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.

[pt] Projetos estruturais que empregam concretos com resistências mais elevadas, ou seja, maiores que 40 MPa, nomeados Concretos de Alto Desempenho, são cada vez mais freqüentemente utilizados. Sabe-se, entretanto, que as propriedades destes concretos são diferenciadas daquelas dos concretos considerados convencionais, necessitando-se estudos que visem, principalmente, mensurar a realidade dentro dos materiais disponíveis em nosso país. Este trabalho experimental estuda as principais propriedades deste material: resistência à compressão, resistência à tração por compressão diametral, Módulo de Elasticidade e permeabilidade, através da determinação do índice de vazios. Após um estudo sobre métodos de dosagem mais utilizados e empregando-se materiais disponíveis no Rio de Janeiro, foram moldados um total de 230 corpos de prova para resistências características à compressão de 40MPa, 60 MPa, 80 MPa e 100 MPa. Foi realizado um estudo sobre compatibilidade entre superplastificante e aglomerante. Com os dados obtidos experimentalmente, foram relacionados resistências à tração por compressão diametral, módulo de elasticidade e porosidade com resistência à compressão axial. Estes resultados foram comparados com as recomendações das principais normas internacionais e com as propostas de alguns pesquisadores que foram encontradas na literatura. / [en] High Performance Concrete, i.e., those whose compressive strength is higher than 40 Mpa, have been used in a wide range of Civil Engineering applications. Notwithstanding that, it is known that their mechanical and physical properties are different from those of their conventional counterparts. In this dissertation, it is studied mixture proportion methods with good acceptance rate, preparing 230 specimens with materials available in Brazil s state of Rio de Janeiro and that have compressive strength of 40 MPa, 60MPa, 80 MPa and 100 MPa. For each prepared specimen, it is studied its mechanical properties, compressive strength, splitting tensile strength, modulus of elasticity and porosity for the determination of the emptiness ratio. It is also studied the compatibility between superplasticizer and cement materials. It is also performed a comparison between the experimental data and the expressions available in the literature, as well as the relation between the compressive strength, splitting tensile strength, modulus of elasticity and the porosity.

