Grouted Connections von Offshore-Windenergieanlagen

Fachthemem

DOI: 10.1002/stab.201430007

46 © Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG, Berlin · Stahlbau Spezial 2014 – Erneuerbare Energien

Die Bemessung von Grouted Connections erfolgt sehr häufig auf der Grundlage internationaler Regelwerke, die für die erforderli-chen Nachweise analytische Beziehungen enthalten. Um auch für Konstruktionen mit signifikantem Biegemoment eine konsistente Bemessung zu erreichen und dabei die Mindeststandards der Eurocodes zu erfüllen, wurden und werden in der Praxis verschie-dene mechanische Modelle eingesetzt, so z. B. nichtlineare Finite-Elemente-Modelle, aber auch Stabwerkmodelle. Erkenntnisse, die aus den Berechnungen sowie aus experimentellen Untersuchun-gen auf Werkstoff- und Bauteilebene gewonnen wurden, werden in diesem Beitrag vorgestellt und diskutiert. Auf dieser Grundlage wird ein verbessertes und einfach zu handhabendes Ingenieur-modell entwickelt und an einem Beispiel veranschaulicht.

1 Einführung

Für die Verbindung zwischen Windenergieanlage und Gründung haben sich im Offshore-Bereich so genannte Grouted Connections etabliert. Dabei wird der aus Mon-tage- und Toleranzgründen unvermeidliche Ringspalt zwi-schen Gründungspfahl und aufgehender Stahlkonstruk-tion mit einem hochfesten oder ultrahochfesten Beton (Grout) vergossen. Um Schubkräfte zwischen den ansons-ten glatten Stahlrohrwandungen und dem Vergussbeton übertragen zu können, werden auf die dem Grout zuge-wandten Stahlflächen in gewissen Abständen Schubrip-pen, so genannte Shear-Keys aufgebracht. Dabei handelt es sich in der Regel um Schweißwülste, aber auch das An-schweißen kleiner Halbkreis- oder Rechteckprofile ist möglich. Durchrutschen unter reiner Eigengewichtslast, welches bei Anlagen ohne Shear-Keys zu Schäden geführt hat, kann auch ohne Shear-Keys verhindert werden, wenn die Stahlrohre im Bereich der Grouted Connection nicht zylindrisch, sondern leicht konisch geformt sind. Dies wird aus Kostengründen gerne vermieden.

Der Fokus des vorliegenden Beitrags liegt auf Grouted Connections mit zylindrischer Geometrie, bei denen Shear-Keys zur Kraftübertragung eingesetzt werden. Die auftretenden Beanspruchungen werden dabei maßgeblich durch die Gründungsart der Windenergieanlage bestimmt. Während bei Monopiles das Biegemoment gegenüber der allein durch Eigengewicht hervorgerufenen Normalkraft überwiegt, wird bei Gründungsformen mit mehreren Pfäh-len (z. B. Tripile, Tripod, Jacket) das globale Einspannmo-ment am Anlagenfuß in ein Kräftepaar zerlegt, so dass die Axialbeanspruchung in den Grouted Connections domi-

niert. Dennoch treten auch bei diesen Anlagentypen auf-grund der statischen Unbestimmtheit lokale Biegemo-mente auf Höhe der Grouted Connection auf.

Langjährige Erfahrung mit dem Einsatz von Grouted Connections mit Shear-Keys besteht im Zusammenhang mit der Gründung von Offshore-Bohrplattformen der Öl-industrie. Neben anderen geht DIN EN ISO 19902 [1] auf Erfahrungen und Untersuchungen aus diesem Bereich her-vor. Die Randbedingungen bei Offshore-Bohrplattformen unterscheiden sich jedoch vom Einsatz in Offshore-Wind-energieanlagen in drei wesentlichen Punkten: – Die Verbindungen bei Bohrplattformen werden fast aus-

schließlich durch Normalkraft beansprucht (zumindest bei Monopilegründungen von Offshore-Windenergiean-lagen ist dies nicht der Fall).

– Die Eigengewichtslasten der Bohrplattform dominieren, d. h. Ermüdung ist im Allgemeinen nicht relevant.

– Aufgrund der deutlich niedrigeren Beanspruchungen der Grouted Connections von Offshore-Bohrplattfor-men werden überwiegend normalfeste Vergussbetone eingesetzt.

Die Bemessung von Grouted Connections erfordert einer-seits Kenntnisse bezüglich der auftretenden Beanspru-chungen im Inneren der hybriden Verbindung (Verteilung der Kräfte, Spannungen an den Shear-Keys und im Innern des Grouts). Dazu ist es notwendig, sich einen Überblick über den Kraftfluss zu verschaffen und diesen mit geeigne-ten Methoden rechnerisch zu analysieren. Zum anderen werden für einen Nachweis Grenzen der Beanspruchbar-keit benötigt. Diese werden im Allgemeinen auf der Basis von Materialkennwerten festgelegt. Im Folgenden werden verschiedene Bemessungskonzepte – basierend auf experi-mentellen Untersuchungen, internationalen Regelwerken sowie eigenen Überlegungen – vorgestellt und kritisch dis-kutiert. Die Eigenschaften der Vergussbetone sowie die notwendigen Qualitätssicherungsmaßnahmen sind Gegen-stand des ersten Teilbeitrages [25].

2 Tragverhalten von Grouted Connections

Das Prinzip der Kraftübertragung über eine mit Beton bzw. Mörtel vergossene Steckverbindung ist aus dem Betonfer-tigteilbau geläufig. Dort werden der Aussteifung dienende Fertigteilstützen über eine Köchereinspannung biegefest mit dem Fundament verbunden. Hinsichtlich der Auf-

Grouted Connections von Offshore-Windenergie-anlagenTeil 2: Modellbildung und Bemessung

Ekkehard FehlingTorsten LeutbecherMichael SchmidtMohammed Ismail

E. Fehling/T. Leutbecher/M. Schmidt/M. Ismail · Grouted Connections von Offshore-Windenergie anlagen – Teil 2: Modellbildung und Bemessung

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Bild 1. Übertragung des Biegemoments in Köcherfundamenten mit glatten (links) und profilierten Schalungsflä-chen (rechts)

nahme der Momentenbeanspruchung können in Abhän-gigkeit der Ausführung der Bauteiloberflächen zwei grund-sätzliche Mechanismen unterschieden werden:a) Übertragung des Biegemoments überwiegend durch

ein horizontales Kräftepaar bei glatten Bauteiloberflä-chen (Bild 1, links). Ein gewisser Momentenanteil kann auch bei glatten Bauteiloberflächen durch Reibung und damit durch ein vertikales Kräftepaar übertragen wer-den.

b) Übertragung des Biegemoments überwiegend über ein vertikales Kräftepaar bei profilierten Bauteiloberflä-chen (Bild 1, rechts).

Für Variante b) kann der Kraftfluss im Innern der Verbin-dung durch die Ausbildung von schrägen Betondruckstre-ben beschrieben werden, die sich gegen die Konsolen der profilierten Oberflächen abstützen (s. Bild 1). Die Hori-zontalkomponente der schrägen Strebenkräfte wird durch eine ausreichende Umschnürung des Köchers ins Gleich-gewicht gesetzt.

Die angestellten Überlegungen lassen sich prinzipiell auch auf Grouted Connections übertragen. Bei Längen und Durchmessern von mehreren Metern bei gleichzeitig relativ geringen Wanddicken und der Einleitung der Kräfte über wenige Shear-Keys geringer Höhe ergeben sich für diese Verbindungen jedoch deutlich andere Steifigkeitsver-hältnisse als für eine klassische Köcherverbindung im Be-tonfertigteilbau. Daher wird sich stets eine Mischung aus den zuvor beschrieben Mechanismen des Lastabtrags ein-stellen.

Der Kraftübertragung über Reibung kommt in Kombi-nation mit Shear-Keys in der Regel nur geringe Bedeutung zu. Wegen der Abstützung der Betondruckstreben an den Shear-Keys sind hohe Kontaktpressungen zwischen Grout und Stahlrohrwandung meist nur in diesem Bereich vor-handen. Im übrigen Bereich kann Reibung infolge Ablöse-erscheinungen und – bei Verbindungen unterhalb des Mee-resspiegels bzw. in der Wasserwechselzone – durch das Vorhandensein eines Wasserfilms an der Stahlrohrwan-dung stark eingeschränkt sein.

Der Ansatz, ausschließlich die Übertragung der Nor-malkraft den Shear-Keys zuzuweisen und die Übertragung des Biegemoments und der Querkraft durch ein horizon-tales Kräftepaar in den Randzonen zu realisieren, führt in der Regel nicht zu konservativen Ergebnissen. Wegen der horizontalen Nachgiebigkeit der Stahlrohrwandungen (Ovalisieren) wird aus Verträglichkeitsgründen stets auch ein gewisser Anteil des Biegemoments über entsprechend

steife Druckstreben auf die Shear-Keys abgetragen. Daher können mehr Shear-Keys notwendig werden als dies für die reine Normalkraftübertragung der Fall wäre. Zusätzli-che Shear-Keys, die weiter in Richtung der Randzonen der Verbindung angeordnet werden müssen, verstärken diesen Effekt, mit der Folge, dass ein noch größerer Momenten-anteil über ein vertikales Kräftepaar abgetragen wird.

