Beton unter hochdynamischer Belastung. Historie, Materialbeschreibung, Experimente und numerische...

152 © 2006 Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG, Berlin · Beton- und Stahlbetonbau 101 (2006), Heft 3

Fachthemen

DOI: 10.1002/best.200600472

Tragwerke werden in zunehmendem Maße auch unter dem Ge-sichtspunkt außergewöhnlicher Belastungen bemessen, wie siebeispielsweise durch schnelle Stoßvorgänge (Impakt) oder Ex-plosionen – planmäßig (Sprengabbruch) oder unplanmäßig (ter-roristische Anschläge) – hervorgerufen werden. Alle diese Bela-stungen zeichnen sich durch lokal sehr hohe Beanspruchungsge-schwindigkeiten aus. Es lassen sich physikalische Abläufe beob-achten, die gegenüber einer statischen Belastung zu einemveränderten Materialverhalten führen. In einer wirklichkeits-nahen numerischen Berechnung müssen diese Abläufe erfaßtund bei der Materialbeschreibung berücksichtigt werden.

Ausgehend von einer Übersicht über die bisherigen wesent-lichen Arbeiten wird über die aktuell durchgeführten experimen-tellen Untersuchungen, die zur Ermittlung der Materialeingangs-kennwerte für die numerische Simulation und zur Verifikation desStoffgesetzes benötigt werden, berichtet. Im Weiteren wird alsein alternatives numerisches Verfahren die Elementfreie Galer-kin-Methode (EFG-Methode) und die daran anzupassenden stoff-gesetzlichen Betrachtungen vorgestellt.

Concrete under high-dynamical loading – Historical background, material description, experimentalinvestigation and numerical simulationTo an increasing degree, structures are designed with regard toexceptional loading, like impact or blast loads. Blast loading canbe either unplanned, for example caused by terrorist attack ordeliberate (controlled demolition). These loadings show a distinc-tive local rate dependency. As a result of rate dependency, oc-curring physical processes lead to different material responsecompared to static material behaviour. A realistic numerical sim-ulation has to consider these physical processes in the descrip-tion of the material.

Starting with an outline of significant investigations in thefield of numerical modelling, the EFG-method is presented as analternative method. For the identification of mechanical proper-ties and the validation of the constitutive law, used in numericalmodelling, the realisation and results of experimental investiga-tions are presented.

1 Einleitung

In zunehmendem Maße stellt sich dem Ingenieur die Auf-gabe, Bauwerke oder einzelne Tragwerksteile auch füraußergewöhnliche Beanspruchungen auszulegen. Hoch-dynamische Einwirkungen wie sie beispielsweise durchschnelle Stoßvorgänge (Impakt) oder Explosionen hervor-gerufen werden, sind hierbei von besonderem Interesse.

Im Gegensatz zu den quasistatischen Lastfällen, deren Be-anspruchungsgeschwindigkeiten in der Größenordnungvon v = 10–7 bis v = 10–5 m/s liegen, werden bei hoch-dynamischen Stoßvorgängen und Kontaktexplosionennicht selten Beanspruchungen mit Geschwindigkeitenvon v = 104 m/s erreicht. Die Einwirkungsdauer, solcherallgemein als Kurzzeitereignisse bezeichneten Vorgänge,liegt im Bereich weniger Mikro- oder Millisekunden. Tabelle 1 enthält eine Einteilung unterschiedlicher Bela-stungsarten, sortiert nach der Geschwindigkeit mit der dieBelastung in ein Bauteil eingetragen wird ([1], [3], [4], [6]).

Schnelle Stoßbeanspruchungen treten in den meistenFällen nicht planmäßig auf und werden aufgrund ihrer ge-ringen Eintretenswahrscheinlichkeit und dem in der Regelnur einmalig erforderlichem Widerstand gegenüber derBelastung den Katastrophenlastfällen zugeordnet ([7]).Das gleiche gilt für Explosionen, sofern deren Eintretenebenfalls nicht planmäßig verläuft. Als Beispiele seien hierder Lastfall „Staubexplosion“ in Behältern zur Lagerungvon Schüttgütern oder terroristische Anschläge mit Hilfevon Sprengstoffen auf öffentliche Gebäude oder Bau-werke mit Schutzfunktion genannt.

Die durch die Explosion des Sprengstoffs hervorgeru-fene Zerstörungswirkung läßt sich aber auch technischnutzen. Beim Rückbau und der Demontage von Gebäu-den, deren ursprünglich zugedachte Funktion heutigenAnforderungen nicht mehr genügen, wurde das Abbruch-

Beton unter hochdynamischer BelastungHistorie, Materialbeschreibung, Experimente und numerische Simulation

Herrn Em. Prof. Dr.-Ing. Dr.-Ing. E.h. Dr. techn. h.c. Josef Eibl anläßlich seines 70. Geburtstages gewidmet

Lothar StempniewskiMartin LarcherStephan Steiner

Tabelle 1. Belastungsgeschwindigkeiten verschiedener Last-fälleTable 1. Typical strain rates for various types of loading

Lastfall v [m/s]

Kriechen, ständige Lasten < 10–8

Quasistatische Belastung 10–7 ... 10–8

Schiffsstoß 10–6 ... 10–4

Gasexplosion 10–5 ... 10–3

Erdbeben 10–3 ... 10–0

Anprall durch Verkehr 10–3 ... 10–2

Beschuß (konv. Waffen) 101 ... 103

Kontaktexplosion 102 ... 104

Meteoritenimpakt > 104

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L. Stempniewski/M. Larcher/S. Steiner · Beton unter hochdynamischer Belastung

Beton- und Stahlbetonbau 101 (2006), Heft 3

sprengen in den vergangenen Jahren – nicht zuletzt auswirtschaftlichen und technischen Gründen – erfolgreichangewendet; insbesondere betrifft dies den Rückbau in in-nerstädtischen Bereichen mit starkem Verkehrsaufkom-men und intensivem Geschäftsbetrieb. Die Beeinträchti-gungen durch Erschütterungen, Lärm und Staub werdenbei diesem Verfahren auf ein (zeitliches) Minimum redu-ziert. Ein besonders erwähnenswertes Beispiel in diesemZusammenhang ist der Sprengabbruch des fast 100 Meterhohen „langen Oskar“ im März 2004; das 29-stöckigeHochhaus wurde inmitten der Hagener Innenstadt durchSprengabbruch erfolgreich niedergebracht. Weitere An-wendungsgebiete technisch genutzter Explosionsvorgängesind in [8] zu finden.

