This PhD thesis employed high energy synchrotron x-ray radiation to reveal atomic scale structural features occurring in plastically deformed Zr52.5Ti5Cu18Ni14.5Al10 (Vit105) bulk metallic glass (BMG). The study is divided into three parts: Strain evolution during in-situ compression, strain distribution maps in mechanically-imprinted BMG, and residual strain around a single shear band. 1. Strain evolution during in-situ compression The structural rearrangements occurring during compressive deformation of a plastically deformable BMG showed that the elastic and plastic deformation of the BMG is correlated to the structural changes at short- (SRO) and medium range order (MRO). In the elastic regime, the atomic distances at SRO vary linearly with macroscopic stress. Analysis of the area under radial distribution function indicates that a small fraction of bonds in the first shell is broken in the loading direction whereas some new bonds are formed in the transverse direction. Atomic bonds at SRO appeared significantly stiffer than the MRO shells. Compared to the macroscopic values of the elastic strain, Young’s modulus and Poisson's ratio, both SRO and MRO appeared significantly stiffer, implying that the elastic behavior of the BMG is not only ruled by simple compression of the atoms/clusters but also is aided by rearrangement of atoms/clusters. The deviation of MRO atomic strain-stress correlation from linearity at the onset of plastic deformation was attributed to the activation of irreversible shear transformation zones. It was demonstrated by a strong shear strain value at the onset of yielding. This value is in good agreement with the reported value of the critical shear strain needed for activation of an irreversible STZ. The length scale of 12.5 Å indicated the largest shear strain and is probably the most effective length scale in the formation of STZs. The atomic pairs at SRO with smallest shear strain have the least contribution to the STZs. It was also indicated that the typical fracture angle of this BMG can be explained by the orientation of maximum shear strain at the onset of catastrophic shear band formation. 2. Strain distribution map in mechanically-imprinted BMG In mechanical imprinting, the BMG plate is loaded between two tools with a regular array of linear teeth and, as a result, a regular pattern of linear imprints is created on the surface of the plate. Mechanically imprinting results in considerable tensile plasticity of brittle Vit105 BMG plate. The distribution of hardness and Young’s modulus values at the transverse cross section of imprinted plate probed via nanoindentation revealed oscillating soft and hard regions beneath the surface. Spatially-resolved strain maps obtained via high-energy nano-size beam X-ray diffraction exhibited that the plastic deformation during imprinting creates a spatially heterogeneous atomic arrangement, consisting of strong compressive and tensile strain fields as well as significant shear strain fields in the cross section. It was shown that the heat treatment diminishes the heterogeneous structure resulting in brittle behavior in tension. The analysis of strain tensor components based on changes in the first diffraction maximum of the structure function, q1, revealed that Ɛx, the strain perpendicular to the loading direction, changes from the compressive at near to the surface to the tensile mode at the center of the imprinted plate. In contrast, the strain component along the loading direction, Ɛy, changes from tensile near the surface to the compressive at the center. Beneath the surface, Ɛx reaches to values about 1.5% under the imprints where there is a negligible Ɛy. The distribution map of principal strains, Ɛ1 and Ɛ2, indicated that large regions with compressive Ɛ1 and Ɛ2 exist under the imprints which can result in blocking of the propagating shear bands in agreement with microstructural observations of shear banding after uniaxial tension. Moreover, the region beneath the border of the imprinted and un-imprinted parts has the highest residual shear strain. Microstructural observations indicated that such regions can nucleate new shear bands upon tensile loading of imprinted BMG plate. 3. Residual strain around a single shear band In order to probe structural changes in the shear-induced zone around a single shear band, the distribution of residual strains at short- and medium-range order around a single shear band was determined in cold-rolled BMG plate using the nano-focused high energy x-ray diffraction. Plastic deformation results in significant residual normal and shear strains at distances of more than 15 μm around the shear band. The residual normal strains exhibit an asymmetric distribution whereas the residual shear strain is distributed symmetrically around the shear band. The large amount of residual atomic shear strain magnitude at the vicinity of the shear band triggers the nucleation of the new shear bands. The coincidence of the direction of the nucleating secondary shear bands from the main shear band with the orientation of the residual shear strain at the vicinity of the mature shear band highlight the dominant role of the shear strain in determining further plastic deformation at regions near the shear band. / Im Rahmen dieser Arbeit wird hochenergetische Synchrotron Röntgenstrahlung zum Aufzeigen der strukturellen Veränderungen in plastisch verformtem Zr52.5Ti5Cu18Ni14.5Al10 metallischen Glas verwendet. Die Arbeit gliedert sich in drei Teile: Dehnungsentwicklung während in-situ Druckversuch, Dehnungsverteilung eines mechanisch geprägten massiven metallischen Glases, und Restdehnungen in der Umgebung eines einzenen Scherbandes. 1. Dehnungsentwicklung während in-situ Druckversuch Die während der Verformung auftretende strukturelle Neuordnung eines plastisch verformbaren metallischen Glases zeigt die Korrelation der elastischen und plastischen Verformung mit den strukturellen Änderungen in den Größenordnungen der Nah- (SRO) und mittelreichweitigen Ordnung (MRO). Im elastischen Bereich verändern sich die Atomabstände in der SRO linear mit der makroskopisch anliegenden Spannung. Die Untersuchung der Fläche unter der Radialen Verteilungsfunktion (RDF) deutet auf ein Aufbrechen eines geringen Anteils der Bindungen der ersten Schale in Druckspannungsrichtung und deren Neubildung quer dazu. Die atomaren Bindungen in der SRO erscheinen wesentlich steifer als in den MRO Schalen. Vergleicht man die Werte von elastischer Dehnung, E-Modul und Querkontraktionszahl mit ihren makroskopischen Gegenstücken erscheinen beide, SRO und MRO, wesentlich steifer. Dies zeigt, dass die elastische Verformung von metallischen Gläsern nicht nur von der einfachen Stauchung der Atome bzw. Atomgruppen bestimmt, sondern auch durch deren Neuanordnung unterstützt wird. Das Abweichen der Dehnungs-Spannungs-Korrelation vom linearen Verhalten in der MRO am Beginn der plastischen Verformung wird der irreversiblen Bildung von Schertransformations-zonen (STZ) zugeschrieben. Dies zeigt sich zudem in den erhöhten Scherdehnungswerten am Beginn der Dehngrenze, welche mit den in der Literatur berichteten Werten für die kritische Scherdehnung zum Bilden einer STZ übereinstimmen. Bei einem