Aus Versuchen an Grouted Connections unter reiner Längskraftbelastung ist bekannt, dass sich ein duktiles Ver-sagen einstellt, da das äußere Stahlrohr umschnürend wirkt. Selbst nach Beginn der Rissbildung kann daher wei-ter Kraft übertragen werden. Die Übertragung dieses Trag-verhaltens auch auf Fälle mit überwiegender Biegebelas-tung ist jedoch fraglich, da sich durch Ovalisierung der (Stahl-)Schalen die Umschnürungswirkung vermindert.

Wegen des maßgeblichen Einflusses der Steifigkeits-verhältnisse innerhalb einer Grouted Connection auf den Mechanismus des Lastabtrags sind die an unmaßstäbli-chen Modellen gewonnen Versuchsergebnisse kritisch zu hinterfragen. Die Aussagekraft wird zudem durch den bei kleinformatigen Probekörpern unvermeidlichen, aus der Bruchmechanik bekannten Maßstabseffekt weiter einge-schränkt.

3 Materialmodelle für hoch- und ultrahochfeste Verguss-betone

Der Nachweis der Stahlkonstruktion einer Grouted Con-nection ist im Allgemeinen auf Basis der linearen Elastizi-tätstheorie zu führen, da Stahlfließen das Tragverhalten auch des Vergussbetons nachhaltig beeinflussen würde. Dabei können die bekannten Festigkeitshypothesen (z. B. von Mises, Tresca) angewendet werden.

Auch für hochfesten- (HSC) und ultrahochfesten Be-ton (UHPC) wurden in letzter Zeit geeignete Materialmo-delle entwickelt. Allerdings stehen diese, anders als die Modelle für Stahl, noch kaum in kommerziellen FE-Pro-grammen zur Verfügung. Grundbedingung ist es, dass das zur Verwendung vorgesehene Betonmodell in der Lage ist, die Bruchumhüllende im Raum sowie das Nachbruchver-halten realitätsnah zu beschreiben.

Das mehraxiale Verhalten von HSC und UHPC un-terscheidet sich signifikant von dem normalfester Betone (NSC). Für den ebenen Spannungszustand veranschau-licht Bild 2 die deutlich weniger stark ausgeprägte Zu-nahme der Festigkeit von HSC unter zweiaxialem Druck.

Als Beispiel für die dreiaxiale Festigkeit ist in Bild 3 die Versagensumhüllende für UHPC nach Speck [2] darge-


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Bild 2. Auf die einaxiale Betondruckfestigkeit normierte Bruchumhüllende für den zweiaxialen Druckspannungszu-stand [2]

stellt. Es ist klar zu erkennen, dass sich die Bruchumhül-lende in der Deviatorebene deutlich von einer Kreisfläche unterscheidet, wie sie sich nach der Festigkeitshypothese von Drucker-Prager ergeben würde.

Im Druck-Zug-Bereich kann die Bruchumhüllende von HSC und UHPC im ebenen Spannungszustand genü-gend genau durch eine Gerade beschrieben werden, die einaxiale Zug- und einaxiale Druckfestigkeit miteinander verbindet.

Bekanntlich zeichnen sich zementgebundene Materi-alien mit steigender Druckfestigkeit durch einen nur unter-proportionalen Zuwachs der Zugfestigkeit aus. Für typi-sche Vergussbetone mit einem charakteristischen Wert der Druckfestigkeit fck = 100 MPa kann der Mittelwert der

Zugfestigkeit fctm nach der DIN EN 1992-1-1 [3] entnom-menen Gleichung (1) bestimmt werden, obwohl diese Glei-chung dort eigentlich nur für NSC bis zu einer Festigkeits-klasse C 50/60 Gültigkeit besitzt.

f 0,3 fctm ck(2/3)= ⋅ (1)

Als charakteristischer Wert kann fctk;0,05 = 0,7 · fctm ange-setzt werden.

Das ausgeprägt spröde Zugversagen von Vergussbeto-nen ohne Fasern lässt sich am besten durch eine Span-nungs-Rissöffnungs-Beziehung beschreiben, die durch die Größe der spezifischen Bruchenergie GF charakterisiert wird. Als Anhaltswert kann für solche Materialien Gf = 60 N/m angenommen werden. Durch Zugabe von Fasern kann das Verhalten deutlich duktiler gestaltet werden. Aller-dings wird bei typischerweise eher niedrigen Fasergehalten kein verfestigendes sondern ausschließlich entfestigendes Verhalten nach Rissbildung erzielt werden können. Nähere Informationen zur Materialmodellierung von HSC und UHPC, insbesondere mit Fasern, findet man in [4] bis [6].

Bei Vergussbetonen ohne Fasern muss die Verfor-mungslokalisierung in diskreten Rissen entweder pro-grammgesteuert auf Basis des Materialmodells berücksich-tigt oder es muss die Spannungs-Rissöffnungs-Beziehung mit Hilfe abgeschätzter Rissabstände in eine Spannungs-Dehnungs-Beziehung überführt werden.

Die Erfahrung zeigt, dass es bei Einsatz kommerziel-ler nichtlinearer FE-Programme nicht immer gelingt, Kon-vergenz zu erzielen. Aus diesem Grunde besteht häufig der Wunsch nach alternativen Verfahren, die es auf einfachere Weise erlauben, physikalische Nichtlinearitäten bei der Be-rechnung von Grouted Connections zu berücksichtigen. Die Eignung verschiedener Methoden wird in Abschnitt 4 diskutiert.

Der Ermüdungsnachweis kann auf Basis der Wöhler-kurven nach DNV-OS-C502 [7] oder DAfStb-Heft 439 [8] erfolgen, die beide ähnlich formuliert sind und sich auch für die Anwendung auf HSC und UHPC eignen. Dies gilt prin-zipiell auch für mehraxiale Ermüdungsbeanspruchung, wenn die Ermüdungsfestigkeit im Verhältnis der im mehra-xialen Spannungszustand ertragbaren Spannung zur einaxia-

Bild 3. Dreiaxiales Verhalten von UHPC im Hauptspannungsraum (links) und in der Deviatorebene (rechts) [2]



len Festigkeit angepasst wird. Allerdings gilt es dabei zu be-achten, dass sich nach Untersuchungen von Göhlmann [9] sowie Grünberg und Göhlmann [10] für hohe Lastwechsel-zahlen deutlich ungünstigere Verhältniswerte der mehraxia-len Druckfestigkeit zur einaxialen Druckfestigkeit ergeben können, als für den statischen Fall. So kann beispielsweise bei der gleichen Lastwechselzahl die Ermüdungsfestigkeit unter zweiaxialem Druck ab etwa s1/s2 > 0,3 kleiner sein als im einaxialen Fall. Abhängig vom vorherrschenden räumli-chen Spannungszustand kann dies gegebenenfalls bei Nach-weisen in der Nähe der Shear-Keys Bedeutung erlangen und daher eine Anpassung der Wöhlerkurve erforderlich ma-chen.

Für Nachweise unter Zugbeanspruchung kann im Grundsatz die Wöhlerkurve wie für Druckbeanspruchung angewendet werden. Allerdings liegen zurzeit noch keine gesicherten Erkenntnisse zum Ermüdungsverhalten unter Zugbeanspruchung bei hohen Lastwechselzahlen vor, so-dass hier ein gegenüber Druckbeanspruchung etwas kon-servativerer Ansatz angezeigt ist.

Neben den Materialmodellen für Stahl und Verguss-beton müssen die Bedingungen in der Grenzfläche zwi-schen beiden Materialien, d. h. Kontakt und Reibung, rea-litätsnah abgebildet werden. Sofern das Eindringen von Wasser in den Ringspalt nicht sicher ausgeschlossen wer-den kann, sind die daraus resultierenden ungünstigen Aus-wirkungen auf den Reibverbund zu berücksichtigen. Eine Verschlechterung des Reibverbundes ist auch infolge der lastbedingten wiederholten Relativbewegung zwischen Stahl- und Vergussbeton zu erwarten. Mit Blick auf Ver-suchsergebnisse zum Verbundverhalten von Bewehrungs-stählen in Beton unter wiederholter Belastung [11] kann ein charakteristischer Reibbeiwert von μk = 0,4 empfohlen werden. Wegen des möglichen Vorhandenseins eines Was-serfilms sollte Reibung nur in Bereichen mit nennenswer-ter und gesicherter Kontaktpressung berücksichtigt wer-den (z. B. in der Nähe von Shear-Keys). Für die Nachweis-führung sollte zudem der Teilsicherheitsbeiwert der Materialseite auch für die Reibung angesetzt werden. So-mit ergibt sich der Bemessungswert in den Grenzzustän-den der Tragfähigkeit und der Ermüdung zu μd = 0,4/gc.

