Cellular materials like aluminum foam which is the subject of interest here are generally characterized by high energy absorption capacity per unit weight. Materials of this category can be ideal for applications such as packaging and vehicle body structures for enhanced impact safety. A particularly well-known variety of closed-cell aluminum foam is designated as Alporas, which is studied here. From a viewpoint of mechanical behavior, the foam being considered can be represented using either a detailed cellular approach capturing the voids present in foam structure or a phenomenological approach in which experimental stress-strain response is assigned a-priori to solid elements filling up the space occupied by a foam geometry. Both modeling approaches are studied in the present work. It has been shown for the first time that stress-strain behavior under compression including densification can be predicted well with a Kelvin cell-based model, although scope for further improvement exists. Based on a novel combination of compression tests at low strain rates in a UTM and medium strain rates in low velocity impact tests, a relation between foam strength and strain rate has been proposed. This effect of strain rate on strength is captured in a finite element model for analysis using an explicit code with contact simulation capabilities and the predictions for projectile impact tests at higher strain rates using a gas gun-based device have been found to match commendably with results obtained from the said tests.

Die Forschung an Carbonbeton konzentrierte sich bisher überwiegend auf die Untersuchung des Tragverhaltens unter Zugbeanspruchung und die Entwicklung entsprechender Bemessungsmodelle für grundlegende Belastungsarten. Zur vollständigen und detaillierten Klärung des Tragverhaltens von Carbonbetonkonstruktionen ist es jedoch notwendig, das Verhalten unter Druckbeanspruchung zu kennen, da erste Erkenntnisse reduzierte Druckfestigkeiten vermuten lassen. In der Dissertation werden erste systematische Untersuchungen zum Tragverhalten von Carbonbeton unter einaxialer Druckbeanspruchung durchgeführt. Ein optimierter Versuchsaufbau erlaubte es, eine Vielzahl von Einflussparametern, wie z. B. die Textilgeometrie, Garnstärke, Tränkung oder die Ausrichtung der Gelege, zu untersuchen. Die Auswertung des umfangreichen Versuchsprogrammes erfolgte hauptsächlich an Hand der aufgenommenen Spannungs-Dehnungs-Beziehungen in Längs- und Querrichtung und den Bruchbildern. Ergänzend zu den Versuchen wurden nummerische Untersuchungen hinsichtlich der Spannungsverteilungen im Probekörper durchgeführt. Als Ergebnis der Arbeit konnte das Tragverhalten von Carbonbeton unter einaxialer Druckbeanspruchung ergründet werden. Grundlegend wurde ein anisotropes Verhalten von Carbonbeton unter Druck festgestellt. Die beobachteten Druckfestigkeiten waren dabei stark von der Ausrichtung der Gelege zur Druckbeanspruchung und vom vorhandenen Bewehrungsgrad abhängig. Basierend auf diesen Feststellungen werden zwei verschiedene Bemessungsmodelle zur Beschreibung der Druckfestigkeitsreduktion vorgeschlagen.:1 Einleitung 1.1 Problemstellung 1.2 Zielstellung 1.3 Aufbau 2 Stand des Wissens 2.1 Durchführung einaxialer Druckversuche 2.1.1 Allgemein 2.1.2 Probekörpergröße 2.1.3 Probekörperform 2.1.4 Toleranzen bei Druckversuchen 2.1.5 Lasteinleitung 2.2 Textilbeton 2.2.1 Allgemein 2.2.2 Betonmatrix 2.2.3 Textile Bewehrung 2.2.4 Herstellung 2.2.5 Tragverhalten von Textilbeton unter Zugbeanspruchung 2.2.6 Tragverhalten unter Querzugbeanspruchung 2.2.7 Tragverhalten von Textilbeton unter Druckbeanspruchung 2.2.8 Verbundverhalten von Textilbeton 2.3 Tragverhalten von Beton unter Druck - Heterogenität 2.3.1 Allgemein 2.3.2 Normalbeton 2.3.3 Leichtbeton 2.3.4 Faserbeton 2.3.5 Beton mit Einlagen 2.3.6 Gerissener Stahlbeton - zweiaxiale Belastung 2.4 Vergleichsmodell - Anisotropes Gestein unter Druckbeanspruchung 2.4.1 Schulter-Typ Gesteinsmodelle 2.4.2 U-Typ Gesteinsmodelle 2.5 Zusammenfassung 3 Experimentelle Methodik 3.1 Materialien 3.1.1 Betone 3.1.2 Textilien 3.2 Probekörper 3.2.1 Probekörpergeometrie 3.2.2 Herstellung 3.2.3 Qualitätskontrolle 3.3 Versuchsstand 3.3.1 Vorbetrachtungen 3.3.2 Prüfapparatur 3.3.3 Messtechnik 3.3.4 Versuchsdurchführung 3.4 Versuchsprogramm 3.5 Auswertung 4 Versuchsergebnisse und Tragverhalten unter einaxialer