7. Brückenkolloquium - September 2026 217 Untersuchung brückenbauspezifischer Einflussgrößen auf die Verbundtragfähigkeit von NSM CFK-Lamellen Leopold Staller, M. Sc. Technische Universität München PD Dr.-Ing. Roland Niedermeier Technische Universität München Prof. Dr.-Ing. Oliver Fischer Technische Universität München Zusammenfassung Der Beitrag untersucht brückenbauspezifische Einflussgrößen auf die Verbundtragfähigkeit oberflächennah in Schlitze eingeklebter CFK-Lamellen zur Ertüchtigung bestehender Massivbrücken. Hierzu werden das Verbundverhalten, geeignete Prüfkonzepte sowie experimentelle Ergebnisse zu Schlitzgeometrie, Temperatur und dynamischer Beanspruchung während des Erhärtens betrachtet. Die Untersuchungen zeigen, dass die Klebschichtdicke insbesondere bei kurzen Verbundlängen die bezogene Verbundbruchkraft beeinflussen kann, während dieser Effekt bei größeren Verbundlängen zurücktritt. Erhöhte Temperaturen können die Verbundtragfähigkeit reduzieren, wohingegen niedrige Temperaturen keinen maßgebenden Einfluss zeigen. Erste Tastversuche deuten zudem darauf hin, dass verkehrsinduzierte Dehnungswechsel während des Erhärtens den Verbundzustand beeinflussen können. Die Ergebnisse liefern damit wichtige Grundlagen für eine sichere baupraktische Anwendung des NSM-Verfahrens im Brückenbau. 1. Einführung Oberflächennah eingeklebte (Near-Surface Mounted - NSM) Carbonfaserverstärkte Kunststofflamellen (CFK- Lamellen) bieten im Vergleich zu aufgeklebter Bewehrung (Externally Bonded Reinforcement - EBR) eine effektive Lösung zur strukturellen Verstärkung und Instandsetzung von Bauwerken. Das in den 1990er Jahren maßgebend an der Technischen Universität München (TUM) entwickelte Verstärkungsverfahren (siehe u. a. [1, 2, 3, 4, 5]) eröffnet besonders für kleine bis mittlere Verstärkungsgrade interessante Anwendungsmöglichkeiten im Hoch- und Industriebau sowie im Brückenbau [6]. Die Verstärkung mit oberflächennah eingeklebten CFK- Lamellen wird in der DAfStb-Richtlinie „Verstärken von Betonbauteilen mit geklebter Bewehrung“ (VBgB)-[7] in Verbindung mit der Technischen Regel „Instandhaltung von Betonbauwerken“ (TR Instandhaltung) des Deutschen Instituts für Bautechnik (DIBt)-[8] standardisiert. Erläuterungen und Beispiele zur DAfStb-Richtlinie sind im Heft-595 [9] verfügbar. Für eine Anwendung muss in Deutschland die Verstärkung in Produktspezifischen allgemeinen bauaufsichtlichen Zulassungen (abZ) oder allgemeinen Bauartengenehmigungen (aBG) geregelt sein. Dabei wird immer das System geregelt, zumindest bestehend aus CFK-Lamelle und Epoxidharzklebstoff [10, 11, 12]. Die Anwendung ist grundsätzlich für Betonklassen von C12/ 15 bis C50/ 60 möglich. Die 10 - 30 mm breiten und 1,0 - 3,0 mm dicken Lamellen werden mit Epoxidharz in Schlitze eingeklebt, die mittels einer schienengeführten Sägeeinrichtung oder handgeführt mit einem Trennschleifer/ Fugenschneider in die Betondeckung eingebracht werden. Zur Berücksichtigung von Unebenheiten wird ein Vorhaltemaß notwendig. Damit sind Betondeckungen von 15 bis 30 mm erforderlich. Neben einer hohen Zugfestigkeit (auf dem Niveau von hochfestem Spannstahl und darüber) und einem E-Modul, der nah an dem herkömmlicher Beton- und Spannstähle liegt, zeichnen sich die für dieses Verstärkungsverfahren eingesetzten CFK-Lamellen auch in einer aggressiven Umgebung durch eine hohe Dauerhaftigkeit aus. Durch das geringe Gewicht der CFK-Lamellen werden keine zusätzlichen, ständigen Lasten auf die bestehende Struktur aufgebracht und die Handhabung und die Installation ist einfach möglich. Entgegen