4 Bemessung von Grouted Connections4.1 Bemessungsansätze auf Basis der Normen

Für Nachweise von Grouted Connections finden internati-onal vorrangig die Regelwerke des DNV sowie DIN EN ISO 19902 Anwendung. DNV-OS-J101 [12] enthält in Kapi-tel 9 allgemeine Anforderungen an die Bemessung und Konstruktion von zylindrischen und konischen Grouted Connections in Monopile-Konstruktionen. Für zylindrische Grouted Connections von Monopile-Konstruktionen wird die Anordnung von Shear-Keys zur Übertragung von Axial-kräften infolge Eigenlast zwingend gefordert. Die Aufnahme des Biegemoments soll im Wesentlichen durch Ansatz radi-aler Kontaktspannungen zwischen Stahl und Vergussbeton, durch Ansatz horizontaler Schubspannungen, die aus Rei-bung herrühren, sowie durch Ansatz der Kraftübertragung über Shear-Keys nachgewiesen werden. Die Berücksichti-gung vertikaler Schubspannungen, die aus Reibung herrüh-ren, wird nicht empfohlen. Angaben oder Verfahren zur Bestimmung der Beanspruchung oder Beanspruchbarkeit

von Shear-Keys in Grouted Connections mit überwiegender Momentenbeanspruchung, wie sie bei Monopile-Konstruk-tionen vorliegt, enthält DNV-OS-J101 nicht.

Für die Bemessung von Grouted Connections in Ja-cket-Konstruktionen verweist DNV-OS-J101 auf NORSOK N-004 [13], Anhang K. Der NORSOK-Standard N-004 wurde von der Norwegian Oil Industry Association (OLF) und der Federation of Norwegian Manufacturing Indust-ries (TBL) herausgegeben und dient der Bemessung von Bohrplattformen. In Anhang K finden sich Angaben zur Bemessung und Konstruktion von Grouted Connections in Jacket-Konstruktionen. Dabei wird von einer Anord-nung der Shear-Keys in gleichen Abständen über die ge-samte Länge der Grouted Connection ausgegangen. Der Widerstand gegenüber Axialbeanspruchung wird durch empirische Gleichungen beschrieben. Dabei wird zwi-schen einem Schubversagen in der Kontaktzone von Stahl-rohrwandung und Grout und einem Schubversagen inner-halb des Vergussbetons unterschieden. Die Momentenbe-lastung wird einem horizontalen Kräftepaar zugewiesen, das sich an den Enden der Grouted Connection ausbildet. Die Wandungen des Pile Sleeves werden in den Endberei-chen gezielt durch Bleche versteift, um Lasten anzuziehen. Um die Tragfähigkeit des Vergussbetons im Bereich des unteren Versteifungsbleches zu erhöhen, kann eine Längs-bewehrung im Vergussbeton angeordnet werden.

Die vom Technischen Komitee CEN/TC 12 „Materia-lien, Ausrüstungen und Offshore-Bauwerke für die Erdöl-, petrochemische und Erdgasindustrie“ erarbeitete DIN EN ISO 19902 regelt u. a. die Nachweisführung für Grouted Connections von gegründeten Stahlplattformen der Erdöl- und Erdgasindustrie. Die Methodik der Nachweisführung ist ähnlich wie in NORSOK N-004, wobei die empirischen Gleichungen zur Bestimmung der Widerstände gegenüber Gleiten zwischen Stahlrohrwandung und Vergussbeton und gegenüber Schubversagen im Vergussbeton abwei-chend formuliert sind. Der Anwendungsbereich von DIN EN ISO 19902, wie auch der von NORSOK N-004, ist auf Betondruckfestigkeiten von 80 N/mm² begrenzt. Darüber hinaus sind geometrische Grenzen zu beachten. Auf den Nachweis der Momentenübertragung wird in ISO 19902 nicht explizit eingegangen.

Für überwiegend auf Biegung beanspruchte Grouted Connections von Monopiles sind die Verfahren nach [1] und [13] nicht geeignet. Selbst für überwiegend oder aus-schließlich axial belastete Verbindungen ist der verwen-dete Ansatz einer plastischen (konstanten) Schubspan-nungsverteilung über die Gesamtlänge der Grouted Con-nection in Zweifel zu ziehen. Tatsächlich führt die über die Länge der Grouted Connection veränderliche elastische Stauchung des inneren und äußeren Stahlrohres zu einer deutlichen Konzentration der Schubkraftübertragung an den äußeren Shear-Key-Reihen einer Grouted Connection. Dabei ergeben sich prinzipiell ähnliche Verläufe der Schubspannungen wie sie von der Verankerung eines ge-rippten Bewehrungsstabes in Beton bekannt sind. Umlage-rungen hin zu einer annähernd konstanten Verteilung im Grenzzustand der Tragfähigkeit können angesichts der Sprödigkeit von HSC und UHPC nicht ohne weiteres vo-rausgesetzt werden.

Diese Problematik wurde auch bei den analytischen Betrachtungen im Rahmen eines Industrie-Gemeinschafts-



projekts, welches sich mit der Tragfähigkeit zylindrischer Grouted Connections mit Shear-Keys befasste und unter Beteiligung des DNV durchgeführt wurde, nicht explizit beleuchtet. Basierend auf experimentellen Untersuchun-gen wurden von Lotsberg et al. [14] u. a. Ingenieurmodelle für die Nachweise in den Grenzzuständen der Tragfähig-keit und der Ermüdung entwickelt. Die Modellvorstellung sieht die Aufnahme von Biegemomenten durch vier unab-hängige Tragmechanismen vor: radialer Druckkontakt (ho-rizontales Kräftepaar), horizontale und vertikale Schub-spannungen, die aus Reibung herrühren, sowie Kraftüber-tragung durch schräge Druckstreben, die sich zwischen gegenüberliegenden Shear-Keys ausbilden. Für die einzel-nen Traganteile werden auf Grundlage der linearen Elasti-zitätstheorie Bestimmungsgleichungen analytisch hergelei-tet. Bei der Formulierung des durch eine Shear-Key-Reihe aufzunehmenden Biegemomentenanteils wird die Ände-rung der axialen Stauchung der Stahlrohre innerhalb der mit Shear-Keys versehenen Groutlänge als vernachlässig-bar angesehen. Entsprechend wird in [14] der von den Shear-Keys zu übertragende Momentenanteil gleichmäßig auf alle Shear-Key-Reihen aufgeteilt, d. h. durch die Anzahl der Shear-Key-Reihen geteilt. Aus den bereits oben ge-nannten Gründen ist die Konservativität dieses Berech-nungsansatzes kritisch zu hinterfragen.

Nichtsdestotrotz erscheint in den Augen der Verfasser die Modellvorstellung, den Lastabtrag über Shear-Keys durch sich ausbildende Druckstreben zu beschreiben, grundsätzlich geeignet. In diese Richtung zielt auch der Offshore-Standard DNV-OS-C502 [7], der in Kapitel 6 T die Anwendung der Fachwerkanalogie als eine geeignete Methode ansieht, um die Spannungsverteilung im Verguss-beton genauer zu erfassen. Der Bemessungswert der an-setzbaren Betondruckfestigkeit soll abhängig vom jeweili-gen mehraxialen Spannungszustand gewählt werden. Un-ter anderem ist im Bereich auftretender Querzugdehnungen eine Abminderung auf Basis der „Modified Compression Field Theory“ [15] vorgesehen. Im ebenen Druckspan-nungszustand soll nach [7] die Druckspannung auf das 1,3-fache der einaxialen Druckfestigkeit begrenzt werden. Konkrete Angaben zur technischen Umsetzung und Be-rechnung enthält [7] jedoch nicht.

4.2 Bemessung auf der Grundlage einer nichtlinearen FE-Berechnung

Zur Ermittlung der Beanspruchungen der Stahlkonstruk-tion und des Vergussbetons einer Grouted Connection sind räumliche Strukturmodelle am besten geeignet. In diesem und im folgenden Abschnitt werden zwei grund-sätzliche Modellierungsstrategien vorgestellt.

Die geometrisch und physikalisch nichtlineare Be-rechnung nach der Finite-Elemente-Methode unter An-wendung wirklichkeitsnaher Material- und Kontaktmo-delle erreicht den größten Detaillierungsgrad, erfordert andererseits aber auch den größten Rechenaufwand und Interpretationsbedarf. Um realitätsnahe Ergebnisse zu erzielen, müssen die o. g. Anforderungen an die Werk-stoffmodelle sorgfältig beachtet werden. Die Erfahrung zeigt, dass dies derzeit nicht mit allen kommerziell ver-fügbaren Finite-Element-Programmsystemen ohne weite-res gelingt, auch wenn diese Programmsysteme grund-

sätzlich für physikalisch nichtlineare Berechnungen ge-eignet sind.

Zusammenfassend sollten folgende grundlegende Re-geln beim Nachweis einer Grouted Connection auf Basis einer nichtlinearen Finite-Elemente-Berechnung beachtet werden: – Abbildung der Struktur mit Volumenelementen und

ausreichender Netzverfeinerung im Bereich der Shear Keys

– Einführung realistischer Bedingungen für Kontakt und Reibung in den Kontaktflächen von Vergussbeton und Stahl: Aufgrund des Schwindens des Vergussbetons so-wie der Verschlechterung der Verbundbedingungen in-folge Abrasion und eines ggf. vorhandenen Wasserfilms an der Oberfläche der Stahlrohrwandungen sollte Rei-bung explizit nur in der Abstützzone der schrägen Druckstreben, d. h. in der Nähe der Shear Keys berück-sichtigt werden, da nur dort mit ausreichend hohen An-pressdrücken zu rechnen ist.