Atomabstand von 12,5 Å tritt der höchste Wert der Scherdehnung auf und markiert den effektivsten Längenbereich der STZ Bildung. Andererseits haben die atomaren Paare in der SRO mit der geringsten Scherdehnung den geringsten Beitrag an der STZ. Es zeigt sich außerdem, dass der typische Bruchwinkel dieses metallischen Glases über die Orientierung der maximalen Scherdehnung am Beginn der kritischen Scherbandbildung erklärt werden kann. 2. Dehnungsverteilung eines mechanisch geprägten massiven metallischen Glases Eine Prägung besteht darin, eine Platte metallischen Glases mit zwei Stempel, auf denen eine regelmäßige Anordnung von geradlinigen Kerben angebracht ist, zu belasten. Dadurch wird eine ebenso regelmäßige Anordnung von geradlinigen Kerben auf der Oberfläche des metallischen Glases erzeugt. Die plastische Verformbarkeit der Vit105 Platte im Zugversuch wird durch Prägung im Vergleich zur gegossenen Probe eindeutig verbessert. Die Untersuchung der Härte und des E-Moduls über den Querschnitt der geprägten Probe zeigt die Einbringung von Abwechselnd weichen und harten Regionen an der Oberfläche. Es wurden räumlich aufgelöste Dehnungskarten des geprägten metallischen Glases durch Beugung eines hochenergetischen nanometergroßen Röntgenstrahles erzeugt. Die Ergebnisse offenbaren, dass die durch Prägung eingebrachte plastische Verformung eine räumlich heterogene Atomanordnung erzeugt, welche aus starken Druck- und Zugdehnungsfeldern besteht. Zusätzlich wird eine signifikante Scherdehnung in die Probe eingebracht. Die Wärmebehandlung beseitigt diese heterogene Struktur und führt sie fast auf den Ausgangszustand zurück. Die Analyse der Dehnungstensorkomponenten basierend auf Änderungen im erstem Maximum des Strukturfaktors, q1, zeigt, dass sich Ɛx von der Oberfläche zur Mitte der Platte hin von einer Stauchung in eine Dehnung umwandelt. Im Gegensatz dazu wandelt sich die Komponente Ɛy von der Oberfläche zur Mitte der Platte hin von einer Dehnung in eine Stauchung um. An der Oberfläche unter den Eindrücken, wo Ɛy vernachlässigbar ist, erreicht Ɛx Werte von ca. 1.5 %. Die Verteilungskarten der Hauptdehnungen zeigt, dass beide e1 und e2 unterhalb der Kerben als Stauchungen vorhanden sind. Daraus resultiert das Blockieren und Ablenken der sich ausbreitenden Scherbänder, was an Zugproben im REM beobachtet werden kann. Weiterhin hat der Bereich an der Grenze der geprägten und nicht geprägten Regionen die höchste Restscherdehnung. Mikrostrukturelle Beobachtungen deuten darauf hin, dass solche Bereiche unter Zuglast Keimstellen für neue Scherbänder sind. 3. Restdehnungen in der Umgebung eines einzenen Scherbandes Es wurde ein einzelnes Scherband einer kaltgewalzte Platte mittels Beugung eines hochenergetischen nanometergroßen Röntgenstrahles untersucht. Die strukturellen Unterschiede in der scherinduzierten Zone um ein einzelnes Scherband werden durch die Verteilung der Restdehnungen in SRO und MRO bestimmt. Plastische Verformung führt zu signifikanten Restnormal- und Restscherdehnungen in Entfernungen von mehr als 15 µm um das Scherband. Die Restnormaldehnungen zeigen eine asymmetrische Verteilung, wohingegen die Restscherdehnungen auf beiden Seiten des Scherbandes symmetrisch verteilt sind. Der große Betrag der atomaren Restscherdehnung in der Nähe des Scherbandes führt zur Bildung von neuen Scherbändern. Das Zusammenfallen der Richtung des sich bildenden sekundären Scherbandes und der Orientierung der Restscherdehnung, in der Nähe des primären Scherbandes, demonstriert die dominierende Rolle der Scherdehnung bei weiterer plastischer Verformung in der Nähe des Scherbandes.

Im Zentrum der vorliegenden Arbeit steht ein zementgebundener Leichtbeton auf der Basis von aus Altpapier herausgelösten Cellulosefasern; hierfür wird im Folgenden die Bezeichnung CFLC (Cellulose-Fibre Lightweight Concrete) verwendet. Die Intention zur Untersuchung dieses mitunter auch als Papercrete bezeichneten und bislang nur verhältnismäßig wenig erforschten Materials beruht insbesondere darauf, dass von einer Kombination eines leicht verfügbaren pflanzlichen Faserstoffs mit einem mineralischen Bindemittel eine Reihe positiver Wechselwirkungen erwartet werden darf. Am Anfang stehen Erläuterungen zur Spezifik dieses Materials und eine Einordnung in den Kontext der üblichen Leicht- und Faserbetone. Nach einer Darstellung und Diskussion der bisher vorhandenen Erkenntnisse erfolgt eine Präzisierung der Aufgabenstellung. Anschließend werden die Besonderheiten von aus Altpapier herausgelösten Cellulosefasern vorgestellt und die charakteristischen Eigenschaften dieser Fasern beschrieben. Es folgen weiterhin Betrachtungen zur Problematik des Faseraufschlusses. In diesem Zusammenhang werden Wege aufgezeigt, wie dieser Prozess in betontechnologischer Hinsicht labor- und großtechnisch umgesetzt werden kann. Im Hinblick auf den Mischungsentwurf erfolgt eine Vorstellung von Methoden zur Bestimmung der für die Stoffraumrechnung relevanten Faserkennwerte. In einem weiteren Schritt werden die Methodik und der entwickelte Algorithmus für einen zielgerichteten Mischungsentwurf erläutert sowie eine Variante zur technologischen Klassifizierung von CFLC-Grundtypen vorgestellt. Nach Betrachtungen zur Auswirkung einer Cellulosefaserzugabe auf die Frisch- und Festbetoneigenschaften wird eine auf die Trockenrohdichte hin ausgerichtete Rezepturentwicklung anhand eines Beispiels demonstriert. Im Folgenden werden die Ergebnisse der umfangreichen Untersuchungen hinsichtlich der durch die Faserzugabe deutlich veränderten Frischbetoneigenschaften des CFLC sowie die Auswirkungen auf den Mischvorgang und die Einbautechnologie erläutert. Diesbezüglich erfolgt auch eine Darstellung der Erkenntnisse, die bei großtechnischen Versuchen mit dem CFLC in zwei Betonwerken gewonnen wurden. Des Weiteren werden die Ergebnisse aufgezeigt, die während begleitender Untersuchungen zum Erhärtungs- und Trocknungsprozess erzielt wurden. Dabei werden die strukturellen Auswirkungen der Hydratation des Zementes und der Trocknung beschrieben sowie die Aspekte erörtert, die im Zusammenhang mit der durch die Cellulosefaserzugabe verbundenen Erhärtungsverzögerung und den möglichen Gegenmaßnahmen stehen. Weiterhin werden auch Betrachtungen zur Effektivität einer Festigkeitssteigerung durch die Zugabe von Mikrosilika sowie zu den mit dem Trocknungsprozess einhergehenden Schwindverkürzungen durchgeführt. Schließlich erfolgt eine Darstellung der bei den Untersuchungen zu den Festbetoneigenschaften gewonnenen Erkenntnisse. Dabei werden die wesentlichsten mechanischen Kennwerte sowie das hygrische und wärmetechnische Verhalten unter Einbeziehung von Porositätskennwerten beleuchtet. Weiterhin erfolgt eine Beurteilung der Dauerhaftigkeit auf der Basis von Zeitraffer- und Auslagerungsversuchen. Das durch die Anwesenheit von Cellulose bestehende Risiko gegenüber einem biologischen Angriff wird dabei durch die Übertragung eines für Holzwerkstoffe üblichen Verfahrens bewertet. Einen wesentlichen Bestandteil dieser Arbeit stellen die bruchmechanischen Untersuchungen am CFLC dar. Nach einer Darstellung der verwendeten Ansätze und Kennwerte werden Überlegungen zur modellhaften Beschreibung des Verformungs- und Rissverhaltens erläutert. Weiterhin