Druckbelastung 4.1 Referenzserie 4.2 Unbewehrte laminierte Versuche 4.2.1 Tragverhalten in Längsrichtung 4.2.2 Tragverhalten in Querrichtung 4.2.3 Bruchbilder 4.2.4 Charakteristische Punkte 4.2.5 Elastizitätsmodul 4.3 Bewehrte laminierte Versuche 4.3.1 Tragverhalten in Längsrichtung 4.3.2 Tragverhalten in Querrichtung 4.3.3 Versagenstypen 4.3.4 Charakteristische Punkte 4.3.5 Elastizitätsmodul 4.4 Bewehrte gegossene Versuche 4.4.1 Tragverhalten in Längsrichtung 4.4.2 Tragverhalten in Querrichtung 4.4.3 Versagenstypen 4.4.4 Charakteristische Punkte 4.4.5 Elastizitätsmodul 4.5 Zusammenfassung zum Tragverhalten 5 Numerische Untersuchungen 5.1 Modell 5.1.1 Materialmodell - Beton 5.1.2 Materialmodell - EP 5.1.3 Modellbildung 5.2 Untersuchungsergebnisse 5.2.1 Referenzserie 5.2.2 Bewehrte Serien - Öffnungen 5.2.3 Bewehrte Serien - gefüllte Öffnungen 5.3 Erkenntnisse zum Tragverhalten 6 Einflussparameter auf die Druckfestigkeit von Carbonbeton 6.1 Bezugssystem der Auswertung 6.2 Herstellung 6.2.1 Ein2uss des Handlaminierverfahrens 6.2.2 Ein2uss des Gießverfahrens 6.3 Lagenabstand 6.3.1 Bewehrte laminierte Serien 6.3.2 Bewehrte gegossene Serien 6.4 Maschenweite 6.4.1 Bewehrte laminierte Serien 6.4.2 Bewehrte gegossene Serien 6.5 Garnstärke 6.6 Effektiver Flächenanteil kA,eff 6.7 Anordnung 6.7.1 Versetzte Anordnung der Textilebenen 6.7.2 Verdrehte Anordnung in der Textilebene 6.8 Tränkung 6.9 Festigkeit 6.10 Zusammenfassung der Hauptein2ussparameter 7 Berechnungsmodell und Bemessungsvorschlag 7.1 Allgemein 7.2 Berechnungsmodell für Festigkeiten 7.2.1 Allgemein 7.2.2 Herleitung 7.2.3 Kritik 7.3 Vorschlag für Bemessungsmodell 7.3.1 Allgemein 7.3.2 Herleitung 7.3.3 Kritik 8 Zusammenfassung und Ausblick 8.1 Zusammenfassung 8.2 Ausblick Literaturverzeichnis A1 Verwendete Textilien A2 Erläuterung zur Auswertung der Einzelversuche A3 Zusammenstellung der untersuchten Serien A4 Ergebnisse der numerischen Berechnungen A5 Untersuchte Gesteinsmodellen

The determination of strain properties of masonry in the direction parallel to bed joints is a fundamental pre-requisite for designing structures, where masonry is subjected to horizontal stresses (e. g. strengthening with prestressing). The diploma thesis summarized techniques of determination of masonry modulus of elasticity presented in available literature. The goal is to suggest suitable methodology of determination of masonry modulus in direction parallel to the bed joints. In the practical part of the diploma thesis is that methodology verified by experimental test and results of tests are analyzed and discussed.

Die vorliegende Arbeit beschäftigt sich mit einer Methode zur Bestimmung von realistischeren Steifemoduln für eine genauere Setzungsprognose von Flachgründungen in sehr „laborfeindlichen“ veränderlich festen Gesteinen. Die vergleichenden Laboruntersuchungen an teilverwitterten Keuperböden ergaben, dass die Steifemoduln aus den K0-Triaxialversuchen um den Faktor zwei bis drei größer sind als die Moduln aus den Standardoedometerversuchen. Durch, sowohl analytische, wie auch numerische, Nachrechnungen der durchgeführten Feldversuche und der Setzungsmessungen konnte nachgewiesen werden, dass mit Moduln aus K0-Triaxialversuchen deutlich zutreffendere Setzungsprognosen im Keuper möglich sind, als mit Moduln aus den Oedometerversuchen. Es konnte eine deutliche Abhängigkeit der Entwicklung des Steifemoduls von der Belastungsgeschichte, insbesondere im Übergangsbereich von der „echten“ Wiederbelastung zur Erstbelastung, gefunden werden. Für grobe Näherungen, z.B. für Vorbemessungen, werden Abhängigkeiten zwischen Auflastspannungen und Steifemoduln für die Erst- und für die Wiederbelastung angegeben. So lassen sich Moduln für beliebige Spannungen direkt abschätzen. Aus den abgeleiteten Moduluszahlen m des untersuchten Spannungs-Verformungsverhaltens von Böden, können, insbesondere unter Einbeziehung von Daten aus der internationalen Literatur, Korrelationsgleichungen in Abhängigkeit von Anfangsporenzahl bzw. Anfangsporenanteil mit guten bis sehr guten Regressionen angegeben werden. Da der Steifeexponent a nur geringfügig vom Anfangsporenanteil n abhängt und an den in dieser Arbeit untersuchten Böden weder sinnvolle Korrelationen mit R > 0,8 zwischen a und n, noch Abhängigkeiten von a zur Korngröße gefunden wurden, werden für die Steifeexponenten Mittelwerte angegeben.