Eine Tragstruktur stellt bei hochdynamischer Bela-stung in ihrer Gesamtheit ein komplexes System dar, beidem das Verständnis für die mechanischen Vorgänge anverschiedenen Orten und zu unterschiedlichen Zeitpunk-ten benötigt wird. Ausgehend von der Zerstörung des Bau-stoffes innerhalb einer räumlich begrenzten Zone führtder lokale Ausfall der Tragwirkung in diesem Bereich zumfortschreitenden Verlust der Tragfähigkeit und schließlichzum globalen Versagen des gesamten Tragwerks.

Um insbesondere die dynamischen Eigenschaften in-nerhalb des ladungsnahen Bereichs realistisch in einer nu-merischen Simulation abbilden zu können, werden lei-stungsfähige Materialformulierungen benötigt, die experi-mentell abgesichert sind. Bereits in der Vergangenheitwurden hierzu zahlreiche Untersuchungen unter anderemam Institut für Massivbau und Baustofftechnologie (IfMB)der Universität Karlsruhe (TH) durchgeführt. Zeitgleichentstanden an anderen deutschen Hochschulen und For-schungseinrichtungen Arbeiten, die neben der numeri-schen Simulation auch deren Verifikation durch zum Teileigene experimentelle Untersuchungen mit einbezogen.

2 Stand der Forschung/Historische Entwicklung

Im folgenden Abschnitt soll eine Übersicht verschiedenerstoffgesetzlicher Formulierungen für die numerische Be-rechnung von Beton unter hochdynamischen Beanspru-chungen, wie sie insbesondere durch schnelle Stoß- oderExplosionsbelastungen entstehen, gegeben werden.

Die konstitutiven Beziehungen des Sprengstoffeswerden allgemein üblich durch die Zustandsgleichungnach Jones,Wilkins und Lee beschrieben (EOS-JWL siehez. B. [9]). Für die Modellierung hat sich die Eulersche Be-trachtungsweise in raumfesten Koordinaten als vorteilhafterwiesen. Weitere Einzelheiten zur Beschreibung desSprengstoffes sind z. B. in Arbeiten von Eibl [10] und Yi[11] enthalten.

Zu Beginn soll einigen Arbeiten Aufmerksamkeit ge-schenkt werden, deren Untersuchungsschwerpunkte zumTeil der allgemeinen Strukturdynamik zuzuordnen sind,dennoch aber wertvolle Aufschlüsse über den Einfluß derBelastungsgeschwindigkeit auf die dynamischen Eigen-schaften von Beton geben.

Die Ermittlung der dynamischen Kurzzeitfestigkeit,deren physikalische Ursachen sowie die Umsetzung in ei-nem einfachen Rechencode standen bei den Arbeiten vonCurbach [12] und Schlüter [6] im Vordergrund. Curbachhat darüber hinaus in [12] nachgewiesen, daß die dynami-

sche Rißausbreitungsgeschwindigkeit in einer Größenord-nung von 250–500 m/s liegt und somit deutlich unterhalbder Rayleigh-Wellengeschwindigkeit.

Bachmann [13] erweiterte durch Untersuchungen aneiner Split-Hopkinsen-Bar Apparatur (SHB) die Ergebnis-se zur Kurzzeitfestigkeit und formulierte für Beton in ei-nem Pseudo-Stoffgesetz den Einfluß der Massenträgheitauf die Festigkeitssteigerungen bei schneller Zugbeanspru-chung. Zheng [14] gelang es mit einer modifizierten SHB-Apparatur das Verhalten des Betons unter variierendenBelastungsgeschichten, insbesondere für schnelle Wech-selbelastung (Druck-Zug, Zug-Druck), näher zu ergrün-den.

Mit der Arbeit von Yi [11] zur Auswirkung von Ex-plosionsbelastungen auf Stahlbetonplatten wurden amIfMB in Karlsruhe erstmals Untersuchungen durchge-führt, die der Hochgeschwindigkeitsdynamik zuzuordnensind. Ziel der Arbeit von Yi war die numerische Beschrei-bung der durch die Detonation des Sprengstoffs hervorge-rufenen Zerstörungsvorgänge. Die Einwirkungsseite wur-de als eine räumlich und zeitlich veränderliche Funktiondes Luftstoßdrucks beschrieben; die Übertragung auf dieBetonstruktur erfolgte numerisch mit einem speziellenAlgorithmus. Die stoffgesetzliche Formulierung innerhalbdes Festkörpers basierte auf der Versagensfläche nachOttosen mit einem verschmiertem Rißmodell und einemModell für starren Verbund zwischen Stahl und Beton.Eine Berücksichtigung der Erhöhung der Festigkeit in-folge der hohen Belastungsgeschwindigkeiten erfolgteglobal über Erhöhungsfaktoren der Festigkeitsparameter.Temperatureinflüsse auf das stoffliche Verhalten wurdennicht näher untersucht. Für die Verifikation der numeri-schen Ergebnisse und des Stoffgesetzes dienten 1942durchgeführte Versuche des schweizerischen Forschungs-instituts für Militärische Bautechnik. Abschließend ent-hält die Arbeit Hinweise zur Konstruktion von Bauteilenunter Explosionsbelastung.

Eibl, S. [10] führte im Rahmen seiner Dissertation ander Technischen Universität München Berechnungen anStahlbetonwänden durch, deren Belastung durch Kon-taktdetonation erfolgte. Das Materialverhalten beschriebEibl numerisch in einem hybriden Phasen-Modell, das dieBereiche niedriger Drücke mit denen hoher Drücke kop-pelte.

Bestandteile des Stoffgesetzes sind das in den Bereichhoher Dehngeschwindigkeiten erweiterte Versagenskrite-rium nach Ottosen, sowie eine Zustandsgleichung für denBeton, basierend auf einer erweiterten Mie-Grüneisen-Theorie für hohe Dehngeschwindigkeiten. Zusätzlich er-weiterte Eibl das Konzept der verschmierten Risse aufaxialsymmetrische Probleme. Um Fragmente bei seinerFiniten Elemente (FE) Simulation lokalisieren zu können,definierte er ein Rißkriterium und eliminierte beim Eintre-ten von Ablösungsbedingungen die entsprechenden Ele-mente. Das Stoffgesetz wurde durch eine einfache Be-schreibung des Betonstahls und des Verbundverhaltenszwischen Stahl und Beton ergänzt. Seine zweidimensio-nalen Berechnungen führte er, unterAusnutzung der Sym-metrierandbedingungen, in einem nach dem Ansatz vonLagrange diskretisierten Bezugssystem durch. Er verglichdie Ergebnisse unter anderem mit Versuchen von Ockert[15], die in etwa zeitgleich am IfMB durchgeführt wurden.