werden Möglichkeiten der optischen Erfassung von Bruchprozessen bzw. der mikroskopischen Untersuchung von Bruchflächen dargelegt. Dabei werden geeignete Wege zur Bestimmung geometrischer Kennwerte aufgezeigt. Das Versuchsprogramm zu den bruchmechanischen Untersuchungen konzentriert sich auf haufwerksporige CFLC-Zusammensetzungen im Bereich des Infraleichtbetons. Um eine Einordnung der ermittelten Ergebnisse vornehmen zu können, erfolgt die Einbeziehung von Porenbeton aus einem vergleichbaren Rohdichtebereich. Die gewonnenen Erkenntnisse basieren schwerpunktmäßig auf einaxialen Zugversuchen; mit in die Betrachtungen einbezogen werden allerdings auch Ergebnisse, die bei parallel durchgeführten Biege- und Druckversuchen gewonnen wurden. Zur Erfassung des Verformungs- und Bruchverhaltens des CFLC wird ein Ansatz auf der Basis des klassischen Wachstumsmodells formuliert. Auf der Grundlage der experimentellen Untersuchungen erfolgt letztlich eine Charakterisierung des Materialverhaltens durch die Beschreibung des typischen Kurvenverlaufs (Masterkurve). Darüber hinaus werden Betrachtungen zur Korrelation zwischen den bruchmechanischen Kennwerten und den geometrischen Texturkennwerten der Bruchflächen angestellt. Die anschließende Diskussion über die Ursachen der Strukturänderungen und den Rissbildungsprozess erfolgt unter Einbeziehung eines modellhaften Ansatzes zur Beschreibung der inneren Kontaktfläche zwischen den CFLC-Partikeln bei einer haufwerksporigen Situation. Das enorme Wasserspeichervermögen der Cellulosefasern hat zur Folge, dass die CFLC-Zusammensetzungen von jenem Wasseranteil dominiert werden, welcher für den Faseraufschluss benötigt wird. Eine Steigerung des Cellulosefaseranteils im Gesamtgemisch hat somit automatisch einen Anstieg der Porosität des trockenen Materials zur Folge, wodurch die ausgeprägte Abhängigkeit fast aller Kennwerte vom Cellulosefaseranteil resultiert. Hinsichtlich der mechanischen Eigenschaften wurde festgestellt, dass der Bewehrungseffekt der Fasern nicht in der Lage ist, die Festigkeitseinbußen infolge des Ansteigens der Porosität zu kompensieren. Eine Cellulosefaserzugabe hat aber generell eine positive Auswirkung auf die Duktilität und bewirkt zudem die Entstehung einer nennenswerten Tragfähigkeit nach einer begonnenen Makrorissbildung.:1 Einleitung 1 1.1 Ausgangssituation 1 1.2 Problemstellung und Untersuchungsziele 2 1.3 Terminologische Einordnung des CFLC 4 1.4 Überblick 7 1.5 Anmerkungen zur Versuchsauswertung und Ergebnisdarstellung 8 2 Papierfasern als Betonzusatz 11 2.1 Pflanzliche Faserstoffe 11 2.2 Papier 14 2.3 Altpapier 15 2.4 Grundlegende Kennwerte 17 2.4.1 Cellulosefaser- und Füllstoffanteil 17 2.4.2 Wasserrückhaltevermögen 18 2.4.3 Dichte 19 2.5 Fasersuspension 19 3 Mischungsentwurf von Cellulosefaser-Leichtbeton 23 3.1 CFLC-Grundtypen 23 3.2 Mischungsentwurf 26 3.2.1 Methodik und Algorithmus der Rezepturentwicklung 26 3.2.2 Differenzierung von Wasseranteilen im Zementstein 29 3.2.2.1 Vorbemerkungen 29 3.2.2.2 Experimentelle Bestimmung der chemisch gebundenen Wassermenge 30 3.2.3 Kriterien für die Auswahl von Ausgangstoffen 33 3.2.3.1 Sekundärfaserstoffe 33 3.2.3.2 Zemente 33 3.2.3.3 Zusätze 34 3.2.3.4 Gesteinskörnungen 35 3.2.4 Beispiel 35 4 Frischbeton 38 4.1 Mischvorgang 38 4.2 Einbautechnologie 38 4.3 Frischbetonkonsistenz 42 4.3.1 Ergebnisse mit üblichen Konsistenzprüfverfahren 42 4.3.2 Konsistenzprüfung mittels modifiziertem Steifemessgerät 43 4.3.3 Vergleichbarkeit von Konsistenzmesswerten 44 4.3.4 Favorisierte Verfahrensweise bei der Konsistenzprüfung von CFLC 48 4.3.5 Ergebnisse 48 4.4 Schüttdichte und Hohlraumgehalt von unverdichtetem Frischbeton 51 4.4.1 Prüfverfahren 51 4.4.2 Ergebnisse 52 4.5 Großtechnische Versuche 53 4.5.1 Vorbemerkung und Zielstellung 53 4.5.2 Ergebnisse 53 4.5.3 Zusammenfassung 59 5 Erhärtungs- und Trocknungsprozess 60 5.1 Mikrostruktur 60 5.2 Festigkeitsentwicklung 61 5.2.1 Entwicklung der Biegefestigkeit 62 5.2.1.1 Konzeption der Untersuchungen 62 5.2.1.2 Ergebnisse 63 5.2.1.3 Zusammenfassung 64 5.2.2 Maßnahmen zur Kompensation von Erhärtungsverzögerungen 64 5.2.2.1 Mögliche Lösungswege 64 5.2.2.2 Konzeption der Untersuchungen 65 5.2.2.3 Ergebnisse 66 5.2.2.4 Zusammenfassung 67 5.2.3 Einfluss der Zugabe von Mikrosilika 68 5.2.3.1 Vorbemerkungen 68 5.2.3.2 Konzeption der Untersuchungen 68 5.2.3.3 Ergebnisse 70 5.2.3.4 Zusammenfassung 71 5.3 Schwinden 72 6 Festbetoneigenschaften 75 6.1 Probekörper und Nachbehandlung 75 6.2 Trockenrohdichte 76 6.3 Mechanische Kennwerte 77 6.3.1 Vorbemerkungen 77 6.3.2 Druckfestigkeit 79 6.3.3 Elastizitätsmodul 81 6.3.4 Biegefestigkeit 81 6.3.5 Zugfestigkeit 82 6.4 Hygrisches Verhalten 83 6.4.1 Kapillare Wasseraufnahme 83 6.4.2 Wasseraufnahme bei vollständiger Wasserlagerung 86 6.4.3 Sättigungswert 87 6.4.4 Hygrische Dehnung 88 6.5 Porosität 89 6.6 Wärmetechnisches Verhalten 91 6.6.1 Spezifische Wärmekapazität 92 6.6.2 Wärmeleitfähigkeit 92 6.7 Dauerhaftigkeit 94 6.7.1 Widerstand gegenüber Frost- und Frost-Tausalzbeanspruchung 94 6.7.2 Biologische Beständigkeit 96 6.7.3 Auslagerungsversuche 98 7 Bruchmechanische Untersuchungen 99 7.1 Einführung 99 7.1.1 Ansätze zur Beschreibung des bruchmechanischen Verhaltens 99 7.1.2 Bruchmechanische Kennwerte 102 7.1.2.1 Verformungsenergie 102 7.1.2.2 Bruchenergie 102 7.1.2.3 Charakteristische Länge 104 7.1.2.4 Modifizierte Bruchzähigkeit und kritische Rissöffnung nach JENQ und SHAH 104 7.1.3 Modellhafte Beschreibung des Verformungs- und Rissverhaltens 108 7.1.4 Optische Erfassung von Bruchprozessen 111 7.1.4.1 Mikroskopische Untersuchungen der Rissentstehung 111 7.1.4.2 Mikroskopische Untersuchung von Bruchflächen 112 7.1.4.3 Bestimmung geometrischer Eigenschaften von Bruchflächen 112 7.2 Versuchsprogramm 117 7.2.1 Zielstellung 117 7.2.2 Untersuchungsprogramm 118 7.2.2.1 Konzeption und Untersuchungsmethodik 118 7.2.2.2 CFLC-Zusammensetzungen 119 7.2.2.3 Prüfprogramm und Prüfkörper 121 7.2.2.4 Prüfkörperherstellung 122 7.3 Versuchsdurchführung 123 7.3.1 Grundsätze 123 7.3.2 Einaxiale Zugversuche 123 7.3.3 Biegeversuche 124 7.3.4 Druckversuche 125 7.3.5 Analyse von Bruchflächen 125 7.3.6 Modell zur Beschreibung des Verformungs- und Rissverhaltens 126 7.4 Versuchsergebnisse 129 7.4.1 Charakteristisches Verformungs- und Rissverhalten 129 7.4.1.1 Vorbemerkung 129 7.4.1.2 Lage charakteristischer Punkte 130 7.4.1.3 Charakteristischer Kurvenverlauf 133 7.4.2 Elastizitäts- und Erstbelastungsmoduln 137 7.4.3 Energetische Werte 138 7.4.3.1 Verformungsenergie 138 7.4.3.2 Bruchenergie 139 7.4.4 Bruchmechanische Kennwerte 139 7.4.4.1 Charakteristische Länge 139 7.4.4.2 Modifizierte Bruchzähigkeit und kritische Rissöffnung 140 7.4.5 Textureigenschaften von Bruchflächen 142 7.4.5.1 Vorbemerkung 142 7.4.5.2 Rauheit 142 7.4.5.3 Texturtiefe, Mittenrauwerte 143 7.4.5.4 Höhenwerte 144 7.4.5.5 Materialanteilwerte 144 7.4.5.6 Materialvolumen 145 7.4.6 Untersuchungen zur Rissentstehung und Rissausbreitung 146 7.5 Betrachtung der Ergebnisse am CFLC in Bezug zum Porenbeton 148 7.6 Zusammenfassung und Diskussion 151 8 Zusammenfassung und Ausblick 159 9 Anhang 165 9.1 Literaturverzeichnis 165 9.2 Abbildungen 172 9.3 Tabellen 176 / The present work addresses a cement-bound lightweight concrete incorporating cellulose