INSTITUT FÜR BAUSTOFFE, MASSIVBAU UND ......In den vergangenen Jahren sind im Institut für Baustoffe, Massivbau und Brandschutz zahlreiche Forschungsvorhaben zur Festigkeit und zur

INSTITUT FÜR BAUSTOFFE, MASSIVBAU UND BRANDSCHUTZ

AMTLICHE MATERIALPRÜFANSTALT FÜR DAS BAUWESEN

ZUGFESTIGKEIT VON KONSTRUKTIONSLEICHTBETON

UND NORMALBETON BEl SEHR TIEFEN

TEMPERATUREN

Prof. Dr.-lng. F.S. Rostasy Dipl.-lng. P. Warnecke

Dipl.-lng. U. Pusch

Dezember 1988

TU BRAUNSCHWEIG

Diese Arbeit wurde mit Hilfe von Forschungsmitteln des Landes Niedersachsen in dankenswerter Weise gefördert

Erlaß vom 11.06.1986 - GZ: 2095 - BV 4e - 11 /86

Beethovenstraße 52 · 0-3300 Braunschweig · Tel. (0531) 391-5431 · Telex 952698 ibstb d · Telefax (0531) 391 -45 73 http://www.digibib.tu-bs.de/?docid=00061095 28/08/2015

Inhaltsverzeichnis

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3 3.1 3.2 3.2.1 3.2.2 3.3 3.4

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4.1 4.2

5 5.1

5.2

6

6.1

6.2 6.2.1 6.2.2 6.2.3 6.3 6.3.1 6.4 6.4.1 6.4.2 6.4.3 6.5

Einleitung

Versuchsprogranun

Versuchskörper Verwendete Baustoffe Geometrie und Lasteinleitung der Versuchskörper Versuchskörper der Zentrischen Zugversuche Versuchskörper der Spaltzug- und Druckversuche Herstellung der Versuchskörper Lagerung der Versuchskörper

Versuchseinrichtung Versuchseinrichtung für die Zentrischen Zugversuche Versuchseinrichtung für die Spaltzug- und Druckversuche

Versuchsdurchführung Versuchsdurchführung der Zentrischen Zugversuche Versuchsdurchführung der Spaltzug- und Druckversuche

Versuchsergebnisse Ergebnisse der Temperaturfeldmessungen Ergebnisse der Druckversuche Druckfestigkeit Druckbruchdehnung Druck-E-Modul Ergebnisse der Spaltzugversuche Spaltzugfestigkeit Ergebnisse der Zentrischen Zugversuche Zugfestigkeit Zugbruchdehnung Zug-E-Modul Vergleichende Darstellung der Versuchsergebnisse

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http://www.digibib.tu-bs.de/?docid=00061095 28/08/2015

7 Versuchsauswertung 59 7.1 Vorbemerkungen 59 7.2 Beschreibung der Festigkeit und der Verformung von

druckbeanspruchtem Beton 62 7.2.1 Druckfestigkeit 62 7.2.2 Druckbruchdehnung 66 7.2.3 Druck-E-Modul 70 7.3 Beschreibung der Festigkeit von zugbeanspruchtem Beton

durch Faktoren nach dem CEB FIP Model Code 73 7.3.1 Spaltzugfestigkeit 73 7.3.2 Zentrische Zugfestigkeit 79 7.4 Beschreibung der Festigkeit und der Verformung von

zugbeanspruchtem Beton durch einen additiven Rechenansatz 85 7.4.1 Spaltzugfestigkeit 85 7.4.2 Zentrische Zugfestigkeit 92 7.4.3 Zugbruchdehnung 97 7.4.4 Zug-E-Modul 101

8 Zusammenfassung 104

9 Literatur 105

10 Anlagen 109 10.1 Rechenwerte zur Festigkeit und zur Verformung

von Normalbeton im Bereich tiefer Temperaturen 109 10.2 Rechenwerte zur Festigkeit und zur Verformung

von Leichtbeton im Bereich tiefer Temperaturen 110


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1 EINlEITUNG

Im Zuge einer energiewirtschaftl ichen Neuorientierung, hervorgerufen durch das Wissen um einen begrenzten Erdölvorrat und der damit verbundenen Suche nach alternativen Primärenergieträgern, gewinnt das verflüssigte Erdgas (LNG genannt) zunehmende Bedeutung. Die Verflüssigung von Erdgas geschieht aus Gründen der Wirtschaft 1 ichkei t von Transport und Lagerung. Die Lagerungstemperatur von LNG beträgt unter Atmosphärendruck rund -16s•c, was beim Entwurf und der konstruktiven Durchbildung von Lagerbehältern berücksichtigt werden muß.

Für den Bau von Flüssiggasbehältern wird sieh die Spannbetonbauweise durchsetzen, da sie in Stör- und Katastrophenfällen über eine hohe Rißzähigkeit und über ein überlegenes Sicherheitspotential verfügt. Das zuverlässige Beherrschen der mit der Lagerung von LNG verbundenen Risiken erfordert vertiefte Kenntnisse über das Verhalten der Konstruktionswerkstoffe bei tiefen Temperaturen, da erst dann das Bauteil verhalten prognostiziert werden kann. Dabei interessiert aus Sicherheitsgründen vorrangig die Frage, ob die Werkstoffe bei Tieftemperatur neben der zu erwartenden Verfestigung auch eine Versprädung erfahren.