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Ockert [15] führte sowohl eigene experimentelle Un-tersuchungen als auch numerische Berechnungen zumEinfluß von Beanspruchungen durch Schockwellen imBeton durch. Ziel seiner Arbeit war die Erweiterung derMaterialbeschreibung von Beton in Richtung der höherenDrücke. Im Gegensatz zu den bislang veröffentlichten Ar-beiten bestanden die Versuchskörper bei den Untersu-chungen von Ockert aus Konstruktionsbeton mit üblichenZuschlagskorngrößen (Größtkorn 16 mm) und enthieltendarüber hinaus erstmals Meßelemente im Innern, die eserlaubten, den Spannungsverlauf während des Belastungs-eintrags zu registrieren. Der Eintrag der Belastung erfolgtein Form einer ebenen Schockwelle über eine aufgelegteSprengladung spezieller (kegelstumpfförmiger) Geome-trie. Ockert gelang es aus den Meßdaten eine Beziehungzwischen Druck und Volumenänderung p = f (V) in Formeiner Hugoniot-Kurve für den Beton zu ermitteln undüber theoretische Ansätze zu einer Zustandsgleichung p = f (V, innere Energie) zu erweitern. Dadurch war es ihmmöglich, die in der Hugoniot-Kurve implizit enthaltenenEnergieanteile durch die Berechnung des Temperaturver-laufes entlang dieser Kurve darzustellen. Eine experimen-telle Bestätigung des Kurvenverlaufes erfolgte nicht. Indem von ihm vorgestellten Stoffgesetz erfolgte – wie inder Kontinuumsmechanik gebräuchlich – eine Aufteilungdes Spannungszustandes in einen hydrostatischen (Volu-menänderung) und einen deviatorischen Anteil (Gestalt-änderung). Die oben erwähnte Zustandsgleichung be-schreibt den erstgenannten Anteil und enthielt im verwen-deten Rechencode eine Modifikation im Entlastungsver-halten (Hystereseschleife). Für den deviatorischen Anteilverwendete Ockert die Versagensfläche nach Ottosen [16]kombiniert mit einem Nichtlinearitätsindex β, der ein Maßfür den Abstand des Spannungszustandes von der Versa-gensfläche darstellt und einen Vergleich mit den einaxia-len Festigkeiten ermöglicht. Diese werden bei hohenDehnraten durch einen Faktor nach [3] erhöht.

Am Ernst-Mach-Institut (EMI) für Kurzzeitdynamikder Fraunhofer-Gesellschaft entstand im Rahmen einervon Riedel und Hiermaier [17] vorgestellten Arbeit einmodular aufgebautes Materialmodell (EMIRHT) für denBeton. Das Modell verwendet im Wesentlichen die vonHolmquist, Johnson und Cook [18] entwickelte Schädi-gungsbeschreibung. Zur Beschreibung der Volumenände-rung (Kompaktierung) des porösen Werkstoffs Betonwurde eine p-α Zustandsgleichung nach Herrmann [2] –abgeleitet aus Untersuchungen an porösem Aluminium –verwendet. Die Dehnratenabhängigkeit wurde durch eineErhöhung der Festigkeiten nach [3] berücksichtigt. Vor-teile dieses Stoffgesetzes sind der modulare Charakter undeine einfache Anwendung durch die Implementierung inden kommerziellen AUTODYN-Programmcode.

Im Jahr 2000 promovierte Ruppert [20] an der Uni-versität der Bundeswehr München über „Numerische Si-mulation von hochdynamisch beanspruchten Betonstruk-turen“. Das Materialmodell von Ruppert enthält – wieauch bei anderen Autoren – zur Beschreibung deshydrostatischen Spannungszustandes eine Druck-DichteBeziehung in Form einer Hugoniot-Kurve, in die nebenden Ergebnissen aus den eigenen Versuchen auch die Er-gebnisse von Ockert [15] und Grady [21] einflossen. DieBruchfläche beschrieb Ruppert durch ein 5-Parameter-

Modell nach Guo [22]. Er unterschied zwischen Schädi-gung verursacht durch Kompaktion und Schädigung in-folge Gestaltänderung. Beide Schädigungsanteile kombi-nierte er in einem globalen Schädigungsparameter D.Ruppert verglich seine numerischen Ergebnisse mit unter-schiedlichen Schadensbildern, die er aus Freifeldversu-chen angesprengter Betonplatten erhielt. Außerdem er-mittelte er mit Hilfe der Freifeldversuche Meßdaten zurAufstellung einer Hugoniot-Kurve.

Die Dissertation von Schmidt-Hurtienne [4] amIfMB in Karlsruhe liefert verschiedene neue Ansätze fürdie Berechnung von hochdynamisch beanspruchtem Be-ton. Er unterteilte das Stoffgesetz in einen statischen undeinen dynamischen Anteil. Der statische Anteil enthältinsbesondere einen kombinierten Plastizitäts-Schädi-gungsansatz mit der Schädigungsfläche nach Hsieh, Tingund Chen [23], wobei nur im Zugbereich eine anisotropeSchädigung ermöglicht wird. Die Zustandsgleichung, wiesie von den meisten Autoren zur Beschreibung des hy-drostatischen Spannungszustandes angewendet wurde,wandelte Schmidt-Hurtienne in eine so genannte Y-Funk-tion um, die in Abhängigkeit der volumetrischen Dehnungeinen Vergrößerungsfaktor des E-Moduls darstellt. Erzeigte an der Simulation der SHB Experimente von Zheng[14] und der Simulation von ballistischen Penetrations-vorgängen die Verwendbarkeit seines Stoffgesetzes.

Herrmann [19] führte eine Serie von Versuchen anBetonkörpern unter Kontaktdetonation durch. Weitereexperimentelle Untersuchungen wurden an einfachen,dennoch realitätsnahen Strukturen durchgeführt. Es wur-den Balken mit unterschiedlichen Bohrlochgeometrienund eine Stütze mit Ringladung angesprengt.

Herrmann erweiterte die von Ockert eingesetzteMeßmethode zur Erfassung volumetrischer Drücke mitHilfe von Kohle-Masse-Widerständen und fügte derMeßkette weitere Elemente hinzu. Es gelang ihm dadurchneben dem volumetrischen Druck auch gerichtete Span-nungsanteile, Dehnungen und Dehngeschwindigkeiten zuregistrieren. Mit einer neuen Meßmethode konnten erst-mals Anhaltswerte über die Temperaturentwicklung desBetons unter einer adiabatischen Kompression gewonnenwerden. Für die Bestätigung der von Ockert mit Hilfetheoretischer Ansätze berechneten Temperaturverteilungentlang der Hugoniot-Kurve liegen allerdings zu wenigeErgebnisse vor.