fibres extracted from waste paper; use is hereinafter made of the acronym CFLC (cellulose-fibre lightweight concrete) to describe the resultant product. The main case for investigating this, as yet, comparatively under-researched material, also commonly referred to as “papercrete”, is that the act of combining readily available fibrous plant material with a mineral binding agent can be expected to yield a number of positive interactions. The first step involves elucidating the material’s specific characteristics and contrasting it with other lightweight, fibre-based concretes. Following exposition and discussion of insights arrived at in past studies, the precise nature of the task in hand is defined. The distinguishing features and characteristic properties of cellulose fibres extracted from waste paper are then set out and this is followed by a number of observations on the problems involved in pulping such fibres. Means of implementing the process both in the laboratory and during the full-scale engineering of concrete are also pointed up here. Methods of determining those fibre characteristics that are of relevance to the material volume calculation to be performed in respect of the mix design are similarly presented. In a further step, the methodology adopted and algorithm developed for a target-responsive mix design are elucidated and a system for the technological classification of basic types of CFLC is presented. Following deliberation on how adding cellulose fibres affects the properties of fresh and hardened concrete, a formulation geared towards a specific dry bulk density is demonstrated citing an illustrative example. Thereafter, the results of exhaustive studies regarding the significant changes to the properties of fresh CFLC brought about by adding fibres and the implications these have for the mixing process and placing technology are explained. The findings arrived at during full-scale trials with CFLC in two concrete works are also set out in this context. Likewise detailed are the results gained from accompanying studies of the hardening and drying process. The section provides a description of the structural consequences of hydrating and drying cement before addressing aspects with a bearing on the delay in hardening brought about by adding cellulose fibres as well as on potential countermeasures. There is also analysis here of whether adding microsilica occasions any increase in mechanical strength, consideration similarly being given to levels of shortening through shrinkage during the drying process. The work concludes by setting out the findings arrived at when studying the properties of the hardened concrete. Light is shed on the material’s key mechanical characteristics as well as on its hygric and thermic behaviour inclusive of porosity characteristics. Time-lapse and precipitation tests are then run to assess its durability. The risk of biological attack arising from the presence of cellulose is gauged adopting a standard procedure for timber materials. Mechanical fracturing tests conducted on CFLC are a key constituent of this study. Following delineation of the approaches and characteristics adopted, consideration is given to depicting deformation and crack behaviour in model form. Means of recording fracture processes optically or of subjecting fracture faces to microscopic examination are additionally aired, in the process pointing up suitable ways of determining geometric characteristics. The fracture test programme focuses on no-fines CFLC compositions in the range of infra-lightweight concrete. With a view to contextualising the results obtained, testing is extended to cover autoclaved aerated concrete with a comparable bulk density range. The findings arrived at derive primarily from uniaxial tensile-strength tests, though results gained from bending and compression tests run in tandem are likewise factored into appraisals. An approach based on the conventional growth model is formulated for the purpose of establishing the deformation and fracture behaviour of CFLC. Drawing on experimental studies, finally, the material’s behaviour is characterised by describing its typical curve pattern (master curve). Consideration is additionally given to the correlation between the fracture characteristics and geometric texture characteristics of fracture faces. The ensuing discussion of what causes the structural changes as well as of the crack-formation process is conducted adopting a model-based means of describing the inner contact faces between CFLC particles under no-fines conditions. The enormous propensity of cellulose fibres for storing water results in CFLC compositions being dominated by the water fraction required to pulp them. Increasing the fraction of cellulose fibres in the total mix thus automatically causes the porosity of the dry material to rise, which in turn explains the pronounced dependence of almost all characteristics on the proportion of cellulose fibres in the mix. Having regard to the material’s mechanical properties, it was ascertained that the fibres’ reinforcing moment was insufficient to compensate for losses of strength due to the increase in porosity. Adding cellulose fibres nevertheless has a positive impact on ductility whilst also being conducive to a noteworthy capacity for bearing loads following the onset of macrocracking.:1 Einleitung 1 1.1 Ausgangssituation 1 1.2 Problemstellung und Untersuchungsziele 2 1.3 Terminologische Einordnung des CFLC 4 1.4 Überblick 7 1.5 Anmerkungen zur Versuchsauswertung und Ergebnisdarstellung 8 2 Papierfasern als Betonzusatz 11 2.1 Pflanzliche Faserstoffe 11 2.2 Papier 14 2.3 Altpapier 15 2.4 Grundlegende Kennwerte 17 2.4.1 Cellulosefaser- und Füllstoffanteil 17 2.4.2 Wasserrückhaltevermögen 18 2.4.3 Dichte 19 2.5 Fasersuspension 19 3 Mischungsentwurf von Cellulosefaser-Leichtbeton 23 3.1 CFLC-Grundtypen 23 3.2 Mischungsentwurf 26 3.2.1 Methodik und Algorithmus der Rezepturentwicklung 26 3.2.2 Differenzierung von Wasseranteilen im Zementstein 29 3.2.2.1 Vorbemerkungen 29 3.2.2.2 Experimentelle Bestimmung der chemisch gebundenen Wassermenge 30 3.2.3 Kriterien für die Auswahl von Ausgangstoffen 33 3.2.3.1 Sekundärfaserstoffe 33 3.2.3.2 Zemente 33 3.2.3.3 Zusätze 34 3.2.3.4 Gesteinskörnungen 35 3.2.4 Beispiel 35 4 Frischbeton 38 4.1 Mischvorgang 38 4.2 Einbautechnologie 38 4.3 Frischbetonkonsistenz 42 4.3.1 Ergebnisse mit üblichen Konsistenzprüfverfahren 42 4.3.2 Konsistenzprüfung mittels modifiziertem Steifemessgerät 43 4.3.3 Vergleichbarkeit von Konsistenzmesswerten 44 4.3.4 Favorisierte Verfahrensweise bei der Konsistenzprüfung von CFLC 48 4.3.5 Ergebnisse 48 4.4 Schüttdichte und Hohlraumgehalt von unverdichtetem Frischbeton 51 4.4.1 Prüfverfahren 51 4.4.2 Ergebnisse 52 4.5 Großtechnische Versuche 53 4.5.1 Vorbemerkung und Zielstellung 53 4.5.2 Ergebnisse 53 4.5.3 Zusammenfassung 59 5 Erhärtungs- und Trocknungsprozess 60 5.1 Mikrostruktur 60 5.2 Festigkeitsentwicklung 61 5.2.1 Entwicklung der Biegefestigkeit 62 5.2.1.1 Konzeption der Untersuchungen 62 5.2.1.2 Ergebnisse 63 5.2.1.3 Zusammenfassung 64 5.2.2 Maßnahmen zur Kompensation von Erhärtungsverzögerungen 64 5.2.2.1 Mögliche Lösungswege 64 5.2.2.2 Konzeption der Untersuchungen 65 