– Anwendung wirklichkeitsnaher Materialmodelle für den Vergussbeton (s. Abschnitt 3): Die eingesetzten Ma-terialmodelle müssen mit Hilfe einfacher Patch-Tests validiert werden. Zu diesem Zweck werden z. B. auf einzelne FE-Elemente unterschiedliche mehraxiale Spannungszustände auf unterschiedlichen Lastpfaden aufgebracht. Besondere Aufmerksamkeit ist dem Ver-halten bei Druck-Zug-Beanspruchung zu schenken. An-hand der in Form von Spannungs-Dehnungs- bzw. Spannungs-Rissöffnungs-Beziehungen dokumentierten Ergebnisse solcher Patch-Test kann die Eignung der vor-gesehenen Stoffmodelle sehr anschaulich beurteilt wer-den.

– Testen des FE-Modells anhand überschaubarer Belas-tungsszenarien: Hierfür eignet sich z. B. eine rein axiale Belastung der Grouted Connection, die zunächst mono-ton bis zum Erreichen der Grenztragfähigkeit und ein weiteres Mal mit alternierender Lastrichtung (zunächst axialer Druck, dann axialer Zug) durchgeführt wird. Die Entwicklung und Größe der von den einzelnen Shear-Key-Reihen übertragenen Kräfte sollte dokumentiert und auf Plausibilität überprüft werden.

– Durchführen der Berechnung für die bemessungsrele-vanten Belastungsszenarien in den Grenzzuständen der Tragfähigkeit und der Ermüdung auch unter Berück-sichtigung des Schwindens: Die Ergebnisse sollten in Hinblick auf die verschiedenen Tragmechanismen (ho-rizontales Kräftepaar, Reibung, Kraftübertragung über Shear-Keys) evaluiert und vor dem Hintergrund der Er-gebnisse aus bekannten Belastungsszenarien (s. „Testen des FE-Modells“) beurteilt werden.

– Durchführen einer Sensitivitätsstudie: Die Qualität und Stabilität der Berechnung kann anhand der Auswirkun-gen auf die Konvergenz und die Ergebnisse beurteilt werden, die aus der Änderung von Eingangsparametern (Material, Kontakt, Geometrie) resultieren.

Aufgrund der Verwendung unterschiedlichster Software-Pakete, Materialmodelle und Iterationsverfahren ist es in Hinblick auf die Prüfbarkeit von nichtlinearen FE-Analy-sen unerlässlich, die Ergebnisse aussagekräftiger Patch-Tests und geeigneter Sensitivitätsstudien als Teil der stati-schen Unterlagen zu dokumentieren.



4.3 Modellieren der Grouted Connection mit Hilfe von Schalen- und Stabwerkmodellen (Strut-and-Shell Model)

Eine Alternative zur nichtlinearen Finite-Elemente-Berech-nung ist die Bemessung mit Hilfe von Stabwerkmodellen. Stabwerkmodelle, deren Grundlagen in [16] ausführlich dargestellt werden, finden im konstruktiven Ingenieurbau, insbesondere im Massivbau, breite Verwendung. Grundge-danke ist es, den inneren Kraftfluss für die anschließende Bemessung auf einfache Weise zu beschreiben.

Stabwerkmodelle bestehen im Allgemeinen aus Druckstreben (engl. strut), die Druckspannungsfelder im Beton diskretisieren, Zugstreben (engl. tie), welche die Hauptbewehrungsstränge repräsentieren und verbinden-den Knoten, in denen eine Umlenkung bzw. Verankerung der Kräfte erfolgt. Das Fachwerkmodell für die Querkraft-bemessung im Stahlbetonbau ist ein solches klassisches Stabwerkmodell.

Stabwerkmodelle sind in Kombination mit Schalen-elementen (engl. shell), welche die Stahlstruktur repräsen-tieren, auch sehr gut geeignet, um den Lastfluss in Grouted Connections zu beschreiben (Strut-and-Shell Model). Mit einem solchen Ingenieurmodell können die Steifigkeitsver-hältnisse und die Tragfähigkeit von Vergussbeton, Pile und Transition Piece (bzw. Sleeve oder Pin, abhängig von der Gründungskonstruktion) realitätsnah abgebildet werden. Die Ergebnisse solcher Berechnungen lassen sich anschau-lich darstellen. Dies erleichtert den Überblick über das Tragverhalten im Vergleich zu einer nichtlinearen 3D-Ana-lyse der Gesamtstruktur.

Die Übertragung der vertikalen Kraftkomponenten durch den Vergussbeton wird im Modell durch geneigte Druckstreben, welche die gegenüberliegenden Shear-Keys miteinander verbinden, repräsentiert. Auf diese Weise wird zugleich auch die horizontale (radiale) Kraftkomponente der geneigten Druckstreben auf die Stahlrohre übertragen. Die geometrischen Verhältnisse sind in Bild 4 dargestellt. Dabei wurde der vertikale Versatz zwischen den Shear-Key-Reihen des inneren und des äußeren Stahlrohres gleich dem halben Shear-Key-Abstand s angenommen.

Die Steifigkeit dieser so genannten kurzen flach ge-neigten Druckstreben (Bild 4) ist so einzustellen, dass die Verformungen des realen Druckspannungsfelds mit Span-nungskonzentrationen an den Shear-Keys und einer Auf-weitung der Spannungstrajektorien in der Mitte der Span-nungsfeldes realitätsnah abgebildet werden (s. u.).

In den Endbereichen der Grouted Connections treten horizontale Kontaktpressungen auf, die besonders signifi-kant sind, wenn nennenswerte Biegemomente durch die Verbindung übertragen werden müssen. Um diesen Trag-mechanismus zu erfassen, werden die geneigten Druckstre-ben durch radial orientierte, horizontale Druckstreben er-gänzt. Diese können über die gesamte Höhe der Verbin-dung, also auch im Bereich der Shear-Keys, angeordnet werden.

Um sicherzustellen, dass bei Verlust des Kontakts zwi-schen Vergussbeton und Stahlrohrwandungen im Modell keine Zugkräfte übertragen werden können, ist für alle Streben, die den Vergussbeton repräsentieren, Zugkraft-ausfall zu definieren (Elementtyp Druckstab). Auf diese Weise ergibt sich u. a., dass geneigte und horizontale Druckstreben, die an einem Knoten anschließen, nicht gleichzeitig aktiviert werden.

Das beschriebene Modell erlaubt es, die verschiede-nen Tragmechanismen einer Grouted Connection in Ab-hängigkeit von der dominierenden Beanspruchung auto-matisch zu erfassen. Dies gilt für die Übertragung des Bie-gemoments durch ein vertikales (geneigte Druckstreben) und ein horizontales Kräftepaar (radiale Druckstreben), die Übertragung der Axialkraft durch eine radialsymmetri-sche Kräfteverteilung aber auch für eine Kombination bei-der Fälle. Folgen der Ovalisierung der Stahlrohre, verbun-den mit bereichsweisem Kontaktverlust zwischen Verguss-beton und Stahlrohrwandungen, werden durch die Nachgiebigkeit der Schalenelemente, die den Pfahl und das Übergangsstück (bzw. Pile Sleeve oder Pin) repräsen-

Bild 5. 3D-Ansicht der radialen und geneigten Druckstreben zwischen den Stahlrohrwänden (aus Symmetriegründen ist nur die halbe Struktur abgebildet, auch die auf Zug ausfal-lenden Streben sind dargestellt, die Schalenelemente der Stahlrohre sind ausgeblendet)

Bild 4. Geometrie (links) und Belastung (rechts) der geneig-ten Druckstreben der Grouted Connection



Bild 6. FE-Modell mit Belastung und Lagerungsbedingungen (links) und Hauptzugspannungen (rechts) der kurzen flach geneigten Druckstrebe, berechnet für eine Einheitslast von 1 MN (= 1000 kN) je m Umfangslänge (Shear-Key-Länge)

rens der Stahlrohre und infolge Ablösens des Vergussbe-tons die Umschnürungswirkung nur begrenzt zur Verfü-gung. Die Bildung diagonaler Spaltrisse im Vergussbeton bedeutet jedoch nicht zwangsläufig, dass die Systemtragfä-higkeit erschöpft ist. Vielmehr kann sich ein zweiter Trag-mechanismus mit langen steil geneigten Druckstreben in-nerhalb des noch ungeschädigten Groutbereichs ausbilden (Bild 7). Diese längeren Druckstreben überspringen eine Shear-Key-Reihe. Ihre projizierte Länge misst in der Verti-kalen, je nach Lage der Shear-Keys zueinander zwischen 3/2 s (im Folgenden unterstellt, da ungünstiger) und 2 s. Für die praktische Umsetzung im Rahmen der Traglastbe-rechnung bedeutet dies, dass die langen steil geneigten Druckstreben überall dort zum Einsatz kommen, wo die kurzen flach geneigten Druckstreben überlastet sind (Kraftniveau oberhalb der Spaltrisskraft). Somit muss die Geometrie des Rechenmodells gegebenenfalls mehrfach iterativ angepasst werden. Zur Vereinfachung der Berech-nung und auf der sicheren Seite liegend können alternativ von vornherein ausschließlich lange steil geneigte Druck-streben eingesetzt werden.

