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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

Nickel-based superalloys and tool steels are well-known high-performance alloys due to their extensive use in many different industries. Nickel-based superalloys have found their way into aircraft, aerospace, marine, chemical, and petrochemical industries owing to their excellent high-temperature corrosion and oxidation resistance. On the other hand, tool steels could provide a combination of outstanding corrosion and wear resistance. They can play an important role in cutting and wear applications and manufacturing plastic extrusion and food processing components. Near-net shape manufacturing using powder metallurgy (PM) and hot isostatic pressing (HIP) can serve as an efficient manufacturing process to produce these alloys. This technology can successfully tackle conventional manufacturing challenges of highly alloyed materials i.e. segregation during the casting process or cracks during hot working processes of Ni-based superalloys, and carbide segregation and formation of large and irregularly shaped carbides in wrought and hot rolled tool steels. However, the presence of precipitates on prior particle boundaries (PPBs) in Ni-based superalloys, and metallurgical defects like non-metallic inclusions in both Ni-based superalloys and tool steels may affect the fatigue performance of these PM-HIPed products. This licentiate thesis aims to investigate the microstructure and fatigue behavior of two PM-HIPed alloys i.e. Inconel 625 and high-nitrogen tool steel. The results confirm precipitation along PPBs in PM-HIPed Inconel 625; however, no effect was detected in the fractography studies of the high cycle fatigue samples, and tensile properties were comparable with wrought materials reported in the literature. On the other hand, the microstructure of PM-HIPed high-nitrogen tool steel displayed dispersed precipitates and no traces of PPBs. Moreover, in both cases, i.e. very high cycle fatigue of PM-HIPed high-nitrogen tool steel and high cycle fatigue of PM-HIPed Inconel 625, fatigue crack initiation was attributed to the presence of non-metallic inclusions, either individually or agglomerated with precipitates. This underscores the significance of the manufacturing process in fatigue performance. / Near-net shape manufacturing using powder metallurgy (PM) and hot isostatic pressing (HIP) can serve as an efficient manufacturing process to produce high-performance alloys. Among the variety of engineering alloys, Nickel-based superalloys and tool steels stand out as well-known high-performance alloys, widely employed across diverse industries. PM-HIP technology can successfully address conventional manufacturing challenges associated with highly alloyed materials, such as segregation during the casting process or cracks during hot working processes of Ni-based superalloys, and carbide segregation and the formation of large and irregularly shaped carbides in wrought and hot rolled tool steels. However, the presence of precipitates on prior particle boundaries in Ni-based superalloys, and metallurgical defects like non-metallic inclusions in both alloys, may affect the fatigue performance of these PM-HIPed products. The present study aims to assess two PM-HIPed alloys, namely Inconel 625 and high-nitrogen tool steel, with a comprehensive examination of their microstructure and fatigue properties. The objectives include examining the microstructural features introduced by the PM-HIP process and understanding how they influence fatigue failure mechanisms in these alloys.

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The microstructure of concrete contains random features over a wide range of length scales in which each length scale possess a new random composite. The influence of individual material constituents at different scales and their mutual interactions are responsible for the formation of fracture process zone (FPZ). The presence of the FPZ and the various toughening mechanism occurring in it, influences the fatigue and fracture behavior of concrete which also gets influenced by the geometry, spacial distribution and material properties of individual material constituents and their mutual interactions. Hence, in order to study the influence of interfacial transition zone, microcrack and aggregate bridging on the fracture and fatigue behavior of concrete, a multiscale analysis becomes necessary. This study aims at developing a linearized model which helps in understanding the fracture and fatigue behavior of cementitious materials by considering the predominant fracture process zone (FPZ) mechanisms such as microcracking and aggregate bridging. This is achieved by quantifying the critical microcrack length and the bridging resistance offered by the aggregates. Further, the moment carrying capacity of a cracked concrete beam is determined by considering the effect of aggregate bridging. A modified stress intensity factor (SIF) is derived based on linear elastic fracture mechanics (LEFM) approach by considering the material behavior at different scales through a multiscale approach. The model predicts the entire crack growth curve for plain concrete by considering these process zone mechanisms. Furthermore, the fracture and fatigue response of concrete is studied through the development of analytical models which include the properties of the mix constituents using the multiscale based SIF. The effect of the interfacial transition zone, microcracks and resistance offered through aggregate bridging on the resistance to crack initiation and propagation are studied. A fatigue crack growth law is proposed using the concepts of dimensional analysis and self-similarity. Through sensitivity analyses, the influence of different parameters on the overall fracture and fatigue behavior are studied. In addition, studies related to concrete-concrete bi-material interfaces are conducted in order to understand the influence of repair materials on the service life of damaged concrete structures when subjected to fatigue loading. An analytical model is proposed in this study to predict the crack growth curve using the concepts of dimensional analysis and self-similarity in conjunction with the human population growth model. It is seen that a repair done with a patch having similar elastic properties as those of the parent concrete will have a larger fatigue life.