5.2.2.3 Ergebnisse 66 5.2.2.4 Zusammenfassung 67 5.2.3 Einfluss der Zugabe von Mikrosilika 68 5.2.3.1 Vorbemerkungen 68 5.2.3.2 Konzeption der Untersuchungen 68 5.2.3.3 Ergebnisse 70 5.2.3.4 Zusammenfassung 71 5.3 Schwinden 72 6 Festbetoneigenschaften 75 6.1 Probekörper und Nachbehandlung 75 6.2 Trockenrohdichte 76 6.3 Mechanische Kennwerte 77 6.3.1 Vorbemerkungen 77 6.3.2 Druckfestigkeit 79 6.3.3 Elastizitätsmodul 81 6.3.4 Biegefestigkeit 81 6.3.5 Zugfestigkeit 82 6.4 Hygrisches Verhalten 83 6.4.1 Kapillare Wasseraufnahme 83 6.4.2 Wasseraufnahme bei vollständiger Wasserlagerung 86 6.4.3 Sättigungswert 87 6.4.4 Hygrische Dehnung 88 6.5 Porosität 89 6.6 Wärmetechnisches Verhalten 91 6.6.1 Spezifische Wärmekapazität 92 6.6.2 Wärmeleitfähigkeit 92 6.7 Dauerhaftigkeit 94 6.7.1 Widerstand gegenüber Frost- und Frost-Tausalzbeanspruchung 94 6.7.2 Biologische Beständigkeit 96 6.7.3 Auslagerungsversuche 98 7 Bruchmechanische Untersuchungen 99 7.1 Einführung 99 7.1.1 Ansätze zur Beschreibung des bruchmechanischen Verhaltens 99 7.1.2 Bruchmechanische Kennwerte 102 7.1.2.1 Verformungsenergie 102 7.1.2.2 Bruchenergie 102 7.1.2.3 Charakteristische Länge 104 7.1.2.4 Modifizierte Bruchzähigkeit und kritische Rissöffnung nach JENQ und SHAH 104 7.1.3 Modellhafte Beschreibung des Verformungs- und Rissverhaltens 108 7.1.4 Optische Erfassung von Bruchprozessen 111 7.1.4.1 Mikroskopische Untersuchungen der Rissentstehung 111 7.1.4.2 Mikroskopische Untersuchung von Bruchflächen 112 7.1.4.3 Bestimmung geometrischer Eigenschaften von Bruchflächen 112 7.2 Versuchsprogramm 117 7.2.1 Zielstellung 117 7.2.2 Untersuchungsprogramm 118 7.2.2.1 Konzeption und Untersuchungsmethodik 118 7.2.2.2 CFLC-Zusammensetzungen 119 7.2.2.3 Prüfprogramm und Prüfkörper 121 7.2.2.4 Prüfkörperherstellung 122 7.3 Versuchsdurchführung 123 7.3.1 Grundsätze 123 7.3.2 Einaxiale Zugversuche 123 7.3.3 Biegeversuche 124 7.3.4 Druckversuche 125 7.3.5 Analyse von Bruchflächen 125 7.3.6 Modell zur Beschreibung des Verformungs- und Rissverhaltens 126 7.4 Versuchsergebnisse 129 7.4.1 Charakteristisches Verformungs- und Rissverhalten 129 7.4.1.1 Vorbemerkung 129 7.4.1.2 Lage charakteristischer Punkte 130 7.4.1.3 Charakteristischer Kurvenverlauf 133 7.4.2 Elastizitäts- und Erstbelastungsmoduln 137 7.4.3 Energetische Werte 138 7.4.3.1 Verformungsenergie 138 7.4.3.2 Bruchenergie 139 7.4.4 Bruchmechanische Kennwerte 139 7.4.4.1 Charakteristische Länge 139 7.4.4.2 Modifizierte Bruchzähigkeit und kritische Rissöffnung 140 7.4.5 Textureigenschaften von Bruchflächen 142 7.4.5.1 Vorbemerkung 142 7.4.5.2 Rauheit 142 7.4.5.3 Texturtiefe, Mittenrauwerte 143 7.4.5.4 Höhenwerte 144 7.4.5.5 Materialanteilwerte 144 7.4.5.6 Materialvolumen 145 7.4.6 Untersuchungen zur Rissentstehung und Rissausbreitung 146 7.5 Betrachtung der Ergebnisse am CFLC in Bezug zum Porenbeton 148 7.6 Zusammenfassung und Diskussion 151 8 Zusammenfassung und Ausblick 159 9 Anhang 165 9.1 Literaturverzeichnis 165 9.2 Abbildungen 172 9.3 Tabellen 176

Das Zugtragverhalten von bewehrten und unbewehrten Bauteilen wird von einer Vielzahl von Faktoren beeinflusst. Maßgeblich wird es von der Festigkeit des verwendeten Betons, dem Verbundverhalten zwischen Bewehrung und Beton sowie vom vorhandenen Spannungszustand im Bauteil bestimmt. In der Regel werden im täglichen Planungsgeschäft des Ingenieurs einaxiale Spannungszustände unter Berücksichtigung der Materialeigenschaften des Betons aus den Standardprüfungen betrachtet. Jedoch treten in einer Vielzahl von Anwendungen mehraxiale Spannungszustände auf. Beispielhaft sollen hier Bereiche von zweiachsig spannenden Deckenplatten, in Bereichen von Rahmenecken, rotationssymmetrischen Bauwerkshüllen sowie bei Brückenbauwerken mit durchlaufender Fahrbahn im Bereich der Stützen genannt werden. Normative Regelungen sehen bisher im Falle einer zweiaxialen Druckbeanspruchung lediglich die Erhöhung der Druckfestigkeit bzw. Verbundspannung vor. Regelungen zur Festigkeit des Betons unter zweiaxialer Zugbelastung existieren dagegen nicht. Daraus abgeleitet stellt sich die Frage, welchen Einfluss eine zweiaxiale Zugbeanspruchung auf das Festigkeits- und Verformungsverhalten von unbewehrten und bewehrten Bauteilen ausübt. Mit Blick auf übliche Konstruktionsbetone sollen diese Fragestellungen für einen Beton C20/25 und C40/50 geklärt werden. Im Rahmen eines Forschungsvorhabens wurden hierzu Versuche an unbewehrten Betonsscheiben und gemischt bewehrten Bauteilen durchgeführt. Das im CEB-FIP MODELL CODE 90 vorgestellte Modell zur Beschreibung des einaxialen Spannungs-Dehnungs-Verhaltens bildet das reale Verhalten von Beton unter zweiaxialer Zugbelastung nur ungenügend ab. Hierfür werden Modelle zur Beschreibung des Verformungsverhaltens von Beton unter Berücksichtigung von zweiaxialen Spannungszuständen für einen Beton C20/25 und C40/50 entwickelt. Weiterhin werden Bruchkriterien für die zwei Betonsorten vorgestellt, mit denen die Zugfestigkeit des Betons unter zweiaxialer Zugbelastung bestimmt werden kann. Während bei einem Beton C20/25 die zweiaxiale Zugfestigkeit annähernd der einaxialen Zugfestigkeit entspricht, so nimmt die Zugfestigkeit des Betons C40/50 unter zweiaxialer Zugbelastung um ca. 25% ab. Hinsichtlich der Bruchdehnungen unter zweiaxialer Zugbelastung wurde festgestellt, dass diese mit steigendem Spannungsverhältnis 1 : 2 abnehmen. Darüber hinaus bilden die Modelle zur Bestimmung des Spannungs-Dehnungs-Verhaltens des unbewehrten Betons die Versuchsergebnisse sehr gut ab. Mit Hilfe der hier vorliegenden Ergebnisse können somit das Verformungs- und Festigkeitsverhalten von Beton unter zweiaxialer Zugbelastung sehr gut abgebildet werden. In Bauteilversuchen wurde das Verformungsverhalten unter zweiaxialer Zugbelastung von gemischt bewehrten Bauteilen untersucht. Die Bestimmung der Verformungen erfolgte hierbei mittels Dehnmessstreifen auf der Betonoberfläche, dem schlaffen Bewehrungsstahl und dem im nachträglichen Verbund liegenden Spannglied. Ein indirekter Nachweis des Einflusses auf das Verbundverhalten des Spanngliedes erfolgte. Es wurde aufgezeigt, dass unter zweiaxialer Zugbelastung die Dehnungen im Spannstahl infolge der Längsrissbildung über dem Hüllrohr abnehmen. Dies lässt die Aussage zu, dass die Verbundwirkung des Spanngliedes durch eine orthogonal wirkende Zugbelastung negativ beeinflusst wird. Aufbauend auf den Versuchsergebnissen wird eine Empfehlung für den Einsatz von Dehnmessstreifen zur Bestimmung der Verformungen auf einbetonierten Betonstählen gegeben. Die Berechnung der Erstrisslasten aus den Bauteilversuchen mit den entwickelten Bruchkriterien hat eine sehr gute Übereinstimmung ergeben. / The tensile load-bearing characteristics of structural elements made of reinforced or non-reinforced concrete is influenced by a number of factors. Mainly it depends on the strength of the concrete, the interaction between the concrete and the rebar, and the state of stress in the concrete element. Traditionally the designing engineer examines uni-axial stress conditions under consideration of the material properties of the concrete based on standard tests. However, multiple-stress conditions apply for a number of application of such elements, e.g. in concrete slabs designed for bi-axial load