Sonderdruck aus Heft 11 (2017), Seiten 495
bis 503
Dezember

2014

Bauingenieurwww.bauingenieur.deDie richtungweisende Zeitschrift im Bauingenieurwesen

R. Maderebner, U. Gerhaher, M. Flach, S. Hirschmüller

Tragverhalten von verschraubten Brettsperrholz
Wand-Deckenstößen mit und ohne elastische Zwischenlagen

Organ des VDI für Bautechnik

Bei diesem Beitrag handelt es sich um einen wissenschaftlich
begutachteten und freigegebenen Fachaufsatz („reviewed paper“).

Hauptaufsatz

Tragverhalten von verschraubten Brettsperrholz
Wand-Deckenstößen mit und ohne elastische Zwischenlagen
R. Maderebner, U. Gerhaher, M. Flach, S. Hirschmüller
Zusammenfassung Durch das Einlegen elastischer Zwischenschichten zur schalltechnischen Entkopplung werden die zum Verbinden einzelner Holzbauteile verwendeten Schrauben, neben Abscheren und Herausziehen zusätzlich auf Biegung beansprucht. Dabei kommt es zu einer erhöhten Nachgiebigkeit zwischen den Stoßfugen der einzelnen Bauteile. Die Gleichungen im Eurocode 5 zur
Berechnung der Tragfähigkeiten und Nachgiebigkeiten von HolzHolz-Verbindungen verlieren durch das Einlegen dieser schubweichen Zwischenschichten ihre Gültigkeit.
Mit dieser Arbeit wird das mechanische Tragverhalten von WandDeckenstößen aus Brettsperrholz mit und ohne elastische Zwischenlagen analysiert. Mithilfe von experimentellen Untersuchungen sowie analytischen Ansätzen wird auf das Last-Verformungsverhalten eingegangen und dem aktuellen Stand der Norm gegenübergestellt.

Abstract Due to the application of elastic interlayers for acoustic
decoupling, wood screws to connect timber elements are stressedbeneath axial and shear loads additionally by a bending moment.
The equations to calculate the load carrying capacity of woodwood-connections according to the Eurocode 5, lose their validity
in case of application of interlayers with low shear resistance. Furthermore, the increasing flexibilities of the joints should be considered for a realistic static modelling.
Aim of the present work is to analyze the mechanical load bearing
characteristics of wall-ceiling-connections of cross laminated timberwith and without elastic interlayers. On the basis of experiments aswell as analytical approaches, the load-deformation-behavior is discussed and contrasted to the current standards.

Dipl.-Ing. Roland Maderebner
Universität Innsbruck, Arbeitsbereich Holzbau
Technikerstraße 13, 6020 Innsbruck, Österreichroland.maderebner@uibk.ac.at
Dr. techn. Ulrich Gerhaher
Getzner Werkstoffe GmbH
Herrenau 5, 6706 Bürs, Österreichulrich.gerhaher@getzner.com
Univ.-Prof. DDI Michael Flach
Universität Innsbruck, Arbeitsbereich Holzbau
Technikerstraße 13, 6020 Innsbruck, Österreichmichael.flach@uibk.ac.at
Dipl.-Ing. Sebastian Hirschmüller
Fachhochschule Rosenheim
sebastian.hirschmueller@fh-rosenheim.deBand 92, November 2017

Bild 1. Elastische Zwischenlagen auf CLT-Wänden mit unterschiedlichen Steifigkeiten (Getzner Werkstoffe GmbH)
Fig.1. Elastic layers on CLT-walls with different stiffnesses (Getzner WerkstoffeGmbH)

1 Stand der Technik
In der aktuellen Baupraxis werden Brettsperrholzelemente
zum größten Teil mittels Holzschrauben, sogenannten Teilgewindeschrauben mit Tellerkopf Ausbildungen, miteinander verbunden. Für die Berechnung der Tragfähigkeiten
und Steifigkeiten von reinen Holz-Holz-Verbindungen mittels stiftförmigen Verbindungsmitteln sind in der
EN 1995–1–1 [1] sowie den Zulassungsdokumenten entsprechende Angaben zu finden. Zur Reduktion der Schallübertragung flankierender Bauteile werden im Holzbau,
wie in Bild 1 gezeigt, häufig auch elastische Zwischenschichten in den Stoßfugen eingelegt. Die Wahl der elastischen Baulager ist dabei ein Kompromiss aus statisch möglichst steifen und akustisch möglichst weichen Verbindungen. Der Einbau von elastischen Lagern zwischen den Bauteilen hat somit auch Auswirkungen auf das Trag- und Verformungsverhalten der Konstruktion, die es zu berücksichtigen gilt.
Die Verbindungsmittel erfahren durch die elastischen Zwischenschichten neben den reinen Abscherbeanspruchungen auch zusätzliche Biegemomente, woduch größere
Nachgiebigkeiten entstehen. Allerdings fehlen dahingehend Angaben, wie dieser Beanspruchungszustand zu berücksichtigen ist.
Im Folgenden sind Angaben zur Berücksichtigung der reduzierten Tragfähigkeiten und Steifigkeiten von elastischentkoppelten Stoßausbildungen von CLT-Elementen mittels
Teilgewindeschrauben zu finden. Im Speziellen wird auf
ein unbewehrtes Baulager, bestehend aus dem Werkstoff
Sylodyn [2] eingegangen. Neben der richtigen Auswahl der
elastischen Lager werden Modelle zur Berechnung derTragfähigkeiten und Steifigkeiten näher erläutert sowie
mithilfe experimenteller Untersuchungen evaluiert. Zusätzlich werden typische Standardausführungen und Vari-