Die vorliegende Arbeit beschäftigt sich mit einer Methode zur Bestimmung von realistischeren Steifemoduln für eine genauere Setzungsprognose von Flachgründungen in sehr „laborfeindlichen“ veränderlich festen Gesteinen. Die vergleichenden Laboruntersuchungen an teilverwitterten Keuperböden ergaben, dass die Steifemoduln aus den K0-Triaxialversuchen um den Faktor zwei bis drei größer sind als die Moduln aus den Standardoedometerversuchen. Durch, sowohl analytische, wie auch numerische, Nachrechnungen der durchgeführten Feldversuche und der Setzungsmessungen konnte nachgewiesen werden, dass mit Moduln aus K0-Triaxialversuchen deutlich zutreffendere Setzungsprognosen im Keuper möglich sind, als mit Moduln aus den Oedometerversuchen. Es konnte eine deutliche Abhängigkeit der Entwicklung des Steifemoduls von der Belastungsgeschichte, insbesondere im Übergangsbereich von der „echten“ Wiederbelastung zur Erstbelastung, gefunden werden. Für grobe Näherungen, z.B. für Vorbemessungen, werden Abhängigkeiten zwischen Auflastspannungen und Steifemoduln für die Erst- und für die Wiederbelastung angegeben. So lassen sich Moduln für beliebige Spannungen direkt abschätzen. Aus den abgeleiteten Moduluszahlen m des untersuchten Spannungs-Verformungsverhaltens von Böden, können, insbesondere unter Einbeziehung von Daten aus der internationalen Literatur, Korrelationsgleichungen in Abhängigkeit von Anfangsporenzahl bzw. Anfangsporenanteil mit guten bis sehr guten Regressionen angegeben werden. Da der Steifeexponent a nur geringfügig vom Anfangsporenanteil n abhängt und an den in dieser Arbeit untersuchten Böden weder sinnvolle Korrelationen mit R > 0,8 zwischen a und n, noch Abhängigkeiten von a zur Korngröße gefunden wurden, werden für die Steifeexponenten Mittelwerte angegeben.:INHALTSVERZEICHNIS KURZFASSUNG………………………………………………………………………..VI ABSTRACT…………………………………………………………………..………..VII VERWENDETE BEZEICHNUNGEN, ABKÜRZUNGEN UND INDIZES……………..….. VIII TABELLENVERZEICHNIS…………………………………………………………........ X BILDVERZEICHNIS……………………………………………………………....… XIII 1. EINLEITUNG UND AUFGABENSTELLUNG ………………………………………… 1 2. GLIEDERUNG, AUFBAU UND ZIEL DER ARBEIT ……………………...…………... 3 3. ZUR GEOLOGIE DES GIPSKEUPERS ……………………….…………………….... 8 3.1 Übersicht über die geologische Situation …………….…………………...… 8 3.2 Entstehung und heutiger Zustand des Gipskeupers als Baugrund ……… 11 3.2.1 Einleitung ……………………………………….…………………..… 11 3.2.2 Entstehung der vorbelasteten Böden …………………………………..12 3.2.3 Geologische Vorbelastung……………….….………………………… 13 3.2.4 Bodenkennwerte und bodenmechanische Eigenschaf-ten……….……...14 3.2.5 Heutiger Zustand als Baugrund (Verwitterungsgrad)……………..…... 14 3.2.6 Verwitterung und Entfestigung der Keuperböden…………………….. 18 3.2.7 Entfestigung durch Entlastung………………………………………… 19 3.2.8 Entfestigung durch Verwitterung…………………………………..…. 20 3.2.9 Keupermechanik im Überblick………..………………………………. 21 3.2.9.1 Horizontale Vorspannung und K0-Wert………………..…….. 23 3.2.9.2 Vergleich und Bewertung der heutigen Baugrundsituation….. 24 3.2.10 Abschließende Bewertung zu Kapitel 3.2……………………….……. 25 4. STAND DER FORSCHUNG UND ENTWICKLUNG………………………………….. 26 4.1 Grundlagen der eindimensionalen Kompression………………………….. 26 4.1.1 Spannungen………………………………………………………...….. 26 4.1.2 Verformungen……………………………………………….……..….. 27 4.2 Spannungs-Verformungsbeziehungen der eindimensionalen Kompression…………………………………………………………….…… 29 4.2.1 Allgemeines…………………………………………………………… 29 4.2.2 Steifemodul nach DIN 18135………………………………………..... 30 4.2.3 Kompressions- und Schwellindex nach TERZAGHI……………….… 30 4.2.4 Verdichtungszahl nach OHDE……………………………………...…. 32 4.2.5 Tangentenmodul nach JANBU………………………………………... 33 4.2.6 Steifemodul in Abhängigkeit der Belastungsgeschichte nach RUDERT und FRITSCHE….................................................................. 33 4.2.7 Steifemodul in Abhängigkeit der Belastungsgeschichte nach BIAREZ und HICHER………………………………………………... 35 4.3 Literaturübersicht zur eindimensionalen Kompression verschiedener Böden………………………………………………………… 36 4.3.1 Steifemodul als Sekantenmodul nach DIN 18135 für Keuperböden…. 36 4.3.2 Kompressions- und Schwellindex nach TERZAGHI für alle Böden…. 47 4.3.3 Kompressions- u. Schwellindex für Keuperböden und vgl. Böden…... 