Treten im Beton mehraxiale Spannungszustände auf, führen diese gegenüber einer einaxialen Beanspruchung zu einer signifikanten Änderung des Materialverhaltens. Neben einer festigkeitssteigernden bzw. -abmindernden Wirkung ergeben sich ebenfalls große Unterschiede im Spannungs-Dehnungs-Verhalten. Zur effizienten Konzipierung von Betonstrukturen unter komplexen Beanspruchungszuständen ist daher die Kenntnis des veränderten Materialverhaltens notwendig. Zur experimentellen Bestimmung des Spannungs-Dehnungs-Verhaltens eines Ultrahochleistungsbetons mit einer einaxialen Druckfestigkeit von über 170 N/mm² wurden mehraxiale Belastungsversuche an würfelförmigen Probekörpern durchgeführt. Die Untersuchung umfasste insgesamt 35 zwei- und dreiaxiale Spannungsverhältnisse unter proportionaler Laststeigerung mit vorrangiger Betrachtung von Zug-Druck-Druck-Beanspruchungen. Für die Einleitung der Zugbeanspruchungen in die Prüfkörper wurde eine neue Methode entwickelt, bei der mittels einbetonierter Schrauben die Belastung auf den Beton übertragen wird. Die Bestimmung des Verformungsverhaltens erfolgte im Inneren der Probekörper mit sechs tetraederförmig angeordneten Faser-Bragg-Gittern. Die somit direkt gemessenen Dehnungen ermöglichen die nachträgliche Berechnung der Komponenten des Dehnungstensors des Bezugskoordinatensystems. Für den untersuchten Ultrahochleitsungsbeton fallen die auf die einaxiale Druckfestigkeit bezogenen mehraxialen Festigkeitswerte mit zunehmendem hydrostatischen Druckspannungsanteil der Beanspruchung geringer aus als bei Normalbetonen. Weiterhin weist das Verformungsverhalten eine größere Sprödigkeit gegenüber Normalbetonen auf, so dass auch unter dreiaxialen Druckspannungszuständen die Probekörper schlagartig versagen. Aus den gemessenen Spannungs-Dehnungs-Linien werden neben den maximalen Festigkeiten die Festigkeitswerte an der Elastizitätsgrenze, der Affinitätsgrenze sowie beim Volumenminimum der Probekörper bestimmt. Zur Approximation dieser charakteristischen Werte wurde eine Grenzflächenbeschreibung entwickelt und an den Versuchsergebnissen kalibriert. Des Weiteren erfolgte die Zusammenstellung einer Datenbank mit in der Literatur verfügbaren mehraxialen maximalen Festigkeitswerten von Betonen mit einaxialen Druckfestigkeiten von 10 N/mm² bis 180 N/mm² und die Kalibrierung des entwickelten Modells zur Grenzflächenbeschreibung in Abhängigkeit der einaxialen Druckfestigkeit. Die bei der Kalibrierung der Grenzfläche für einzelne Betonfestigkeitsklassen bestimmten Freiwerte hängen dabei stark von den vorliegenden Versuchsdaten und speziell vom Wertebereich der hydrostatischen Spannungsanteile der maximalen Beanspruchungen ab. Die Approximation des Spannungs-Dehnungs-Verhaltens der mehraxial beanspruchten Probekörper erfolgt mittels eines schädigungsbasierten Materialgesetzes. Hierbei wird für den anfänglich isotropen Beton zum einen eine lastinduzierte isotrope Schädigung und zum anderen eine lastinduzierte orthotrope Schädigung angenommen, die von den auftretenden Hauptdehnungen abhängig ist. Mit dem entwickelten Materialgesetz werden sehr gute Übereinstimmungen mit den gemessenen Spannungs-Dehnungs-Linien erreicht, so dass sich ebenfalls eine gute Vorhersage der maximalen Festigkeitswerte ergibt. / Concrete under multiaxial stress states shows significant changes of the material behaviour compared to uniaxial loading. Besides strength increasing and decreasing effects, also great differences in the stress-strain behaviour occur. In order to design concrete structures efficiently concerning complex stress states, the knowledge about the modified material behaviour is necessary. To determine experimentally the stress-strain behaviour of an ultra high performance concrete with a uniaxial compressive strength of about 170 N/mm², multiaxial loading tests on cubic-shaped specimens were carried out. Altogether, the investigation contained 35 biaxial and triaxial stress ratios under proportionally increasing load with primarily tension-compression-compression loadings. Applying the tensile load on the specimen, a new method was developed, which uses screws embedded in the concrete to transfer the loading. The deformations were measured by using six tetrahedron-shaped arranged Fibre Bragg Gratings inside the concrete specimen. Subsequently, with the directly measured strains the components of the strain tensor of the reference coordinate system could be determined. For the investigated ultra high performance concrete the increase of the multiaxial strength, referring to the uniaxial compressive strength, decreases compared to normal strength concrete with the increasing hydrostatic stress component of the load. Moreover, the deformation behaviour shows an increased brittleness compared to normal strength concrete, so that even under triaxial compressive stress states the specimens fail abruptly. Besides the ultimate strength, from the measured stress-strain curves the strength at the proportional limit, at the limit of affinity as well as at the minimum volume of the specimen is determined. To approximate these characteristic values, a description of a hypersurface is developed and calibrated with the test results. Furthermore, a database with multiaxial ultimate strength values of concretes with uniaxial compressive strengths between 10 N/mm² to 180 N/mm² available from literature was compiled and a calibration of the developed hypersurface model depending on the uniaxial compressive strength was carried out. Thereby, the obtained values of arbitrary parameters of individual concrete strength classes depend severely on the available test results, especially on the range of values of the hydrostatic stress component of the ultimate strength. The approximation of the stress-strain behaviour of the multiaxial loaded specimens is carried out by means of a damage-based material law. For this purpose, concerning the initially isotropic concrete, a load-induced isotropic and orthotropic damage depending on the principle strains is assumed. With the developed material law, very good accordance with the measured stress-strain curves could be achieved, so that also results in a good approximation of the ultimate concrete strength.

The aim of this diploma thesis is to focus on the resistance of concrete exposed to high temperatures especially with focus of resistance against explosive spalling as well as clarifying the mode of action of various types of polypropylene fibres. The theoretical part is an introduction to the issues of explosive spalling, its mechanisms and majority influencing factors. Further description of the processes taking place in the structure of concrete under extreme thermal load, distribution and size of pores in concrete, thermal load, temperature-time curves and their applications, methods of elimination of negative behaviour of concrete exposed to thermal loading (passive and active methods), mode of action of polypropylene fibres and more is also included in the theoretical part. The main aim of experimental part is to verify the function of polypropylene fibers of various Melt Flow Indexes (MFI) and dosage. Primarily, the test samples with content of the PP-fibers are compared to the reference sample without fibers. Secondarily, the samples with standard PP-fibers (with MFI 25) with dosage 2.0 kg/m3 are compared to samples with modified PP-fiber (with MFI 2500) of dosage 0.9 kg/m3. Photogrammetric images were used for evaluation and comparison of spalled surfaces and its depth. Determination of the softening temperature and melting point of the modified and standard PP-fibers was made by using a high temperature microscope video. The second part of the experimental work was to define concrete permeability at different temperatures and pressures. Permeability was measured at temperatures of 20°C, 90°C, 150°C, 175°C, 200°C, 225°C and 250°C and at pressure of 0.2, 0.4 and 0.6 MPa.