It is a well-known problem that concrete needs to be made more efficient and that it is the large consumption of cement that is the major contributing factor to the nearby need. There is a zero vision of a climate-neutral concrete where all CO2 emissions in the life cycle of the concrete are to be reset by 2050. It is a question of improving, above all, the process of handling CO2 in the production of cement. This study tackles CO2 emissions from the concrete from a holistic perspective, by exploring optimization possibilities when implementing a newly developed concrete in residential buildings, called Ultra High Performance Concrete (UHPC). While it should be a better alternative for the climate, it should also require less material consumption and be more cost-effective in order to create a competitive alternative to the conventional alternative today, called Normal Concrete (NC). UHPC is during a development phase regarding optimization opportunities and it has been proven in several studies to be able to relate better to a sustainable design, based on a total life cycle progression. This applies above all to large and robust bridge structures where large volume differences are available. The idea behind this study is to highlight the question of whether there is an opportunity to get similar results in the construction of less robust components in residential buildings, since the problem with the mix design for UHPC has been the overall high cost in relation to NC. In recent years, this cost has been reduced and now there are opportunities to effectively introduce UHPC into another segment.In this study, columns and beams were dimensioned in a residential NC building and a residential UHPC building with ETABS (CSI 2019). Furthermore, the components of the buildings were compared, based on the aspect of a sustainable design from a total LCA. What was investigated were the differences in total material consumption, CO2 emissions, and costs.The study showed that the UHPC components were better based on all aspects after its total LCA. The total cement consumption was larger, but the building received at the same time an estimated double the lifespan of the NC- building. The total material consumption in the form of total component volumes became smaller, the total annual CO2 emissions became smaller and the total annual costs became smaller as well. / Det är ett välkänt problem att betong behöver klimateffektiviseras och att det är den storacementkonsumtionen som är den stora bidragande faktorn till det närliggande behovet. Detfinns en nollvision om en klimatneutral betong där alla CO2- utsläpp under betongenslivscykel (LCA), ska nollställas fram till år 2050. Det är en fråga om att framför allt förbättraprocessen gällande hantering av CO2 vid produktion av cement. Den här studien angriperCO2- utsläppen från betongen ur ett helhetsperspektiv, genom att undersökaoptimeringsmöjligheter vid implementering av en nyutvecklad betong i bostadshus, kalladUltra High Performance Concrete (UHPC). Samtidigt som den ska vara ett bättre alternativför klimatet, ska den också kräva mindre materialåtgång och vara mer kostnadseffektiv föratt kunna skapa ett konkurrenskraftigt alternativ till det konventionella alternativet idag,kallad Normal Concrete (NC). UHPC är under en optimeringsfas och den har bevisats i flerastudier kunna förhålla sig bättre till en hållbar design, utifrån en total LCA. Det gäller framförallt stora och robusta brokonstruktioner där stora volymskillnader är disponibla. Tankenmed den här studien är att lyfta fram frågan om det finns möjlighet att få liknande resultatvid byggnation av mindre robusta komponenter i bostadshus, i ju med att problemet medmix-designen för UHPC, har varit den generella höga kostnaden i förhållande till NC. Påsenare år har den kostnaden kunnat reduceras och nu finns möjligheterna att effektivtkunna införa UHPC till ytterligare ett segment.I studien jämfördes pelare och balkar i ett UHPC- hus med motsvarande komponenter i ettNC- hus utifrån aspekten en hållbar design, ur en total LCA. Husen dimensionerades i ETABS(CSI 2019) utefter samma förutsättningar med hänsyn till kravet på bärförförmågorna. Detutgjorde skillnader hos volymerna på komponenterna, som således påvisade hurmaterialåtgången förändrades. CO2- utsläppen och kostnaderna påverkades avbetongkompositionerna och skillnaderna hos de materiella egenskaperna av respektivebetongtyp. I slutändan redovisades vilken betongtyp som genererade minsta och störstaårliga CO2- utsläpp och kostnader.Resultatet visade att UHPC- komponenterna minskade den totala betongåtgången underbyggprocessen med 27,1%, samt minskade armeringsåtgången med 12,0%, men attcementåtgången nästan fördubblades och motsvarade en ökning på 99,4%. CO2- utsläppenvart således betydligt större efter byggprocessen, men i förhållande till ett totaltlivcykelförlopp, minskade de totala årliga utsläppen med 18,8%. Det fanns en kritisk punktdär UHPC- komponenterna måste ha en LCA på minst 97,5 år i förhållande till NCkomponenternas LCA på 60 år, för att vara mer lönsamma utifrån totala CO2- utsläpp.Kostnaderna vart också betydligt större för UHPC- komponenterna efter byggprocessen,men efter en total LCA, minskade de totala kostnaderna med 39,0%. Det fanns en kritiskpunkt, där LCA- förloppet måste uppgå till minst 73,2 år i förhållande till NCkomponenternas LCA på 60 år, för att vara mer lönsamma utifrån totala kostnader.Enligt det framtagna resultatet fanns det goda möjligheter för pelare och balkar i UHPChuset att förhålla sig bättre utifrån en hållbar design, än vad motsvarande komponenter förNC- huset gjorde, efter en total LCA. Pelare och balkar i bostadshus kan bli ett nytt segmentatt introducera UHPC till, även om pålitligheten för studien är begränsad av betydelsefullafelkällor och tillgängliga kunskaper inom området för närvarande.