51 4.3.4 Tangentenmodul nach JANBU (1963) für alle Böden………………… 52 4.3.5 Tangentenmodul für Keuperböden und für vergleichbare Böden…..… 55 5. UNTERSUCHTE BÖDEN UND PROBENNAHME………………………………….... 59 5.1 Gipskeuper aus Sindelfingen………………………………………………... 59 5.2 Gipskeuper aus Stuttgart-West……………………...…………………...… 60 5.3 Lößlehm……………………………………………………………………… 62 5.4 Filderlehm………………………………………………………………….… 62 5.5 Opalinuston……………………………………………………………..…… 63 5.6 Sand-Opalinuston…………………………………………………………… 63 6. LABORVERSUCHE ZUR BESCHREIBUNG DES GIPSKEUPERS……………………. 64 6.1 Natürliche Wassergehalte, Konsistenzen und Trockendichten…………... 64 6.2 Körnungslinien…………………………………………………………….… 64 6.3 Korndichten……………………………………………………………..…… 66 6.4 Wasseraufnahmevermögen……………………………………………...….. 66 6.5 Quellversuche……………………………………………………………….. 67 6.6 Mineralogie……………………………………………………………...…… 67 6.7 Scherparameter……………………………………………………………… 67 6.8 Vergleich der eigenen Scherparameter mit Werten aus vorliegenden Veröffentlichungen………………………………………………………….. 68 7. LABORVERSUCHE ZUR ERMITTLUNG DES SPANNUNGS-VERFORMUNGSVERHALTENS……………………………………………………. 69 7.1 Einflüsse bei Kompressionsversuchen……………………………….....….. 69 7.2 Versuchmethoden……………………………………………………...…..… 70 7.2.1 Standard-Oedometer nach DIN 18135………………………….…….… 70 7.2.1.1 Gerätebeschreibung und Versuchsprinzip…………………...…. 70 7.2.1.2 Datenerfassung und bezogene Setzung………………………… 71 7.2.2 Oedometer mit kontinuierlicher Laststeigerung………………………... 71 7.2.2.1 Gerätebeschreibung und Versuchsprinzip…………………….... 72 7.2.2.2 Datenerfassung und bezogene Setzung………………………… 73 7.2.3 K0-Triaxialversuche im computergesteuerten Versuchsstand GDS…….. 73 7.2.3.1 Gerätebeschreibung und Versuchsprinzip…………………….... 74 7.2.3.2 Datenerfassung und bezogene Setzung………………………… 75 7.3 Vorversuche an zur Ermittlung der Eigenverformungen der Geräte….... 76 7.3.1 Aluminiumdummys im Standard-Oedometer…………………………... 76 7.3.1.1 Versuchsdurchführung………………………………………… 76 7.3.1.2 Darstellung und Beschreibung der Versuchsergebnisse………. 76 7.3.2 Aluminiumdummys im Oedometer mit kontinuierlicher Laststeigerung. 78 7.3.2.1 Versuchsdurchführung………………………………………... 78 7.3.2.2 Darstellung und Beschreibung der Versuchsergebnisse……… 78 7.3.3 Stahldummys im GDS-Dreiaxialgerät………………………………….. 79 7.3.3.1 Versuchsvorbereitung und Versuchsdurchführung…………….. 80 7.3.3.2 Darstellung und Beschreibung der Versuchsergebnisse…….…. 80 7.3.4 Weitere Einflüsse bei K0-Triaxialversuchen……………………….……81 7.4 Auswertemethoden………………………………………………………….. 82 7.4.1 Steifemodul als Sekantenmodul nach DIN 18135…………………….... 82 7.4.1.1 Standardoedometer nach DIN 18135…………………………... 82 7.4.1.2 Oedometer mit kontinuierlicher Laststeigerung……………...… 83 7.4.1.3 K0-Versuche im GDS-Triaxialgerät……………………………. 84 7.4.2 Kompressions- und Schwellindex nach TERZAGHI …………………... 84 7.4.2.1 Standardoedometer nach DIN 18135……………………….….. 84 7.4.2.2 Oedometer mit kontinuierlicher Laststeigerung………………... 85 7.4.2.3 K0-Tiaxialversuch………………………………………….…… 87 7.4.3 Steifemodul als Tangentenmodul nach JANBU……………………........ 87 7.4.3.1 Standardoedometer nach DIN 18135………………………....... 87 7.4.3.2 Oedometer mit kontinuierlicher Laststeigerung……………...… 89 7.4.3.3 K0-Versuche im GDS-Triaxialgerät……………………………. 91 7.4.4 Steifemodul in Abhängigkeit der Belastungsgeschichte nach RUDERT und FRITSCHE……………………………………………… 92 7.4.4.1 Standardoedometer nach DIN 18135………………………...… 92 7.4.4.2 Oedometer mit kontinuierlicher Laststeigerung……………...… 93 7.4.4.3 K0-Versuche im GDS-Triaxialgerät……………………………. 94 7.5 Probeneinbau und Versuchsdurchführung ungestörter Gipskeuperproben…………………………………………………………... 94 7.5.1 Standardoedometer…………………………………………………….... 94 7.5.2 Oedometer mit kontinuierlicher Laststeigerung……………………….... 95 7.5.3 K0-Versuche im GDS-Triaxialgerät…………………………………..… 95 7.6 Vergleichsversuche an homogenen, normalkonsolidierten Proben…….... 96 7.6.1 Allgemeines……………………………………………………………... 96 7.6.2 Herstellung der aufbereiteten Proben……………………………….…... 96 7.6.2.1 Herstellung der Proben aus Lößlehm…………………………... 96 7.6.2.2 Herstellung der Proben aus Opalinuston nach GÜNTSCHE….. 97 7.6.2.3 Herstellung der Probe aus Sand und Opalinuston nach RUPP…. 