In den vergangenen Jahren sind im Institut für Baustoffe, Massivbau und Brandschutz zahlreiche Forschungsvorhaben zur Festigkeit und zur Verformung von Normal- und Leichtbeton durchgeführt worden /1 bis 16/. Gegenstand der Untersuchungen waren Druck-, Spaltzug- und Biegezugversuche sowie das thermische Dehnverhalten. Auf die Durchführung zentri scher Zugversuche wurde bisher wegen der damit verbundenen Schwierigkeiten verzichtet. Es ist Aufgabe des vorliegenden Forschungsberichts, die hier noch vorhandene Lücke zu schließen.

Es ist das Ziel von Werkstoffuntersuchungen im Tieftemperaturbereich, dem Konstrukteur zur Bearbeitung von Vorprojekten und Fallstudien rechnerische Ansätze zur Beschreibung des Werkstoffverhaltens in die Hand zu geben. Diese Rechenmodelle sind als Hilfsmittel anzusehen, mehr als grobe Ansätze sind nicht zu erwarten. Im vorliegenden Forschungsbericht wird, basierend auf dem Ansatz für die Druckfestigkeit, ein additiver Rechenansatz gewählt, mit dem das gesamte Festigkeits- und Verformungsverhalten einheitlich in einfacher Form beschrieben werden kann.


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Der vorliegende Forschungsbericht faßt alle in den bisherigen Arbeiten entwickelten Rechenansätze zusammen und erweitert ihre Anwendung auf die zentrischen Zugversuche. Er gibt schließlich in handlicher Form Rechenwerte für das gesamte Festigkeits- und Verformungsverhalten von Normal- und Leichtbeton an und versteht sich daher auch als Resumee der bisher auf diesem Gebiet durchgeführten Forschungsarbeiten der Autoren.


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2 VERSUCHSPROGRAMM

Zur Beschreibung des Festigkeits- und Verformungsverhaltens von Normal- und Leichtbeton wurden Versuche zur Bestinvnung der Druck-, der Spaltzug- und der zentrischen Zugfestigkeit im Temperaturbereich zwischen +2o•c und -11o•c durchgeführt. Als Versuchsparameter wurde neben der Temperaturstufe die Zuschlagart (Normal- und Leichtbeton) und der Feuchtegehalt (Lagerung in Folie und in Normalklima 2o•c, 65 % rel. Feuchte) eingeführt. Den Schwerpunkt der Untersuchungen bi 1 deten die zentri sehen Zugversuche, da hierüber bisher keine Ergebnisse vorliegen. Bei den zentrischen Zugversuchen wurde generell neben der Festigkeit auch die Bruchdehnung und der E-Modul bestinvnt. Bei den Druckversuchen wurden diese Werte nur für Raumtemperatur und für -11o•c bestinvnt.

Im Versuchsprogramm war zunächst die Prüfung der zentri sehen Zugfestigkeit von Normal- und Leichtbeton bei Normalklima- und Folienlagerung vorgesehen. Vorversuche zeigten jedoch, daß die Versuchskörper ab ca. -4o·c starke Rißbildung zeigten. Mittels Tränkung eines Versuchskörpers in einer fluoriszierenden Flüssigkeit nach Abkühlung auf -6o·c konnte nach dem Zugversuch die Eindringtiefe ermittelt werden. Im Gegensatz zu einem nicht abgekühlten Versuchskörper wies der abgekühlte Versuchskörper im Mittel Eindringtiefen von 1,5 bis 2 cm auf. Dies zeigt, daß die nach der Abkühlung beobachteten Risse an der Versuchskörperoberfläche zu einer signifikanten Verringerung der Querschnittsfläche führen. Es muß daher festgestellt werden, daß die Angabe der Zugfestigkeit aus zentrischen Zugversuchen bei Tieftemperatur für im Normalklima 20/65 gelagerten Normal- und Leichtbeton im hier untersuchten Probenalter nicht möglich ist. Feuchtegradienten über den Versuchskörperquerschnitt müssen in jedem Fall vermieden werden, da die starke Abhängigkeit des Temperaturdehnverhaltens von dem Feuchtegehalt (siehe Bild 3.2} sonst bei der Abkühlung zu einer Vorschädigung führt. Die für die Homogenisierung des Feuchtegehaltes in dem Versuchskörper notwendige Zeitspanne steht im Rahmen von Forschungsvorhaben aber zumeist nicht zur Verfügung.

Aus ähnlichen Gründen wurde die Prüfung der Biegezugfestigkeit nicht 1n das Versuchsprogramm mitaufgenommen. untersuchten Festigkeitsklasse im gezeigt, daß die Biegebalken, auch infolge Eigenspannungen aufwiesen.