bearing, in the joints of frames, in axial symmetrical constructions, or in the intersections of column and deck of multi-span bridges. The commonly used design standard recommends the increase of the compression strength of the concrete or the bond stress for cases of bi-axial load-bearing caused by compression. However, no recommendations are given for the design strength of a concrete under bi-axial tensile stress. Therefore it is interesting to know how a bi-axial tensile stress is influencing the load-bearing and deformation behaviour of structural elements made of reinforced or non-reinforced concrete. This has been investigated for two commonly used concretes (C20/25 and C40/50). Part of an earlier research programme was to perform trials on slabs made of reinforced and non-reinforced concrete. In result a model CEB-FIP MODELL CODE 90 was introduced to describe the deformation of the slab due to a uni-axial stress. However, the model does not satisfactory describe the real behaviour of the slab under a bi-axial tensile stress. In this dissertation a new model will be presented to describe the deformation behaviour of a Concrete C20/25 and a Concrete C40/50 under bi-axial tensile stress. Furthermore, criteria for the two concretes are introduced to describe the ultimate limit state under bi-axial tensile stress. It has been found the bi-axial tensile strength of a Concrete C20/25 is comparable to its uni-axial strength. In difference, the tensile strength of a Concrete C40/50 is decreased by 25% when subject to bi-axial stress. The ultimate limit stress due to bi-axial tensile stress decreases with increasing ratio of the stress 1 : 2. The Strains 1 and 2 are the strains as a result of the biaxial tensile forces in the main directions. The presented model to describe the strain-stress behaviour of an unreinforced concrete is found to agree well with the observations from the trials. Based on the results of this thesis it is possible to describe the strain-stress behaviour of concrete under bi-axial tensile stress. The stress-strain behaviour of structural elements has been investigated under bi-axial tensile stresses. Strains have been monitored with strain-gauges fixed to the surface of the concrete, to the rebars and to the post-tensioning tendons. Therefore, the influence to the interaction of tendon and concrete has been demonstrated indirectly. Furthermore, it has been shown the strain of the tendon decreases following the development of cracks along the grout tube due to the application of bi-axial tensile stress. It can be concluded the bound of the tendon is influenced adversely by tensile stresses applied in perpendicular direction. Recommendations are given for the application of strain-gauges to measure strains of rebars set in concrete. Based on these trials, the estimation of the critical stress to develop initial cracks has been found in good agreement to the presented criteria.

Ziel der vorliegenden Dissertation war die Erweiterung der Kenntnisse über das nichtlinear-elastische Spannungs-Verformungsverhalten von Tragschichten ohne Bindemittel (ToB). Ein analytisches Bemessungsverfahren ist aufgrund der schwierigen Modellierbarkeit des Verformungsverhalten der einzelnen Straßenbaustoffe bisher nicht existent. Die Dissertation soll einen Beitrag zur Entwicklung eines solchen Bemessungsverfahrens leisten. Eine Literaturrecherche zum Verformungsverhalten von ToB bildet die Grundlage für die Festlegung der Vorgehensweise. Basis der weiteren Untersuchungen sind Triaxialversuche, die an der Universität Nottingham an verschiedenen Gesteinskörnungen durchgeführt wurden. Mit Hilfe der Shakedown-Theorie konnte belegt werden, dass sich ToB in unterschiedlichen Beanspruchungsbereichen nach verschiedenen Gesetzmäßigkeiten verhalten und dass Modelle zur Beschreibung des Verformungsverhaltens von ToB bereichsweise verschieden formuliert werden müssen. Somit ist es möglich, Gültigkeitsgrenzen für elastische Stoffmodelle zu ermitteln sowie Beanspruchungsgrenzen für ToB festzulegen. Mit ausgewählten Stoffmodellen erfolgten Beanspruchungsberechnungen nach der Finite-Elemente Methode (FEM). Die beste Annäherung zwischen Messwerten und Rechenergebnissen ergibt sich bei Anwendung des DRESDNER Modells. Berechnungen für Befestigungen nach den RStO 01 haben gezeigt, dass die Beanspruchungen auf den ToB bei Anwendung des DRESDNER Modells stark von denen bei Anwendung linearer Elastizität abweichen können. Durch unterschiedliche Überbauungsdicken der ToB besitzen diese einen verschieden hohen Anteil am Tragverhalten der Befestigung. Abschließend wird eine Methode zur Ermittlung von Sicherheitsniveaus vorgestellt. Bei Kenntnis der entsprechenden Schichtparameter lassen sich die Beanspruchungen jeder beliebigen Bauweise mit denen von Bauweisen nach RStO vergleichen. Als Ergebnis kann festgehalten werden, dass das Sicherheitsniveau einer bestimmten Bauweise nach RStO genauso groß ist, wie eine Befestigung mit einer dünneren Asphalttragschicht, dafür jedoch einer steiferen ToB. / The aim of this thesis was the extension of the knowledge about the resilient stress-deformation behaviour of unbound granular materials (UGM). Due to difficulties in modelling the behaviour of the single materials an analytical design method does not exist at present. Therefore this thesis makes a contribution for developing such a design method. A study of international publications about the current knowledge of the stress-deformation behaviour of UGM and repeated load triaxial tests, which have been performed at Nottingham University, were the base for all further investigations. With the shakedown concept it could be shown that materials behave in a different manner depending on the applied stress level and that material laws for describing the resilient deformation behaviour of UGM have to be formulated separately for different stress ranges. Within this thesis a method is introduced which helps to find boarders for the applicability of different material laws and limiting stress lines where below the lines stable behaviour and admissible deformations for the material are expected. Applying selected material laws finite element calculations have been performed. Comparing calculation results with measurement results it can be shown that the Dresden model offers the best approach. Calculations for pavement constructions applying the Dresden model have resulted that the vertical stresses differ very much in comparison with elastic behaviour for the UGM. It can be concluded that the thickness of the covering bounded layers have an effect to the contribution of the unbound granular layers at the complete deformation behaviour of the pavement construction. Finishing a method is introduced to determine the safety levels of pavement constructions. It seems to be possible to compare the stress-strain levels of any pavement construction with those from the german standard RStO 01. Existing functions could be modified to determine safety coefficients, i. e. ratios between admissible and existing numbers of load cycles. It can be concluded that there are the same safety levels for different pavement constructions ? a thinner asphalt layer can be compensated with a stiffer UGM.