98 7.6.3 Kompressionsversuche im Standard-Oedometer……………………….. 99 7.6.4 Kompressionsversuche im Oedometer mit kontinuierlicher Laststeigerung…………………………………………………………... 99 7.6.5 K0-Versuche im GDS-Triaxialgerät…………………………………..… 99 7.7 Darstellung und Diskussion der Versuchsergebnisse……………….…… 99 7.7.1 Einbaukennwerte……………………………………………….……… 100 7.7.1.1 Gipskeuper im Oedometer……………………………………. 100 7.7.1.2 Gipskeuper im K0-Tiaxialversuch…………………………….. 100 7.7.1.3 Vergleichsböden im Oedometer………………………………. 101 7.7.1.4 Vergleichsböden im K0-Tiaxialversuch………………………. 101 7.7.2 Steifemodul als Sekantenmodul nach DIN 18135…………………….. 101 7.7.2.1 Gipskeuper……………………………………………………. 101 7.7.2.2 Vergleichsböden………………………………………………. 106 7.7.3 Kompressions- und Schwellindex nach TERZAGHI………………..... 112 7.7.3.1 Gipskeuper…………………………………………................. 112 7.7.3.2 Vergleichsböden……………………………………………..... 114 7.7.4 Steifemodul als Tangentenmodul nach JANBU………………………. 116 7.7.4.1 Gipskeuper……………………………………………………. 116 7.7.4.2 Vergleichsböden………………………………………………. 118 7.7.5 Steifemodul in Abhängigkeit der Belastung nach RUDERT u. FRITSCHE…………………………………………….… 120 7.7.5.1 Gipskeuper………………………………………………..…... 120 7.7.5.2 Vergleichsböden……………………………………………..... 124 8. FELDVERSUCHE…………………………………………………………...….… 130 8.1 Allgemeines…………………………………………………………………. 130 8.2 Plattendruckversuche……………………………………..……………….. 130 8.2.1 Beschreibung der Versuchseinrichtung………………………………... 130 8.2.2 Versuchsdurchführung, Darstellung und Beschreibung der Ergebnisse…………………………………………………………. 131 8.3 Fundamentprobebelastung……………………………………..……….… 132 8.3.1 Vorüberlegungen……………………………………………………..... 132 8.3.2 Versuchsaufbau und Messgeräte………………………………………. 133 8.3.3 Versuchsdurchführung und Messwerterfassung…………………...….. 136 8.3.4 Störungen und Fehlerquellen………………………………………….. 137 8.3.5 Darstellung und Beschreibung der Versuchsergebnisse…………….… 138 8.4 Bewertung und Vergleich der Versuchsergebnisse……………………… 141 9. BAUWERKSMESSUNGEN………………………………………………………... 145 9.1 Allgemeines……………………………………………………………...…. 145 9.2 Messungen des Spannungs-Verformungsverhaltens von Fundamenten…………………………………………………….……. 145 9.2.1 Beschreibung der Messungen…………………………………………. 145 9.2.2 Störungen und Fehlerquellen………………………………………….. 146 9.2.3 Darstellung der Messergebnisse………………………………...……... 147 9.3 Bewertung und Vergleich der Messergebnisse………………………...... 147 10. NACHRECHNUNG DER FELDVERSUCHE UND DER BAUWERKSMESSUNGEN…...149 10.1 Nachrechnungen mit Standardverfahren nach DIN 4019………...…... 149 10.1.1 Allgemeines………………………………………………………… 149 10.1.2 Berechnungsbeispiele………………………………………………. 150 10.2 Nachrechnungen mit numerischen Verfahren…………………………. 154 10.2.1 Allgemeines………………………………………………………… 154 10.2.2 Rechenprogramm…………………………………………………… 155 10.2.3 Verwendete Stoffmodelle……………………………………........... 155 10.2.4 Berechnungsbeispiele………………………………………………. 156 10.3 Bewertung und Vergleich der eigenen Berechnungsergebnisse……….. 161 11. ZUSAMMENFASSENDER VERGLEICH MIT GESAMTBEWERTUNG UND EMPFEHLUNGEN FÜR DIE BAUPRAXIS ……………………………………...…. 162 11.1 Laborversuche…………………………………………………….…….. 162 11.1.1 Steifemodul als Sekantenmodul nach DIN 18135………………… 162 11.1.2 Steifemodul als Tangentenmodul nach JANBU…………………... 168 11.1.3 Steifemodul in Abhängigkeit der Belastungsgeschichte nach RUDERT und FRITSCHE…………………………………... 171 11.2 Nachrechnungen der Feldversuche und der Setzungsmessungen…….175 11.2.1 Berechnungen mit herkömmlichen Verfahren (DIN 4019)….......... 176 11.2.2 Berechnungen mit numerischen Verfahren mit FEM………..……. 180 11.3 Empfehlungen für die Baupraxis aus den erzielten Erkenntnissen...... 181 12. AUSBLICK UND WEITERER FORSCHUNGSBEDARF…………………………….. 183 13. ZUSAMMENFASSUNG…………………………………………………………... 185 LITERATURVERZEICHNIS………………………………………………………..… 188 VERZEICHNIS DER ANHÄNGE……………………………………………….……... 201