Versuche hierzu mit Betonen der hier Rahmen anderer Forschungsvorhaben hatten bei Folienlagerung im Kantenbereich Risse


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Auf die Durchführung von Biegezugversuchen wurde daher generell verzichtet. Die zentri sehen Zugversuche wurden nur an fo li enge 1 agerten Versuchskörpern durchgeführt. Die Druck- und Spaltzugversuche wurden hingegen für fol ien- und normalklimagelagerte Versuchskörper durchgeführt. Die Tabelle 2.1 gibt einen Oberblick über das Versuchsprogramm. Wegen des umfangreichen Versuchsprogramms und zur besseren Unterscheidung der in diesem Forschungsvorhaben ermittelten Versuchsergebnisse von denen früherer Forschungsarbeiten im Abschnitt 7 werden die folgenden Bezeichnungen für die Versuchskörper eingeführt:

- der erste Buchstabe benennt die Betonart mit "L" für Leichtbeton und "N" für Normal beton;

- der zweite Buchstabe benennt die Versuchsart mit "Z" für zentrisch Zug, "S" für Spaltzug und "D" für Druck;

- der dritte Buchstabe benennt die Lagerungsart mit "S" für Folienlagerung und "N" für Normalklimalagerung.

Zusätzlich wurde nach 7, 28 und 150 Tagen die Druckfestigkeit für den Normalbeton und den Leichtbeton an Würfeln (15/15/15) bestimmt. Die Ergebnisse sind in Tabelle 3.1 angegeben.

Ferner wurde jeweils ein Versuchskörper aus Norma 1 beton und Leichtbeton mit Temperaturfühlern versehen. Sie dienten zur Messung des Temperaturfeldes während der Abkühlung. Die Ergebnisse werden in Abschnitt 6.1 vorgestellt.


Beton L N

Versuchsart L/Z L/S L/D N/Z N/S N/D

Lagerung L/Z/S L/S/S L/S/N L/D/S L/D/N N/Z/S N/S/S N/S/N N/D/S N/D/N

+20 ·c ß,r.,E ß ß ß,r.,E ß,r.,E ß,r.,E ß ß ß,r.,E ß,r.,E -4o ·c ß,r.,E ß - ß - ß,r.,E ß ß ß --Go ·c ß,r.,E ß ß ß ß ß,r.,E ß ß ß ß -so ·c ß,r.,E ß - ß - ß,r.,E ß ß ß -

-1oo ·c ß,r.,E ß - ß - ß,r.,E ß ß ß --135 ·c ß,r.,E ß - ß - ß,r.,E ß ß ß --11o ·c ß,r.,E ß ß ß,r.,E ß,r.,E ß,r.,E ß ß ß,r.,E ß,r.,E

- -------

Tabelle 2.1 Versuchsprogramm

U1


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3 VERSUCHSKÖRPER

3.1 Verwendete Baustoffe

Für die Untersuchungen an Normalbeton wurde ein PZ-Beton B45 gewählt, für die Untersuchungen an Leichtbeton wurde ein PZ-leichtbeton LB45 gewählt. Beide Mischungen haben 16 cm Größtkorn. Ober die beiden gewählten Betone liegen bereits einige Untersuchungen im Tieftemperaturbereich vor, so daß die hier zu erwartenden Ergebnisse bewertet und ergänzt werden können /1,6,7,8/. Tabelle 3.1 enthält die Zusammensetzung der untersuchten Betone und die Prüfergebnisse der Begleitversuche bei RT.


Normalbeton Leichtbeton

Festigkeitsklasse - B 45 LB 45 Zement - PZ 35 F PZ 45 F Konsistenzbereich - K 2 K 2-3 Verdichtungsmaß nach Mischen - 1,18 1,05 Verdichtungsmaß nach Einbringen (30 min) - - 1,12 wirks. w/z-Wert - 0,67 0,52

Gesamtwassergehalt W~es kg/m3 229 298 Wassergehalt der vor e-

kg/m~ feuchteten Leichtzuschläge - 105 wirks. Wassergehalt Wwirks kg/m

3 - 182 Zementgehalt Z kg/m

3 340 350

EFA-Füll er kg/m3

- 80 Fließmittel kg/m - 2,8

Zuschläge Korngruppe 0-2 kg/m~ 557 N 341 Korngruppe 0-4 kg/m

3 - L 202

Korngruppe 2-8 kg/m3

890 -Korngruppe 4-8 kg/m

3 - L 241

Korngruppe 8-16 kg/m 408 L 259 N=Natursand L=Liapor vor-

gefeuchtet I = 1855 1043

(trocken) Frischbetonrohdichte

kg/dm3 (gemessen) 2,38 1,84 (1,61) Betonrohdichte

kg/dm~ nach 28 Tagen 2,34 1,84 (1,60) nach 150 Tagen kg/dm 2,38 1 '84 (1 '60}

Würfeldruckfestigkeit N/mm~ nach 7 Tagen 38,0 41,0

nach 28 Tagen N/mm2

53,0 55,0 nach 150 Tagen N/mm 52,0 62,0

Tabelle 3.1 Zusammensetzung der untersuchten Betone und Prüfergebnisse der begleitversuche bei Raumtemperatur