der erforderlichen aufwendigen Vorbereitung des Untergrunds bei der Anwendung von oberflächig aufgeklebten CFK- Lamellen, können eingeklebte CFK-Lamellen nach der Reinigung des eingesägten Schlitzes direkt angebracht werden. Die Einbettung bietet zudem ästhetische Vorteile, da die Lamellen unter der Oberfläche verborgen sind und die visuelle Erscheinung der Struktur kaum beeinträchtigen. Gleichzeitig sind die Lamellen vor mechanischen Beschädigungen und Umwelteinflüssen geschützt. Der zunehmende Erhaltungs- und Verstärkungsbedarf bestehender Massivbrücken erfordert effiziente, dauerhafte und möglichst betriebsschonende Ertüchtigungsmethoden. Oberflächennah in Schlitze eingeklebte CFK- Lamellen bieten hierfür ein hohes Potenzial, sind für brückenbauspezifische Randbedingungen jedoch weiter zu untersuchen. Der vorliegende Beitrag stellt experimentelle Untersuchungen zum Einfluss von Schlitzgeo- 218 7. Brückenkolloquium - September 2026 Untersuchung brückenbauspezifischer Einflussgrößen auf die Verbundtragfähigkeit von NSM CFK-Lamellen metrie, Temperatur und dynamischer Beanspruchung während des Erhärtens auf die Verbundtragfähigkeit von NSM-CFK-Lamellen vor und ordnet die Ergebnisse im Hinblick auf eine baupraktische Anwendung im Brückenbau ein. 2. Verbundverhalten Die Anordnung des Klebstoffs im Schlitz führt dazu, dass dabei hohe Verbundspannungen aktiviert werden können und oberflächennah eingeklebte CFK-Lamellen ein deutlich effizienteres Verbundtragverhalten aufweisen als aufgeklebte CFK-Lamellen. Die flächige Kraftübertragung zwischen Beton und Lamelle erzeugen vergleichsweise geringe Beanspruchungen senkrecht zur Bauteiloberfläche [6]. Abb. 1 stellt den Zusammenhang der übertragbaren Zugkraft bei unterschiedlichen Verbundlängen für oberflächennah eingeklebte und aufgeklebte CFK-Lamellen sowie einen Betonstahl mit äquivalentem Verbundumfang (hier d s = 12 mm) dar. Gerade bei Verankerungslängen bis 115 mm können oberflächennah eingeklebte CFK-Lamellen deutlich höhere Zugkräfte als Betonstahl oder aufgeklebte CFK-Lamellen übertragen. Mit weiter steigender Verbundlänge sinkt dieses Verhältnis. Abb. 1: Vergleich der Verbundlängen bei unterschiedlicher Zugkraft Bei üblichen Lamellengeometrien und einer Betonfestigkeitsklasse ab C20/ 25 kann ein Betonausbruch vermieden werden. Es wird üblicherweise Klebstoffversagen maßgebend. Bei ausreichend hohem Adhäsionsvermögen an den Betonoberflächen des Schlitzes und an den Lamellenoberflächen tritt dieses als Kohäsionsversagen auf. Nach Überschreiten der Verbundfestigkeit können Reibspannungen übertragen werden, deren Höhe systemabhängig ist. Abb. 2 vergleicht die Beziehung von Verbundspannung und Schlupf quantitativ für oberflächennah und aufgeklebte CFK-Lamellen sowie gerippten Betonstahl. Ähnlich dem Verbundverhalten von Betonstahl können bei kleinen Relativverschiebungen hohe Verbundspannungen aktiviert werden. Für große Relativverschiebungen wird nach derzeitigem Kenntnisstand ein Reibungsplateau angenommen. Abb. 2: Quantitative Beziehung von Verbundspannung und Schlupf unterschiedlicher Materialien 2.1 Analytische Beschreibung Wegen dieser Analogie hat Blaschko einen Verankerungsnachweis für oberflächennah eingeklebte CFK- Lamellen formuliert, der im Grunde ein Vorgehen wie beim gerippten Betonstahl ermöglicht. Damit bedarf dieser unabhängig von der Rissbildung am Biegträger keiner aufwendigen Betrachtung des Zugkraftzuwachses am Zwischenrisselement. Blaschko [1] geht bei der Bestimmung der Verbundtragfähigkeit davon aus, dass die Lamellenzugkraft innerhalb