<div>The mechanical behaviors of different kinds of biological tissues, including muscle tissues, cortical bones, cancellous bones and skulls, were studied under various loading conditions to investigate their strain-rate sensitivities and loading-direction dependencies. Specifically, the compressive mechanical behaviors of porcine muscle were studied at quasi-static (<1/s) and intermediate (1/s─10^2/s) strain rates. Both the compressive and tensile mechanical behaviors of human muscle were investigated at quasi-static and intermediate strain rates. The effect of strain-rate and loading-direction on the compressive mechanical behaviors of human frontal skulls, with its entire sandwich structure intact, were also studied at quasi-static, intermediate and high (10^2/s─10^3/s) strain rates. The fracture behaviors of porcine cortical bone and cancellous bone were investigated at both quasi-static (0.01mm/s) and dynamic (~6.1 m/s) loading rates, with the entire failure process visualized, in real-time, using the phase contrast imaging technique. Research effort was also focused on studying the dynamic fracture behaviors, in terms of fracture initiation toughness and crack-growth resistance curve (R-curve), of porcine cortical bone in three loading directions: in-plane transverse, out-of-plane transverse and in-plane longitudinal. A hydraulic material testing system (MTS) was used to load all the biological tissues at quasi-static and intermediate loading rates. Experiments at high loading rates were performed on regular or modified Kolsky bars. Tomography of bone specimens was also performed to help understand their microstructures and obtain the basic material properties before mechanical characterizations. Experimental results found that both porcine muscle and human muscle exhibited non-linear and strain-rate dependent mechanical behaviors in the range from quasi-static (10^(-2)/s─1/s) to intermediate (1/s─10^2/s) loading rates. The porcine muscle showed no significant difference in the stress-strain curve between the along-fiber and transverse-to-fiber orientation, while it was found the human muscle was stiffer and stronger along fiber direction in tension than transverse-to fiber direction in compression. The human frontal skulls exhibited a highly loading-direction dependent mechanical behavior: higher ultimate strength, with an increasing ratio of 2, and higher elastic modulus, with an increasing ratio of 3, were found in tangential loading direction when compared with those in the radial direction. A transition from quasi-ductile to brittle compressive mechanical behaviors of human frontal skulls was also observed as loading rate increased from quasi-static to dynamic, as the elastic modulus was increased by factors of 4 and 2.5 in the radial and tangential loading directions, respectively. Experimental results also suggested that the strength in the radial direction was mainly depended on the diploë porosity while the diploë layer ratio played the predominant role in the tangential direction. For the fracture behaviors of bones, straight-through crack paths were observed in both the in-plane longitudinal cortical bone specimens and cancellous bone specimens, while the cracks were highly tortuous in the in-plane transverse cortical bone specimens. Although the extent of toughening mechanisms at dynamic loading rate was comparatively diminished, crack deflections and twists at osteon cement lines were still observed in the transversely oriented cortical bone specimens at not only quasi-static loading rate but also dynamic loading rate. The locations of fracture initiations were found statistical independent on the bone type, while the propagation direction of incipient crack was significantly dependent on the loading direction in cortical bone and largely varied among different types of bones (cortical bone and cancellous bone). In addition, the crack propagation velocities were dependent on crack extension over the entire crack path for all the three loading directions while the initial velocity for in-plane direction was lower than the other two directions. Both the cortical bone and cancellous bone exhibited higher fracture initiation toughness and steeper R-curves at the quasi-static loading rate than the dynamic loading rate. For cortical bone at a dynamic loading rate (5.4 m/s), the R-curves were steepest, and the crack surfaces were most tortuous in the in-plane transverse direction while highly smooth crack paths and slowly growing R-curves were found in the in-plane longitudinal direction, suggesting an overall transition from brittle to ductile-like fracture behaviors as the osteon orientation varies from in-plane longitudinal to out-of-plane transverse, and to in-plane transverse eventually.</div>

