querschnittsabmessungen erfasst. Abb. 34zeigt die prinzipielle Vorgehensweise bei einer Stützemit einem kammerbetonierten Querschnitt. DieAußenabmessungen des Betonquerschnitts werden inAbhängigkeit von der Feuerwiderstandklasse unddem Profilfaktor A/V reduziert. Für den Restquer-schnitt werden die Bemessungswerte der Festigkeitenbei Normaltemperatur in Abhängigkeit von der Feu-erwiderstandsklasse und der Lage der Einzelquer-schnitte abgemindert. In gleicher Weise wird die ef-fektive Biegesteifigkeit unter Berücksichtigung desTemperatureinflusses auf die Elastizitätsmoduli be-stimmt. Der Tragfähigkeitsnachweis erfolgt dann inÜbereinstimmung mit den Bemessungsverfahren fürden Kaltfall (Abb. 9 und Abb. 34), wobei anstelle dervollplastischen Normalkrafttragfähigkeit und derVerzweigungslast bei Normaltemperatur die entspre-chenden Größen für den Nachweis im Brandfall ver-wendet werden. Bei der Ermittlung der Verzwei-gungslast darf bei der Ermittlung der Knicklänge diemaßgebende Knicklänge im Brandfall verwendetwerden (siehe hierzu [27] und [4]). Als weitere Alter-native enthalten die Anhänge von prEN 1994-1-2Traglastdiagramme, mit denen die Tragfähigkeit fürvorgegebene Profile im Brandfall direkt abgelesenwerden kann (Abb. 35).

Bei kritischer Betrachtung der in pr EN1994-1-2 enthaltenen Bemessungsverfahren der Stufe 2bleibt festzustellen, dass die angegebenen Nachweis-verfahren für die Belange der Praxis noch nicht aus-reichend sind, da nur die klassischen Verbund-stützentypen geregelt werden und teilweise sehr star-ke Einschränkungen vorgenommen werden. So sindz.B. die kammerbetonierten Profile nur für das Aus-

weichen um die schwache Achse geregelt. Bei unter-schiedlichen Knicklängen für die beiden Quer-schnittsachsen wird kein Näherungsverfahren ange-geben. Für Stützen mit Querlasten werden ebenfallskeine Näherungsverfahren angegeben. In diesen Fäl-len wird man zweckmäßig auf in der Literatur veröf-fentliche Bemessungsverfahren zurückgreifen [23,24, 25, 26]. Eine Sonderstellung nehmen die Stüt-zenquerschnitte aus Hohlprofilen mit zusätzlichenEinstellprofilen ein. Für diese Stützen liegen bisherkeine allgemein abgesicherten Bemessungsverfahrender Stufe 2 vor. Für diese Stützen erfolgt der Trag-fähigkeitsnachweis im Brandfall mit Hilfe von allge-meinen bauaufsichtlichen Prüfzeugnissen [27], dieentsprechende Traglasttabellen oder Diagramme zurErmittlung der Tragfähigkeit Rfi,d enthalten.

Abb. 35: Bemessungsdiagramm nach prEN 1994-1-2 fürausbetonierte Rohre

[1] prEn 1994-1-1: Eurocode 4- Design of composite steel andconcrete structures, Part 1-1: General rules and rules for Buil-dings, 2002

[2] prEn 1994-1-1: Eurocode 4- Design of composite steel andconcrete structures, Part 1-2: General rules – structural firedesign, 2002

[3] DIN V ENV 1994-1-1: Eurocode 4 Bemessung und Kon-struktion von Verbundkonstruktionen aus Stahl und Beton,Teil 1-1 Allgemeine Regeln, Bemessungsregeln für denHochbau, 1994

[4] DIN V ENV 1994-1-2: Eurocode 4: Bemessung und Kon-struktion von Verbundtragwerken aus Stahl und Beton, Teil1-2: Allgemeine Regeln, Tragwerksbemessung für denBrandfall, 1997

7 Literatur

[5] DIN 18800 : Stahlbauten – Teil 5: Verbundkonstruktionenaus Stahl und Beton , Entwurf Februar 2003

[6] DIN- Fachbericht 104: Verbundbrücken, Beuth Verlag, Ber-lin 2003

[7] Bergmann, R.: Traglastberechnung von Verbundstützen. Te-chn.-wissenschaftl. Mitteilungen, Institut für KonstruktivenIngenieurbau, Ruhr-Universität Bochum, Heft 81-2, 1981