einer bestimmten Verbundlänge in den Beton eingeleitet werden kann. Die mittlere Verbundtragfähigkeit F b,m kann für kurze Verbundlängen l bL ≤ l g mit dem Ausdruck in (Gl. 1) ermittelt werden, wobei l g der Verbundlänge entspricht, ab der die Verbundspannungen in das Reibungsplateau übergehen. Dabei sind b L als Lamellenbreite, a r als Randabstand und l bL als Verbundlänge in mm sowie f Gtm als einachsige Zugbzw. f Gcm Druckfestigkeit des Klebstoffs definiert. Auf Basis der durchgeführten Verbundversuche wurden entsprechende Anpassungsfaktoren festgelegt, die bereit berücksichtigt sind. Für Verbundlängen l bL ≤ 115 mm gilt (Gl. 1): (Gl. 1) Für Verbundlängen l bL > 115 mm gilt (Gl. 2): (Gl. 2) Die maximale Schubtragfähigkeit des Klebstoffs τ bG,m wird dabei vereinfacht über den Spannungskreis nach Mohr bestimmt (Gl. 3): (Gl. 3) Anders als Blaschko beschreibt Seracino [13] die Verbundtragfähigkeit ohne den Ansatz eines Reibungsplateaus. Basierend auf seinen Verbundversuchen formuliert er ein mittels nichtlinearer Regressionsanalyse optimiertes, empirisches Modell für die Berechnung der Ver- 7. Brückenkolloquium - September 2026 219 Untersuchung brückenbauspezifischer Einflussgrößen auf die Verbundtragfähigkeit von NSM CFK-Lamellen bundtragfähigkeit. Unter der Annahme eines Beiwertes α =-0,19 und einem Beiwert β = 1,0 für Verbundlängen l bL ≥ 200 mm bzw. die Verwendung als Reduktionsfaktor β = L/ 200 für Verbundlängen l bL < 200 mm, kann die Verbundtragfähigkeit F b,m bestimmt werden zu (Gl. 4): (Gl. 4) Die Verbundtragfähigkeit wird in beiden Modellen mit der Zugtragfähigkeit der Lamelle begrenzt (Gl. 5): (Gl. 5) Beim direkten Vergleich der Berechnungsmöglichkeiten fällt der auf, dass Seracino im Gegensatz zu Blaschko keine Zunahme der Verbundtragfähigkeit ab einer Verbundlänge l bL ≥ 200 mm zulässt, Blaschko hingegen eine linear mit der Verbundlänge steigende Verbundtragfähigkeit ab einer Verbundlänge von l bL > 115 mm ansetzt. 2.2 Prüfkörper Ähnlich zu Untersuchungen am Betonstahlverbund werden auch für die Untersuchung der Verbundtragfähigkeit von oberflächennah eingeklebten CFK-Lamellen unterschiedliche Prüfmethoden und -körper verwendet. Selbst die in der DAfStb-Richtlinie VBgB [7] in Verbindung mit der EAD 160086-00-0301 [14] beschriebenen Verbundversuche lassen einen Interpretationsspielraum zu, der unterschiedliche Verbundfestigkeiten in Abhängigkeit von der gewählten Prüfmethode erwarten lässt. Druck-Zug-Körper [1] oder modifizierte, im Grundriss U-förmige Probekörper [15] stellen eine in der Vorbereitung und Durchführung effiziente Methode der Ermittlung der Verbundeigenschaften bei unterschiedlichen Verbundlängen dar. Eine direkt auf die Stirnfläche aufgelegte Lagerplatte leitet jedoch lokal Druckspannungen im Ausbreitungsbereich der Verbundspannungen ein und kann zu erhöhten Verbundtragfähigkeiten führen. Die in der DAfStb-Richtlinie [7] geforderten und in der EAD 160086-00-0301 [14] geregelten Verbundversuche sind ebenfalls Zug-Druck-Körper mit nicht eindeutig definierter Druckfläche. In Abhängigkeit der gewählten Abspannung in den Prüf boden und den Abstand zur Lamelle werden unterschiedlich hohe Druckspannungen mit den Verbundspannungen aus dem verklebten Bereich überlagert. Untersuchungen an Biegeträgern bilden die am realen Tragwerk vorherrschenden Gegebenheiten am besten ab, sind jedoch im Gegensatz zu Druck-Zug-Körpern deutlich aufwendiger und deshalb nicht in ähnlich großer Stückzahl durchführbar. Auch Biegeträger mit reduziertem Querschnitt und verkürzter Spannweite [16, 17, 18] bedeuten