Die 2002 von Plotzitza [24] und Rabczuk [25] fertiggestellten Arbeiten befassen sich mit der numerischen Si-mulation hochdynamischer Vorgänge, wie sie begrenzt aufeine lokale Zone in unmittelbarer Umgebung einerSprengladung beim Abbruchsprengen auftreten. Währendder Fokus der Arbeit von Plotzitza in der Berechnung vonStrukturen liegt, die durch Kontakt- oder Bohrlochdeto-nation belastet werden, richtet Rabczuk seine Aufmerk-samkeit auf das Fragmentierungsverhalten.

Plotzitza betrachtete bei seinen FE Berechnungeninsbesondere die Kopplung eines Euler-Netzes (Spreng-stoff) und eines Langrange-Netzes (Beton) mittels ALE(Arbitrary Lagrangian Eulerian). Er verwendete das Stoff-gesetz von Schmidt-Hurtienne unter Hinzunahme weite-rer Versuchsergebnisse von Herrmann [19]. Rabczukwandte das Stoffgesetz von Schmidt-Hurtienne auf eineDiskretisierung mit der netzfreien Methode Smooth

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Particle Hydrodynamics (SPH) an, die das Kontinuum mitsogenannten Partikeln diskretisiert. Seine numerischenErgebnisse kalibrierte er ebenfalls an den von Herrmanndurchgeführten experimentelle Untersuchungen.

Die am EMI von Schuler [26] durchgeführte Arbeitnannte als Ziel eine verbesserte Beschreibung der Schädi-gungsentwicklung unter Stoßbeanspruchung unterteilt ineine Schädigungsbeschreibung bei Zugversagen und beiDruckversagen. Die für die Beschreibung der Schädi-gungsanteile erforderlichen Materialparameter ermittelteSchuler in Versuchen. Die dynamische Zugfestigkeit unddie dynamische Bruchenergie wurden an einer SHB Ap-paratur bestimmt, das Schädigungsverhalten bei Kompres-sion wurde in zweistufigen statischen Experimenten un-tersucht. Schuler benutzte als Grundlage für seine Formu-lierung das RHT-Modell, in das er die neu abgeleiteteSchädigungsbeschreibung implementierte.

Greulich [5] veröffentlichte 2004 an der Universitätder Bundeswehr in München eine Arbeit zur numerischenSimulation von Stahlbeton- und Faserbetonstrukturenunter Detonationsbeanspruchung. Er verwendete das vonRuppert entwickelte Stoffgesetz und erweiterte es umeinen Anteil für stahlfaserbewehrten Beton. Außerdemformulierte er ein Verbundgesetz, das unter hochdynami-scher Beanspruchung verwendbar ist. Er bezog die erfor-derlichen Meßdaten zur Aufstellung einer „Hugoniot-Zu-standsgleichung“ aus Tests an Betonplatten mit aufgeleg-ter Ladung (Kontaktdetonation).

3 Beton unter hochdynamischer Beanspruchung – Hugoniot3.1 Allgemeines

Aus Tabelle 1 geht hervor, daß es sich bei den aufgeführ-ten Belastungen weniger um statische, sondern vielmehrum dynamische und hochdynamische Belastungen han-delt. Die Bandbreite reicht vom relativ langsamen Schiffs-stoß mit v ≈ 10–5 m/s bis hin zur Kontaktexplosion mit Be-lastungsgeschwindigkeiten von v ≈ 103 m/s.

In [1] zusammengestellte Versuchsergebnisse ma-chen deutlich, daß jenseits des Bereiches der statischenund quasistatischen Belastungen veränderte Festigkeits-eigenschaften des Betons zu beobachten sind (Bild 1).Prinzipiell gilt dies für die Druck- und Zugfestigkeit desBetons, für letztgenannte in verstärktem Maße. Für Bela-stungsgeschwindigkeiten, die der allgemeinen Struktur-dynamik zuzuordnen sind, wird im CEB-Bulletin 187 [3]eine trilineare Beziehung für die Erhöhung der Material-festigkeit angegeben. Ob mit dieser Empfehlung durchExtrapolation auch im hochdynamischen Bereich gear-beitet werden kann, ist fraglich. Betrachtet man Detona-tionsvorgänge, insbesondere Kontaktdetonationen, zeigtsich ein vollständig anderes physikalisches Materialver-halten. Lokale Zerstörungsphänomene, wie Material-abplatzungen auf der Belastungsseite (Spalling) und derlastabgewandten Seite (Scabbing), die Komprimierungdes Betons bis hin zur „dichtesten Packung“ durch dieZerstörung seiner Porenstruktur und nicht zuletzt dasvollständige Entfernen des Betons im unmittelbaren Be-reich der Einwirkung sind kennzeichnend für das Mate-rialverhalten (Bild 2). Eine Erhöhung von Materialpara-metern wie Elastizitätsmodul, Druck- und Zugfestigkeitist somit zur Beschreibung alleine nicht ausreichend. Dieextrem schnelle lokale Beanspruchung durch eineSchockwelle erfordert aufgrund ihrer Kurzzeitigkeit zu-

Bild 1. Relative Erhöhung der Druckfestig-keit nach [1] und Empfehlung nach [3]Fig. 1. Increase of compressive strength ofconcrete [1] and recommendation in [3]

Bild 2. Lokale ZerstörungsphänomeneFig. 2. Local failure phenomenon

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sätzlich die Berücksichtigung der Phänomene bei derWellenausbreitung.

3.2 Theoretische Grundlagen

SchockwellenVoraussetzung für die Entstehung von Schockwellen istein nichtlineares Materialverhalten (Bild 3, links). DieSteigung der Kurve repräsentiert die Änderung der Mate-rialeigenschaft und steht in direktem Zusammenhang mitder Ausbreitungsgeschwindigkeit der Belastungswelle imMaterial. Für einen Körper mit einem nichtlinearen Stoff-gesetz gilt für den eindimensionalen Fall die folgendeGleichgewichtsbeziehung (Wellengleichung)

(1)

Die Variable c stellt die Ausbreitungsgeschwindigkeit derWelle dar und K den Kompressionsmodul des Materials.