Sollten schließlich auch die steil geneigten Druckstre-ben durch Spaltrissbildung versagen, so kann möglicher-weise kein alternativer Lastpfad mehr gefunden werden, um in dem betroffenen Bereich der Grouted Connection nennenswerte Kräfte zwischen den Shear-Keys zu übertra-gen. Daher sollten die überlasteten langen Druckstreben für die weiteren Berechnungsläufe entweder mit einer sehr niedrigen Dehnsteifigkeit versehen oder ganz aus dem Modell entfernt werden. Auch diese Anpassung der Geome trie und Steifigkeitswerte des Modells kann meh-rere Iterationen erfordern.

Auch für die langen steil geneigten Druckstreben ist wie für die kurzen Druckstreben eine lokale ebene FE-Berechnung durchzuführen, um die zum Spalten führende Strebenkraft zu erhalten und den in Hinblick auf die Dehnsteifigkeit äquivalenten Strebenquerschnitt für das globale Modell festlegen zu können. Es ist offensichtlich, dass sich für die längeren Druckstreben eine niedrigere Dehnsteifigkeit ergeben wird. Damit reduziert sich die

Bild 7. Geometrie der langen steil geneigten Druckstrebe

tieren, realitätsnah berücksichtigt. Auch der Einfluss der über die Länge der Grouted Connection veränderlichen Stahldehnungen auf die Relativverschiebung der beiden Stahlrohre wird auf mechanisch konsistente Weise erfasst. Dies ist, wie bereits oben erläutert wurde, von besonderer Bedeutung für die Verteilung der Kräfte auf die einzelnen Druckstreben entlang des mit Shear-Keys versehenen Be-reichs. Bild 5 zeigt beispielhaft das Strut-and-Shell Model einer Grouted Connection.

Die Dehnsteifigkeit der geneigten Druckstreben wird so festgelegt, dass sich zwischen zwei gegenüberliegenden Shear-Keys die gleichen Verformungen einstellen wie an einem ebenen FE-Modell, das einen Ausschnitt des Ver-gussbetons repräsentiert. Mit Hilfe dieses separaten FE-Modells kann zudem die Belastung gefunden werden, die für die jeweilige Geometrie des Druckspannungsfeldes zum Querzugversagen führt. Das typische Ergebnis einer solchen lokalen FE-Berechnung für den ebenen Span-nungszustand zeigt Bild 6. Für eine Einheitslast von 1 MN/m entlang eines Shear-Keys ergeben sich im mittle-ren Bereich des Druckspannungsfeldes signifikante Quer-zugspannungen.

Die Querzugspannungen führen sehr früh zur Bildung und Aufweitung von Spaltrissen, bis schließlich bei entspre-chend großer Rissbreite die Umschnürungswirkung der Stahlrohre aktiviert wird. Diese Umschnürungswirkung kann jedoch nicht generell unterstellt werden. Bei Mono-piles mit überwiegender Biegebeanspruchung steht, wie nichtlineare FE-Berechnungen bestätigen, infolge Ovalisie-



Schubsteifigkeit des Vergussbetons als Verbindungsschicht infolge Rissbildung deutlich. Dies hat eine gleichmäßigere Verteilung der Belastung über die einzelnen Shear-Key-Reihen zur Folge. Zudem fällt die Krümmung der Span-nungstrajektorien wegen der größeren Schlankheit der Druckspannungsfelder kleiner aus. Hierdurch sind die auf-tretenden Querzugspannungen und damit die Gefahr des Aufspaltens sehr viel geringer als für die kurzen flach ge-neigten Druckstreben. Typische Ergebnisse der lokalen FE-Anaylse eines schlanken Druckspannungsfeldes (lange steil geneigte Druckstrebe) zeigt Bild 8.

Aus der linken Darstellung in Bild 8 ist ersichtlich, dass das Druckspannungsfeld eine Biegeverformung er-fährt, die unter realen Umständen durch die Stahlrohre behindert wird. Somit entsteht ein zusätzlicher Querdruck, der den Spaltkräften entgegen wirkt. Die größten Kontakt-pressungen sind in den Drittelspunkten der Druckstreben-länge zu erwarten, da dort die horizontale Auslenkung am stärksten ausgeprägt ist. Von diesen Kontaktpressungen profitieren auch die benachbarten Druckspannungsfelder (Druckstreben), die sich an den dortigen Shear-Keys ab-stützen. Zusammen mit der hohen Querdehnung, die sich infolge plastischer Verformung bei lokaler Zerstörung des Betons nahe der Shear-Keys einstellt, begünstigen die Bie-geverformungen die Ausbildung eines mehraxialen Druck-spannungszustandes an den Shear-Keys. Auf diese Weise werden lokal Druckfestigkeiten erreicht, welche die einaxi-ale Druckfestigkeit um ein Mehrfaches überschreiten kön-nen. Den Einfluss des Querdrucks auf die mehraxiale

Druckfestigkeit von UHPC verdeutlicht Bild 9 [24]. So führen Querdrücke s1 und s2 in Höhe von λ = 5 bis 20 % der Hauptdruckspannung s3 bereits zu einem sehr ausge-prägten Anwachsen sowohl der Druckfestigkeit als auch der Querdehnungen und damit verbunden zu einer ent-sprechend großen Volumenausdehnung ΔV/V. Damit än-dert sich das Bruchverhalten von sehr spröde hin zu einem etwas duktileren Charakter. Die ausnutzbare Druckfestig-keit ergibt sich als Produkt (k · fc), wobei k von den λ-Werten für die beiden Querspannungsrichtungen abhängt. Selbst unter Berücksichtigung der Auswirkungen des Schwin-dens, das im Vergussbeton radiale Risse erwarten lässt, kann Querdruck in Umfangsrichtung der Stahlrohre akti-viert werden. In diesem Zusammenhang spielt Reibung zwischen Stahl und Vergussbeton an den Shear-Keys eine ebenso entscheidende Rolle wie die Tatsache, dass die Querdehnung des Betons in Richtung des geringeren Querdrucks tendenziell stärker ausgeprägt ist.

Bild 10 zeigt den auf das Druckspannungsfeld einwir-kenden und damit die Biegeverformung (Bild 8, links) be-hindernden Querdruck, der durch die hohe plastische Querdehnung des nahe der Shear-Keys lokal zerstörten Vergussbetons hervorgerufen wird. Durch den Querdruck verringern sich die Querzugspannungen zusätzlich. Die Wahl eines angemessenen Wertes λ sollte ingenieurmäßi-gen Überlegungen unter Berücksichtigung der kinemati-schen Verträglichkeit folgen. Hierbei kann die Größe des Spalts, der sich infolge Aufweitung des Stahlrohrzwischen-raums zwischen zwei benachbarten Druckspannungsfel-

Bild 8. Elastische Verformung (links), Hauptzug- (Mitte) und Hauptdruckspannungen (rechts) der langen steil geneigten Druckstrebe, berechnet für eine Einheitslast von 1 MN je m Umfangslänge (Shear-Key-Länge), im ebenen Modell aufge-bracht als kurze Blocklast



dern sowie durch Rotation der Druckstreben ausbilden wird, als Maßstab herangezogen werden.

Spannungsnachweise sollten zum einen im mittleren Bereich des Druckspannungsfelds und zum anderen in den hochbelasteten Bereichen nahe der Shear-Keys geführt werden. In Hinblick auf den mittleren Bereich ist zu be-rücksichtigen, dass die Druckfestigkeit dort durch gleich-zeitig vorhandenen Querzug gegenüber der einaxialen Druckfestigkeit reduziert ist (s. auch Abschnitte 3 und 5). Sofern Rissbildung nicht ausgeschlossen werden kann (z. B. sich kreuzende Druckstreben bei Wechselbeanspru-chung), wird, basierend auf Ergebnissen an infolge Quer-zugs gerissenen Scheiben aus NSC und UHPC [17], eine Abminderung auf 0,5 fc für Vergussbeton ohne Fasern und auf 0,7 fc für Vergussbeton mit einem moderaten Faserge-halt empfohlen. Nach [15] würden sich noch kleinere Ab-

minderungsbeiwerte ergeben, die jedoch von den Autoren als überkonservativ angesehen werden [18].

Angesichts der Modellbildung mit diskreten Druck-streben kann auf eine genauere Betrachtung der Auswir-kungen des Schwindens (z. B. radiale Risse im Verguss-spalt) verzichtet werden. Auch das mögliche Entstehen eines Schwindspalts zwischen Vergussbeton und äußerem Stahlrohr tritt angesichts der zu erwartenden Ovalisierung der Stahlrohre unter Lastbeanspruchung, die sich bei über-wiegend auf Biegung beanspruchten Grouted Connections (z. B. bei Monopiles) einstellt, in den Hintergrund.

Das vorgeschlagene Strut-and-Shell Model wurde für Geometrien und Belastungen aus aktuellen Projekten mit nichtlinearen FE-Berechnungen verglichen und lieferte da-bei ähnliche, jedoch konservative Ergebnisse.

5 Experimentelle Untersuchungen zur Tragfähigkeit hoch- und ultrahochfester Betone in Druckspannungsfeldern mit Querzugbeanspruchung

Wie im vorangegangenen Abschnitt dargestellt, sind drei elementare Versagensmechanismen des sich zwischen zwei gegenüberliegenden Shear-Keys ausbildenden Druck-spannungsfeldes vorstellbar:1. Versagen des Druckknotens im unmittelbaren Lastein-

leitungsbereich am Shear-Key: Wegen Behinderung der Querdehnung des Betons im Kontaktbereich mit dem Shear-Key herrscht dort ein dreiaxialer Druckspan-nungszustand. Abhängig von der Größe des hydrostati-schen Spannungsanteils können sehr hohe Druckspan-nungen aufgenommen werden, die ein Mehrfaches der einaxialen Betondruckfestigkeit betragen können.