Bauingenieur

Holzbau • Brettschichtholz • Stöße • Verbindungsmittel

Load carrying capacity of screwed CLT wallceiling joints with and without elastic supports

495

Hauptaufsatz

496
Bild 3. Modellierung der Steifigkeit des Gesamtsystems elastische Zwischenschicht
Fig.3. Analysis of the slip modulus of the total system with elastic intermediatelayer

der geometrischen Form auf das Verformungsverhalten zu
beachten.

Bild 2. CLT Element, BezeichnungenFig.2. CLT-Element, notations(1)sEd, perm 8 sEd, perm

anten mit geneigt angeordneten Holzschrauben untersucht(Bild 4 und Bild 5).

2 Elastische Zwischenschichten
zur akustischen Entkopplung
2.1 Gebrauchstauglichkeit
Damit einerseits die erforderlichen Bandbreiten der dynamischen Eigenschaften für die schalltechnischen Wirksamkeiten und andererseits genügend große Steifigkeit zur
schadlosen Übertragung der Belastungsgrößen bei üblichen Nutzungsbedingungen eines Bauwerkes eingehalten
werden können, sind Baulager mit unterschiedlichem Materialverhalten nötig. Die Firma Getzner Werkstoffe GmbHhat dafür beispielsweise insgesamt sieben verschiedene
Materialsteifigkeiten bei den Sylodyn Lagern zur Auswahl(Tabelle 1). Die Wahl des richtigen Lagers erfolgt durch die
Gegenüberstellung der quasi-ständigen vertikalen LastensEd, perm, und der statischen Belastungsgrenze sEd, perm in vertikaler Richtung nach Gleichung (1). Dabei ist der Einfluss

Die vertikalen Verformungen beim Erreichen von sRd, perm
(SLS) betragen laut Angaben der Firma Getzner bei einem
Formfaktor von q = 3 (zutreffend bei gängigen Dimensionen von Brettsperrholzelementen) je nach Lagertyp 8 % bis
12 % der unbelasteten Dicke.

2.2 Tragfähigkeit
In Tabelle 1 sind die vertikalen Beanspruchbarkeiten derunterschiedlichen Lagertypen gegeben. Zwischen den
Grenzwerten SLS und ULS ist ein Unterschied in der Größenordnung von 2 bis 4 erkennbar, und somit für übliche
Bauaufgaben eine genügend große Bandbreite vorhanden,
um eine funktionierende Ausbildung der Stoßfugen zu gewährleisten. Die horizontale Tragfähigkeit der Sylodyn Lager ist durch den Reibungskoeffizienten und die Schubspannungen (bei 20 % Schubverformung) begrenzt. Der
Reibungskoeffizient zwischen den Lagern und dem angrenzenden Holz wird konservativ mit µ 9 0,5 [13] angenommen. Der Nachweis der horizontalen Beanspruchbarkeit
des Lagers in der Kontaktfuge gilt als erbracht, wenn Gleichung (2) und Gleichung (3) eingehalten werden.
FEd, xy 8 FRd, xy = tRd · A(2)FEd, xy 8 FEd, z, min · µ(3)Dabei ist
FEd, xy
Horizontale Einwirkung
FEd, z, min Kleinster Wert der zugehörigen vertikalen
Einwirkung
FRd, xy
Horizontaler LagerwiderstandA
Kontaktfläche
tRd
Schubfestigkeit des Lagers (Tabelle 1)µReibungskoeffizient

3 Holzschrauben in der Brettsperrholz Bauweise

Variante V00
ohne elastisches
Zwischenlager

Variante V01
mit elastischem
Zwischenlager

Bild 4. Versuchsköper Variante V00 und V01
Fig.4. Specimens for the shear tests, V00 and V01

Bauingenieur

3.1 Tragfähigkeit
Angaben zur Berechnung der Tragfähigkeiten von Schrauben rechtwinklig (Abscheren) oder parallel (Herausziehen/Hineindrücken) zur Achse sind unter anderem in derÖNORM B 1995–1–1 [3] zu finden. Die Beanspruchbarkeiten
werden dabei häufig unabhängig vom Winkel zwischen
Kraft- und Faserrichtung des Holzes unter Berücksichti-Band 92, November 2017