As rails are vital parts of a track system, it is essential to ensure their safe and reliable operation. The present verification approaches and limit values regarding the permissible additional stresses of the rail under compression and tension considering track-bridge-interaction (TBI) were developed in the 1980s. However, with the rapid development of the railway industry and the increasing of train speeds, rail infrastructures are subjected to ever more frequent, greater loads and more complicated loading conditions, especially in the area of bridges. Moreover, the manufacturing technologies of railway components have been further developed. Taking all the aforementioned variations into account, the current verification approaches and limit values do not apply properly today and shall be updated. For this purpose, new investigations are carried out in this dissertation. As major parts of this cumulative dissertation, the published investigations are divided into three main blocks. The first block is the state of the art. In this block, a detailed background knowledge and a state of the art description of the permissible additional stresses in railway tracks due to TBI are given. Furthermore, the motivation for the studies within the scope of this dissertation is addressed. The second block deals with the rail resistance under compressive forces in ballastless track systems. Accordingly, numerical investigations on the behaviour of rails in ballastless track systems under compressive axial forces in the vicinity of bridge joints were performed. Experimental tests were also carried out on two 8.17 m long rails fixed with BSPFF-B-1 and SBS300-1 fasteners on the ÖBB-Porr slab track system. It was found that the rail resistance under longitudinal compressive loads can be largely increased. The third block focuses on the rail resistance under tension. First, extensive experiments were conducted on rail behaviour for up to five million cyclic loads in both vertical and transverse directions under different minimum stress levels. Subsequently, the sectioning method and the X-Ray diffraction method were applied to determine the residual stress distribution in the rail. Afterwards, the determined residual stress results and the fatigue test results are analysed together. As a result, a new comprehensive Smith-diagram, which took into account the actual rail residual stresses, up to five million load cycles in both vertical and transverse directions of the rail, was achieved. In addition, two studies are supplemented. One deals with the fatigue behaviour of rails for up to 50 million load cycles and the other concerns the fatigue behaviour of rails from a different batch for up to five million load cycles. Based on all these aforementioned investigations, it is concluded that the current limit values and approaches regarding the rail resistance in ballastless track systems under compression and tension considering TBI are too conservative. In the end, new verification approaches and limit values are proposed.

The master thesis is focused on analysis of stress field in the vicinity of stress concentration of stainless steel IPE beam loaded in tree point bending. Theoretical part includes introduction to fracture mechanics with basic terms, principles and variables used to describe fatigue behaviour of material. It concludes teoretical grounds of fracture tests which are future focus of the thesis, methodes used by numerical softwares and methodes used to obtain numerical results. Practical part includes comparision between two and three dimensional numerical models in three point bending, IPE model with different crack front shapes and plastic zone size. Numerical modelling was processed in Ansys Mechanical APDL. Thesis also involves results of experimental testing evaluated using numerical model.