Schockwellen unterscheiden sich hinsichtlich ihrerForm und Ausbreitung von elastischen Wellen. In Berei-chen hoher Drücke entsteht durch die Dichteänderungdes Materials eine Wellenfront mit sehr steilem Anstieg,deren Ausbreitungsgeschwindigkeit oberhalb der elasti-schen Wellengeschwindigkeit liegt. Idealisiert man dieSchockfront durch eine Diskontinuitätsfläche, so lassensich dort die notwendigen Erhaltungsgleichungen für deneindimensionalen Fall der Schockwellenausbreitung ab-leiten. Merkmal jeder Schockfront ist die sprunghafte Än-derung der Zustandsgrößen. Bild 4 zeigt die prinzipiellenVerhältnisse an einer Schockfront, die sich von links nachrechts durch das Material bewegt. Setzt man die Aus-gangsgrößen im Material p0 (Druck), ρ0 (Dichte), und i0(Enthalpie) als bekannt voraus, verbleiben die Unbekann-ten

Schockwellengeschwindigkeit USEnthalpie iPartikelgeschwindigkeit uPDruck pDichte ρ

∂∂

= ∂∂

= =2

2

2

2u

tc u

xc K K dp

dV· ; ;

ρ

Zur eindeutigen Bestimmung der unbekannten Zustands-größen wird neben den Erhaltungsgleichungen für

Masse ρ · (US – up) = ρ0 · US (2)

Impuls p + ρ · (US – up)2 = p0 + ρ0 · US2 (3)

(4)

eine aus Experimenten zu bestimmende Beziehung zwi-schen Druck und Volumenänderung herangezogen. Bild 5rechts zeigt den Zusammenhang zwischen Druck undVolumenänderung p = f (Volumen) in Form einer Hugo-niot-Kurve. Jedem Punkt dieser Kurve ist implizit eine be-stimmte innere Energie zugeordnet. Mit einem von Mie-Grüneisen entwickeltem Ansatz für Feststoffe läßt sich dieHugoniot-Kurve in eine Zustandsgleichung p = f (Volu-men, Energie) überführen ([5], [15], [20], [26],).

Zustandsgleichung-HugoniotAus den drei Erhaltungsgleichungen (2), (3), (4) kann eineZustandsgleichung abgeleitet und durch eine Fläche im p-V-E Raum dargestellt werden (Bild 5, links). Eine räum-

Energie i + 12

12

20

2· ( ) ·U u i US p S− = +

Bild 4. Idealisierte SchockfrontFig. 4. Asumed shape of the shock front

Bild 3. (links) Nichtlineares Materialverhalten; (rechts) Wellengeschwindigkeit innerhalb des Versuchskörpers: t = 0: Eintrittder Welle an der Oberseite; t = 153 μs: Ankunft der Welle an der UnterseiteFig. 3. (left) Nonlinear material behaviour; (right) velocity of wave propagation in specimen: t = 0: loaded surface of speci-men; t = 153 μs: non loaded surface

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liche Kurve in dieser Fläche läßt sich mit der Rankine-Hu-goniot-Gleichung (5) beschreiben.

(5)

Die spezifische Enthalpie i ist über die Beziehung (6) mitder inneren Energie E verknüpft:

i = E + p · V (6)

Damit läßt sich Gleichung (5) auch in der folgenden Formangeben:

(7)

Zur Erläuterung: Bei einer Zustandsänderung werden fürein und denselben Anfangszustand unterschiedliche End-zustände eingenommen. Die Verbindungslinie dieser End-zustände wird durch Gleichung (7) beschrieben. Bei derFormulierung der Hugoniot-Gleichung (7) sind alle gül-tigen Erhaltungssätze erfüllt. Meist werden jedoch dieEnergieanteile vernachlässigt und die Darstellung derRaumkurve reduziert sich durch die Projektion auf zweibeliebige Variablen der Erhaltungsgleichungen z. B. aufeine Darstellung in der Druck-Volumen Ebene (Bild 5,rechts). Der Übergang einer Zustandsgröße in den Endzu-stand erfolgt entlang der Rayleigh-Geraden. Diese nimmtin ihrer allgemeinen Darstellung eine räumliche Lage imp-V-E Raum ein. Ebenfalls durch die Projektion in dieDruck-Volumen Ebene erhält man eine Darstellung in derForm von Gleichung (8) bzw. Gleichung (9)

(8)

oder

(9)

Diese kann aus den beiden mechanischen Erhaltungssät-zen (2) und (3) hergeleitet werden.

1 –p

U

VV

i

S i

i

ρρρ0

20

0·= =

p pV V

UV

i

i

S––

0

0 0

2

=⎛

⎝⎜⎞

⎠⎟

E E p p V V– · ( ) · ( – )0 0 012

= +

i – · ( ) · ( )i p p V V0 0 012

= − +

Betrachtet man nun unterschiedliche Stellen inner-halb eines Materials – beispielsweise die Position einzel-ner Meßaufnehmer – erhält man eine repräsentative An-zahl an Endzuständen. Die Verbindung dieser Punkte be-zeichnet man auch als Hugoniot-Kurve (Bild 5, rechts).

3.3 Experimentelle Ermittlung von Hugoniot-Daten für Beton

Zur Ermittlung der Hugoniot-Daten wurden von Ockert[15], Herrmann [19] am Fraunhofer Institut für Chemi-sche Technologie (ICT) zahlreiche Sprengversuche an Be-tonkörpern unter Kontaktdetonation durchgeführt. Diesewurden durch weitere Versuche ergänzt und werden aktu-ell am ICT weitergeführt. Bild 6a zeigt den prinzipiellenVersuchsaufbau. Die kegelförmige Ladung besteht auszwei Sprengstoffen (TNT, Composition B) mit unter-schiedlichen Detonationsgeschwindigkeiten. Innerhalbder Versuchsserien wurden die Betonkörper mit unter-schiedlichen Ladungsmengen von 640 g und 3325 g ange-sprengt. Die Bilder 6b und 6c zeigen Momentaufnahmendes Versuchablaufs.

Um aus den experimentellen Untersuchungen Hugo-niot-Daten zu ermitteln, muß neben dem Druckwert aneiner Stelle innerhalb des Versuchskörpers zusätzlich dieSchockwellengeschwindigkeit US bekannt sein. Bei gege-bener Anfangsdichte ρ0 erhält man mit Gleichung (9) fürjedes Meßelement einen Punkt der Hugoniot-Kurve.