Hauptaufsatz
gung der Lage der stiftförmigen Ver- Tabelle 1. Beanspruchbarkeiten der Sylodyn Lager mit Formfaktor q = 3
Table 1. Load carrying capacity of Sylodyn supports with shape factor q = 3
bindungsmittel zum CLT-Element
SLS2)
ec,perm
ULS2)
tRd(Bild 2) berechnet.
Typ1)
sRd,perm [MPa][%]sRd [MPa][MPa]
Mithilfe dieser Gleichungen [3] werden die erforderlichen Werte der Sylodyn NB
rot
0,075
8
0,163
0,029
Lochleibungs- sowie Ausziehfestig- Sylodyn NC
gelb
0,150
10
0,345
0,046
keiten, die für die Berechnung der
Sylodyn ND
grün
0,350
10
0,838
0,077
Tragfähigkeit von einschnittigen
blau
0,750
11
2,009
0,134
Holz-Holz-Verbindungenbenötigt Sylodyn NE
werden, bestimmt. Allerdings ist die- Sylodyn NF
violett
1,500
12
4,015
0,176
se Berechnung nur bei unmittelba- Sylodyn HRB-HS 3000
dunkelgrün
3,000
12
8,018
0,528
rem Kontakt der zu verbindenden
Sylodyn HRB-HS 6000
dunkelblau
6,000
12
16,64
0,770
Holzbauteile gültig. Zur Berücksich1) Alle Werte mit Formfaktor q = 3
tigung von schubweichen Zwischen2) Siehe auch Berechnungstool TimberCalc unter https://apps.getzner.com
schichten ist die Theorie nach Johansen [1] entsprechend zu erweitern [4] und zusätzlich die Lochlei- Tabelle 2. Lochleibungsfestigkeiten fh, zw, k von Sylodyn, Holz, OSB- und Gipsplatten
Table 2. Embedment strength fh, zw, k of Sylodyn, timber, OSB- and plasterboard
bungsfestigkeit der Zwischenschicht
Lochleibungsfestigkeiten [MPa]zu berücksichtigen.
Typ1)
Daher wurden an ausgewählten Syd = 6 mm
d = 8 mmd = 10 mm
d = 12 mm
lodyn Lagern im Zuge einer Master- Sylodyn NF
violett
6,70
5,00
3,95
3,45
arbeit an der Universität Innsbruck
Sylodyn HRB-HS 3000
dunkelgrün
14,30
12,45
9,70
8,85
[5] die Lochleibungsfestigkeiten an
dunkelblau
16,90
12,30
10,00
9,00
ausgewählten Materialien bestimmt Sylodyn HRB-HS 6000
(Tabelle 2) und mit den Kennwerten Fichte C24, Stabdübel
a = 0°
26,98
26,40
25,83
25,26
der Lochleibungsfestigkeiten von
a = 90°
18,73
17,96
17,22
16,51
Fichtenholz, OSB und GK-Platten
OSB, t = 13 mm
28,50
23,98
20,98
18,80
verglichen.
7,80
6,56
5,74
5,15
Um erste Erfahrungen der Auswir- GPL, 12,5 mm
kungen einer elastischen Zwischen- 1) Alle Werte mit Formfaktor q = 3
schicht vom Typ Sylodyn NF auf die
Tragfähigkeit zu bekommen, erfolgt eine Gegenüberstelder nachgiebige Verbund, der bei Kontaktstößen in derlung mit/ohne Verwendung einer elastischen ZwischenBrettsperrholzbauweise mit stiftförmigen Verbindungsmitschicht in Tabelle 3. Für diesen Vergleich der Tragfähigkeiteln angenommen werden kann [6]. Der Verschiebungsmoten und Steifigkeiten werden acht Schrauben mit den Abdul für Schrauben [1] kann je Scherfuge in Abhängigkeit
messungen 8/280/100 mm zu Grunde gelegt, mit denen ein
von der mittleren Rohdichte des Holzes und dem DurchWandelement mit einer Stärke von 90 mm mit einem rechtmesser, unabhängig vom Last-Faserwinkel nach Gleichungwinklig dazu angeordneten Deckenelement mit einer Stärke von 160 mm verbunden wird
(Vergleiche mit V00 und V01 in Bild Tabelle 3. Berechnete Tragfähigkeiten und Steifigkeiten von CLT-Stößen mit/ohne elastische Zwischenschicht
Table 3. Calculated Load carrying capacity and stiffness of CLT-joints with/without elastic layer
6). Durch das Einlegen eines
12,5 mm starken Sylodyn Lagers Eingangsparameter1)
kommt es nach der erweiterten d =8,00 mmlef =100,00 mm
Theorie von Johansen [4] zu einer d = 5,30 mm
fh,1,k = 27,01 N/mm²(Lochleibungsfestigkeit Seitenfläche)ef
Reduktion der Tragfähigkeit rechtfu,k = 600 N/mm²
fh,2,k = 8,45 N/mm²(Lochleibungsfestigkeit Schmalfläche)winklig zur Schraubenachse von160,00 mm
fh,zw,k = 5 N/mm²(Lochleibungsfestigkeit Sylodyn NF)
rund 11 %. Dieser Unterschied ist t1 =stark von der Dicke der Zwischen- t2 =
107,50 mm
My,Rk = 40 115 Nmm
schicht, der Festigkeit und dem t = 12,50 mm
fhead,k = 12,00 N/mm²
zw
Durchmesser der Schraube abhänfax,k = 11,10 N/mm²
rk =385 kg/m³(1,10 · rk,C24)
gig. Die Einbindetiefe und die Loch205 000 N/mm²
rm = 443 kg/m³(1,15 · rk)
leibungsfestigkeit der Zwischen- Es =schicht spielen hingegen bei übli- Berechnete Tragfähigkeiten Fv,Rk auf Abscheren in [N], 8 Schrauben
chen Stoßausbildungen eine eher
mit Zwischenschichtohne Zwischenschicht
Differenz
untergeordnete Rolle. Der maßge2)
3)
27 55730 85511 %bende Versagensmechanismus ist
durch die Ausbildung von 2 Fließge- Berechnete Nachgiebigkeit Kser auf Abscheren in [N/mm], 8 Schrauben
lenken im Verbindungsmittel ge12 879 4)
25 923 5)
50 %kennzeichnet.
1)
Die Eingangsparameter sind aus folgenden Dokumenten entnommen:

3.2 Nachgiebigkeit
Zwischen den beiden Extrema„kein“ und „starrer“ Verbund liegt

Band 92, November 2017

Schrauben: HABERKORN ETA-11/0024 [7]
CLT: Storaenso, ETA-0349 [11]Interner Prüfbericht Lochleibungsfestigkeiten UIBK-GETZNER
2)nach [4], 3) nach EC 5 [1], 4) nach Gleichung (10), 5) nach Gleichung (4) mit dBauingenieur

497

Hauptaufsatz(11), für den Grenzzustand der Gebrauchstauglichkeit ermittelt werden.
Kser =

498

ρm1, 5 ⋅ d
23(4)

Der Verschiebungsmodul für eine einzelne Schraube mit
8/280/100 mm beträgt somit rund 3 180 N/mm. In vielen
Fällen sind diese Werte als eher konservativ einzustufen, da
die in der Baupraxis vorhandenen Effekte durch Reibung
zwischen den Bauteilen einen sehr großen Einfluss haben
können. Eine Erweiterung des gültigen Modells für reine
Holz-Holz-Verbindungen auf Holzschubweiche Zwischenschicht–Holz Verbindungen kann nach Bild 3 mithilfe desPrinzips der virtuellen Kräfte nach Gleichung (4) erfolgen.
Die Arbeitsanteile zufolge der Normalkraft werden aufgrund der hohen Steifigkeit der Schraube sowie geringen
Auswirkungen auf die Verformungen vernachlässigt.
1⋅ δMMdx
E⋅ItuVM = ∫uVM =F ⋅ t312 ⋅ E ⋅ I

(5)

KVM =

→

F

=

uVM

t3

(7)

uges = 2 ⋅ u Holz + uVM(8)F
2 ⋅ u Holz(9)

Wird mithilfe von Gleichung (10) die Reduktion der Steifigkeiten berechnet, so beträgt diese mit den Werten in Tabelle 3 rund 50 %. Diese Reduktion der Anfangssteifigkeit wird
auch anhand der Bauteilversuche ersichtlich.
K ges =

Bild 5. Versuchsköper Variante V01a und V02
Fig.5. Specimens for the shear tests, V01a and V02

(6)

F
uges

K Holz = Kser =Variante V02
wie 01a mit teilweise
schräger Verschraubung

4 Experimentelle Untersuchungen12 ⋅ E ⋅ I

Wenn angenommen wird, dass in Kser nach EN 1995–1–1 [1]Verformungen zufolge Lochleibungsversagen und Anteile
aus Verdrehungen des Verbindungsmittels in den Randbereichen des Holzes enthalten sind, kann die Gesamtsteifigkeit bei Vernachlässigung der elastischen Bettung des Verbindungsmittels im Sylodyn wie in Gleichung (7), Gleichung (8) und Gleichung (9) modelliert werden:
K ges =

Variante V01a
mit elastischem Zwischenlager
und Unterlegscheiben

K Holz ⋅ KVM
K Holz + 2 ⋅ KVM(10)Insgesamt wurden sechs unterschiedliche Varianten geprüft, von denen hier vier näher betrachtet werden, die derbaupraktischen Verwendung möglichst nahe kommen. Alle
Prüfkörper wurden mit 3-lagigen, 90 mm starken Wandelementen und 5-lagigen, 160 mm starken Deckenelementen
mit verschiedenen Schraubenanordnungen, mit und ohneelastischen Zwischenlagen bzw. Unterlegscheiben ausgeführt (Bild 6). Geprüft wurde mit und ohne rechtwinklig zu
den Stoßfugen wirkenden Auflasten. Eine genaue Darstellung der untersuchten Versuchskörper ist mit Tabelle 4 sowie Bild 4 und Bild 5 gegeben. Als Schrauben wurden TGS
8/280/100 der Firma Haberkorn [7] verwendet. Für die elastischen Zwischenlagen kam Sylodyn ND mit den Abmessungen 90/1000/12,5 mm zum Einsatz. Zur Simulation darüber liegender Geschoße und Auflasten wurden definierte
Vorspannkräfte rechtwinklig zu den Stoßfugen mithilfe vonSpanngliedern mit dazwischenliegenden Kraftmessdosen
aufgebracht.
Die Prüfkörper (Bild 7) wurden um einen Winkel von 9° zur
Lotrechten geneigt, um eine zusätzliche Momenten-Beanspruchung in der Fuge zu vermeiden. Die Länge der Kontaktfuge betrug genau 1,00 m.