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3.2 Geometrie und Lasteinleitung der Versuchskörper

3.2.1 Versuchskörper der Zentrischen Zugversuche

Oie Prüfung der zentrischen Zugfestigkeit von Beton bei Raumtemperatur bereitet heute dank der modernen Klebstoffe keine versuchstechni sehen Schwi eri gkei ten. Ober Versuchsmethoden zur Prüfung der zentrischen Zugfestigkeit bei TT, die auch für Leichtbeton geeignet sind, liegen hingegen bisher keine Erkenntnisse vor, so daß ein wesentlicher Schwerpunkt des vorliegenden Forschungsvorhabens darin bestand, für den Tieftemperaturbereich geeignete Versuchsmethoden zu entwickeln. Im folgenden wird daher nicht nur die gewählte Versuchskörperform dargestellt, sondern es wird der Entwicklungsweg und der Umfang der durchgeführten Vorversuche umrissen.

Zur Prüfung der zentrischen Zugfestigkeit von Beton sind hinsichtlich der Lasteinleitung drei prinzipielle Möglichkeiten denkbar:

Lasteinleitung durch eine Klebung zwischen Beton und Stahlplatte (Bild 3.1a)

Lasteinleitung durch einbetonierte Verbundstäbe (Bild 3.1b)

Lasteinleitung durch eine Klemmwirkung (Bild 3.1c)

An die Versuchskörperform zur Ermittlung der zentrischen Zugfestigkeit von Beton bei TT sind folgende Anforderungen zu stellen:

Die geringste Querschnittsabmessung soll dem fünffachen GräBtkorndurchmesser entsprechen. Dies bedeutet für die hier untersuchten Betone 8 cm /13/.

Die freie Länge des Versuchskörpers soll mindestens dem zehnfachen GräBtkorndurchmesser entsprechen (hier 16 cm)/13/.

Außerha 1 b der Kraftein 1 ei tungs 1 änge ist eine ebene Spannungsverteilung über dem Querschnitt anzustreben.


f

Bild 3.1

t f

l

Möglichkeiten der Lasteinleitung für zentrische Zugversuche an Beton

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10

Die Krafteinleitung soll möglichst ohne Kraftumlenkung erfolgen, d.h. zweiachsige Spannungszustände sind zu vermeiden. Ist dies nicht möglich, so muß der Obergang vom Krafteinleitungsbereich in die freie länge angebbar sein.

In Vorversuchen hat sich eine zylindrische Körperform als vorteilhaft erwiesen. Bei eckigen Körpern tritt im Kantenbereich beim Abkühlen infolge Temperatureigenspannungen eine verstärkte Rißbildung auf.

Im Hinblick auf das Ansteifverhalten des Leichtbetons darf die Herstellung aller Versuchskörper einer Betanage höchstens 30 Minuten dauern.

Der Versuchskörper muß einen möglichst schnellen Einbau in die Prüfmaschine ermöglichen.

Lasteinleitung durch Klemmwirkung

Das Ziel von zentrischen Zugversuchen ist es, Brüche auf der freien länge des Versuchskörpers zu erzeugen. Versuchskörper, bei denen die Krafteinleitung über Klemmwirkung erfo 1 gt, werden daher oft in Form von "Hundeknochen" hergeste 11 t (Bild 3.lc). Diese Versuchskörper haben zumeist rechteckige Querschnitte. Im vorliegenden Forschungsvorhaben sind jedoch Versuchskörper mit runden Querschnitten vorgesehen. Daraus ergeben sich Probleme bei der Krafteinleitung: sind die Greifbacken tangential zum Querschnitt der Versuchskörper angeordnet, ergeben sich punktuell große Lasteinleitungskräfte und daraus resultierend Spaltzugkräfte im Versuchskörper; wird die Klemmwirkung durch kegelstumpfförmige Greifbacken erzeugt, ergeben sich Biegespannungen infolge Passungsabwei chungen und daher hohe Anforderungen an die Formtreue der Scha 1 ung. Daher sind Versuchskörper mit rundem Querschnitt und Lasteinleitung über Klemmwirkung für die hier vorgesehenen Versuche nicht geeignet.

Lasteinleitung durch Klebung

Im Rahmen dieses Forschungsvorhabens wurde desha 1 b zunächst die lastein 1 ei tung über Klebung untersucht. Dieses Verfahren ermöglicht einfache Versuchskörper, schnelle Montage in der Prüfmaschine und eine annähernd ebene Spannungsverteilung auch im Krafteinleitungsbereich. Allerdings bewirkt die


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Klebung auch in radialer Richtung des Versuchskörpers einen starren Verbund zwischen Beton und Stahl. Damit wird die thermische Dehnung der verwendeten Materialien zum maßgebenden Kriterium.