[8] ECCS-CECM-EKS Publication No. 33: Ultimate Limit Sta-te Calculation of Sway Frames with Rigid Joints, Brüssel1984

[9] DIN 18806: Verbundkonstruktionen, Teil 1: Verbundstüt-zen, März 1984

[10] Lindner, J., Bergmann, R.: Zur Bemessung von Verbund-stützen nach DIN 18800 Teil 5, Stahlbau 67, Heft 7, 1998

VERBUNDBAU


[11] Hanswille, G. Bergmann, R.: Ermittlung geometrischer Er-satzimperfektionen für Verbundstützen mit hochfestenStählen, Forschungsvorhaben P3-5-17.10-99201, DeutschesInstitut für Bautechnik, Berlin, Okt. 2001

[12] Bergmann R (1984): Vereinfachte Berechnung der Quer-schnittsinteraktionskurven für doppelt-symmetrische Ver-bundquerschnitte. Festschrift K. Roik, Bochum

[13] Hanswille, G., Bergmann, R.: Die Neue VerbundbaunormEDIN 18800-5 mit Kommentar und Beispielen, StahlbauKalender 2000, Ernst & Sohn, 2000

[14] Hanswille G.: Verbundkonstruktionen, Kapitel 3.5, Hand-buch für Bauingenieure, Springer Verlag, 2001

[15] Hanswille, G., Bergmann, R.: Neuere Untersuchungen zurBemessung und Lasteinleitung von ausbetonierten Hohlpro-fil-Verbundstützen, Festschrift Tschemmernegg, Innsbruck,1999

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[17] Allgemeine bauaufsichtliche Zulassung Z-26.3-42 – Ver-bundstützen mit Kernprofil System Geilinger-Spannver-bund, Gesellschaft für Verbundträger mbH, November 2002

[18] Hanswille, G., Schmitt, C., Neubauer, T.: Verbundstützenmit Kernprofilen- System Geilinger, Zulassungsantrag beimDIBt, Wuppertal, Nov. 2000 (unveröffentlicht),

[19] Roik, K., Hanswille, G.: Beitrag zur Tragfähigkeit vonKopfbolzendübeln, Stahlbau 52, 1983

[20] Roik, K., Hanswille, G.: Untersuchungen zur Krafteinlei-tung bei Verbundstützen mit einbetonierten Stahlprofilen,Stahlbau 53, Heft 12, 1984

[21] Hanswille G., Neubauer, T: Ein neues Bemessungsmodellzur Ermittlung der übertragbaren Teilflächenpressung beiVerbundstützen mit ausbetonierten Hohlprofilen, Festschrift60 Jahre Prof. Albrecht, TU München, Aug. 2001

[22] Hanswille, G., Porsch, M.: Lasteinleitung bei ausbetonier-ten Hohlprofil-Verbundstützen mit normal- und hochfestenBetonen, Studiengesellschaft Stahlanwendung e.V., For-schungsbericht P 487, 2003

[23] Muess, H., Richter, E.: Bemessungshilfen für den Brand-schutz von Verbundstützen, Beton- und Stahlbeton, Heft 4,2002

[24] El-Nesr, O.: Vereinfachtes Rechenverfahren zur brand-schutztechnischen Bemessung von Verbundstützen aus be-tongefüllten runden Stahl- Hohlprofilen, Bautechnik 71,1994

[25] Hosser, D., Dorn, T, El-Nesr, O.: Vereinfachtes Rechenver-fahren zur brandschutztechnischen Bemessung von Ver-bundstützen aus kammerbetonierten Stahlprofilen. Stahlbau63

[26] Klingsch, W, Muess, H, Wittbecker, F.W.: Ein bauprakti-sches Näherungsverfahren für die brandschutztechnischeBemessung von Verbundstützen, Bauingenieur 63

[27] Allgemeines bauaufsichtliches Prüfzeugnis für tragendeVerbundstützen aus betongefüllten Rohr-Profilen der Feuer-widerstandsklassen F30 - F180 gemäß DIN 4102-2-09,Stahl +Verbundbau GmbH Dreieich, 2000

verbundbau die bemessung von stahlverbundstützen nach

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