5 ErgebnisseTabelle 4. Beschreibung der geprüften Versuchskörper
Table 4. Description of the tested specimens

TGS1)

VariantenVorspannkräfte
[kN]

90°

45°

Zwischenschicht2)
j/n

00

6

0 | 30

8

0

n

01

6

0 | 30

8

0

j

01a

6

0 | 30

8

0

j

02

6

0 | 3044j1) TGS

Teilgewindeschraube, Anzahl und Winkel zur Deckenebene

2) Zwischenschicht

Elastische Zwischenschicht vom Typ Sylodyn ND ja/nein

3) Unterlegscheibe

Elastische Unterlegscheibe vom Typ HS 3000, ja/nein

Bauingenieur

Das mechanische Tragverhalten von Verbindungsmitteln
lässt sich durch deren Arbeitslinie darstellen. Aus dieser ist
ein etwaiger Schlupf zu Beginn der Belastung,die Anfangssteifigkeit Kser und das Versagensverhalten, was wiederum Kenntnis über das Arbeitsvermögen liefert, abzulesen. Die maximale TragUnterlegscheibe3)
fähigkeit sowie der Verschiebungsmodul werden
j/nin Anlehnung an [8] nach Bild 8 bestimmt. Mitn
hilfe der daraus gewonnenen Ergebnisse können
n
die analytischen Gleichungen und Zahlenwertejaus Abschnitt 3 evaluiert werden. Die gemessenen Arbeitslinien der geprüften Kontaktstößejwerden mittels Gleichung (11) angenähert [9].
Die aus den Versuchen bestimmten erforderlichen Konstanten K1, K2 und K3 zur Modellierungdes nicht-linearen Steifigkeitsverhaltens derBand 92, November 2017

Hauptaufsatz

Bild 6. Schraube mit elastischer Unterlegscheibe (Getzner Werkstoffe GmbH)Fig.6. Screw with elastic washer (Getzner Werkstoffe GmbH)

499

Bild 8. Kraft-Verformungskurve und charakteristische Werte nach EN 26891 [8]Fig. 8. Load-deformation curve and characteristic values, according to EN 26891[8]senen Werte um rund 80 % höher bei den Versuchen ohne
Auflast oder bei einer Auflast von 30 kN um 120 % höher als
die berechneten Werte nach [4]. Die Begründung liegt vor
allem darin, dass in diesen Rechenansätzen die Reibungskräfte infolge der Spannkraft der Schrauben sowie der Auflasten zwischen den Kontaktfugen nicht gesondert berücksichtigt werden. Als theoretischen Ansatz könnten die Johansen-Gleichungen durch einen weiteren Term zur Berücksichtigung der Reibungskräfte, sofern diese sichergestellt werden können, wie folgt erweitert werden.

Bild 7. Versuchsaufbau für Scherversuche mit Vorspannkraft, Variante V01
Fig.7. Test setup shear test with pre-tensioning force, version V01

Kontaktfuge sind unter anderem mit Tabelle 6 gegeben. Mit
w0 als eine mögliche Anfangsverformung und den Angaben
in Bild 8.
⎧⎛w − w0 ⎞ ⎞⎛⎜ − K1 ⋅ K ⎟ ⎟
⎪
⎜
⎝
2 ⎠
⎪( K2 + K3 ⋅ (w − w0 )) ⋅ ⎜ 1 − exp
⎟
⎪
⎜⎝
⎟⎠
⎪⎪
Fv (w) = min ⎨ Fmax⎪
⎪ Fw =15mm
⎪
⎪
⎪⎩

(11)

⎧
⎫
⎪
⎪
(12)
FV , R, μ, k = min ⎨ FV , R, k ⎬ + μ ⋅ FE, d, z , min

⎪nach
⎪
4
[
]
⎩
⎭
Konservativ kann im zweiten Term für FE, d, z, min die Vorspannkraft der Schraube unter Berücksichtigung der Relaxation mit rund 3,0 kN/Schraube mit einer Gewindelänge
von 100 mm angesetzt werden [14]. Nach [15] können Reibzahlen µ für gehobelte Holz-Holzoberflächen bei einer Flächenpressung von 1,2 N/mm² zwischen 25 % bis 35 % liegen. Unter Berücksichtigung von µ = 0,30 ergäben sich somit rechnerische Schubtragfähigkeiten nach Gleichung(12) ohne Auflast von FV, R, m, k & 38 kN (Differenz Rechnung
zu Versuch somit 18 kN) und mit einer Auflast von 30 kN eine Erhöhung um 9 kN auf FV, R, m, k = 40 kN (Differenz Rechnung zu Versuch somit 28 kN).

5.1 Stoßausbildung Holz-Holz (Variante V00)
Schubtragfähigkeit
Die Kraft-Verformungs-Kurven (Bild 9) zeigen zu Beginn
eine sehr hohe Steifigkeit bis zu einer Schubkraft von rund
20 kN bei der Versuchsserie ohne sowie 45 kN bei den Versuchen mit einer Auflast von 30 kN. Bis zu dieser Belastungist die Haftreibung zwischen Decken- und Wandelement
noch nicht überschritten. Die Mittelwerte der Maximalkräfte liegen bei rund 70 kN sowie 93 kN (Tabelle 5) und die
charakteristischen Widerstandswerte mit 56 kN sowie 68 kN
nach EN 14358 [10] nach Tabelle 6 anzugeben sind.
Die berechnete charakteristische Tragfähigkeit nach Tabelle 3 für diese Variante beträgt 31 kN bei insgesamt 8xTGS
8/280/100 (effektive Schraubenanzahl nef = 6,80) bei einem
Schraubenabstand von rund 125 mm. Somit sind die gemes-Band 92, November 2017