einen deutlich höheren Aufwand. Für die an der TUM durchgeführten Verbundversuche wurde deshalb ein Versuchsauf bau entwickelt, der ein Überdrücken der Verbundspannungen vermeiden soll. Er ist in Abb. 3 schematisch dargestellt. Dabei wurde von einer Ausbreitung der zweifachen Lamellenbreite ausgegangen. Ein Verbundfreie Vorlänge von 10-cm verhindert ein Ausbrechen der Betonkante am lastseitigen Ende. Eine massive Stahlplatte dient als Grundplatte und definierte Druckfläche. Darauf werden zwei Rechteckrohre als Kragträger angebracht, die über eine Abspannung im Spannboden fest mit dem Körper verbunden werden. Hinter dem auf dem Kragträger platzierten Hohlkolbenzylinder zur Krafteinleitung wird eine Keilverankerung als Endverankerung postiert. Der Betonkörper hat eine quadratische Grundfläche von 40-cm und ist 100-cm hoch. An beiden Stirnseiten können nacheinander jeweils vier Ausziehversuche durchgeführt werden. Abb. 3: Schematischer Versuchsauf bau 3. Schlitzgeometrie Untersuchungen im Rahmen des aktuell laufenden Forschungsprojektes „NSM CFK - SMART Strengthening - Querkraftertüchtigung von Massivbrücken durch hocheffiziente, in Schlitze geklebte („near surface mounted“) CFK-Lamellen“ [19] mit dem Förderkennzeichen FE 88.0236/ 2024/ AE10 zeigen, dass der ungünstige Einfluss der Parameter Schlitzbreite und Prüftemperatur neben dem Einfluss des Prüfauf baus insgesamt einen entscheidenden Einfluss auf die Ergebnisse haben können. In Anlehnung an die Regelungen der DAfStb-Richtlinie VBgB [7] wurden Verbunduntersuchungen mit Schlitzbreiten von b s,nenn = t L + 1 mm und b s,nenn = t L + 3 mm durchgeführt. An 57 Teilversuchen wurden der Einfluss einer variierenden Klebschichtdicke links und rechts der Lamelle für Lamellen mit b L = 10 mm und l bL = 75 mm (24 Stück), Lamellen mit b L = 10 mm und l bL = 75 mm in einem Schlitz mit doppelter Lamellenbreite (15 Stück), und für Lamellen mit b L = 20 mm und l bL = 100 mm (18 Stück) bei Normaltemperatur durchgeführt. Dabei wurde auch der Einfluss unterschiedlicher Systeme auf die Verbundbruchkraft sowie den Trend überprüft. Abb. 4 zeigt den Einfluss der Klebschichtdicke Δb s als Differenz der über die Verbundlänge gemittelten Schlitzbreite b s,test und der Lamellendicke t L auf die bezogene Verbundbruchkraft F max / b L bei Normaltemperatur (T nenn - =- 20 °C) für Verbundlängen von (oben) l bL = 75 mm und (unten) l bL = 100 mm. Die Punktwolke bei einer Nennschlitzbreite von b s,nenn -=-t L +-1 mm zeigt für Verbundlängen von l bL = 100 mm eine deutlich größere Streuung als die bei einer von b s,nenn -=-t L +-3 mm. Die zugehörige lineare, auf Basis der kleinsten Fehlerquadrate ermittelte Trendlinie zeigt dabei eine mit der Klebschichtdicke steigende Verbundbruchkraft. Für Lamellen mit b L = 10 mm in Schlitzen mit t S -=-20 mm ist keine Er- 220 7. Brückenkolloquium - September 2026 Untersuchung brückenbauspezifischer Einflussgrößen auf die Verbundtragfähigkeit von NSM CFK-Lamellen höhung der Verbundbruchkraft bei vergleichbarer Klebschichtdicke zu erkennen. Bei Verbundlängen von l bL = 100 mm ist kein signifikanter Einfluss der Klebschichtdicke auf die bezogene Verbundbruchkraft erkennbar. Abb. 4: Zusammenhang von Klebschichtdicke und bezogener Verbundbruchkraft bei einer Verbundlänge von (oben) l bL = 75 mm bzw. (unten) l bL = 100 mm 4. Brückenbauspezifische Umgebungsbedingungen Die Umgebungsbedingungen können einen wesentlichen Einfluss auf die Bemessung und Tragfähigkeit eines Bauteils haben. Bei der Anwendung im Brückenbau sind weit mehr Umgebungsbedingungen zu berücksichtigen