2. Druckversagen im mittleren Bereich der Druckstreben-länge: Zwar ergeben sich dort wegen der größeren zur Lastausbreitung zur Verfügung stehenden Breite deut-lich niedrigere Druckspannungen als an den Shear-Keys. Auf der anderen Seite bewirkt der gleichzeitig wirkende Querzug eine Reduktion gegenüber der ein-axialen Druckfestigkeit ([17], [18]).

3. Spalten (Rissbildung) im mittleren Bereich der Druck-strebenlänge, wenn dort die Querzugspannungen die Betonzugfestigkeit erreichen: Dabei gilt es zu beachten, dass dort wegen der quer zu den Zugspannungen auf-

Bild 10. Berücksichtigung der Auswirkungen von Quer-druckspannungen in plastizierten Bereichen nahe der Shear-Keys als zusätzliche, günstig wirkende Belastung der langen steil geneigten Druckstrebe

Bild 9. Spannungs-Deh-nungs-Beziehungen für UHPC unter dreiaxialer Druckbeanspruchung nach Speck [24]



tretenden Druckspannungen nicht die volle einaxiale Zugfestigkeit zur Verfügung steht. Dies gilt insbeson-dere für HSC und UHPC, für die die Abminderung der Zugfestigkeit bei gleichzeitigem Querdruck bereits bei kleinen Druckspannungen sehr viel stärker als bei NSC ausgeprägt ist ([23], [24]).

Das maßgebende Versagensszenario wird wesentlich durch die Geometrie (Ringspaltdicke, Shear-Key-Höhe und -Abstand) und die daraus resultierenden Spannungs-zustände bestimmt.

Für den häufigen Fall eines flaschenförmigen Druck-spannungsfeldes haben Schlaich und Schäfer [16] ein Dia-gramm zur Bestimmung des maßgebenden Versagensmecha-nismus und der theoretischen Tragfähigkeit angegeben (Bild 11). Charakterisiert wird das Spannungsfeld durch den Verhältniswert b/a. Der Abstand der Lasteinleitungsfläche von dem Schnitt, in dem die Spannungstrajektorien wieder parallel verlaufen, wird mit h bezeichnet. Bei Druckspan-nungsfeldern mit sehr großer bzw. theoretisch unbegrenzter Breite ist bei der Auswertung des Diagramms die Breite b auf die wirksame Breite bef nach Gleichung (2) zu begrenzen.

b 0,50H 0,65aef = + (2)

In Gleichung (2) entspricht H der Höhe des Druckspan-nungsfeldes (Abstand zwischen den Belastungspunkten). Die effektive Breite bef berücksichtigt, dass die Druckspan-nungen im Abstand h von der Lasteinleitungsfläche nicht gleichmäßig verteilt über die gesamte Breite wirken.

Die im Diagramm dargestellten Ergebnisse beruhen auf einer linear-elastischen Berechnung. Für den Fall, dass die einaxiale Zugfestigkeit fct 1/15 der einaxialen Druck-festigkeit fc beträgt und das in Bild 11c dargestellte Versa-

genskriterium im Druck-Zug-Bereich gilt, erhält man für die Risslast die dicke durchgezogene Linie. Zur Rissbil-dung kommt es bei kleinen und mittleren Verhältniswerten b/a also in der Regel bereits bevor unter der konzentrier-ten Last die einaxiale Betondruckfestigkeit erreicht wird.

Für Druckfelder mit Querbewehrung werden in Abhän-gigkeit des mechanischen Bewehrungsgrades w bei Fließen der Querbewehrung die weiteren Verläufe erhalten. Ein me-chanischer Bewehrungsgrad w von rund 0,06 liefert dabei in etwa die gleiche Tragfähigkeit wie unbewehrter Beton.

Für höhere b/a-Verhältnisse sind die Kurven auf die vom mehraxialen Druckspannungszustand abhängige Be-tondruckfestigkeit zu begrenzen, um Druckversagen unter der konzentrierten Last zu vermeiden. Für den ebenen Spannungszustand wird eine Begrenzung auf das 1,1-fache der einaxialen Druckfestigkeit empfohlen. Bei drei axialem Druck kann diese Grenze höher liegen.

Wie Versuche und rechnerische Analysen gezeigt ha-ben, beschreibt die Risslast einen unteren Grenzwert der Tragfähigkeit flaschenförmiger Druckfelder ([19] bis [21]). Die tatsächliche Versagenslast kann wegen der mit Spalt-rissbildung einsetzenden Umverteilung der Zugspannun-gen über die Höhe des Druckfeldes höher liegen als die rechnerische Risslast.

Vor diesem Hintergrund wurde ein Versuchspro-gramm initiiert, um das Tragverhalten von Betonen höhe-rer Festigkeit, wie sie in Grouted Connections Anwendung finden, in einem durch Querzug beanspruchten Druck-spannungsfeld experimentell zu untersuchen. Die Arbeiten konzentrierten sich darauf, Unterschiede im Last-Verfor-mungs-Verhalten unbewehrter Druckspannungsfelder aus NSC, HSC und UHPC zu identifizieren und die Wirksam-keit von Fasern als Spaltzugbewehrung zu untersuchen. Dazu wurden insgesamt zehn Versuchsserien durchge-

Bild 11. Ebenes flaschenförmiges Druckspannungsfeld nach Schlaich und Schäfer [16]: a) Druckspannung an der Lasteinlei-tungsstelle, die zur Erstrissbildung (unbewehrter Beton, dicke Linie), zum Fließen der Spaltzugbewehrung (dünne Linien) bzw. zu zweiaxialem Druckversagen im Einschnürungsbereich (strichpunktierte Linie) führt; b) Geometrie des Spannungsfel-des; c) angenommenes Versagenskriterium unter zweiaxialer Zug-Druck-Beanspruchung; d) Stabwerkmodell für das Druck-spannungsfeld mit Spaltzugbewehrung



führt, die in [22] detailliert dargestellt sind. Sie umfassten NSC in zwei unterschiedlichen Druckfestigkeiten, faser-freien und faserverstärkten HSC sowie faserfreien und mit Fasergehalten zwischen 0,5 und 2,0 Vol.-% verstärkten Feinkorn-UHPC. Zum Teil wurde eine Wärmebehandlung der erhärteten Betone bei 90 °C (Kennzeichnung HT) durchgeführt, sodass die Endfestigkeit praktisch im Alter von vier Tagen erreicht wurde. Tabelle 1 gibt einen Über-blick über das Versuchsprogramm und die Druckfestigkeit der Betone bei Versuchsdurchführung.

Als Versuchskörper dienten Würfel mit einer Kanten-länge von 200 mm (Bild 12a). Sie wurden mittig zwischen den beiden Lastplatten einer Universalprüfmaschine plat-ziert (Bild 12b). Die obere Lastplatte war über ein sphäri-sches Gelenk an die Maschine angeschlossen. Die Probe-körper wurden senkrecht zur Betonierrichtung belastet. Die Lasteinleitung erfolgte linienförmig über 200 mm lange Stahlleisten, die an Ober- und Unterseite des Probe-körpers jeweils mittig angeordnet wurden.

Um unterschiedliche geometrische Verhältniswerte b/a des flaschenförmigen Druckfeldes zu erhalten, wurden

Stahlleisten mit vier unterschiedlichen Breiten verwendet (a = 10 mm, 16 mm, 25 mm und 60 mm). Damit ergaben sich Verhältniswerte b(ef)/a von 10,7; 6,9; 4,7 und 2,3. Jeder dieser Verhältniswerte wurde an jeweils einem Probekör-per jeder Serie untersucht.

Die vertikalen (Belastungsrichtung) und horizontalen Verformungen wurden an Vorder- und Rückseite mit meh-reren induktiven Wegaufnehmern z. T. gegen die Lastplat-ten der Maschine und z. T. direkt an der Probenoberfläche gemessen. Zusätzlich wurde der Kolbenweg aufgezeichnet.

In Bild 13 sind die durch das flaschenförmige Druck-feld an der Lasteinleitungsstelle aufnehmbaren, auf die Zy-linderdruckfestigkeit fc bezogenen Pressungen sc in Abhän-gigkeit des rechnerischen b/a-Verhältnisses dargestellt. Zur Orientierung sind auch die Versagenskurven nach [16] an-gegeben.