Es wird ein einfacher Berechnungsansatz für ein Baukastensystem aus Kastenprofilen verschiedener Querschnittsabmessungen erarbeitet. Diese Profile bestehen aus WVC (Wood Veneer Composites, Holzfurnierlagenverbundwerkstoffen). Der Ansatz bildet den statischen Lastfall und das Ermüdungsverhalten unter schwellende Dreipunktbiegung ab. Am Beispiel eines ausgewählten Strukturbauteils aus handelsüblichen Birkensperrholz wird der Berechnungsansatz konkretisiert und durch Versuche evaluiert. Aufbauend auf dem Kraft-Verformungsverhalten der analysierten Einzelbauteile und der kapillarporösen Struktur des Holzes wird bei dem Berechnungsansatz auf eine Analyse der Spannungen verzichtet. Stattdessen wird als Berechnungskriterium die kritische Normaldehnung in der Randfaser der Strukturbauteile genutzt. Weiterhin wird eine Methode vorgestellt um mittels niederzyklischen Ermüdungsversuchs (LCF, ca. 1e+03 Lastwechsel) den „Knickpunkt“ der Zeitfestigkeitslinie eines einstufigen Ermüdungsversuchs bei hohen Lastspielzahlen (HCF, 1e+06 bis 1e+07 Lastwechsel) für diese Strukturbauteile zu bestimmen. / It was developed a simple approach for the calculation of a modular construction system for box sections (profile structures) of different cross-sectional dimensions. These profile structures consists of WVC (Wood Veneer Composites). The approach maps the static load case and the fatigue behavior under pulsating three-point bending. By using a structural component made from commercial birch plywood, the calculation approach is specified and verified. Based on the force-deformation behavior of the analyzed single components in connection with the capillary-porous structure of the wood, the calculation approach dispense on an analysis of the tensions. Instead, a criterion, which calculates the critical normal strain in the outer fibers of the structural components, is used. Furthermore, a method of a low-cycle fatigue test (LCF, abbr. 1e+03 cycles) is presented. This method detects the “knee point" of the fatigue limit line for the profiles. That point is usually determined by the use of a high-cycle fatigue tests (HCF, 1e+06 until 1e+07 cycles).

Es wird ein einfacher Berechnungsansatz für ein Baukastensystem aus Kastenprofilen verschiedener Querschnittsabmessungen erarbeitet. Diese Profile bestehen aus WVC (Wood Veneer Composites, Holzfurnierlagenverbundwerkstoffen). Der Ansatz bildet den statischen Lastfall und das Ermüdungsverhalten unter schwellende Dreipunktbiegung ab. Am Beispiel eines ausgewählten Strukturbauteils aus handelsüblichen Birkensperrholz wird der Berechnungsansatz konkretisiert und durch Versuche evaluiert. Aufbauend auf dem Kraft-Verformungsverhalten der analysierten Einzelbauteile und der kapillarporösen Struktur des Holzes wird bei dem Berechnungsansatz auf eine Analyse der Spannungen verzichtet. Stattdessen wird als Berechnungskriterium die kritische Normaldehnung in der Randfaser der Strukturbauteile genutzt. Weiterhin wird eine Methode vorgestellt um mittels niederzyklischen Ermüdungsversuchs (LCF, ca. 1e+03 Lastwechsel) den „Knickpunkt“ der Zeitfestigkeitslinie eines einstufigen Ermüdungsversuchs bei hohen Lastspielzahlen (HCF, 1e+06 bis 1e+07 Lastwechsel) für diese Strukturbauteile zu bestimmen. / It was developed a simple approach for the calculation of a modular construction system for box sections (profile structures) of different cross-sectional dimensions. These profile structures consists of WVC (Wood Veneer Composites). The approach maps the static load case and the fatigue behavior under pulsating three-point bending. By using a structural component made from commercial birch plywood, the calculation approach is specified and verified. Based on the force-deformation behavior of the analyzed single components in connection with the capillary-porous structure of the wood, the calculation approach dispense on an analysis of the tensions. Instead, a criterion, which calculates the critical normal strain in the outer fibers of the structural components, is used. Furthermore, a method of a low-cycle fatigue test (LCF, abbr. 1e+03 cycles) is presented. This method detects the “knee point" of the fatigue limit line for the profiles. That point is usually determined by the use of a high-cycle fatigue tests (HCF, 1e+06 until 1e+07 cycles).