Anfangssteifigkeit
Die Steifigkeiten nach dem Übergang von der Haftreibung(statische Reibung) zur Gleitreibung betragen, unabhängig
von der Auflast, für beide Systeme mit rechtwinklig zur
Oberfläche angeordneten Schrauben (Tabelle 3) rund
3,2 kN/mm. Die Anfangssteigungen Kser betragen 22,6 kN/
mm ohne Auflast sowie 133 kN/mm mit einer Auflast von
30 kN. Die Abweichungen gegenüber dem nach Gleichung(4) berechneten Wert von rund 25,9 kN/mm beträgt rund
10 % ohne Auflast, natürlich mit dem Aspekt, dass hier nur
drei Versuche durchgeführt werden konnten. Der gemessene mittlere Verschiebungsmodul Kser für V00 ist bei einer
vorhandenen Auflast von 30 kN um einen Faktor 5 höher(Tabelle 6).

Bauingenieur

Hauptaufsatz
5.2 Stoßausbildungen mit
elastischen Zwischenlagen(Varianten V01, V01a, V02)

Tabelle 5. Statistische Kennwerte aus den experimentellen Untersuchungen
Table 5. Statistical data of the experimental investigations

AuflastBeschreibung

500

0 kN

30 kN

Schubtragfähigkeit
n
Mean
Max
Min
SD
n
Mean
Max
Min
SD
Aus den Werten in Tabelle 6 soF
3
70,04
75,38
65,68
4,92
3
93,30
104,1586,86
9,46
wie der grafischen Darstellung
V00
K
3
22,63
44,58
10,29
19,06
3
133,08154,13
108,4823,03
der Arbeitslinien nach Gleiserchung (11) in Bild 9, Bild 10,
F
3
64,28
70,38
57,50
6,46
3
81,43
91,46
73,10
9,30
V01
Bild 11, und Bild 12 können für
Kser
3
9,95
11,35
8,30
1,54
3
7,50
7,59
7,42
0,09
die schalltechnisch entkoppelF
3
69,56
78,46
64,32
7,75
3
97,94
105,2991,09
7,11
ten Ausführungen folgende
V01a
Kser
3
8,74
9,49
7,92
0,79
3
7,43
8,21
6,41
0,92
Aussagen abgeleitet werden.
Bei den Versuchen ohne Auflast
F
3
91,93
98,16
85,09
6,55
3
100,07
119,36
84,84
17,62
V02
liegen die charakteristischen
Kser
3
11,42
12,03
10,43
0,86
3
9,67
10,06
9,10
0,50
Werte der Tragfähigkeiten FR, k
Kraft F in [kN] und der Verschiebungsmodul Kser in [kN/mm]
der Varianten V01 und V01a mit
rechtwinkliger Verschraubung
etwas unter dem Wert von Vari- Tabelle 6. Charakteristische Kennwerte der Rohdichten, Tragfähigkeiten und Verschiebungsmoduln
Table 6. Characteristic values of load carrying capacity the slip modulus and density
ante V00 ohne elastische Fuge
Auswertung nach EN 26891 bzw. 14358(ca. 85 % von V00). Variante V02
Auflastmit schräger Verschraubung erVarianter12,Wandr12,Decke
FR,k
Kser
K1
K2
K3
[kN]
reicht auf Grund der hohen[kg/m³][kN][kN/mm]Steifigkeiten von Schrauben mit
0
410
400
56,14
22,63
82,5
24
3
axialer Beanspruchung einen
V00
30
405
395
68,10
133,08168
45
3
Wert von 130 % des Wertes von
V00. Alle Werte der entkoppel0
426
407
46,49
9,95
20
23,5
3
V01
ten Varianten ohne Auflast lie30
402
398
56,79
7,50
11
25
4
gen 45 % bis 135 % über den be0
453
376
49,24
8,74
12
26
2,6
rechneten Werten FR, k = 31 kN
V01a
30
393
428
77,81
7,43
8
10
5,5
nach [1] für die Stoßausbildungohneelastische
Zwischen0
394
428
73,20
11,42
18
15
6,5
02
schicht in Tabelle 3.
30
427
429
81,37
9,67
18
15
7
Bei den Versuchen mit Auflastliegen die Widerstandswerte
FR, k der Varianten mit elastischen Fugen in einem Bereichliegen alle Widerstandswerte der akustisch entkoppelten
von 87 % bis 119 % des Wertes von Variante 00 ohne elastiVarianten um 80 % bis 170 % über dem Widerstand nachsche Fuge. Der Einfluss der elastischen Fuge auf die Tragfäden berechneten Werten [1] sowie den Angaben in der Zuhigkeit ist demnach als eher gering zu beurteilen. Auch hierlassung [7]. Durch die Auflast wird ein Gleiten zwischen

Bild 9. Arbeitslinien V00: Messdaten mit 0 kN bzw. 30 kN Auflast (schwarz); Verschiebungsmoduln Kser (grün); Charakteristische Abscherfestigkeit FR, k (rot) anhand der Versuche; Rechenwerte nach EC5 (blau)
Fig. 9. Load-deformation curve V00: Measuring results with 0 kN and 30 kN prestress (black); Slip modulus Kser (green); Characteristic shear capacity FR, k (red) based on the test results; Calculated values acc. to EC5 (blue)