The main objective of this thesis is the verification of the buckling strength of the composite compression members which were made from high-strength materials. This thesis is divided into four main chapters which are interconnected. The first chapter summarizes the current state of the problem of the compression members. The basis of this part is the elementary theories and researches, the task of this text is attempted to understand and obtain normative procedures which are important for practical use. The second part deals with the theoretical analysis of composite column, mainly with the examination of the individual effects on the buckling strength. The result of the first and the second parts is analytical algebraic equations which determine the buckling strength of the member. The third part contains the numerical analysis, which leads to create a numerical model of the compression column. The numerical model is used for the verification of the theoretical analysis and for the investigation of the behaviour of the column loaded by axial force. The last part deals with the experimental verification of the previous analyses. There are tested various types of the composite columns, which were made of steel with a yield strength up to 455 MPa and of the concrete with a cube compression strength up to 102 MPa. Experimental results confirmed the high reliability of centrally loaded column and every tested columns failed by flexural buckling. The final step is evaluation and comparison of the results obtained from previous four parts. It was founded that design criteria for centrally loaded steel-concrete column are too conservative and design relationships doesn´t use the positive properties of high-strength materials for economic design.

Thin-walled, high-strength concrete elements exhibiting low system weight and great slenderness can be created with a large degree of lightweight structure using the textile-reinforced, load-bearing concrete (TRC) slab and a shell with a very high level of sound absorption. This was developed with the objective of lowering system weight, and then implemented operationally in construction. Arising from the specifications placed on the load-bearing concrete slab, the following took place: an adapted fine-grain concrete matrix was assembled, a carbon warp-knit fabric was modified and integrated into the fine concrete matrix, a formwork system at prototype scale was designed enabling noise barriers to be produced with an application-oriented approach and examined in practically investigations within the context of the project. This meant that a substantial lowering of the load-bearing concrete slab’s system weight was possible, which led to a decrease in transport and assembly costs.

Der vorliegende Bericht beschreibt das Verhalten von ultrahochfestem Beton unter zweiaxialer Druckbeanspruchung. Bisher wurden ein Feinkornbeton und zwei Grobkornbetone mit unterschiedlichen Faserzusätzen untersucht. Die Zylinderdruckfestigkeiten nach 28 Tagen betragen rund 150, 160 und 170 N/mm². Besonders bei dem Feinkornbeton wurde eine überwiegend horizontale Ausrichtung der Stahlfasern festgestellt, die zu einer Anisotropie im Materialverhalten führte. Zusammenfassend muss festgestellt werden, dass die zweiaxiale Druckfestigkeit von UHPC nur geringfügig größer ist als die einaxiale. Für die Mischungen mit 2,5 Vol.-% Fasergehalt übersteigt die Festigkeit bei einem Spannungsverhältnis von Spannung 1 zu Spannung 2 gleich Eins die einaxiale Festigkeit um 7 bzw. 10 %. Bei dem Beton mit 0,9 Vol.-% Fasergehalt lag diese zweiaxiale Festigkeit sogar geringfügig unter der einaxialen. Bei der Bemessung von UHPC dürfen somit die vom Normalbeton bekannten Festigkeitssteigerungen unter mehraxialer Druckbelastung, wie sie z.B. bei reinen Druckknoten von Stabwerkmodellen angesetzt werden, nicht verwendet werden! Für die Beschreibung der Bruchkurve kann nach jetzigem Erkenntnisstand das Bruchkriterium nach OTTOSEN als eine gute Näherung empfohlen werden. Die Versuche haben gezeigt, dass sich UHPC in vielen, zum Teil sicherheitsrelevanten Bereichen anders verhält als Normalbeton. Für eine umfassende Beschreibung des Tragverhaltens sind weitere Versuche unter dreiaxiale Druckbelastung und kombinierter Druck-Zug-Belastung notwendig.