Die thermische Dehnung der untersuchten Betone wurde im Rahmen dieses Forschungsvorhabens nicht ermittelt, es konnte jedoch auf Ergebnisse vorausgegangener Forschungsberichte zurückgegriffen werden /1,7/. Bild 3.2 zeigt die thermische Dehnung von Normal- und Leichtbetonen, die in Zusammensetzung und Feuchtegehalt den hier untersuchten ähnlich sind und jene von Stahl.

In ersten Vorversuchen wurden zyl indri sehe Versuchskörper (8 cm Durchmesser, 16 cm Höhe} mit verschiedenen handelsüblichen Klebern direkt auf die Stahlplatte geklebt und auf -11o•c abgekühlt. Nach der Abkühlung zeigten die Versuchskörper aus fo 1 i enge 1 agertem Leichtbeton in einem Abstand von 1 cm von der Kl ebung umlaufende Risse. Die bei -11o•c erreichten Bruchspannungen lagen bei 3,0 N/mrn2, der Bruch trat auf Höhe der vorher festgestellten Risse ein. Bei einigen Klebern wurde auch ein Versagen der Klebfuge festgeste 11 t. Die Versuchskörper aus foliengelagertem Normalbeton zeigten keine Risse nach der Abkühlung und erreichten Bruchspannungen von 5,0 bis 6,0 N/mm2• Die Brüche lagen 2 - 3 cm von der Klebung entfernt. Offenbar führt der starre Verbund in radialer Richtung zwischen Stahlplatte und Versuchskörper bei unterschiedlichem thermischen Dehnverhalten zu einer Zwängung des Versuchskörpers. Die Klebung direkt auf die Stahlplatte ist daher für leichtbetone mit höheren Feuchtegehalten ungeeignet.

In der zweiten Vorversuchsreihe wurde versucht, mittels einer Zwi Sehenschicht aus Beton zwischen Stahl und foliengelagertem Leichtbeton die Dehnungsdifferenz pro Klebeschicht zu vermindern. Als Material für die Zwischenschicht erschien norma 1 klimagelagerter Leichtbeton und fo 1 i enge 1 agerte Norma 1 beton (siehe Bild 3.2) geeignet. Die Versuchskörper mit einer Zwischenschicht aus normalgelagertem Leichtbeton blieben nach dem Abkühlen auf -17o•c zwar rissefrei, versagten aber bei Bruchspannungen von 3,5 N/mm2 in der Zwischenschicht. Dies weist darauf hin, daß auch die zentrische Zugfestigkeit von Leichtbeton mit steigendem Feuchtegehalt ansteigt. Oie Versuchskörper aus foliengelagertem Leichtbeton mit einer Zwischenschicht aus foliengelagertem Normal beton zeigten nach Abküh 1 ung auf -17o•c umlaufende Risse im foliengelagerten Leichtbeton.


~ /

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~ ~

~

-180 -140

Bild 3.2

~ ~

/.

T' 2 ~ ~ \ ~~ \

~ 3 '

1.LB45 (20°(/65°/or.f) U1n: 7,0 °/o

2. LB 45 (in Folie) Um= 12,8°/o 3. NB 45 (unter Wasser)

4. N B 4 5 ( in F o I i e )

-100 -60 -20 0 +20

Temperatur in °(

+018

+014

0

-0 4 I

-0 8 I

-12 I

-1 6 I

0

~ 0

c

0\ c :J c

..c. Cll

0

Cll ..c. u Cl)

E 'Cll

..c.

.......

Thermische Dehnung von Normalbeton und Leichtbeton bei verschiedenen Feuchtegehalten nach /6/

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13

In der dritten Vorversuchsreihe wurden Versuchskörper aus foliengelagertem Leichtbeton auf eine "Stahlbürste" geklebt. Diese Art der Lasteinleitung wird für Untersuchungen zur ein- und zweiachsigen Druckfestigkeit von Beton im Hochtemperaturbereich eingesetzt. Sie ermöglicht eine ungehinderte Querdehnung. Für Zugversuche erwies sich diese Lasteinleitung als ungeeignet. Sie ist in radialer Richtung zu instabil, die zur Verfügung stehende Klebfläche ist zu gering. Eine gleichmäßige Beanspruchung der einzelnen Stäbe kann infolge des Lochspiels der Bolzen nicht gewährleistet werden.

Abschließend muß festgestellt werden, daß die Lasteinleitung durch Klebung für leichtbetone höheren Feuchtegehaltes im Tieftemperaturbereich ungeeignet ist.

Lasteinleitung durch einbetonierte Verbundst!be

Die vorausgegangenen Versuche hatten gezeigt, daß infolge des thermischen Dehnverhaltens von foliengelagertem Leichtbeton bei starrem Verbund in radialer Richtung Zwängungen auftreten, die den Versuchskörper bereits beim Abkühlen schädigen. Notwendig ist also eine in radialer Richtung weiche Verankerung. Daher erscheint die Lasteinleitung mittels Verbundstäben sinnvoll.