For creep and shrinkage investigations, relatively small cylindrical specimens are generally exposed to constant climatic conditions. The derived mainly empirical prediction models are used for the calculation of large engineering structures with massive cross-sections. In this paper, the expected values of the material models according to fib Model Code 2010 and Eurocode 2 are compared with monitoring data, which were acquired over a period of more than 12 years during a structural health monitoring of a large viaduct. It was found that in addition to the measured continuous increase in the viscous deformations, seasonal fluctuations due to climatic influences could also be detected. The numerical calculations show that the material models differ significantly in their magnitude and time course of the predicted viscous concrete deformations. In comparison with the monitoring data, a good agreement was achieved when using the material models according to Eurocode 2. The models of the fib Model Code 2010, on the other hand, underestimated the deformations of the massive bridge girder.

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.

Das Ziel der vorliegenden Arbeit ist es, die technologischen Schritte für die Herstellung eines geschlossenzelligen metallischen Werkstoffs aus Stahl zu untersuchen. Das Eigenschaftsbild dieses neuartigen zellular aufgebauten Werkstoffs soll umfassend beschrieben und mit bereits existierenden Werkstoffkonzepten verglichen werden. Die Grundidee für die Herstellung einer geschlossenzelligen Struktur bildet die Kombination der Technologie zur Herstellung von metallischen Hohlkugeln und Hohlkugelstrukturen mit dem Herstellungsprozesses für Partikelschäume aus expandierbarem Polystyrol (EPS). Dazu ist es notwendig zunächst Grünkugeln herzustellen, wie bei der Technologie der Hohlkugeln, wobei jedoch ein treibmittelhaltiges EPS zum Einsatz kommt, das mit einer Beschichtung aus Metallpulver und Binder versehen wird. Anschließend sollen die Grünkugeln in einer geschlossenen Form zum expandieren gebracht werden. Dazu wird, wie bei der Partikelschaumtechnologie für Teile aus expandierbarem Polystyrol (EPS), Wasserdampf verwendet. Der durch den Temperaturanstieg und das Treibmittel der EPS-Partikel in den Grünkugeln entstehende Innendruck führt zum Aufschäumen und zur Expansion jeder Grünkugel. In der Folge ändert jede Kugel ihre Form so lange, bis sie mit allen Nachbarn einen flächigen, stabilen Kontakt bildet. Der auf diesem Weg erzeugte Grünkörper kann dann entformt und getrocknet werden. Wie bei der Hohlkugeltechnologie muss nachträglich das EPS durch die thermische Entbinderung entfernt und das Metallpulverskelett zu dichten Zellwänden gesintert werden. Für die Umsetzung dieser Idee ist es erforderlich, ein geeignetes Bindersystem für die Metallpulver-Binder-Beschichtung zu entwickeln, welches die Formänderung während des Schäumprozess unbeschädigt übersteht, sowie den Schäumprozess entsprechend anzupassen. Damit wäre die Möglichkeit gegeben, einen geschlossenzelligen metallischen Werkstoff herzustellen. Er würde die Vorteile einer geschlossenzelligen Struktur und die Materialvielfalt der pulvermetallurgischen Technologie der Hohlkugelherstellung (insbesondere in Bezug auf Stähle und andere höherschmelzende Werkstoffe) miteinander verbinden. In Vorversuchen wurde bereits gezeigt, dass die der Arbeit zugrunde liegenden Ideen realisierbar sind. Mit der vorliegenden Arbeit wird jedoch erstmals die vollständige Kette der technologischen Schritte hinsichtlich der relevanten Einflussgrößen untersucht, wobei großen Wert auf eine Umsetzbarkeit auch im industriellen Maßstab gelegt wird. Für den praktischen Einsatz des geschlossenzelligen Metallschaums sind seine mechanischen Kennwerte, sowie die sie beeinflussenden Herstellungsparameter von grundlegender Bedeutung. Dazu soll die Charakterisierung der zellularen Struktur und des Gefüges des Zellwandmaterials erfolgen. Hauptsächlich soll das Verformungsverhalten mit Hilfe von Druckversuchen untersucht werden. Die Festigkeitskennwerte, das Energieabsorptionsvermögen und die Steifigkeit des zellularen Werkstoffes sind weitere zu untersuchende Kenngrößen. Anhand der Ergebnisse wird eine Einordnung gegenüber dem Stand der Technik der Metallschäume vorgenommen.

Die vorliegende Arbeit widmet sich der Aufgabe makroskopische Berechnungsmodelle zur Beschreibung des Drahtsägens zu erarbeiten. Ziel ist es, die wesentlichen Effekte abzubilden und den Einfluss von Prozessparametern auf die Dynamik des Systems zu bestimmen. Ein zentraler Punkt ist die Modellierung des bewegten Sägedrahtes. Durch die dem Kontinuum an den Auflagern aufgeprägte Führungsbewegung sind einerseits die Randbedingungen und andererseits ortsfest auf den Draht wirkende Lasten nichtmateriell. Die korrekte kinematische Beschreibung dieses Sachverhaltes ist essentielle Grundlage für die spätere Anwendung des Prinzips von HAMILTON. Durch die Führungsbewegung, die Formulierung der Kontaktkräfte als Folgelasten und durch explizit zeitabhängige Systemparameter ergibt sich ein kompliziertes Systemverhalten. Die dargestellten Berechnungsergebnisse umfassen Studien zu stationären Lagen, die Berechnung von Eigenfrequenzen, Stabilitätsnachweise des dynamischen Grundzustandes, die Bestimmung von Zeitlösungen und die Simulation des Materialabtrages beim Einschnitt. / The aim of the present thesis is to generate macroscopic models to describe the wire sawing process. The principal purpose is to illustrate basic effects and to investigate the influence of important process parameters relating to the dynamics of the system. A fundamental point is the modeling of the moving wire. Because of the axially movement of the continuum the boundary conditions and spatial acting loads are non-material. The precise kinematical description of this issue is the pre-condition for the correct evaluation of HAMILTON’s principle to characterize the dynamics of the system. The resultant complex system behavior is a consequence of the movement of the wire, of the formulation of the contact forces as follower loads and of explicitly time-dependent model parameters. The results of research contain studies of steady state equilibrium solutions and the proof of their LJAPUNOW stability, the calculation of eigenfrequencies, steady state time solutions under harmonically oscillating contact forces and the simulation of the material removal during the cutting process.