In allen Fällen war Spalten und nicht Druckversagen im Einleitungsbereich maßgebende Versagensart. Erwar-tungsgemäß nimmt dabei der Verhältniswert sc/fc mit stei-gendem b/a-Verhältnis zu. Andererseits nimmt sc/fc wegen des niedrigeren Verhältnisses von Zug- und Druckfestig-

Tabelle 1. Versuchsprogramm

VersuchsserieZylinderdruck-

festigkeitRohdichte

Größtkorn-durchmesser

FasergehaltFaserlänge /

Faser-durchmesser

Faserwirksamkeit (zentrische Nach-risszugfestigkeit)

in N/mm2 in kg/dm3 in mm in Vol.-% in mm in N/mm2

NSC1-0 19,7 2,087 8 – – –

NSC2-0 31,3 2,174 8 – – –

HSC-0 131 2,424 5 – – –

HSC-0-HT 156 2,426 5 – – –

HSC-1.9 115 2,491 5 1,9 12,5/0,40 3,82

UHPC-0 169 2,305 0,5 – – –

UHPC-0-HT 194 2,314 0,5 – – –

UHPC-0.5-HT 199 2,352 0,5 0,5 17/0,175 5,39

UHPC-1.0-HT 200 2,417 0,5 1,0 17/0,175 9,42

UHPC-2.0-HT 201 2,418 0,5 2,0 17/0,175 11,9

Bild 12. Versuchsaufbau: a) schematische Skizze der Versuchskörper und der Be-lastungssituation; b) Anord-nung der Messtechnik



keit und wegen der höheren Sprödigkeit mit steigender Betondruckfestigkeit fc signifikant ab.

Die Ergebnisse der Proben aus NSC können etwa den Kurven w = 0,08 bis 0,09 zugeordnet werden. Für HSC ohne Fasern erhält man etwa w = 0,04 bis 0,05. Die Ergeb-nisse des faserfreien UHPC ordnen sich zwischen den Kur-ven w = 0,02 und w = 0,04 ein. Rechnerisch ergeben sich hieraus Verhältniswerte der wirksamen Betonzugfestigkeit fct,ef zur einaxialen Betondruckfestigkeit fc von etwa 1/10 für NSC, 1/20 für HSC sowie 1/30 für UHPC. Die niedri-gen Verhältniswerte für HSC und UHPC sind vor dem Hintergrund des vorherrschenden zweiaxialen Spannungs-zustands (Druck-Zug) und der damit verbundenen Abmin-derung der Zugfestigkeit zu bewerten ([23], [24]).

Durch die Zugabe von Fasern konnte die Tragfähigkeit von HSC und UHPC wesentlich gesteigert werden. Bei UHPC wurden bereits mit einem in Hinblick auf die prak-tische Anwendung besonders interessanten Fasergehalt von nur 0,5 Vol.-% Druckspannungen unter der konzentrierten Last von mindestens 80 % der einaxialen Druckfestigkeit erreicht. Für HSC mit 1,9 Vol.-% Fasern lagen die Ergeb-nisse durchweg höher als die Zylinderdruckfestigkeit fc.

Für einige ausgewählte Versuche sind in den Bildern 14 und 15 die Last-Verformungs-Beziehungen und die Bruchbilder dargestellt. Die Verformungen sind jeweils Mittelwerte der an Vorder- und Rückseite der Probe ge-messenen Werte. In vertikaler Richtung wurden von den Messwerten die elastischen Verformungen der Stahlleisten abgezogen.

Bild 14 zeigt die Last-Verformungs-Beziehungen ver-schiedener Proben für das b/a-Verhältnis von 10,7. Der Vergleich zeigt deutliche Unterschiede hinsichtlich des Nachbruchverhaltens der unterschiedlichen Betone. Bei den faserfreien Proben aus HSC und UHPC trat das Ver-sagen besonders bei großen b/a-Verhältnissen ohne nen-nenswerte Vorankündigung durch Spaltrissbildung (voll-ständige Durchtrennung des Probekörpers) ein (Bild 15a), in den meisten Fällen verbunden mit einem Kraftabfall auf Null (Bild 14a). Auch die Proben aus NSC zeigten bis zum Erreichen der Höchstlast kein ausgeprägt nichtlineares Verhalten. Der Bruch erfolgte jedoch nicht schlagartig. Vielmehr konnten diese Versuche bis zur vollständigen Durchtrennung der Würfel kontrolliert weggesteuert ge-fahren werden.

Bei den faserbewehrten Würfeln aus HSC und UHPC folgte die Last-Verformungs-Beziehung zunächst der der entsprechenden unbewehrten Proben. Die Spaltrissbil-dung begann ebenfalls auf etwa demselben Lastniveau. Allerdings war damit, unabhängig vom b/a-Verhältnis, nur ein vorübergehender geringfügiger Lastabfall verbunden. Mit zunehmender Verformung konnte auch die Druckkraft weiter gesteigert werden, wobei fortan ein nichtlinearer Zusammenhang zwischen Last und Verformung beobach-

Bild 13. Auf die Zylinderdruckfestigkeit bezogene Druck-spannung unter der konzentrierten Last und Vergleich mit der linear-elastisch ermittelten Rissspannung nach [16]

Bild 14. Last-Verformungs-Kur-ven: a) in Druckrichtung für fünf ausgewählte Serien und b/a = 10,7; b) in Querrichtung (Zugrichtung) für fünf ausge-wählte Serien und b/a = 10,7

Bild 15. Versagen der UHPC-Probekörper: a) b/a = 10,7 – ohne Fasern; b) b/a = 10,7 – 2 Vol.-% Fasern



tet werden konnte. Die fortschreitende Spaltrissöffnung konnte durch die horizontalen Wegaufnehmer sehr gut aufgelöst werden (Bild 14b). Das Versagen kündigte sich durch mehr oder weniger stark ausgeprägtes plastisches Verhalten vor Erreichen der Höchstlast an. Allerdings fiel auch bei den faserverstärkten Proben die Kraft unmittelbar nach Erreichen der Höchstlast recht schnell auf eine ge-wisse Resttragfähigkeit ab. Diese steigt jedoch deutlich mit dem Fasergehalt und steht auch bei größeren Verformun-gen zur Verfügung.

Hinsichtlich der Bemessung von Grouted Connec-tions können aus den Versuchsergebnissen die folgenden Schlussfolgerungen gezogen werden: – Im Falle von Spaltzugversagen des faserbewehrten HSC

und UHPC stimmt die Traglast recht gut mit der durch linear elastische Berechnung ermittelten Risskraft über-ein, wenn als Rissspannung die infolge Querdruck ver-minderte zweiaxiale Zugfestigkeit fct,ef berücksichtigt wird. Wie schon in Abschnitt 4.3 erläutert, stellt die li-near elastische Berechnung bei der Analyse des Versa-gensmodus „Spalten“ eines Spannungsfeldes (z. B. Spannungsfeld der flach geneigten kurzen Druckstrebe oder der steil geneigten langen Druckstrebe) ein geeig-netes und konservatives Verfahren dar.

– Selbst geringe Fasergehalte stellen eine sehr wirkungs-volle Spaltzugbewehrung dar und erhöhen neben der Tragfähigkeit auch die Duktilität eines Druckspan-nungsfeldes. Der Einsatz von Fasern lohnt daher beson-ders, wenn Spalten der maßgebende Versagensmecha-nismus ist.

6 Bemessungsbeispiel

Zur Veranschaulichung der Methodik und ihrer Effektivi-tät soll nachfolgend als Beispiel eine Monopile-Konstruk-tion berechnet werden. Diese besteht aus einem Monopile mit einem Außendurchmesser von 5,00 m und einem Tran-sition Piece mit einem Innendurchmesser von 5,24 m. So-mit ergibt sich eine nominelle Groutspaltdicke von 0,12 m. Die Überlappungslänge von Monopile und Transition Piece beträgt 7,50 m (Groutlänge). Auf dem Monopile sind 10 und auf dem Transition Piece 9 Shear-Key-Reihen ange-

ordnet. Die Shear-Keys bestehen aus Schweißwülsten von hs/bs = 10 mm/20 mm, die untereinander einen Abstand von 500 mm besitzen. Die Dicke der Stahlschalen wird mit 80 mm angesetzt. Bild 16 zeigt das statische Modell (Strut-and-Shell Model) sowohl mit kurzen flach geneigten Druckstreben (Mitte) als auch mit langen steil geneigten Druckstreben (rechts). Die Belastung im Grenzzustand der Tragfähigkeit ist durch ein Biegemoment von MEd = 130 MNm und eine Normalkraft von NEd = 8 MN gege-ben. Querkräfte werden in diesem Demonstrationsbeispiel zur Vereinfachung der Darstellung vernachlässigt. Die Ma-terialkennwerte des verwendeten Vergussbetons sind in Tabelle 2 zusammengestellt.

Im Bereich der Shear-Keys wurden keine horizonta-len Druckstreben berücksichtigt, da aus Erfahrung bekannt ist, dass diese Zugdehnungen erhalten und daher ausfallen. Für die Berechnung wurde ein Höhenversatz gegenüberlie-gender Shear-Keys um die Hälfte des regelmäßigen Ab-stands unterstellt. Dies kann als auf der sicheren Seite lie-gende Annahme betrachtet werden, da sich etwa bei einem Höhenversatz um den vollen Shear-Key-Abstand noch längere Druckstreben ausbilden könnten, die sich wegen ihrer größeren Verformbarkeit in Hinblick auf die Ver-gleichmäßigung der Beanspruchung günstiger verhalten.

Besonders im Grenzzustand der Ermüdung ist es denkbar, die zusätzliche Nachgiebigkeit infolge Kriechens unter zyklischer Last zu berücksichtigen. Dies führt zu einer gleichmäßigeren Verteilung der Druckstrebenkräfte über die Höhe der Verbindung. Vereinfachend kann dies über eine Reduktion des Bemessungswerts des Elastizitätsmo-duls erfasst werden. Im vorliegenden Beispiel wird dies für das maßgebende Modell mit langen steil geneigten Druck-streben bei Annahme einer Kriechzahl j = 1,0, also für den halbierten Bemessungswert des Elastizitätsmoduls nach Gleichung (3), demonstriert.