Aus der Forderung nach einem runden Querschnitt des Versuchskörpers folgte, daß die Versuchskörper stehend betoniert werden mußten. Wegen der großen Anzahl der Versuchskörper, die zudem aus einer Mischung hergestellt werden sollten, wurde als Schalung ein PP - Kunststoffrohr vorgesehen. Als Verbundstäbe wurden Gewindestangen mit Muttern vorgesehen. Bild 3.3 zeigt die Verankerungen, die sich aus einer Reihe von Vorversuchen ergeben hatten.

Als problematisch erwies sich der Verbund zwischen Beton und der oberen Verankerung. Da die Versuchskörper stehend betoniert werden sollten, wurde zunächst versucht, die obere Verankerung einzurütteln. Diese Lösung erwies sich jedoch als unbrauchbar: die Versuchskörper zeigten Verdichtungsmängel, die Brüche traten direkt unter der Verankerung ein. Es wurden daher Öffnungen im oberen Teil der Schalung vorgesehen, so daß der Beton um die eingesetzte obere Verankerung herum eingebracht werden konnte. Bild 3. 4 zeigt den Versuchskörper mit der Schalung und den eingesetzten Verankerungen. Zur Herstellung der Versuchskörper gibt der Abschnitt 3.3 weitere Angaben.


Bild 3.3 a) Obere Verankerung b) Untere Verankerung


Bild 3.4

-++-~M-- Scholungsöffnung

Versuchskörper

freie Länge 16 cm

Versuchskörper für die zentrischen Zugversuche mit Schalung und Verankerungen

14


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Die Arretierung der unteren Verankerung erfolgte mit einer Scheibe aus PP -Kunststoff, die aus einem Vollstab auf Maß abgedreht und in das Rohr eingesetzt wurde. Die Arretierung der oberen Verankerung erfolgte in horizontaler Richtung mit einer in das Rohr eingesetzten Scheibe, in vertikaler Richtung mit einer auf das Rohr aufgesetzten Scheibe größeren Durchmessers. Die Gewindestäbe wurden durch geschraubte und verklebte Muttern ober- und unterhalb der Scheiben arretiert.

Bei Vorversuchen mit der hier beschriebenen Verankerung wurden bei -11o·c für foliengelagerten Leichtbeton ausschließlich Brüche auf der freien Länge festgestellt.

Die Herstellung der beschriebenen Verankerungen ist sehr zeitaufwendig (Bild 3.5

zeigt einen Teil der hergestellten Verankerungen). Die Betonage und die Verdichtung der Versuchskörper verlangen darüber hinaus weitere spezielle Maßnahmen, die in Abschnitt 3.3 beschrieben werden. Die umfangreichen Vorversuche zeigten jedoch, daß nur Verbundkörper der beschriebenen Art für zentrische Zugversuche von Leichtbeton höheren Feuchtegehalts bei Tieftemperatur geeignet sind.

Bild 3.5 Ein Teil der hergestellten Verankerungen


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3.2.2 Versuchskörper der Spaltzug- und Druckversuche

Für die Spaltzugversuche wurden zylindrische Versuchskörper mit 8 cm Durchmesser und 8 cm Höhe vorgesehen.

Für die Druckversuche wurden zyl i ndri sehe Versuchskörper mit 8 cm Durchmesser und 16 cm Höhe vorgesehen.

Die Abmessungen der Versuchskörper entsprechen damit den in /4, 13/ gegebenen Empfeh 1 ungen und den in den bisherigen Forschungsvorhaben der Autoren untersuchten Versuchskörpern.

3.3 Herstellung der Versuchskörper

Auf die Probleme beim Betonieren der zentrischen Zugkörper wurde bereits in Abschnitt 3.2.1 hingewiesen. Vorversuche hatten gezeigt, daß das Einfüllen des Betons nach dem Arretieren der oberen Verankerung erfo 1 gen mußte. Daher wurde folgender Betonierablauf vorgesehen.

Einfüllen des Betons bis 10 cm unter die Unterkante der Schalungsöffnung

Aufsetzen der oberen Verankerung und Sichern durch Klebeband

Einfüllen des Betons durch die Öffnung bei gleichzeitiger Verdichtung durch Rütteltisch und Schalungsrüttler

Die durchgeführten Vorversuche hatten gezeigt, daß speziell bei Leichtbeton die durch den Rütteltisch zu erreichende Verdichtungsenergie nicht ausreichte, um die Zugkörper auch im oberen Bereich zu verdichten. Daher wurde der in Bild 3.6 und 3.7 dargestellte Holzrahmen konstruiert. Jeder Rahmen nahm 10 Versuchskörper auf. Durch den Verguß des Holzrahmens mit Gips am Fuß der Versuchskörper sowie unterhalb der Schalungsöffnung wurden die Versuchskörper im Holzkasten gehalten (Bild 3.6). Anschließend wurde der Holzkasten mit zwei GEWI-Stäben der Länge nach verspannt. Zur Erhöhung der Rüttelenergie wurde jeder Holzkasten mit zwei Schalungsrüttlern versehen (Bild 3.7).