In this thesis, bio-nanocomposites made from two alternative biopolymers and montmorillonite (Mnt) clay have been investigated by molecular modelling. These biopolymers are xyloglucan (XG) and chitosan (CHS), both of which are abundant, renewable, and cost-effective. After being reinforced by Mnt clay nanoparticles, the polymer nanocomposites gains in multifunctionality and in the possibility to register unique combinations of properties, like mechanical, biodegradable, electrical, thermal and gas barrier properties. I apply molecular dynamics (MD) simulations to study the interfacial mechanisms of the adhesion of these biopolymers to the Mnt nanoplatelets at an atomic level. For the XG-Mnt system, a strong binding affinity of XG to a fully hydrated Mnt interface was demonstrated. It was concluded that the dominant driving force for the interfacing is the enthalpy, i.e. the potential energy of the XG-Mnt interacting system. The adsorbed XG favors a flat conformation with a galactose residue in its side chain that facilitates the adsorption of the polymer to the nanoclay.  The XG adsorption was found do depend strongly on the hydration ability of counterions. The binding affinity of XG to Mnt was found to be strongest in the K-Mnt/XG system, followed by, in decreasing order, Na-Mnt/XG, Li-Mnt/XG, and Ca-Mnt/XG. The competing mechanism between ions, water and the XG in the interlayer region was shown to play an important role. The dimensional stability upon moisture exposure, i.e. the ability of a material to resist swelling, is an important parameter for biopolymer-clay nanocomposites. While pure clay swells significantly even at low hydration levels, it is here shown that for the XG-Mnt system, at a hydration level below 50%, the inter-lamellar spacing is well preserved, suggesting a stable material performance. However, at higher hydration levels, the XG-Mnt composite was found to exhibit swelling at the same rate as the pure hydrated Mnt clay. For the CHS-Mnt system, the significant electrostatic interactions from the direct charge-charge attraction between the polymer and the Mnt clay play a key role in the composite formation. Varying the degree of acetylation (DA) and the degree of protonation (DPr) resulted in different effects on the polymer-clay interaction. For the heavily acetylated CHS (DA &gt; 50%, also known as chitin), the strong adhesion of the neutral chitin to the Mnt clay was attributed to strong correlation between the acetyl functional groups and the counterions which act as an electrostatic “glue”. Similarly, the poor adhesion of the fully deprotonated (DPr = 0%) neutral CHS to the clay is attributed to a weak correlation between the amino functional group and the counterions. The stress-strain behavior of the CHS-Mnt composite shows that the mechanical properties are highly affected by the volume fraction of the Mnt clay and the degree of exfoliation of the composite. The material structure has a close relationship to the material properties. Biopolymer-clay nanocomposites hold a bright future to replace petroleum-derived polymer plastics and will become widely used in common life. The theme of the thesis is that further critical improvements of these materials can be accomplished by development of the experimental methods in conjunction with increased understanding of the interactions between polymer, clay, water, ions, solutions in the polymer-clay mixtures provided by molecular modelling. / I denna avhandling har molekylär modellering och molekyldynamisk (MD) simulering använts för att studera modellsystem för bio-nanokompositer bestående av montmorillonit-lera samt två olika sorters biopolymerer – xyloglukan (XG) och kitosan (CHS). Båda dessa polymerer är naturligt förekommande och mycket vanliga. De är dessutom förnyelsebara och kostnadseffektiva. Då polymererna förstärkts med nanopartiklar av montmorillonit får det resulterande kompositmaterialet en unik kombination av egenskaper såsom mekaniska, elektriska, termiska och barriär egenskaper etc. Genom att använda molekyldynamiska (MD) simuleringar, studeras