Für die Ermittlung des Drucks wurden Meßelementein Form von Kohle-Masse-Widerständen (KMW) einge-setzt. Während der Belastung erfahren diese Aufnehmer ei-ne Widerstandsänderung in Abhängigkeit vom vorhande-nen volumetrischen Druck. Die Änderung des Spannungs-verlaufs im Vergleich zur konstanten Versorgungsspan-nung wird mit einem Transientenrekorder aufgezeichnet.Hierfür stehen jeweils acht Kanäle mit Abtastraten von1 MHz zur Verfügung. Mit Hilfe einer Kalibrierkurve er-hält man aus dem elektrischen Spannungsverlauf die me-chanische Größe Druck. In den Versuchsserien konntenim oberen, ladungsnahen Bereiche Maximaldrücke von biszu 16000 MPa gemessen werden (Bild 7).

Ermittlung der SchockwellengeschwindigkeitAus der Ankunftszeit des Druckmaximums und der Posi-tion des KMW lassen sich Wertepaare angeben und durch

Bild 5. (links) Darstellung einer Zu-standsgleichung im p-V-E-Raum;(rechts) Rayleigh-Gerade und Hugo-niot-Kurve in Clapeyron-KoordinatenFig. 5. (left) Equation of state (EOS) inp-V-E-space; (right) Rayleigh-line andHugoniot-curve in p-V-plane

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eine Regressionskurve ein Weg-Zeit-Verlauf ermitteln.Durch anschließende Differentiation erhält man die Ge-schwindigkeit der Welle. Die ermittelte Beziehung für dieWellengeschwindigkeit ist in Bild 3 (rechts) dargestellt.

Hugoniot-DatenBild 8 enthält Hugoniot-Daten aus unterschiedlichen Ver-suchsreihen, die mit Hilfe der Gleichung der Rayleigh-Ge-

raden (9) ermittelt wurden. Aufgrund der Kurzzeitigkeitdes Ereignisses einer Kontaktexplosion und der gerade zuBeginn der Belastung sich stark ändernden Wellenge-schwindigkeit, ist die Streuung der Ergebnisse im ladungs-nahen oberen Bereich der Versuchskörper besonders aus-geprägt.

Weitere MeßelementeNeben den KMW wurden zur Registrierung gerichteterSpannungsanteile Manganin-Aufnehmer eingesetzt. Fürdie Dehnungsmessung wurden Dehnmeßstreifen (DMS)entsprechender Auflösung verwendet. Die Registrierungdieser Spannungssignale erfolgte an 12 Kanälen mit Ab-tastraten von 25 MHz.

Zum Schutz einer vorzeitigen Zerstörung wurdenvon Herrmann [19] für die Aufnehmer unterschiedlicheKapselungen entwickelt. Detaillierte Angaben zur Bau-weise der verwendeten Kapselungen sind in [19] veröf-fentlicht.

Zur genauen Justierung der Lage innerhalb des Ver-suchskörpers wurden die Meßelemente an einem Positi-onsgitter befestigt, das vor dem Betonieren in der Scha-lung fixiert wurde. Das Bild 9 zeigt das bestückte Posi-

Bild 6a. Versuchskörper (100 × 100 ×50 cm) mit aufgelegter Ladung (3325 g)Fig. 6a. Test specimen with contactcharge

Bild 6c. Versuchskörper 160 μs nachder ZündungFig. 6c. Test specimen 160 μs after theignition

Bild 6b. Versuchskörper unmittelbarnach Zündung der LadungFig. 6b. Test specimen directly afterignition of the contact charge

Bild 7. Druck-Zeit Verlauf der KMW an unterschiedlichenPositionen innerhalb eines VersuchskörpersFig. 7. Pressure-time history of carbon resistor gauges at dif-ferent positions

Bild 8. Hugoniot-DatenFig. 8. Hugoniot data

Bild 9. Bestücktes Positionsgitter nach Einbau in dieSchalungFig. 9. Steel-grid with encapsulated gauges in casing

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tionsgitter nach dem Einbau in die Schalung. Die Abmes-sungen der Kapselungen senkrecht zur Belastungsrichtungliegen in der Größenordnung des verwendeten Größt-korns des Betons von 16 mm.

4 Materialmodell

Der Werkstoff Beton zeigt unter hochdynamischer Bela-stung aufgrund seiner Heterogenität ein komplexes zeit-und beanspruchungsabhängiges Materialverhalten. Vonwesentlichem Einfluß auf das Materialverhalten sind– eine nichtlineare Spannungs-Dehnungsbeziehung– unterschiedliches Verhalten auf Zug und auf Druck– Rißbildung, Fragmentierung– lokales Kompaktionsverhalten durch die Zerstörung

des Porengefüges unter hohen hydrostatischen Drücken(Hugoniot)

– eine Änderung des Materialverhaltens infolge der Bean-spruchungsgeschwindigkeit (Dehnrateneffekt)

Nichtlineare Spannungs-Dehnungsbeziehung – RißbildungFür die Implementierung der nichtlinearen Spannungs-Dehnungsbeziehung, die auf Effekte der Mikrorißbildungzurückgeht, existieren verschiedene Ansätze. Neben Me-thoden mit verschmierten Rissen sind Modelle mit einemSchädigungsansatz weit verbreitet. Beim Schädigungsan-satz wird der resultierende Querschnitt in der Materialbe-schreibung verkleinert und damit die Steifigkeit herabge-setzt. Dieser Ansatz kann mit einem Plastizitätsansatzkombiniert werden, um bleibende Verformungen zuberücksichtigen. Bei mehraxialer Beanspruchung mußüber ein Schädigungskriterium in Verbindung mit einerSchädigungsfläche eine Vergleichsdehnung bestimmt wer-den. Eine Übersicht über verschiedene für hochdynami-sche Belastungen verwendbare Schädigungsflächen liefertz. B. Ruppert [20].

Die Beschreibung der nichtlinearen Effekte über ei-nen Schädigungsansatz stößt bei der Beschreibung derFragmentierung an ihre Grenzen. Da die Risse nur ver-schmiert vorliegen, äußert sich ein durchgängiger Rißdurch eine Schädigung von 1, die numerisch nur schwerzu handhaben ist.

Eine dem Problem besser angepaßte Möglichkeit, dieRißbildung und damit die Fragmentierung zu bestimmen,ist die Verwendung diskreter Risse. Diese werden im vor-gestellten Modell über die Elementfreie Galerkin-Metho-de (EFG-Methode) eingeführt.