Alle Druck-, Spaltzug- und zentrischen Zugversuchskörper entstammen sowohl beim Normal- als auch beim Leichtbeton jeweils einer 500 Liter Mischung. Für die


Bild 3.6

Bild 3.7

Holzrahmen zur Aufnahme der zentrischen Zugkörper •it Gipsschicht und Verspannung

Holzrahmen mit angebrachten Schalungsrüttlern iUf dem Rütteltisch


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Herstellung aller Versuchskörper einer Mischung wurden maximal 30 Minuten benötigt, Tabelle 3.1 gibt das danach ermittelte Verdichtungsmaß für den Leichtbeton an. Bild 3.8 zeigt die verdichteten Versuchskörper aus Leichtbeton. Die Spaltzug- und Druckversuchskörper wurden wie die Versuchskörper für den zentrischen Zug in Rohrschalung aus PP- Kunststoff hergestellt.

Bild 3.8 Zentrische Zugkörper aus Leichtbeton nach der Verdichtung

3.4 Lagerung der Versuchskörper

Normalbetonkörper

Die in Rohrschalung hergestellten Versuchskörper für Druck, Spaltzug und zentrischen Zug lagerten nach der Betanage zunächst in der Schalung 7 Tage in feuchten Tüchern. Die für die Normalklimalagerung (2o·c, 65% rel. Feuchte) vorgesehenen Versuchskörper wurden danach ausgeschalt und im Klimaraum gelagert. Die für Fo 1 i en 1 agerung vorgesehenen Versuchskörper verb 1 i eben in der Scha 1 ung, die Stirnseiten wurden mit Folie versiegelt. Im Alter von 50 Tagen wurden die Spaltzug- und die Druckkörper auf die vorgesehene Körperlänge naß zugeschnitten. Die foliengelagerten Versuchskörper verblieben hierbei in der Schalung. Nach dem Schneiden wurden bei den foliengelagerten Versuchskörpern die Stirnseiten erneut mit Folie versiegelt, sie lagerten bis zum Versuchsbeginn in der Schalung. Die normal klimagelagerten Versuchskörper lagerten bis zum Versuchsbeginn im Klimaraum.


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Leichtbetonkörper

Die foliengelagerten Versuchskörper für Druck, Spaltzug und zentrischen Zug wurden wie die Normalbetonkörper behandelt.

Ausschalen

Alle Versuchskörper wurden im Alter von ca. 150 Tagen geprüft. Die in Rohrschalung hergestellten Versuchskörper für Druck, Spaltzug und zentri sehen Zug wurden auf folgende Weise ausgeschalt. Die Versuchskörper wurden auf einer Präzisionssäge arretiert. Dann wurde das PP - Rohr der Länge nach angeschnitten. Hierbei wurde die Schnittiefe so eingestellt, daß von der Schalung eine Restdicke von ca. 1 nun verblieb. Zum Zeitpunkt des Ausschalens konnte die Schalung durch einen Messerschnitt und Aufhebeln entfernt werden. Eine Beschädigung der Versuchskörper durch das Schneiden wurde nicht festgestellt.

Feuchtegehalte

Die bei Versuchsbeginn (nach 150 Tagen) gemessenen mittleren Feuchtegehalte der Versuchskörper sind in Tabelle 3.2 angegeben. Die Werte entsprechen den in /1/ ermittelten Werten.

Tabelle 3.2

-

Folienlagerung Klimalagerung (20/65} ··-··--

N/Z/S: 5,5% Norma 1 beton N/S/S: 6,0 % N/S/N: 4,5%

N/0/S: 5,5% N/0/N: 4,5%

L/Z/S: 12,0% Leichtbeton L/S/S: 12,5 % L/S/N: 8,0 %

L/0/S: 12,0% L/0/N: 8,0 % -·--

Mittlerer Feuchtegehalt um der Versuchskörper nach 150 Tagen (Versuchsbeginn)


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4 VERSUCHSEINRICHTUNG

4.1 Versuchseinrichtung für die Zentrischen Zugversuche

Prüfmaschine

Bild 4.1 zeigt die verwendete, el ektromechani sehe Uni versa 1 prüfmaschi ne der Firma Zwick mit einer Nennlast von 500 kN für Prüfgeschwindigkeiten von 0,01 -

500 mm/min . .

Ankopplung der Versuchskörper

Die Ankopplung der Versuchskörper an die Prüfmaschine sollte einerseits im Hinblick auf die dehnungsgesteuerte Versuchsdurchführung druck- und zugstarr sein. Andererseits sind zur Vermeidung von Biegespannungen gelenkige Ankopplungen notwendig. Für die durchgeführten Versuche wurde ein Mittelweg beschritten (siehe Bild 4.2). In die untere Stahlscheibe, in der die Gewindeschrauben durch Kontermuttern gesichert waren, wurde eine Kalotte eingefräst und mit einer Bohrung versehen. Die durchgeführte Gewindestange wurde in das Querhaupt der Prüfmaschine eingeschraubt und ermöglichte einen gelenkigen Anschluß an die Stahlscheibe. Die obere Stahlscheibe wurde in den oberen Verankerungsrahmen eingeschoben. Der Gelenkpunkt liegt hier im oberen Querhaupt der Prüfmaschine.