als im üblichen Hochbau. Mit einem systemkonformen Schutzanstrich kann das Eindringen von Chloriden, Schadgasen, UV-Strahlung sowie Feuchte in den Epoxidharzklebstoff unterbunden werden. Dabei sind die TR-Instandhaltung, die DAfStb-Richtlinie Teil-3 und-4 sowie die Regelungen der abZ/ aBG zu berücksichtigen sowie ein Sachkundiger Planer mit Wartungsplan hinzuzuziehen. Außergewöhnliche, mechanische Einwirkungen wie Vandalismus oder Fahrzeuganprall, die möglicherweise eine Ablösung der Verstärkung vom Bauwerk zur Folge hätten, werden durch die Verklebung im Schlitz, bündig mit der Sichtfläche egalisiert. Hohe Temperaturen wie Hitze oder Frost, die am Rande des Anwendungsgebiets des verwendeten Epoxidharzklebstoffes liegen, müssen in der statischen Berechnung berücksichtigt werden. 4.1 Temperatur Epoxidharz ist grundsätzlich stabil und amorph. In der Glasübergangsphase wechseln die Eigenschaften von steif und glasig hin zu weich und viskoelastisch. Dabei ist der Einfluss auf die Elastizität höher als auf die Festigkeit (Abb. 5). Bei Betrachtung eines Randträgers einer mehrstegigen Plattenbalkenbrücke, kann die Sonneneinstrahlung und Gegenstrahlung, Wind, Lufttemperatur, Geometrie, Oberflächenbeschaffenheit und -farbe die Temperatur am Brückensteg und damit im Verbundbereich beeinflussen. Die Auswertung der Sonneneinstrahlwinkel in Anlehnung an die Überlegungen von Lichte [20] über ein Jahr unter Berücksichtigung der Ost-West-Ausrichtung einer fiktiven Beispielbrücke mit einem Kragarm-Steg-Verhältnis von 1: 1 zeigt, dass bei üblicher Oberflächenbeschaffenheit Stegtemperaturen um die 40- °C zu erwarten sind. Die unterschiedlichen Sonneneinstrahlwinkel α und β sind in Abb. 5 schematisch dargestellt. Damit liegen diese am oberen Ende des Anwendungsbereichs der aktuell zugelassenen Systeme gem. abZ/ aBG. Der Glasübergangsbereich beginnt meist über 50-°C. Abb. 5: (links) Schematische Entwicklung der Materialeigenschaften bei unterschiedlicher Temperatur und (rechts) Sonneneinstrahlwinkel Zur experimentellen Untersuchung des Einflusses der Temperatur auf die bezogene Verbundbruchkraft wurden Ausziehversuche sowohl mit einer Verbundlänge von l bL = 100 mm bei 45-°C (8 Stück) und bei -20-°C (4 Stück) durchgeführt als auch mit einer Verbundlänge von l bL = 75 mm 8 bzw. 4 Stück durchgeführt. Abb. 6 stellt den Zusammenhang von bezogener Verbundbruchkraft F max / b L in mm über die Klebschichtdicke Δb s als Differenz der tatsächlichen Schlitzbreite b s,test und der Lamellendicke t L in mm dar. Unterschieden wird dabei zusätzlich zu den in Abb. 4 dargestellten experimentellen Untersuchungen auch zwischen hohen (45-°C) und niedrigen (-20-°C) Temperaturen. Für kurze Verbundlängen zeigt sich eine insgesamt reduzierte bezogene Verbundbruchkraft, wohingegen der mit steigender Klebschichtdicke steigende Trend erhalten bleibt. Für lange Verankerungslängen ist keine signifikante Änderung der bezogenen Verbundbruchkraft erkennbar. Kalte Temperaturen haben unabhängig von der Verbundlänge keinen Einfluss auf die bezogene Verbundbruchkraft. 7. Brückenkolloquium - September 2026 221 Untersuchung brückenbauspezifischer Einflussgrößen auf die Verbundtragfähigkeit von NSM CFK-Lamellen Abb. 6: Zusammenhang von Klebschichtdicke und bezogener Verbundbruchkraft unter Berücksichtigung der Temperatur bei einer Verbundlänge von (oben) l bL = 75 mm bzw. (unten) l bL = 100 mm Der schwindende Einfluss bei steigender Verbundlänge lässt vermuten, dass ein größere Verbundlänge für die gleiche Kraftübertragung benötigt wird. Mithilfe der Faseroptischen Dehnungsmessung können Dehnungen entlang der Messfaser plakativ dargestellt werden. Abb.