Die vorliegende Arbeit beschäftigt sich mit der Herstellung von CrNi-Stahl/Aluminium-Mischverbunden mit dem Ziel der Verbesserung der mechanischen Eigenschaften und der Erhöhung der Lebensdauer der Lötverbindungen. Da sich die Eigenschaften der Fügepartner stark unterscheiden, ist ein geeignetes Fügeverfahren erforderlich. Die wesentliche Herausforderung besteht in der Vermeidung der Bildung von dicken intermetallischen Schichten in der Reaktionszone, welche die mechanischen Eigenschaften der resultierenden Lötverbindungen verschlechtern. Dementsprechend wird ausgehend vom Stand der Technik ein Konzept zur vollständigen Untersuchung der Mikrostruktur-Eigenschafts-Beziehungen der Mischverbunde erarbeitet und umgesetzt. Die Mischverbunde werden durch Induktionslöten hergestellt, was einen lokalen Wärmeeintrag in die Fügestelle ermöglicht. Dadurch können Lötverbindungen mit dünnen Reaktionszonen erzeugt werden. Das Potenzial der Lötverbindungen wird anhand von Zugscher- und Ermüdungsversuchen aufgezeigt, die mit den Ergebnissen der Mikrostrukturanalyse und der fraktografischen Bewertung korreliert werden.:Abkürzungen und Formelzeichen iii Abkürzungen iii Formelzeichen iv Abbildungsverzeichnis v Tabellenverzeichnis xi 1 Einleitung und Motivation 1 2 Stand der Technik 2 2.1 Anwendungen von Stahl/Aluminium-Mischverbunden 2 2.2 Stoffschlüssiges Fügen von Stahl/Aluminium-Mischverbunden 3 2.2.1 Schweißen von Stahl/Aluminium-Mischverbunden 3 2.2.2 Löten von Stahl/Aluminium-Mischverbunden 8 2.2.2.1 Grundlagen 8 2.2.2.2 Verfahren und Lotwerkstoffe 10 2.3 Besonderheiten bei Stahl/Aluminium-Mischverbunden 15 2.3.1 Intermetallische Fe-Al-Verbindungen in der Reaktionszone 15 2.3.2 Kontrolle der Bildung und des Wachstums der Reaktionszone 20 2.3.3 Problematik bei mechanischer Charakterisierung der Mischverbunde 23 3 Folgerungen und Zielstellung 27 4 Experimentelle Durchführung 29 4.1 Grund- und Lotwerkstoffe 29 4.2 Benetzungs- und Lötversuche 31 4.3 Mikrostrukturelle Charakterisierung 34 4.3.1 Mikrostrukturanalyse 34 4.3.2 Mikrohärtemessung und Nanoindentation 35 4.3.3 Thermische Auslagerung 37 4.4 Mechanische Charakterisierung 39 4.4.1 Zugscher- und Warmzugscherversuche 39 4.4.2 Ermüdungsversuche 40 5 Ergebnisse 43 5.1 Benetzungsverhalten 43 5.2 Mikrostrukturelle Untersuchungen 45 5.2.1 Mikrostruktur der Lötverbindungen und Bildung der Reaktionszone 45 5.2.2 Mechanische Charakteristika der Gefügebestandteile 55 5.3 Festigkeitsuntersuchungen 59 5.3.1 Quasistatische Untersuchungen gelöteter Mischverbunde 59 5.3.2 Ermüdungsverhalten gelöteter Mischverbunde 69 5.4 Korrelation zwischen Reaktionszonendicke und Festigkeit 81 6 Diskussion der Ergebnisse 88 7 Zusammenfassung und Ausblick 92 8 Anlagen 93 8.1 Übersicht der Benetzungsproben auf Stahl X5CrNi18-10 93 8.2 Übersicht der Benetzungsproben auf AlMn1Cu 94 8.3 Beispiel der Ergebnisse der EDX-Analyse 95 8.4 Härteverlauf über die Reaktionszone 96 8.5 EBSD-Analyse der Lötverbindung 97 8.6 Mikrozugversuche 98 8.7 TEM-Untersuchungen der hergestellten Lötverbindungen 99 9 Literaturverzeichnis 102 10 Normenverzeichnis 112 11 Publikationen 113 / This thesis deals with the