E E Ecd ef cd cd, / /= +( ) =1 2ϕ (3)

Obwohl bei diesem Beispiel die Werte der Druckkräfte bei Annahme langer steil geneigter Druckstreben fast den Wert erreichen, der sich für kurze flach geneigte Druckstre-ben ergeben würde, ist festzustellen, dass sich die Spaltzug-spannung sctd wesentlich verringert (s. Tabelle 3).

Die weitere Auswertung der Ergebnisse ergab, dass für die Annahme von Ecd,ef = Ecd etwa 86 % des Gesamtbiege-

Bild 16. Übersicht über das Strut-and-Shell Model (links) sowie Struktur der flach geneigten (Mitte) und der steil ge-neigten (rechts) Druckstreben

Tabelle 2. Materialkennwerte für den Vergussbeton unter Druck- und Zugbeanspruchung

elastische Eigenschaften des Verguss betons

Bemessungswert des Elastitzitätsmoduls Ecd = Ecm/1,3

in N/mm2 31500

Querdehnzahl ν – 0,19

charakteristischer Wert der Druckfestig-keit fck

in N/mm2 90,0

Bemessungswert der Druckfestigkeit fcd = fck/1,5 [4]

in N/mm2 60,0

charakteristischer Wert der Zugfestigkeit fctk;0,05 = 0,21 · fck

(2/3) in N/mm2 4,2

Bemessungswert der Zugfestigkeit fctd = fctk;0,05/1,5

in N/mm2 2,8



moments MEd des Pfahls, also 0,86 · 130 MNm = 111,8 MNm, durch vertikale Kräftepaare (Vertikalkomponenten der Druckstrebenkräfte) aufgenommen werden. Die Verteilung der Kraftübertragung über die einzelnen Shear-Key-Reihen ist aus Bild 17 ersichtlich. Die Druckspannung am Shear-Key erhält man durch Division der vertikalen Komponente der Druckstrebenkraft durch die Höhe des Shear-Keys hs. Die so bestimmte Druckspannung beträgt maximal rund das 2,4-fache der einaxialen Druckfestigkeit. Sie kann unter der Voraussetzung aufgenommen werden, dass lokal Quer-druck in Höhe von rund 15 % der größten Hauptdruck-spannung vorhanden ist (vgl. Bild 9).

7 Schlussfolgerungen

Bemessung und Nachweise für Grouted Connections soll-ten das weitgehend spröde Verhalten üblicher hochfester Vergussbetone angemessen berücksichtigen. Darüber hin-aus spielt die Rissbildung infolge Schwindens eine Rolle und sollte im Allgemeinen nicht vernachlässigt werden. Dies kann zwar durch Verwendung physikalisch nichtline-arer Finite-Element-Modelle geschehen, allerdings stellt sich die Frage der Überprüfbarkeit und Interpretierbarkeit. Für praktische Zwecke können deshalb vereinfachende Ingenieurmodelle sinnvoll sein. Demgegenüber erfüllen einfache Bemessungsformeln, wie sie in mehreren ge-bräuchlichen Normenwerken enthalten sind, die hier ge-nannten Anforderungen nicht. Ihre Anwendung liefert nicht zwingend konservative Ergebnisse, da die kinemati-sche Verträglichkeit in der Regel unberücksichtigt bleibt.

Im vorliegenden Beitrag wird der Ansatz eines Strut-and-Shell-Model, das den Kraftfluss innerhalb der Verbin-dung realitätsnah nachvollziehen kann, vorgeschlagen und

diskutiert. In Hinblick auf die Tragfähigkeit der Druck-spannungsfelder (Druckstreben) wurden Versuche zum Last-Verformungs-Verhalten flaschenförmiger Druckfelder aus hochfestem und ultrahochfestem Beton mit und ohne Zugabe einer Faserbewehrung durchgeführt. Dabei zeigte sich, dass die Versuchsergebnisse auf der sicheren Seite liegend durch linear-elastische Berechnung des Scheiben-spannungszustands beschrieben und für das vorgeschla-gene Modell verwendet werden können.

Die Nachweisführung auf Basis der hier dargestellten Modellbildung und mit den in [25] dargestellten werkstoff-bezogenen Informationen konnte in kürzlich durchgeführ-ten Projekten, bei denen die Zustimmung im Einzelfall durch die jeweils zuständigen Bauaufsichtsbehörden erfor-derlich war, erfolgreich angewandt werden.

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Bild 17. Anteil ΔMEd am Gesamtbiegemoments MEd, der je-weils von einer Reihe der Druckstreben übertragen wird

Tablelle 3. Maßgebende Ergebnisse für beide Topologien der Druckstreben

Modell min. NEd

in kN

min. scd am Shear-Keyin N/mm2

min. scd in Druck-strebenmittein N/mm2

Spaltzugspannung max. sctd in Druck strebenmitte

in N/mm2

kurze flach geneigte Druckstreben –564 –125 –15,0 3,87

lange steil geneigte Druckstreben mit Ecd,ef = Ecd

–550 –122 –15,3 0,37

lange steil geneigte Druckstreben mit Ecd,ef = Ecd/2

–450 –100 –12,5 0,30



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[17] Fehling, E., Leutbecher, T., Röder, F.-K., Stürwald, S.: Struc-tural behavior of UHPC under biaxial loading. In: Ultra High Performance Concrete (UHPC), Second International Sympo-sium on Ultra High Performance Concrete (Hrsg.: Fehling, E., Schmidt, M., Stürwald, S.), Structural and Engineering Series, Heft 10, S. 569–576. Kassel: kassel university press GmbH 2008.

[18] Fehling, E., Leutbecher, T., Röder, F.-K.: Compression-Ten-sion Strength of Reinforced and Fiber-Reinforced Concrete. ACI Structural Journal 108 (2011), No. 3, S. 350–359.

[19] Fehling, E.: Zum Tragverhalten von Druckfeldern in schei-benartigen Betonbauteilen – Nichtlineare Berechnungen und Vergleich mit Versuchen. In: Festschrift anlässlich des Ein-tritts in den Ruhestand von Prof. Dr.-Ing. Gerhard Mehlhorn (Hrsg.: Blaschke, F., Günther, G., Kollegger, J.), S. 236–247, Universität Kassel, Fachbereich Bauingenieurwesen, 1997.

[20] Colombo, M., Di Prisco, M.: D-zones in HPFRC. In: High Performance Fiber Reinforced Cement Composites 6 (Hrsg.: Parra-Montesinos, G. J., Reinhardt, H. W., Naaman, A. E.),

Proceedings of the Sixth International Workshop on High Performance Fiber Reinforced Cement Composites (HPFRCC6), S. 197-204, Ann Arbor, MI, USA: 2011.

[21] Pujol, S., Rautenberg, J. M., Sozen, M. A.: Compressive Strength of Concrete in Nonprismatic Elements. Concrete In-ternational 33 (2011), No. 9, S. 42–49.

[22] Leutbecher, T., Fehling, E.: Zur Tragfähigkeit von Ultra-hochleistungs-Faserbeton in flaschenförmigen Druckfeldern. In: DAfStb-Forschungskolloquium – Beiträge zum 53. For-schungskolloquium am 9. und 10. Oktober am Institut für konstruktiven Ingenieurbau der Universität Kassel (Hrsg.: Deutscher Ausschusses für Stahlbeton e. V.), S. 47–57, Kassel: kassel university press GmbH 2012.

[23] Curbach, M., Hampel, T.: Verhalten von Hochleistungsbe-ton unter zweiaxialer Druck-Zug-Beanspruchung. Abschluss-bericht zum Forschungsvorhaben AiF 11011 B, DBV 198, TU Dresden, Institut für Tragwerke und Baustoffe, 1999.

[24] Speck, K., Curbach, M.: Mehraxiale Festigkeit von UHPC – Druck-Zug- und Zug-Zug-Festigkeit. Zwischenkolloquium des DGF-Schwerpunktprogramms SPP1182 „Nachhaltiges Bauen mit ultra-hochfestem Beton (UHPC)“, Kassel, 12. April 2011, Präsentation.

[25] Schmidt, M., Fehling, E., Braun, T.: Grouted Connections von Offshore-Windenergieanlagen, Teil 1: Zustimmung im Einzelfall, Materialien und Qualitätssicherung. Stahlbau Spe-zial 2014 – Erneuerbare Energien, S. 33–45.

Autoren dieses Beitrages:Prof. Dr.-Ing. Ekkehard Fehling, [email protected],Dr.-Ing. Torsten Leutbecher, [email protected],Mohammed Ismail, M. Sc., [email protected],Universität Kassel, Fachgebiet Massivbau,Kurt-Wolters-Straße 3, 34109 Kassel

Prof. Dr.-Ing. habil. Michael Schmidt,Universität Kassel, Fachgebiet Werkstoffe des Bauwesens und Bauchemie,Mönchebergstraße 7, 34109 Kassel,[email protected]

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Grouted Connections von Offshore-Windenergieanlagen