-7 stellt die Lamellendehnungen bei 25 %, 50 %, 75 % und 100 % des Minimums der Verbundbruchkräfte der Versuche Kb1-2B-2D bei T nenn -=-20 °C und Kt1-4B-2B bei T nenn -=-45 °C dar. Dabei wird deutlich, dass unter einer Temperaturbeanspruchung nahe des Glasübergangsbereichs selbst bei geringen Laststufen die gesamte Verbundlänge aktiviert wird, während bei Normaltemperatur lediglich die ersten Zentimeter aktiv an der Verbundübertragung mitwirken. Dieser Zusammenhang kann bis zur letzten Laststufe deutlich beobachtet werden und lässt den Schluss zu, dass bei Temperaturen nahe des Glasübergangsbereichs eine Berücksichtigung längerer Verankerungslängen erforderlich ist. Abb. 7: Entwicklung der Lamellendehnung über die Verbundlänge bei T nenn -=-20 °C (Kb1-2B-2D) und T nenn -=-45 °C (Kt1-4B-2B) 4.2 Dynamik während des Erhärtens Verstärkungen an Brückenträgern, die an der Unterseite (Biegung) oder den Seitenflächen (Querkraft) durchgeführt werden, können unter bestimmten Voraussetzungen auch während des Betriebs auf der Brücke durchgeführt werden. Damit können Verkehrsbeeinträchtigungen vermieden werden. Während eine verkehrsinduzierte ständige Dehnungsänderung für das Vorbereiten und Schlitzen noch von untergeordneter Bedeutung ist, stellen die Bewegungen für das Erhärten des Epoxidharzklebstoffs eine wesentliche Einflussgröße dar. Im Rahmen erster Tastversuche wurde der Einfluss experimentell quantifiziert. Im Querschnitt mit einer Kantenlänge von a-=-10d s -=-250-mm quadratische und 0,7-m lange Dehnkörper mit einem durchgehenden Stabstahl d s -=-25-mm werden mit einer Schwingbreite von Δσ =-175 MPa um eine Mittelspannung von σ sm und einer Frequenz von f-=-0,1 Hz oder f-=-2 Hz beaufschlagt. Ein mittig angeordnetes Rissblech stellt die Entstehung eines Trennrisses sicher. Auf zwei gegenüberliegenden Seiten werden Lamellen mit unterschiedlichen Verbundlängen ober und unterhalb des Trennrisses eingeklebt. Die kürzere Verbundlänge wurde in Anlehnung an die statischen Verbundversuche gewählt und soll den Versagensort im anschließenden Verbundbruchversuch definieren. Abb. 8 zeigt die Entwicklung der Dehnung der CFK-Lamellen DMS L und des Stabstahls DMS s über die ersten 50-h Prüfzeit während des Erhärtens unter wechselnder Beanspruchung mit 0,1 Hz. Deutlich ist eine Erhärtungsphase des Epoxidharzklebstoffs ab 5-h bis 20-h erkennbar, in der die Lamellendehnungen exponentiell zunehmen. In der gleichen Zeit nehmen die Dehnungen des Stabstahls ab. Nach 20-h ist nur noch eine leichte Zunahme der Dehnungen für die Lamellen und eine geringfügige Abnahme der Dehnungen für den Stabstahl erkennbar. Die Erhärtung ist fast vollständig abgeschlossen. Abb. 8: Entwicklung der Dehnung von Lamelle und Stabstahl über die Zeit während des Erhärtens Nach sieben Tagen wechselnder Beanspruchung wurde ein quasistatischer Verbundversuch am zuvor wechselnd beanspruchten und an einem in Ruhe erhärteten Referenzkörper durchgeführt. Dazu wurde der Dehnkörper stetig weggeregelt beansprucht und damit die Dehnung in Stahl und Lamelle stetig erhöht. Abb. 9 vergleicht die Lamellendehnungen ε L in μm/ m bei gleicher Stabzugkraft in kN des unter wechselnder Beanspruchung erhär- 222 7. Brückenkolloquium - September 2026 Untersuchung brückenbauspezifischer Einflussgrößen auf die Verbundtragfähigkeit von NSM CFK-Lamellen teten Dehnkörpers (DKf5-1C-BD, grau) mit dem Referenzkörper (DKf5-2C-BD, schwarz). Dabei wird deutlich, dass ungefähr ihm Bereich der Schwingbreite