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

Die vorliegende Arbeit widmet sich der Aufgabe makroskopische Berechnungsmodelle zur Beschreibung des Drahtsägens zu erarbeiten. Ziel ist es, die wesentlichen Effekte abzubilden und den Einfluss von Prozessparametern auf die Dynamik des Systems zu bestimmen. Ein zentraler Punkt ist die Modellierung des bewegten Sägedrahtes. Durch die dem Kontinuum an den Auflagern aufgeprägte Führungsbewegung sind einerseits die Randbedingungen und andererseits ortsfest auf den Draht wirkende Lasten nichtmateriell. Die korrekte kinematische Beschreibung dieses Sachverhaltes ist essentielle Grundlage für die spätere Anwendung des Prinzips von HAMILTON. Durch die Führungsbewegung, die Formulierung der Kontaktkräfte als Folgelasten und durch explizit zeitabhängige Systemparameter ergibt sich ein kompliziertes Systemverhalten. Die dargestellten Berechnungsergebnisse umfassen Studien zu stationären Lagen, die Berechnung von Eigenfrequenzen, Stabilitätsnachweise des dynamischen Grundzustandes, die Bestimmung von Zeitlösungen und die Simulation des Materialabtrages beim Einschnitt.:1 Einleitung 1.1 Technische Problemstellung und Motivation der Arbeit 1.2 Literaturübersicht 1.3 Thema und Gliederung der Arbeit 2 Theoretische Grundlagen 2.1 Notation und mathematische Grundlagen 2.2 Kinematische Grundlagen der Kontinuumsmechanik 2.2.1 Konfiguration und Betrachtungsweisen 2.2.2 Verformungskinematik 2.2.3 Zeitableitungen 2.3 Variationsrechnung 2.3.1 Grundlagen 2.3.2 Verallgemeinerte Variationen 2.4 Kinetik / Prinzip von HAMILTON 2.5 Diskretisierung von Feldproblemen 2.6 Stabilität stationärer Lösungen 2.6.1 Grundlagen der kinetischen Stabilitätstheorie 2.6.2 Erste Methode von LJAPUNOW 2.6.3 Stabilitätsbetrachtung für bewegte Kontinua 2.7 Zeitlösung 2.7.1 Homogene Lösung der Störungsdifferentialgleichungen 2.7.2 Partikuläre Lösung der Störungsdifferentialgleichungen 3 Mechanisches Modell und Modellvarianten 3.1 Kinematik des Drahtes in LAGRANGE-Koordinaten 3.2 Kinematik des Drahtes in EULER-Koordinaten 3.3 Modell I 3.3.1 Variationsformulierung und Feldgleichungen 3.3.2 Ortsdiskretisierung der Variationsformulierung 3.3.3 Stationäre Lage, Stabilitätsuntersuchung und Zeitlösung 3.4 Modell II 3.4.1 Variationsformulierung und Feldgleichungen 3.4.2 Ortsdiskretisierung der Variationsformulierung 3.4.3 Stationäre Lage, Stabilitätsuntersuchung und Zeitlösung 3.5 Numerische Umsetzung 3.6 Berechnungsergebnisse 3.6.1 Stationäre Lagen 3.6.2 Eigenfrequenzen 3.6.3 Stabilitätsuntersuchungen 3.6.4 Zeitlösungen 4 Ankopplung des Ingot und Modellierung des Materialabtrages 4.1 FE- Modell des Gesamtblocks 4.1.1 Bestimmung der mechanischen Eigenschaften des Ingot 4.1.2 Berechnungsergebnisse 4.2 Strukturmechanisches Modell des Gesamtblocks und Ankopplung an den Sägedraht 4.3 Variationsformulierungen der gekoppelten Gesamtsysteme unter Berücksichtigung des Materialabtrages 4.3.1 Gesamtmodell I 4.3.2 Gesamtmodell II 4.4 Simulation des Schnittvorganges 5 Zusammenfassung / Ausblick 6 Verzeichnisse 6.1 Literaturverzeichnis 6.1.1 Allgemeine Literatur 6.1.2 Literatur zum Thema Drahtsägen 6.1.3 Literatur zum Thema bewegte Kontinua Anhang / The aim of the present thesis is to generate macroscopic models to describe the wire sawing process. The principal purpose is to illustrate basic effects and to investigate the influence of important process parameters relating to the dynamics of the system. A fundamental point is the modeling of the moving wire. Because of the axially movement of the continuum the boundary conditions and spatial acting loads are non-material. The precise kinematical description of this issue is the pre-condition for the correct evaluation of HAMILTON’s principle to characterize the dynamics of the system. The resultant complex system behavior is a consequence of the movement of the wire, of the formulation of the contact forces as follower loads and of explicitly time-dependent model parameters. The results of research contain studies of steady state equilibrium solutions and the proof of their LJAPUNOW stability, the calculation of eigenfrequencies, steady state time solutions under harmonically oscillating contact forces and the simulation of the material removal during the cutting process.:1 Einleitung 1.1 Technische Problemstellung und Motivation der Arbeit 1.2 Literaturübersicht 1.3 Thema und Gliederung der Arbeit 2 Theoretische Grundlagen 2.1 Notation und mathematische Grundlagen 2.2 Kinematische Grundlagen der Kontinuumsmechanik 2.2.1 Konfiguration und Betrachtungsweisen 2.2.2 Verformungskinematik 2.2.3 Zeitableitungen 2.3 Variationsrechnung 2.3.1 Grundlagen 2.3.2 Verallgemeinerte Variationen 2.4 Kinetik / Prinzip von HAMILTON 2.5 Diskretisierung von Feldproblemen 2.6 Stabilität stationärer Lösungen 2.6.1 Grundlagen der kinetischen Stabilitätstheorie 2.6.2 Erste Methode von LJAPUNOW 2.6.3 Stabilitätsbetrachtung für bewegte Kontinua 2.7 Zeitlösung 2.7.1 Homogene Lösung der Störungsdifferentialgleichungen 2.7.2 Partikuläre Lösung der Störungsdifferentialgleichungen 3 Mechanisches Modell und Modellvarianten 3.1 Kinematik des Drahtes in LAGRANGE-Koordinaten 3.2 Kinematik des Drahtes in EULER-Koordinaten 3.3 Modell I 3.3.1 Variationsformulierung und Feldgleichungen 3.3.2 Ortsdiskretisierung der Variationsformulierung 3.3.3 Stationäre Lage, Stabilitätsuntersuchung und Zeitlösung 3.4 Modell II 3.4.1 Variationsformulierung und Feldgleichungen 3.4.2 Ortsdiskretisierung der Variationsformulierung 3.4.3 Stationäre Lage, Stabilitätsuntersuchung und Zeitlösung 3.5 Numerische Umsetzung 3.6 Berechnungsergebnisse 3.6.1 Stationäre Lagen 3.6.2 Eigenfrequenzen 3.6.3 Stabilitätsuntersuchungen 3.6.4 Zeitlösungen 4 Ankopplung des Ingot und Modellierung des Materialabtrages 4.1 FE- Modell des Gesamtblocks 4.1.1 Bestimmung der mechanischen Eigenschaften des Ingot 4.1.2 Berechnungsergebnisse 4.2 Strukturmechanisches Modell des Gesamtblocks und Ankopplung an den Sägedraht 4.3 Variationsformulierungen der gekoppelten Gesamtsysteme unter Berücksichtigung des Materialabtrages 4.3.1 Gesamtmodell I 4.3.2 Gesamtmodell II 4.4 Simulation des Schnittvorganges 5 Zusammenfassung / Ausblick 6 Verzeichnisse 6.1 Literaturverzeichnis 6.1.1 Allgemeine Literatur 6.1.2 Literatur zum Thema Drahtsägen 6.1.3 Literatur zum Thema bewegte Kontinua Anhang