här växelverkan mellan dessa biopolymerer och lernanopartiklar (Mnt) på grundläggande atomistisk detaljnivå. Mellan XG och Mnt i ett fullt hydrerat system kunde stark bindningsaffinitet påvisas. Den dominerande drivkraften för affiniteten var entalpi, d.v.s. potentiell växelverkansenergi. Den adsorberade XG-kedjan antar en platt konformation på ytan. Ett förslag utifrån simuleringsresultaten var att galaktosresidyn i xyloglukanets sidokedja underlättar adsorptionen till lerytan. Simuleringarna kunde också visa att adsorption av XG till Mnt beror starkt på motjonernas hydreringsförmåga. Bindningsaffiniteten mellan XG och Mnt var som starkast i K-Mnt/XG- systemet. Därefter följde, i minskande ordning, Na-Mnt/XG, Li-Mnt/XG och Ca-Mnt/XG. Det kunde visas att strukturen vid gränsytan styrs av konkurrerande mekanismer mellan joner, vatten och XG. Dimensionsstabilitet vid fuktexponering, d.v.s. förmågan hos ett material att motverka svällning, är en viktig egenskap för biopolymer-lernanokompositer. Ren lera sväller signifikant även vid låga fukthalter. Dock kunde MD simuleringar visa att ett modellsystem av XG-Mnt behåller sitt ursprungliga interlamellära avstånd vid hydreringsnivåer under 50%, vilket indikerar ett stabilare material. Vid högre hydrering uppmättes dock svällningen vara densamma som för ren lera. I CHS-Mnt-systemet visade det sig att direkt elektrostatisk växelverkan med signifikant styrka mellan laddningar på polymer och Mnt-yta spelar störst roll för kompositformeringen. Olika effekt på polymer-lerväxelverkan uppnåddes genom att variera acetyleringsgraden (DA) respektive protoneringsgraden (DPr). För den tungt acetylerade CHS-polymeren (DA &gt; 50%, även kallad kitin) visade sig den starka vidhäftningen bero på korrelation mellan acetylgrupperna och motjonerna som i sin tur verkade som ett elektrostatiskt “lim”. På liknande sätt kunde den svaga vidhäftningen mellan fullt deprotonerad (DPr = 0%) neutral CHS och lera förklaras med en betydligt svagare korrelation mellan aminogrupperna och motjonerna. Spänning-töjningsbeteendet hos CHS-Mnt modellen visar att dess mekaniska egenskaper beror kraftigt på volymsandelen Mnt och graden av exfoliering i kompositen. Materialets struktur är nära relaterat till materialegenskaperna. Framtiden för nanokompositer av biopolymerer och lera är ljus då de kan komma att ersätta oljebaserade plaster och användas frekvent i våra dagliga liv. Materialen kommer successivt förbättras genom utveckling av experimentella metoder i kombination med molekylmodellering för ökad förståelse för växelverkan mellan polymer, lera, vatten, joner och lösningsmedel. / 本论文利用分子动力学模拟技术研究了两种备选生物大分子与蒙脱土(Montmorillonite, Mnt)（一种粘土）组成的生物纳米复合材料，分别是木葡聚糖（Xyloglucan, XG）/蒙脱土和壳聚糖(Chitosan, CHS)/蒙脱土。木葡聚糖与壳聚糖都是自然界广泛存在的生物大分子，资源丰富且取材面宽，提取及加工成本低廉，加之可以生物降解并可再生，是优秀的生物复合材料备选原料。经过蒙脱土纳米颗粒加固后，这些基于生物大分子的复合材料将获得多功能且有多种独特特性相结合的优点，比如，更好的力学性能，生物可降解，良好的导电性能，传热性能和屏蔽气体与液体侵扰的能力等等。论文中，我们采用分子动力学模拟的方法着重对生物大分子与蒙脱土在界面上的粘附相互作用机理进行了深入探讨。  首先，对于木葡聚糖/蒙脱土纳米复合材料，我们发现糖分子与土分子间有着很强的天然亲和力。研究证明它们之间的这种相互作用，热焓是主要的推动力，也就是糖和土分子间的相互作用势能。含有半乳糖残基的木葡聚糖分子（本文中亦称天然木葡聚糖分子）吸附到粘土表面后，分子构型呈现扁平状，半乳糖残基似有辅助木葡聚糖大分子吸附到粘土颗粒上的作用。  进一步研究发现，木葡聚糖分子在粘土表面上的吸附与溶液中抗衡离子的水和作用密切相关。在钾离子平衡的糖/粘土系统中，糖分子与土分子的相互作用最强，钠离子平衡的糖/粘土系统次之，紧接着是锂离子平衡的糖/粘土系统，最弱的是钙离子平衡的糖/粘土系统。研究发现，离子，水分子，以及糖分子在粘土层间的竞争机制在糖分子的粘附过程中起着重要的作用。  材料暴露于潮湿环境中的尺寸稳定性，也就是材料抗肿胀的能力是生物大分子/蒙脱土所构成的复合材料的重要参数。蒙脱土自身即使在很低的潮湿环境下就会有明显地膨胀现象，然而，对木葡聚糖/蒙脱土复合材料来说，尺寸稳定性可以在水和值低于50%以下有效保存。其夹层尺寸的稳定保持暗示了材料在这个程度的潮湿环境下的稳定性。然而，当水和值高于50%时，木葡聚糖/蒙脱土复合材料将出现明显的肿胀现象，表现在夹层尺寸的明显增大，且其膨胀速率与粘土自身的膨胀速率逐渐趋于相当水平。  其次，对于壳聚糖/蒙脱土复合材料，我们发现由电荷-电荷间直接产生地强烈的静电吸引作用是壳聚糖分子与蒙脱土分子相互粘附并构成复合材料的关键因素。通过改变壳聚糖分子的乙酰化程度（Degree of acetylation, DA）和质子化程度(Degree of protonation, DPr)，糖分子与土分子的相互作用有着显著地不同。对于乙酰化程度（DA）高于50%的壳聚糖分子（亦成为甲壳素分子chitin, CHT），电中性的甲壳素分子与土分子间的强吸附作用源于乙酰基功能团与抗衡离子的强相关性。抗衡离子此时扮演着类似于“电子胶”的作用，可以有效地将电中性的甲壳素分子与土分子粘结在一起。类似地，当质子化程度最低时，亦即壳聚糖分子完全非质子化，即呈现电中性时，较差的糖/土吸附作用源于氨基功能团与抗衡离子的较弱的相关性。  进一步对壳聚糖/蒙脱土复合材料的分子系统进行应力应变计算发现，复合材料的力学性能直接受蒙脱土体积分数和其剥离程度的影响，通常，粘土的体积分数越大体系的力学性能越高，且剥离程度对材料的整体性能也有直接影响。因此，材料的结构与其性能的表征有着密切联系。  我们相信生物大分子与蒙脱土构成的生物复合材料有着光明的前景，可以取代石油提取物制成的塑料材料，并将能够广泛应用在日常生活中。通过实验技术的改善和应用分子模拟技术对复合材料体系中生物大分子，蒙脱土分子，水分子，离子，溶液环境等混合物质相互作用的理解增加，这种可再生的新材料将会得到重要改进，这也是整本论文的主旋律。 / <p>QC 20150520</p> / Bio-nanocomposites