eine Kraftsteigerung am Stabstahl ohne Dehnungszunahme an der Lamelle möglich ist. Dies lässt eine Verbundstörung auf dem Lastniveau vermuten, welches während des Erhärtens vorherrscht. Die unterschiedlich hohen Dehnungen der Lamellen B (DMS LB ) und D (DMS LD ) lassen sich auf Exzentrizitäten im Körper und ggf. nicht exakt gleichzeitig und gleichschnell erhärtenden Epoxidharzklebstoff zurückführen. Ein Dehnkörper mit zwei anstelle eines Stabs soll hier Abhilfe schaffen. Abb. 9: Vergleich der Lamellendehnung bei gleicher Stabzugkraft für wechselnd beanspruchten und ruhend erhärteten Dehnkörper 5. Zusammenfassung Der Beitrag zeigt das Potenzial oberflächennah in Schlitze eingeklebter CFK-Lamellen für die Ertüchtigung bestehender Massivbrücken und stellt brückenbauspezifische Einflussgrößen auf deren Verbundtragfähigkeit heraus. Ausgehend vom bekannten Verbundverhalten und bestehenden Berechnungsansätzen werden unterschiedliche Prüfkörper und Prüfauf bauten eingeordnet sowie ein Versuchsauf bau beschrieben, der eine möglichst unbeeinflusste Ermittlung der Verbundtragfähigkeit erlaubt. Die Untersuchungen zur Schlitzgeometrie zeigen, dass die Klebschichtdicke insbesondere bei kurzen Verbundlängen einen Einfluss auf die bezogene Verbundbruchkraft haben kann, während dieser Effekt bei größeren Verbundlängen weniger ausgeprägt ist. Ergänzende Temperaturversuche verdeutlichen, dass erhöhte Temperaturen die Verbundtragfähigkeit bei kurzen Verbundlängen reduzieren können, kalte Temperaturen hingegen keinen maßgebenden Einfluss zeigen. Die Faseroptische Dehnungsmessung zeigt dabei, dass warme Temperaturen zu einer früheren Aktivierung der Gesamten Verbundlänge führen. Erste Tastversuche zur dynamischen Beanspruchung während des Erhärtens weisen darauf hin, dass verkehrsinduzierte Dehnungswechsel den Verbundzustand beeinflussen können und daher bei einer Anwendung unter laufendem Verkehr weiter zu berücksichtigen sind. Insgesamt bestätigen die Ergebnisse die grundsätzliche Eignung des NSM-Verfahrens für den Brückenbau, zeigen zugleich aber, dass Schlitzgeometrie, Temperatur und Beanspruchungen während der Erhärtung für eine sichere baupraktische Anwendung gezielt bewertet werden müssen. Dank Das Forschungsvorhaben NSM CFK - SMART Strengthening - Querkraftertüchtigung von Massivbrücken durch hocheffiziente, in Schlitze geklebte („near surface mounted“) CFK-Lamellen wird unter der FE-Nummer 88.0236/ 2024/ AE10 durch die Bundesanstalt für Straßen- und Verkehrswesen im Auftrag des Bundesministeriums für Verkehr gefördert. Die Verantwortung für den Inhalt liegt allein beim Autor. An dieser Stelle sei dem Forschungsförderer sowie der Betreuungsgruppe ein herzlicher Dank ausgesprochen. Literatur [1] M. Blaschko, „Zum Tragverhalten von Betonbauteilen mit in Schlitze eingeklebten CFK-Lamellen,“ Technische Universität München, Dissertation, 2001. [2] M. Blaschko und K. Zilch, „Bericht über Versuche zum Verbundverhalten von in Schlitze eingeklebten CFK-Lamellen (Eingeschlitze CFK-Lamellen),“ Technische Universität München, Versuchsbericht 599721, 1999. [3] K. Zilch, R. Niedermeier und M. Blaschko, „Bericht über Versuche zum Verstärken von Betonbauteilen mit CFK,“ Technische Universität München, Versuchsbericht 1310/ BI/ 515, 1998. [4] K. Zilch, C. Schmidhuber und R. Niedermeier, „Bauteilversuche zur Querkraftbiegung an mittels Klebearmierung verstärkten Betonbauteilen,“ Technische Universität München, Forschungsbericht, 2000. [5] O. Fischer, „Methods and Developments in the Field of Repair and Retrofit of Reinforced and Prestressed