Die Anforderungen an Baumaterialien steigen durch immer schlankere und höhere Tragwerke. Im Massivbau geht daher seit längerem die Materialentwicklung hin zu hochfesten und ultrahochfesten Betonen. Neben der steigenden statischen Beanspruchung nimmt gleichzeitig, bedingt durch immer ausgereiztere Konstruktionen, die Bedeutung der Ermüdungsfestigkeit zu. Deswegen liegt der Fokus der Forschung im Bereich der Hochleistungsbetone aktuell vor allem auf der Widerstandsfähigkeit gegenüber zyklischen Beanspruchungen. Dabei wurde in verschiedenen Forschungsvorhaben bei höheren Prüfgeschwindigkeiten bei Druckschwellversuchen zur Erzeugung von Wöhlerlinien eine Erwärmung der Probekörper festgestellt. Diese Arbeit widmet sich dieser Thematik bezogen auf ultrahochfesten Beton. Mit einer umfangreichen Parameterstudie konnte ein Überblick über maßgebende Einflussgrößen auf den Erwärmungsprozess gegeben werden. Als wichtigste Ursachen für die Temperaturerzeugung wurde zum einen ein inneres Reibungspotenzial festgestellt, welches mit geringer werdendem Größtkorn und durch wachsende Schädigung ansteigt. Zum anderen ist die eingetragene Energie pro Lastwechsel entscheidend. Anders als die Ermüdungsfestigkeit von Beton, die vor allem von der Oberspannung abhängig ist, ist die Erwärmung pro Lastwechsel von der Spannungsamplitude abhängig. Die Prüfgeschwindigkeit beeinflusst die messbare Erwärmung hingegen nur durch die Veränderung des Zeitraums, der pro Lastwechsel zur Temperaturabgabe zur Verfügung steht. Die Temperaturgenerierung pro Lastwechsel ist hingegen frequenzunabhängig. Ein negativer Einfluss der Probekörpererwärmung zeigt sich vor allem bei der deutlichen Reduzierung der Bruchlastwechselzahlen im Vergleich zu Versuchen, bei denen kein deutlicher Temperaturanstieg zu verzeichnen war. Basierend auf bisherigen Arbeiten zu hochfesten Betonen schlagen deswegen verschiedene Autoren eine Anpassung des Versuchsablaufs zur Begrenzung der Temperaturentwicklung im Probekörper vor. Die vorliegende Arbeit zeigt im Gegensatz dazu eine Methode auf, bei der die Erwärmung zugunsten einer zeiteffizienten Prüfung zugelassen und anschließend bei der Auswertung berücksichtigt wird. Als eine Hauptursache für das vorzeitige Versagen bei starker Erwärmung wurde die statische Druckfestigkeit, welche temperaturabhängig ist, ausgemacht. Steigt die Temperatur, reduziert sich gleichzeitig die Druckfestigkeit. Dies führt bei kraftgesteuerten Druckschwellversuchen mit konstantem Lastspiel zu einer Veränderung des bezogenen Spannungsspiels. Vor allem die stark steigende bezogene Oberspannung führt schlussendlich zu einem vorzeitigen Ermüdungsversagen. Da die Temperatur bei den Versuchen, die vor den rechnerischen Erwartungswerten versagen, stetig bis zum Versagenszeitpunkt ansteigt, ist der Probekörper einer sich über die Versuchsdauer veränderlichen bezogenen Beanspruchung ausgesetzt. Bei der Versuchsauswertung kann ein veränderliches Lastspiel nicht für die Einordnung in Wöhlerdiagramme verwendet werden. Weil die Verwendung der Lasteingangsgrößen zu einer Unterschätzung der Ermüdungsfestigkeit führt, muss eine Ermittlung eines äquivalenten konstanten Spannungsspiels erfolgen, welches die Festigkeitsveränderung des Betons berücksichtigt. Anhand der durchgeführten Druckschwellversuche und der temperaturabhängigen Druckfestigkeit wurde eine analytische Methode entwickelt, mit der unter Verwendung der anfänglichen Lastamplitude sowie der gemessenen maximalen Temperatur eine angepasste Oberspannung berechnet und dann die erreichte Bruchlastwechselzahl in ein Wöhlerdiagramm eingetragen werden kann. Diese Methode wird für den vertieft untersuchten ultrahochfesten Beton für eine Vielzahl von Lastkonfigurationen sowie zusätzlich für Versuchsergebnisse eines hochfesten Betons abschließend verifiziert.:Inhaltsverzeichnis 1 Einleitung und Aufbau 1 1.1 Einleitung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1 1.2 Motivation . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1 1.3 Aufbau der Arbeit . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2 2 Stand des Wissens 5 2.1 Grundlagen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5 2.1.1 Ermüdungsbeanspruchung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5 2.1.2 Betonermüdung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 7 2.1.3 Ultrahochfester Beton (UHPC) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 12 2.1.4 UHPC unter Ermüdungsbeanspruchung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 14 2.2 Einfluss der Temperatur auf die statische Druckfestigkeit . . . . . . . . . . . . . . 15 2.2.1 Wissenschaftliche Untersuchungen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 15 2.2.2 Regelung nach fib Model Code 2010 (2012) . . . . . . . . . . . . . . . . . 17 2.3 Betonerwärmung bei zyklischen Versuchen – Wissensstand bis 2017 . . . . . . . . 18 2.3.1 Einflussparameter . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 18 2.3.2 Temperaturentwicklung im Probekörper . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 23 2.4 Zielstellung der Arbeit . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 23 2.5 Betonerwärmung bei zyklischen Versuchen - Wissensstand ab 2017 . . . . . . . . 24 2.5.1 Elsmeier - Parameterstudie zur Erwärmung von hochfesten Vergussbetonen 24 2.5.2 Bode - Energetische Auswertung von Ermüdungsversuchen . . . . . . . . . 28 2.5.3 Schneider - Frequenzeinfluss auf den Ermüdungswiderstand von hochfestem Beton . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 29 2.5.4 Markert - Feuchte- und Wärmeeinfluss auf die Ermüdungsschädigung von HPC . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 33 2.6 Zusammenfassung und Abgrenzung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 35 3 Eigene Forschung 37 3.1 Grundlagen zur Versuchsdurchführung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 37 3.1.1 Material . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 37 3.1.2 Herstellung, Lagerungsbedingungen und Probekörpervorbereitung . . . . . 39 3.1.3 Probengeometrie und Messapplikationen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 39 3.1.4 Versuchsdurchführung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 41 3.1.5 Betonchargen und Versuchsmatrix . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 42 3.2 Auswertung von Temperaturmesswerten . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 44 3.3 Temperaturentwicklung und -verteilung im Probekörper . . . . . . . . . . . . . . 46 3.4 Parameterstudie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 48 3.4.1 “Experimental Investigations on the Temperature Increase of Ultra-High Performance Concrete under Fatigue Loading“ Deutscher et al. (2019) . . 49 3.4.2 “Experimental Investigations on Temperature Generation and Release of Ultra-High Performance Concrete during Fatigue Tests“ Deutscher et al. (2020a) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 67 3.4.3 “Heating rate with regard to temperature release of UHPC under cyclic compressive loading“ Deutscher et al. (2021a) . . . . . . . . . . . . . . . . 86 3.4.4 “Influence of the compressive strength of concrete on the temperature increase due cyclic loading“ Deutscher et al. (2020b) . . . . . . . . . . . . 98 3.4.5 Ergänzungen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 107 3.4.6 Zusammenfassung der Parameterstudie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 116 3.5 Vergleich mit dem Stand des Wissens . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 117 3.5.1 Spannungsspiel . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 117 3.5.2 Frequenz . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 117 3.5.3 Größtkorn . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 120 3.5.4 Betonfestigkeit . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 120 3.5.5 Probenalter . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 121 3.6 Berücksichtigung der Temperatur bei der Versuchsbewertung . . . . . . . . . . . 122 3.6.1 “Influence of temperature on the compressive strength of high performance and ultra-high performance concretes“ Deutscher et al. (2021b) . . . . . . 123 3.6.2 “Consideration of the heating of high-performance concretes during cyclic tests in the evaluation of results“ Deutscher (2021) . . . . . . . . . . . . . 134 3.6.3 Verifizierung an einem HPC . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 150 4 Zusammenfassung und Ausblick 153 4.1 Zusammenfassung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 153 4.2 Ausblick . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 156 5 Allgemeine Ergänzungen A1 5.1 Materialkennwerte . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . A1 5.1.1 UHPC 1 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . A1 5.1.2 UHPC 2 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . A3 5.2 Druckfestigkeit unter Temperatureinfluss . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . A4 5.2.1 Klimakammerlagerung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . A4 5.2.2 Wasserlagerung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . A5 5.2.3 getrocknet im Trockenofen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . A5 5.3 zyklische Druckschwellversuche . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . A5 5.3.1 UHPC 1 Charge I . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . A7 5.3.2 UHPC 2 Charge II . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . A11 5.3.3 UHPC 1 Charge III . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . A16 5.3.4 Mörtel Charge IV . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . A20 5.3.5 NC 1 Charge V . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . A21 5.3.6 UHPC 1 Charge VI . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . A22 5.3.7 UHPC 1 Charge VII . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . A23 5.3.8 NC 2 Charge VIII . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . A28 5.4 Restfestigkeit . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . A30 5.4.1 UHPC 1 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . A30 5.4.2 UHPC 2 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . A31 / Due to ever slimmer and higher load-bearing structures the requirements on building materials are increasing. On the part of concrete, the development is therefore moving towards high-strength and ultra-high-strength concretes. In addition to the increasing static stress, the importance of fatigue strength is also increasing due to increasingly sophisticated constructions. Therefore, the focus in materials research is currently on resistance to cyclic stresses, especially in the area of high-performance concretes. Various reasearchers has been detected a heating of test specimens at higher load-speed during pressure swell tests to generate Wöhler lines. For this reason, this study is focused on the heating in relation to ultra-high-strength concrete. Using a comprehensive parameter study, an overview of the significant influencing variables on the heating process could be given. On the one hand, an internal friction potential which increases with decreasing maximum grain size and due to growing damage, could be indetified as an important causes of temperature generation. On the other hand, the applied energy per load cycle is decisive. Unlike the fatigue strength of concrete, which mainly depends on the maximum stress, the heating per load cycle is dependent on the amplitude. The load frequency only influences the measurable heating by changing the time period available per load change for temperature release. But the heating per load cycle is independent of the load frequency. A negative influence of the specimen heating could be observed in the significant reduction of the number of cycles to failure compared to tests in which there is no significant increase in temperature. Based on previous studies on high-strength concretes, various authors propose an adaptation of the test procedure to minimise the temperature development in the specimen. The present work proposes a method in which heating is allowed in favour of time-efficient testing and the maximum temperature is taken into account in the results. The static compressive strength, which is temperature-dependent, could be identified as a main cause of premature failure in the case of strong heating. If the temperature increases, the compressive strength is reduced simultaneously. This leads to a change in the related stress cycle in force-controlled pressure swell tests with constant load cycle. The increasing related maximum stresslevel causes finally a premature fatigue failure. All tests that fail before the calculated expected value heat up until failure. This leads to a permanently changing stress amplitude over the duration of the test. In the evaluation, a changeable load cycle cannot be used for the classification in Wöhler diagrams. Due to the fact that the use of the load input values leads to an underestimation of the fatigue strength, an equivalent constant stress cycle must be determined, which takes into account the strength change of the concrete. Based on the pressure swell tests carried out and the temperature-dependent compressive strength, an analytical method was developed. Using the initial load amplitude as well as the measured maximum temperature, an adjusted maximum stress level can be calculated. The achieved number of cycles to failure can be entered in a Wöhler diagram with the calculated maximum stress level. This method is finally verified for the ultra-high strength concrete investigated in further detail for a wide range of load configurations and additionally for test results of a high-strength concrete.:Inhaltsverzeichnis 1 Einleitung und Aufbau 1 1.1 Einleitung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1 1.2 Motivation . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1 1.3 Aufbau der Arbeit . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2 2 Stand des Wissens 5 2.1 Grundlagen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5 2.1.1 Ermüdungsbeanspruchung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5 2.1.2 Betonermüdung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 7 2.1.3 Ultrahochfester Beton (UHPC) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 12 2.1.4 UHPC unter Ermüdungsbeanspruchung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 14 2.2 Einfluss der Temperatur auf die statische Druckfestigkeit . . . . . . . . . . . . . . 15 2.2.1 Wissenschaftliche Untersuchungen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 15 2.2.2 Regelung nach fib Model Code 2010 (2012) . . . . . . . . . . . . . . . . . 17 2.3 Betonerwärmung bei zyklischen Versuchen – Wissensstand bis 2017 . . . . . . . . 18 2.3.1 Einflussparameter . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 18 2.3.2 Temperaturentwicklung im Probekörper . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 23 2.4 Zielstellung der Arbeit . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 23 2.5 Betonerwärmung bei zyklischen Versuchen - Wissensstand ab 2017 . . . . . . . . 24 2.5.1 Elsmeier - Parameterstudie zur Erwärmung von hochfesten Vergussbetonen 24 2.5.2 Bode - Energetische Auswertung von Ermüdungsversuchen . . . . . . . . . 28 2.5.3 Schneider - Frequenzeinfluss auf den Ermüdungswiderstand von hochfestem Beton . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 29 2.5.4 Markert - Feuchte- und Wärmeeinfluss auf die Ermüdungsschädigung von HPC . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 33 2.6 Zusammenfassung und Abgrenzung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 35 3 Eigene Forschung 37 3.1 Grundlagen zur Versuchsdurchführung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 37 3.1.1 Material . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 37 3.1.2 Herstellung, Lagerungsbedingungen und Probekörpervorbereitung . . . . . 39 3.1.3 Probengeometrie und Messapplikationen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 39 3.1.4 Versuchsdurchführung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 41 3.1.5 Betonchargen und Versuchsmatrix . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 42 3.2 Auswertung von Temperaturmesswerten . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 44 3.3 Temperaturentwicklung und -verteilung im Probekörper . . . . . . . . . . . . . . 46 3.4 Parameterstudie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 48 3.4.1 “Experimental Investigations on the Temperature Increase of Ultra-High Performance Concrete under Fatigue Loading“ Deutscher et al. (2019) . . 49 3.4.2 “Experimental Investigations on Temperature Generation and Release of Ultra-High Performance Concrete during Fatigue Tests“ Deutscher et al. (2020a) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 67 3.4.3 “Heating rate with regard to temperature release of UHPC under cyclic compressive loading“ Deutscher et al. (2021a) . . . . . . . . . . . . . . . . 86 3.4.4 “Influence of the compressive strength of concrete on the temperature increase due cyclic loading“ Deutscher et al. (2020b) . . . . . . . . . . . . 98 3.4.5 Ergänzungen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 107 3.4.6 Zusammenfassung der Parameterstudie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 116 3.5 Vergleich mit dem Stand des Wissens . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 117 3.5.1 Spannungsspiel . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 117 3.5.2 Frequenz . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 117 3.5.3 Größtkorn . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 120 3.5.4 Betonfestigkeit . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 120 3.5.5 Probenalter . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 121 3.6 Berücksichtigung der Temperatur bei der Versuchsbewertung . . . . . . . . . . . 122 3.6.1 “Influence of temperature on the compressive strength of high performance and ultra-high performance concretes“ Deutscher et al. (2021b) . . . . . . 123 3.6.2 “Consideration of the heating of high-performance concretes during cyclic tests in the evaluation of results“ Deutscher (2021) . . . . . . . . . . . . . 134 3.6.3 Verifizierung an einem HPC . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 150 4 Zusammenfassung und Ausblick 153 4.1 Zusammenfassung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 153 4.2 Ausblick . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 156 5 Allgemeine Ergänzungen A1 5.1 Materialkennwerte . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . A1 5.1.1 UHPC 1 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . A1 5.1.2 UHPC 2 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . A3 5.2 Druckfestigkeit unter Temperatureinfluss . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . A4 5.2.1 Klimakammerlagerung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . A4 5.2.2 Wasserlagerung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . A5 5.2.3 getrocknet im Trockenofen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . A5 5.3 zyklische Druckschwellversuche . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . A5 5.3.1 UHPC 1 Charge I . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . A7 5.3.2 UHPC 2 Charge II . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . A11 5.3.3 UHPC 1 Charge III . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . A16 5.3.4 Mörtel Charge IV . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . A20 5.3.5 NC 1 Charge V . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . A21 5.3.6 UHPC 1 Charge VI . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . A22 5.3.7 UHPC 1 Charge VII . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . A23 5.3.8 NC 2 Charge VIII . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . A28 5.4 Restfestigkeit . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . A30 5.4.1 UHPC 1 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . A30 5.4.2 UHPC 2 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . A31