production of aluminum/stainless steel mixed joints in order to improve the mechanical properties and to extend the lifetime of the joints. Because of the different physical properties of the joining partners, a suitable joining technique is necessary. In comparison to welding, brazing offers significant advantages due to the lower liquidus temperature of the used brazing fillers. The main challenge is to prevent the formation of thick intermetallic layers in the reaction zone. These layers deteriorate the mechanical properties of the resulting joints predominantly. Correspondingly, a concept for the complete investigation of the microstructure-property relationships of the brazed joints is investigated. The joints are produced by induction brazing, which takes place in a short process time and allows a local heat input into the joint. Therefore, joints with a thin intermetallic layer in the reaction zone can be manufactured. The potential of the joints is demonstrated using monotonic tensile shear tests as well as fatigue tests. The achieved results are correlated with the results of the microstructural and fractographic analysis.:Abkürzungen und Formelzeichen iii Abkürzungen iii Formelzeichen iv Abbildungsverzeichnis v Tabellenverzeichnis xi 1 Einleitung und Motivation 1 2 Stand der Technik 2 2.1 Anwendungen von Stahl/Aluminium-Mischverbunden 2 2.2 Stoffschlüssiges Fügen von Stahl/Aluminium-Mischverbunden 3 2.2.1 Schweißen von Stahl/Aluminium-Mischverbunden 3 2.2.2 Löten von Stahl/Aluminium-Mischverbunden 8 2.2.2.1 Grundlagen 8 2.2.2.2 Verfahren und Lotwerkstoffe 10 2.3 Besonderheiten bei Stahl/Aluminium-Mischverbunden 15 2.3.1 Intermetallische Fe-Al-Verbindungen in der Reaktionszone 15 2.3.2 Kontrolle der Bildung und des Wachstums der Reaktionszone 20 2.3.3 Problematik bei mechanischer Charakterisierung der Mischverbunde 23 3 Folgerungen und Zielstellung 27 4 Experimentelle Durchführung 29 4.1 Grund- und Lotwerkstoffe 29 4.2 Benetzungs- und Lötversuche 31 4.3 Mikrostrukturelle Charakterisierung 34 4.3.1 Mikrostrukturanalyse 34 4.3.2 Mikrohärtemessung und Nanoindentation 35 4.3.3 Thermische Auslagerung 37 4.4 Mechanische Charakterisierung 39 4.4.1 Zugscher- und Warmzugscherversuche 39 4.4.2 Ermüdungsversuche 40 5 Ergebnisse 43 5.1 Benetzungsverhalten 43 5.2 Mikrostrukturelle Untersuchungen 45 5.2.1 Mikrostruktur der Lötverbindungen und Bildung der Reaktionszone 45 5.2.2 Mechanische Charakteristika der Gefügebestandteile 55 5.3 Festigkeitsuntersuchungen 59 5.3.1 Quasistatische Untersuchungen gelöteter Mischverbunde 59 5.3.2 Ermüdungsverhalten gelöteter Mischverbunde 69 5.4 Korrelation zwischen Reaktionszonendicke und Festigkeit 81 6 Diskussion der Ergebnisse 88 7 Zusammenfassung und Ausblick 92 8 Anlagen 93 8.1 Übersicht der Benetzungsproben auf Stahl X5CrNi18-10 93 8.2 Übersicht der Benetzungsproben auf AlMn1Cu 94 8.3 Beispiel der Ergebnisse der EDX-Analyse 95 8.4 Härteverlauf über die Reaktionszone 96 8.5 EBSD-Analyse der Lötverbindung 97 8.6 Mikrozugversuche 98 8.7 TEM-Untersuchungen der hergestellten Lötverbindungen 99 9 Literaturverzeichnis 102 10 Normenverzeichnis 112 11 Publikationen 113