Das nichtlineare Verhalten von Beton wird über ei-nen kohäsiven Rißansatz beschrieben, der die Rißbildungin der Mikro- und Mesoebene durch zusätzliche Span-nungen (Rißschließspannungen fccs) an den Rißufern er-setzt (Bild 10). Diese Spannungen haben an der Rißwur-zel die Größe der Zugfestigkeit und nehmen von der Riß-spitze bis zum Ende der so genannten Prozeßzone ab. Eswird der von Du [27] vorgeschlagene Verlauf der Span-nungen fccs über die Prozeßzone verwendet:

f = f (e) 1 – ddccs t

c

a

� ⎛⎝⎜

⎞⎠⎟

Hierin bezeichnet α einen Völligkeitsparameter, ft die vonder Dehnrate abhängige Zugfestigkeit, δ die aktuelleRißöffnung. Die kritische Rißöffnung δc ab der die zusätz-lichen Spannungen zu null werden, wird aus der Bruchen-ergie bestimmt:

Als Kriterium für das Entstehen eines Risses wird ein St. Venantsches Kriterium verwendet. Falls die max.Hauptdehnung größer einer Grenzdehnung ist, kommt eszum Rißwachstum senkrecht zur Richtung der Hauptdeh-nungen. Versuche von Curbach [12] haben gezeigt, daß dieGeschwindigkeit des Rißwachstums (ca. 250–500 m/sec)wesentlich kleiner ist als die elastische Wellengeschwindig-keit. Zusätzlich zur Beschränkung des Rißwachstums wirdeine einfache Kontaktbedingung in das Stoffgesetz einge-führt.

Mit der vorgestellten nichtlinearen Spannungs-Deh-nungsbeziehung können nun statische Versuche berech-net werden. Zur Verifizierung des Stoffgesetzes wurde einunbewehrter Betonbalken mit einem eingeprägten Rißmodelliert. Der Vergleich mit Versuchsergebnissen vonKoermeling [28] zeigt eine gute Übereinstimmung(Bild 11).

HugoniotUm den in Kapitel 4 geschilderten Effekt der Festigkeits-steigerung bei großen hydrostatischen Dehnungen in derBerechnung zu berücksichtigen, sind verschiedene Ver-fahren vorgestellt worden. Allgemein üblich ist die Auftei-lung des Dehnungszustandes in einen hydrostatischenund einen deviatorischen Anteil und die Implementierungder Zustandsgleichung über die Änderung des Kompres-sionsmoduls.

Ein alternatives Verfahren ist die Verwendung dervon Schmidt-Hurtienne [4] vorgestellten Y-Funktion(Bild 12). Dabei wird die Steifigkeitsänderung infolge derÄnderungen im Porengefüge durch die Multiplikation desE-Moduls mit einer von den hydrostatischen Dehnungen

δ αεc F

tG

f= 1 –

( )�

Bild 10. Zusätzliche Spannungen in der Prozeßzone beimkohäsiven RißmodellFig. 10. Additional stresses in the fracture process zone (co-hesive crack model)

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abhängigen Funktion Y erreicht. Dieses Verfahren wirdauch in den hier vorgestellten Untersuchungen verwen-det. Die von Schmidt-Hurtienne vorgestellte Y-Funktionmuß wegen der höheren Dehnungen so erweitert werden,daß die Steifigkeit bei Entlastung erst bei einem sehrkleinen Druck stark abfällt. Es entsteht eine Hysterese-schleife.

DehnrateneffektGründe für die Festigkeitssteigerung bei steigenden Dehn-raten sind u. a. die Verzögerung des Mikrorißwachstums

und die Homogenisierung der Spannungen auf Meso-ebene. Die bisherigen Ansätze (z. B. CEB-Bulletin 187 [3])beinhalten meist nur den Bereich von Dehnraten bis 102 [1/s] und gehen zumeist von einer linearen Steigerungder Festigkeit aus. Wie in Kapitel 3 bereits erwähnt, ist dieVerwendung dieser Ansätze für Bereiche, in denen keineVersuchsergebnisse vorliegen, unsicher.

Numerische Methode – EFGIm vorgestellten Modell wird für die Darstellung der dis-kreten die EFG-Methode verwendet. Es soll an dieserStelle versucht werden, die EFG-Methode ohne die Ver-wendung von Formeln und vor allem durch das Aufzeigender Unterschiede zur Finite Elemente Methode (FEM)vorzustellen. Für die nähere Beschreibung wird auf dieeinschlägige Literatur verwiesen ([29]).

Bei der FE-Methode werden durch die Elemente undderen Ansatzfunktionen die Beziehungen zwischen zweiKnoten definiert. Ein Knoten ist für die gesamte Berech-nung mit einem Element verknüpft. Dies ist für den eindi-mensionalen Fall in Bild 13a dargestellt.

Bei der EFG-Methode werden diese festen Zusam-menhänge durch Formfunktionen ersetzt, die im Laufeder Berechnung neu erstellt werden können (Bild 13b).Diese geben den Einfluß eines Knotens auf die Nachbar-knoten wieder und hängen vom Abstand des Knotens ab.Weit entfernte Knoten haben so einen kleineren Einflußin der Formfunktion als nähere Knoten. Der Vorteil derMethode liegt in der Unabhängigkeit von Elementen. DerAufwand der Berechnung wird aber durch die notwendige

Bild 12. Y-FunktionFig. 12. Y-function

Bild 13. a) lineare AnsatzfunktionenFinite Elemente am Knoten 3 (1D)b) Formfunktion EFG am Knoten 3(1D)Fig. 13. a) Finite Element Method: linear shape function at node 3b) EFG: shape function at node 3

Bild 11. Vergleich der Berechnung mitVersuchsergebnissen von Koermeling[28]Fig. 11. Numerical data in comparisonwith experimental results of Koerme-ling [28]

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Suche der nächsten Nachbarn erhöht. Bei sinnvoller Wahlder Integration fallen die Rechenzeiten nur unwesentlichhöher aus, als bei der FE-Methode.

Über die Formfunktionen ist es nun möglich, diskreteRisse zu implementieren. Dazu werden die Formfunktio-nen an der Stelle eines Risses einfach abgeschnitten(Bild 14). Knoten, die jenseits des Risses liegen, haben aufKoten diesseits des Risses keinen Einfluß und haben des-wegen keinen Eintrag in der Formfunktion. An der Riß-spitze selbst bedient man sich des Sichtbarkeitskriteriums;alle Knoten, die durch den Riß abgeschattet werden, ha-ben keinen Einfluß. Diese Darstellung der Risse kann zurBerechnung des Rißwachstums im Beton und damit zurBeschreibung der Fragmentierung verwendet werden.