Bauingenieur

Bild 10. Ergebnisse V01: Gemessene Arbeitslinien mit 0 kN bzw. 30 kN Auflast(schwarz); Charakteristische Abscherfestigkeit FR, k (rot) anhand der Versuche;
Rechenwerte nach EC5 (blau); Erweiterung EC5 nach [4] und Gleichung (11)(grün);
Fig. 10. Results V00: measured load deformation curves with 0 kN and 30 kN pretensioning (black); Calculated FR, 7k and slip-moduls Kser (green); Characteristic
shear strength FR, k [4] and Kser (equation (11)) (green)Band 92, November 2017

Hauptaufsatz

501

Bild 11. Kraft-Verformungskurven ohne Auflasten
Fig. 11. Load-deformation curves

Bild 12. Kraft-Verformungskurven mit Auflasten 30 kN
Fig. 12. Load-deformation curves with pre-tensioning of 30 kN

Bild 13. Versuchsergebnisse der Abscherkräfte und der berechneten charakteristischen Werte (Definiert bei 15 mm Verformung) und Verschiebungsmoduln
Fig. 13. Test results of the shear forces and of the characteristic values (Defined at a deformation of 15 mm) and slip modulus

Elastomer und Holz vermieden, was zu einer Erhöhung derSteifigkeit und damit der Tragfähigkeit führt.
Die Widerstandswerte FR, k von Variante V01a (mit elastischen Unterlegscheiben und 2 mm Lochspiel im Bohrloch)liegen um 7 % bis 36 % über den Werten von V01 (ohneelastische Unterlegscheiben). Auf den ersten Blick verwundert dies, da das Versagen durch die Steifigkeit definiert
wird (Abscherkraft wird zumeist bei 15 mm Verformung angegeben [8]) und eine elastische Unterlegscheibe sowie das
Lochspiel eine zusätzliche Verringerung der Steifigkeit bedeuten. Aufgrund der gelenkigeren Lagerung des Schraubenkopfes und der genau abgestimmten vergrößerten Auflagerfläche durch die Verwendung einer Unterlegscheibe(Bild 6) wird der Seileffekt früher aktiviert und erhöht somit
die Steifigkeit nach einer bestimmten Anfangsverformung.
Noch stärker kommt dieser Effekt zu tragen, wenn zusätzliche Auflasten auf das System einwirken. Hier dient die elastische Unterlegscheibe als zusätzliche Feder, durch die die
Anfangsverformungen besser vom Schraubenkopf kompensiert werden.
Variante V02 mit teilweise schräger, elastisch entkoppelter
Verschraubung bringt die höchsten Widerstandswerte(19 % bzw. 30 % über Variante 00). Allerdings verursacht
die geneigte Schraubenanordnung einen größeren Aufwand bei der Montage.

Band 92, November 2017

Anfangssteifigkeit
Bei den Stößen mit elastischen Zwischenschichten ist die
bis zum Überschreiten der statischen Haftreibung hohe Anfangssteifigkeit, wie dies beim Stoß ohne elastische Fuge
bei V00 vorliegt, nicht mehr gegeben. Die Anfangssteifigkeiten der entkoppelten Stöße liegen bei rund 25 % bis 35 %des berechneten Wertes nach EC5 sowie bei rund 45 % bis
70 % des berechneten Wertes mit Berücksichtigung derelastischen Fuge.
Alle Varianten mit rechtwinklig zu den Oberflächen angeordneten Schrauben haben nach einer bestimmten Anfangsverformung und dem Überwinden der Haftreibung
ein ähnliches Verformungsverhalten. Die Berechnung desVerschiebungsmoduls nach Gleichung (10) zeigt wie in Bild
13 dargestellt für die Variante V01 eine relativ gute Übereinstimmung mit der tatsächlich gemessenen Anfangssteifigkeit.
Interessant, aber auch nahliegend ist die Tatsache, dass bei
allen entkoppelten Varianten mit Auflast eine geringere Anfangssteifigkeit als bei den Varianten ohne Auflasten festzustellen ist. Dafür haben diese Varianten durch das Vorhandensein höherer Reibkräfte, aber auch die frühere Aktivierung des Seileffektes durch größere Anfangsverformungen,
größere Tragreserven.