Cocnrete Bridges,“ in First Munich Bridge Assessment Conference MBAC, 2005. [6] O. Fischer, „Anwendung innovativer Technologien bei der Verstärkung und Sanierung von Brückenbauwerken -- Konzepte, Umsetzung, Ausführungsbeispiele,“ in Neue Entwicklungen im Brückenbau: Innovationen im Bauwesen; Beiträge aus Praxis und Wissenschaft, Berlin, Bauwerk Verlag, 2004, pp. 57-69. [7] Deutscher Ausschuss für Stahlbeton (DAfStb), DAfStb-Richtlinie: Verstärken von Betonbauteilen mit geklebter Bewehrung, Berlin: Beuth Verlag GmbH, 2012. [8] Deutsches Institut für Bautechnik (DIBt), Technische Regel: Instandhaltung von Betonbauwerken; Teil 1 - Anwendungsbereich und Planung der Instandhaltung, Berlin: Deutsches Institut für Bautechnik, 2020. [9] Deutscher Ausschuss für Stahlbeton (DAfStb), DAfStb-Heft 595: Erläuterungen und Beispiele zur DAfStb-Richtlinie „Verstärken von Betonbauteilen mit geklebter Bewehrung“, Berlin: Beuth Verlag GmbH, 2013. 7. Brückenkolloquium - September 2026 223 Untersuchung brückenbauspezifischer Einflussgrößen auf die Verbundtragfähigkeit von NSM CFK-Lamellen [10] Z-36.12-88, „Bausatz StoCretec zum Verstärken von Stahl- und Spannbetonbauteilen durch in Schlitze verklebte CFK-Lamellen nach DAfStb- Verstärkungsrichlinie,“ Deutsches Institut für Bautechnik (DIBt), allgemeine bauaufsichtliche Zulassung, 2025. [11] Z-36.12-89, „Bausatz zum Verstärken von Stahl- und Spannbetonbauteilen durch in Schlitze verklebte CarboPlus Kohlefaserlamellen nach DAfStb-Verstärkungsrichtlinie,“ Deutsches Institut für Bautechnik (DIBt), allgemeine bauaufsichtliche Zulassung, 2024. [12] Z-36.12-90, „Bausatz zum Verstärken von Stahl- und Spannbetonbauteilen durch in Schlitze verklebte CFK-Lamellen MC CarbonFiber Lamella nach DAfStb-Verstärkungsrichtlinie,“ Deutsches Institut für Bautechnik (DIBt), allgemeine bauaufsichtliche Zulassung, 2024. [13] R. Seracino, N. M. Jones, M. S. M. Ali, M. W. Page und D. J. Oehlers, „Bond Strength of Near-Surface Mounted FRP Strip-to-Concrete Joints.,“ Journal of Composites for Construction, Bd. 11, Nr. 4, pp. 401-409, 2007. [14] EAD 160086-01-0301, „Kits for the strengthening of concrete elements by externally-bonded and near-surface-mounted carbon fibre-reinforced polymer strips,“ European Organisation for Technical Assessment (EOTA), Brüssel, 2019. [15] L. De Lorenzis, A. Rizzo und A. La Tegola, „A modified pull-out test for bond of near-surface mounted FRP rods in concrete,“ Composites: Part B, Bd. 33, Nr. 8, p. 589-603, 2002. [16] T. Hassan und S. Rizkalla, „Investigation of Bond in Concrete Structures Strengthened with Near Surface Mounted Carbon Fiber Reinforced Polymer Strips,“ Journal of Composites for Construction, Bd. 7, Nr. 3, pp. 248-257, 2003. [17] J. M. d. Sena Cruz und J. A. O. d. Barros, „Bond Between Near-Surface Mounted Carbon-Fiber- Reinforced Polymer Laminate Strips and Concrete,“ Journal of Composites for Construction, Bd. 8, Nr. 6, pp. 519-527, 2004. [18] L. De Lorenzis, A. Rizzo und A. La Tegola, „A modified pull-out test for bond of near-nearsurface mounted FRP rods in concrete,“ Composites: Part B, Bd. 33, Nr. 8, pp. 589-603, 2002. [19] O. Fischer, R. Niedermeier und L. Staller, „SMART Strengthening - Querkraftertüchtigung von Massivbrücken durch hocheffiziente, in Schlitze geklebte („near surface mounted“) CFK-Lamellen,“ Technische Universität München, Abschlussbericht (in Vorbereitung), FE 88.0236/ 2024/ AE10, 2027. [20] U. Lichte, „Klimatische Temperatureinwirkungen und Kombinationsregeln bei Brückenbauwerken,“ Technische Universität München, Dissertation, 2004.