ErgebnisseMit dem vorgestellten Materialmodell und einer explizitenZeitintegration wurde die Explosionsbelastung auf einenBetonkörper berechnet. Es zeigt sich, daß die Schockwelleim Beton rasch abklingt. Der Vergleich einer Momentauf-nahme während Berechnung (Bild 15 links) mit dem abge-schlossenen Rißbild des Versuchskörpers (Bild 15 rechts)läßt erkennen, daß sich die Risse beim Durchlaufen derWellen senkrecht zu deren Laufrichtung ausbilden.

5 Ausblick

Ausgehend von einer Zusammenfassung verschiedenerAnsätze zur Beschreibung des Verhaltens von Beton unterhochdynamischen Belastungen wurde eine experimentel-le Vorgehensweise für die Ermittlung von Hugoniot-Daten vorgestellt. Es wurde ein Stoffgesetz zur Berechung

von Beton unter hohen hydrostatischen Belastungen be-schrieben und erste Ergebnisse der Implementierung die-ses Stoffgesetzes in einen expliziten EFG-Code vorge-stellt. Künftig sollen die numerischen Modelle für dasRißwachstum und den Dehnrateneffekt erweitert werden.Zur Lokalisierung der Versagensbereiche sind experimen-telle Untersuchungen zur Messung der Rißgeschwindig-keit in Vorbereitung.

Literatur

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[20] Ruppert, M.: Zur numerischen Simulation von hoch-dynamisch beanspruchten Betonstrukturen, München,2000.

Bild 14. Formfunktion EFG 2D a) ohne Riß, b) mit RißFig. 14. Shape function EFG 2D a) without crack, b) withcrack

Bild 15. Ausbildung der Risse bei einer hochdynamischenBelastungFig. 15. Development of the cracks under explosive charge

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[21] Grady, D. E.: Shock equation of States properties of con-crete, Structures under shock and impact IV, ComputationalMechanics (1996), Boston, S. 405–414.

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[29] Häußler-Combe, U.: Elementfreie Galerkin-Verfahren,Karlsruhe, 2001.

Dipl.-Ing. Stephan [email protected]

Universität Karlsruhe (TH)Institut für Massivbau und Baustofftechnologie76128 Karlsruhe

Prof. Dr.-Ing. Lothar Stempniewski Dipl.-Ing. Martin [email protected] [email protected]

Schulneubau in Eching

Neue Produkte, aber auch ein umfang-reicher, baubegleitender Schalungsservi-ce sorgen beim Neubau einer Realschulein Eching (Landkreis Freising) für einenreibungslosen und sicheren Bauablauf.Ein Schalkonzept, das auf den wirt-schaftlichen Einsatz von neuen Groß-tafeln setzt, überzeugte die ausführendeBauunternehmung. Schnelligkeit undSicherheit bringen außerdem das inno-vative Seitenschutzsystem und eineneue, besonders leichte Aluminium-Richtstrebe für Schrägabstützungen bisin große Höhen.

Viele Baustellen wollen mit möglichstwenig und vor allem preiswertem Mate-rial auskommen. Hochwertige, Lohn-kosten sparende Produkte haben dasNachsehen, wenn sich osteuropäischeEinschaler zu konkurrenzlos günstigenQuadratmeterpreisen anbieten. „Zurückzu Schalbrett und Kantholz“ könnte dieauf die Spitze getriebene Devise lauten.Je einfacher, desto preiswerter und auchbesser. Denn Sprachbarrieren treibenseltsame Blüten: größere Schaleinheitensollen schon übereifrig bis auf die letzteZwinge zerlegt worden sein, statt sie miteinem einzigen Kranspiel umzusetzen.

Eine neu entwickelte Wandschalungsorgt beim Neubau der Echinger Real-schule für eine kurze Rohbauzeit. Dasteilunterkellerte, dreigeschossige Gebäu-

de nebst zugehöriger Sporthalle bestehtaus sieben Bauteilen, die um einen In-nenhof herum angeordnet sind. Jedeseinzelne ist zwischen 30 m und 50 mlang und 10 m bis 12 m breit, mit lan-gen, geraden Wände, Stockwerkshöhe3,44 m. Dafür eignet sich die mittlereder drei neuen Großtafeln perfekt.360 cm × 270 cm ist das sogenannte XL-Element groß, 480 cm × 270 cm die größte Tafel (XXL) und 240 cm ×270 cm die L-Tafel. Weil sich alle dreiGroßtafeln gleichermaßen stehend wieliegend einsetzen lassen, werden Auf-stockungen in vielen Fällen überflüssig.

Weiterer Vorteil der neuen Schalriesen:sie sind mit der Einankertechnik ausge-stattet. Stehend eingesetzt wird lediglichin 70 cm Höhe ein Anker im Beton ein-gebaut, die zweite Ankergarnitur wird in2,65 m Höhe über die Betonwand hin-weg geführt.

Auch in Eching konnte durch dieGroßtafeln auf eine Aufstockung ver-zichtet werden. Die XL-Elemente wer-den hier liegend eingesetzt und jeweilsvier Stück zu Längen von gut 10 m mit-einander verbunden. Die insgesamt24000 m2 Wandfläche sollen mit nur1000 m2 Schalungsvorhaltung binnenfünf Monaten fertiggestellt werden.

Ein einfaches, hochwertiges und be-sonders beliebtes Arbeitsgerät auf derEchinger Baustelle ist die neue Richt-strebe Alu 10 für bis zu 20 kN Last: sieläßt sich von 7,40 m bis auf 10,25 mteleskopieren und wiegt lediglich 75 kg.

Ebenfalls erst wenige Monate alt istdas in Eching eingesetzte Protecto-Sei-tenschutz-System. Es erfüllt als erstesauf dem deutschen Markt die neueNorm DIN EN 13374. Basisbauteil istder Pfosten. Er ist mit einer Sicherungausgestattet, die beim Einstecken einra-stet und ihn automatisch in dieser Posi-tion sichert. Mit Schraubfuß, Treppen-konsole, Mehrzweckkonsole, Fronthal-ter oder HT-Anschluß läßt sich der Pfo-sten überall dort anschließen, wo eintemporärer Seitenschutz benötigt wird.Ein Brettgeländer oder aber das syste-meigene Schutzgitter sorgen für die vonder Norm geforderte Absturzsicherung.

Nicht nur auf der Echinger Baustelle beson-ders beliebt: die neue Richtstrebe Alu 10.Sie läßt sich von 7,40 m bis auf 10,25 mteleskopieren, wiegt lediglich 75 kg undträgt bis zu 20 kN Last (Photo: Hünnebeck)

Aktuelles

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