Bauingenieur

Hauptaufsatz
9 Zusammenfassende Bewertung
der Versuchsergebnisse

502

Die Untersuchungen der präsentierten Arbeiten zeigen,dass durch das Einlegen von elastischen Zwischenschichten zur schalltechnischen Entkopplung von Decken-Wand
Elementen in der CLT-Bauweise, je nach Ausführungsvariante, im Vergleich zur nicht entkoppelten Stoßausbildung
mit Reduktionen von rund 15 % der charakteristischen
Tragfähigkeiten ohne Vorhandensein von größeren Auflasten zu rechnen ist. Durch den Einsatz von elastischen Unterlegscheiben (Bild 6 bzw. V01a) kann dem allerdings entgegengewirkt und mit einer Steigerung von FR, k um 15 %sogar verbessert werden. Vor allem zeigen die vorliegenden
Versuchsergebnisse jedoch, dass die charakteristischen
Schubwiderstände sowohl nach EC5 [1], als auch nach den
Gleichungen mit Berücksichtigung von schubweichen Zwischenschichten nach [4] deutlich unterschätzt werden. Fürden rechnerischen Nachweis im Grenzzustand der Gebrauchstauglichkeit ist von einer Reduktion der Anfangssteifigkeit gegenüber dem rechnerischen Werten nach EC5
zu berücksichtigen (Verringerung auf rund 30 %).
Der Einfluss der Reibungskräfte zwischen den Elementen
sowie zwischen Elementen und Elastomer ist schwer zu
kalkulieren und wird deshalb in üblichen baustatischen Berechnungen nicht berücksichtigt. Allerdings liegen hier
große Tragreserven, die unter dem Gesichtspunkt eines

Literatur[1] EN 1995–1–1:2014, Eurocode 5: Bemessung und Konstruktion vonHolzbauten. Teil 1–1: Allgemeines – Allgemeine Regeln und Regeln fürden Hochbau. Austrian Standards Institute, Vienna 2014.
[2] Z-16.8–468, Getzner Sylodyn. Getzner Werkstoffe GmbH, Herrenau 5,
A-6706 Bürs.
[3] ÖNORM B 1995–1–1:2015, Eurocode 5: Bemessung und Konstruktion
von Holzbauten. Teil 1–1: Allgemeines – Allgemeine Regeln und Regeln
für den Hochbau Austrian Standards Institute, Vienna 2015.
[4] Blass, H.J.; Laskewitz, B.: Tragfähigkeit von Verbindungen mit stiftförmigen Verbindungsmitteln und Zwischenschichten. 2017, http://holz.
vaka.kit.edu/public/31.pdf, 2017_01.
[5] Gritsch, D.: Elastische Zwischenschichten im Brettsperrholzbau –Grundlagen und Modellierung. Innsbruck, Universität Innsbruck, AB
Holzbau, Masterarbeit, 2016.
[6] Maderebner, R., et al: Holz-Beton-Verbundbauweise: Gebrauchstauglichkeit und Tragfähigkeit von Vollgewindeschrauben zur Sanierung bestehender Holzbalkendecken. In: Bauingenieur 91(2016), Heft, 3, S.
103–109.

konservativen Ansatzes zu einer sinnvollen Reduktion desMaterialeinsatzes führen könnten.
Die aus den Versuchsergebnissen erzeugten Last-Verformungs-Beziehungen können sowohl für die Ermittlung derSchnittgrößen mit Berücksichtigung der Fugensteifigkeit
verwendet werden, als auch für die Bestimmung der horizontalen Verformungen von Gebäuden im Grenzzustandder Gebrauchstauglichkeit.
Für eine umfassende Betrachtung und die Entwicklung vonBemessungsgleichungen für Stöße mit elastischen Fugen
sind zusätzliche Untersuchungen erforderlich. Im Sinne einer Förderung des ökologisch und bauphysikalisch hochwertigen Holzbaus und einer Verbesserung der Konkurrenzsituation zu anderen Bauweisen, sollten weitere Schritte zur Ausnutzung der vorhandenen Leistungsfähigkeit derMaterialien folgen.

Danksagung
Die Autoren bedanken sich bei der Firma Stora Enso für die zur Verfügung gestellten Brettsperrholz-Elemente und bei der Firma Haberkorn für die Bereitstellung des Schraubenmaterials.
Die experimentellen Untersuchungen wurden an der Technischen Versuchsund Forschungsanstalt der Universität Innsbruck durchgeführt.

[8] EN 26891:1991; Holzbauwerke – Verbindungen mit mechanischen Verbindungsmitteln – Allgemeine Grundsätze für die Ermittlung der Tragfähigkeit und des Verformungsverhaltens (ISO 6891:1983); AustrianStandards Institute, Wien.
[9] Werner, H.: Tragfähigkeit von Holz-Verbindungen mit stiftförmigen
Verbindungsmitteln unter Berücksichtigung streuender Einflußgrößen.
Karlsruhe, 1993.
[10] EN 14358:2016; Holzbauwerke – Berechnung der 5%-Quantile fürcharakteristische Werte und Annahmekriterien für Proben. AustrianStandards Institute, Vienna 2016.
[11] ETA-14/0349 Europäisch Technische Bewertung, CLT – Cross Laminated Timber. Stora Enso Wood Products OY Ltd, Finnland.
[12] Möhler, K.; Maier, G.: Der Reibbeiwert bei Fichtenholz im Hinblick auf
die Wirksamkeit reibschlüssiger Holzerbindungen. In: Holz als Roh- undWerkstoff 27 (1969), Heft 8, S. 303–307.
[13] Bemessungskonzept Sylomer und Sylodyn, Getzner Werkstoffe GmbH,
Herrenau 5, A-6706 Bürs.
[14] Maderebner, R.: Relaxationsverhalten von Teilgewindeschrauben in
Fichtenholz. Interner Bericht Universität Innsbruck, 2017.

[7] ETA-11/0024: Selbstbohrende Schrauben als Holzverbindungsmittel,
E.u.r.o. Tec GmbH, 2013.

BauingenieurBand 92, November 2017

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