The production of concrete remains one of the highest CO2 producers. It consumes alarge number of primary sources of raw materials. One way to reduce emissions and rawmaterials consumption is by applying more recycled aggregates. However, when recycledaggregate is used for concrete, its properties and durability usually decline in comparisonwith conventional concrete with natural aggregate. For this reason, it is necessary to findthe optimal way in connection with the requirements of structural use in buildingstructures. The diploma thesis will examine the basic possibility of using lost formworkfrom high-performance concrete. The core will be made of concrete with recycledaggregate. High-performance concrete skin will be reinforced by various unconventionalreinforcement

Stahlbetondeckenplatten sind material- und energieintensive Biegetragwerke, wenn sie, wie derzeit üblich, ebenflächig mit konstanter Querschnittshöhe und aus einer Betonsorte hergestellt werden. Diese Ausführung ist aus statischer und bauökologischer Sicht sehr ineffizient, da der bewehrte Beton nur an wenigen Stellen sowohl in der Haupttragrichtung als auch über die Deckenhöhe voll ausgenutzt wird. Mit einer gleichmäßigen Ausnutzung können Material und Gewicht und damit natürliche Ressourcen gespart werden. / Reinforced concrete floor slabs are materialand energy-intensive flexural load-bearing structures if, as it is currently the case, they are produced flat with a constant cross-sectional height and from one type of concrete. This design is very inefficient from a structural and building ecology point of view, as the reinforced concrete is only fully utilised at a few areas both in the main load-bearing direction and across the slab height. With an uniform utilisation, material and weight and thus natural resources can be saved.

Die neuen 3D-Entwurfs-, Berechnungs- und Fertigungsverfahren in Kombination mit dem Werkstoff ultrahochfester Beton (UHPC) bieten das Potenzial, den Beton-Leichtbau zu revolutionieren [1]. Die Herausforderung bei der Herstellung von geometrisch komplexen und hochpräzisen UHPC-Bauteilen liegt dabei im Schalungsbau. Da bisher keine verfügbaren abfallfreien und somit nachhaltigen alternativen Schalungsmaterialien bzw. -systeme identifiziert werden konnten, wurde der Forschungsansatz entwickelt, frei geformte Schalungen für Betonbauteile unter Verwendung von CNC-gefrästen recycelbaren Industriewachsen zu verwenden. Die Erforschung dieses Ansatzes hin zu einer anwendbaren Non-Waste-Schalungstechnologie wurde in einem gemeinsamen Forschungsprojekt des Instituts für Werkzeugmaschinen und Fertigungstechnik (IWF) und des Instituts für Tragwerksentwurf (ITE) der TU Braunschweig durchgeführt. Im Folgenden werden die wesentlichen Inhalte des Vorhabens, ausgehend von der Auswahl geeigneter Wachse, über die Untersuchung der Zerspanbarkeit bis hin zur Betonierung und anschließenden Analyse der Schalungen und Abgüsse, vorgestellt und diskutiert. Grundlegende Erkenntnisse wurden u. a. bereits 2016 in [2]–[5] veröffentlicht. Diese werden hier teilweise wiedergegeben und zudem mit zusätzlichen Informationen ergänzt. Die wesentlichen Erkenntnisse aus dem Forschungsvorhaben werden zusammengefasst. Ausführliche Informationen zur Entwicklung der Non-Waste-Wachsschalungstechnologie finden sich in der 2019 veröffentlichten Dissertation von Jeldrik Mainka [6]. / The new 3D design, calculation and manufacturing methods in combination with ultra-high strength concrete (UHPC) off er the potential to revolutionise lightweight concrete construction [1]. The challenge in the production of geometrically complex and high-precision UHPC components lies in formwork construction. As no available waste-free and thus sustainable alternative formwork materials or systems have been identified so far, the research approach was developed to use freely shaped formwork for concrete components using CNC-milled recyclable industrial waxes. The research of this approach towards an applicable non-waste formwork technology was carried out in a joint research project of the Institute for Machine Tools and Production Engineering (IWF) and the Institute of Structural Design (ITE) of the Technical University of Braunschweig. In the following, the main contents of the project, starting with the selection of suitable waxes, the investigation of machinability up to the concreting and subsequent analysis of the formwork and castings are presented and discussed. Basic findings have already been published in 2016 in [2]–[5]. These are partly reproduced here and supplemented with additional information. The main findings of the research project are summarised. Detailed information on the development of non-waste wax formwork technology can be found in the dissertation by Jeldrik Mainka [6], published in 2019.

There was developed a novel technological and constructive approach for the low-cost production of curved freeform formworks, which allow the production of single and double-curved fibre reinforced concrete. The scheduled approach was based on a flexible, asymmetrical multi-layered formwork system, which consists of glass-fibre reinforced plastic (GFRP). By using of the unusual anisotropic structural behavior, these GFRP formwork elements permitted a specific adjustment of defined curvature. The system design of the developed GFRP formwork was examined exhaustively. There were designed, numerically computed and produced prototypical curved freeform surfaces with different curvature radii. The fibre reinforced concrete had a compressive strength of 101.4 MPa and a 3-point bending tensile strength of 17.41 MPa. Beyond that, it was ensured that the TRC had a high durability, which has been shown by the capillary suction of de-icing solution and freeze thaw test with a total amount of scaled material of 874 g/m² and a relative dynamic E-Modulus of 100% after 28 freeze-thaw cycles.

O presente estudo refere-se a uma das deteriorações mais freqüentes nas estruturas de concreto armado: a ação da carbonatação. Para essa verificação construiu-se uma câmara de carbonatação acelerada, que foi calibrada, com a finalidade de estudar o processo de carbonatação em corpos-de-prova executados em concreto e argamassa com cimentos CP V ARI Plus e CP V ARI RS com e sem adição de sílica ativa, curados em câmara úmida por sete dias e posteriormente expostos à atmosfera agressiva de gás carbônico por 7, 14, 28, 63 e 91 dias. Também foram executados corpos-de-prova semelhantes (controle), os quais foram ensaiados à compressão axial e à compressão diametral para determinação da resistência à compressão, tração e medida da profundidade de carbonatação. A partir destes resultados é ajustado um modelo teórico experimental para previsão da profundidade de carbonatação em função do tempo. Observa-se que para todas as composições estudadas a profundidade de carbonatação é pequena. Analisa-se também, a influência da carbonatação no ganho da resistência mecânica das argamassas e dos concretos, e o efeito da adição de sílica ativa e do tipo de cimento no fenômeno de carbonatação. Finalizando, é apresentada uma justificativa dos resultados com base no banco de dados existente no LMABC-SET-EESC-USP. / The present study refers to one of the most frequent deterioration in reinforced concrete structure: the action of carbonation. For this, an accelerated carbonation chamber was built and gauged in order to study the carbonation process in concrete and mortar specimens with CP V ARI Plus and CP V ARI RS cements, with and without silica fume addition. The specimens were cured in a humidity chamber for seven days and exposed to aggressive atmosphere of carbonic gas for 7, 14, 28, 63 and 91 days. Similar specimens of control were also manufactured and left in humidity chamber during the same periods. These specimens were tested an axial compression and splitting tensile strength to determine the compression and tensile strength and the carbonation depth. From all the obtained results an experimental theoretical model was forecasted to determine the depth carbonation in function of time. It is observed that all the depths carbonation measured is small. The carbonation influence on mechanical resistance gain of the mortar and concrete, as well as the effect addition of both of silica fume and cement type on the phenomenon of carbonation is also analyzed. Finally, it is presented a justification of results based on the existent database at LMABC-SET-EESC-USP.