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Bild 4.1 Versuchseinrichtung der zentrischen Zugversuche


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Bild 4.2 Versuchsaufbau der zentrischen Zugversuche


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Wegmeßsystem

Im Rahmen der Vorversuchsserien waren zunächst DMS zur Dehnungsmessung benutzt worden. Die thermische Dehnung des Betons wurde durch Differenzbildung mit einem

zweiten, in der Kammer stehenden Körper berücksichtigt. Es zeigte sich jedoch, daß die DMS für dehnungsgesteuerte Zugversuche nicht geeignet sind. Einerseits herrschen bei jedem Einblasen von Stickstoff in die Kältekammer deutliche Temperaturunterschiede im Inneren der Kanvner, andererseits ist die thermische Eigendehnung der DMS nicht linear. Daher wurde das in Bild 4.2 dargestellte Wegmeßsystem mit außerha 1 b der Kältekanvner 1 i egenden induktiven Wegaufnehmern (Typ Wl von Hottinger - Baldwin, parallel geschaltet) entwickelt. Die Arrett i erung des HeBsystems am Versuchskörper erfo 1 gte pro Seite über zwei

Schneiden (Bild 4.3).

Bild 4.3 Schnitt durch den Versuchskörper und das Wegmeßsystem

nach Bild 4.2


23

4.2 Versuchseinrichtung fOr die Spaltzug- und Druckversuche

Die verwendete Versuchseinrichtung entsprach der in /17/ entwickelten. Bild 4.4 zeigt den Versuchsaufbau. Als Kühlmittel wurde mittels Propeller zerstäubter Flüssigstickstoff verwendet. Bei den Versuchen zur Ermittlung von E-Modul und Bruchdehnung erfolgte die Dehnungsmessung durch Beton-DMS. Die Temperaturkompensation erfolgte durch einen weiteren mit Beton-DMS versehenen Versuchskörper, der neben dem zu prüfenden Versuchskörper in der Kä 1 tekammer stand. Zwischen die Druckstempel und die Stirnenden der Versuchskörper wurden bei den Druckversuchen 1 mm starke Pappschichten zur Wärmedämmung gelegt. Bei den Spaltversuchen wurden 10 mm breite und 5 mm dicke Filzstreifen zwischen den Druckplatten und der Mantelfläche des Versuchskörpers verwendet.

~N

,.L-l----b~>"--t-- B•tonprob• 0• 8cm h a16cm

~N Bild 4.4 Versuchsaufbau der Druckversuche


24

5 VERSUCHSDURCHFÜHRUNG

5.1 VersuchsdurchfQhrung der Zentrischen Zugversuche

Nach dem Ausschalen der Versuchskörper wurden die Kunststoffscheiben der oberen und unteren Verankerung entfernt (siehe Bild 3.3). Anschließend wurden die Gewindestäbe in Stah 1 sehe i ben e i ngefäde 1t und mit Muttern ober- und unterha 1 b der Stahlscheiben arretiert. Bild 5.1 zeigt die verwendete Einbauhilfe, die ein Ausrichten der Stahlscheiben auf die Versuchskörperachse ermöglichte.

Es wurden jeweils vier Versuchskörper gleichzeitig in der Kältekammer mit einer Geschwindigkeit von 0,5 K/min abgekühlt. Der zu prOfende Versuchskörper wurde unten in die PrOfmaschine eingeschraubt und oben in den Verankerungsrahmen eingeschoben (siehe Bild 4.1). Danach wurde das Wegmeßsystem befestigt. Nach dem Schließen der Kältekammer wurde die Kammertemperatur 15 Minuten konstant gehalten. Nachdem sich das Wegmeßsystem stabilisiert hatte, wurde der Zugversuch . mit einer konstanten Geschwindigkeit von ~l • 0,012 mm/min durchgeführt.

Bild 5.1

:~·.. - -

Einbauhilfe zum Zentrieren der Ankerplatten der zentrischen Zugkörper


25

5.2 VersuchsdurchfOhrung der Spaltzug- und Druckversuche

Die Abkühlgeschwindigkeit betrug 0,5 K/min. Nach Erreichen der Prüftemperatur wurde die Temperatur 30 Minuten konstant gehalten, um Durchkühlen zu gewährleisten. Die Spaltzugversuche sowie wurden mit einer konstanten Geschwindigkeit von 5 durchgeführt.

6 VERSUCHSERGEBNISSE

ein vollständiges die Druckversuche

mm/min (Kolbenweg)

In den Abschnitten 6.2 bis 6.4 werden die Versuchsergebnisse beschrieben. In den Bildern ist die Mittelwertlinie und die jeweilige Streubreite angegeben. Jeder Mittelwert wurde aus mindestens drei Versuchsergebnissen gebildet, Ausnahmen hiervon werden gesondert erwähnt.

6.1 Ergebnisse der Temperaturfeldmessungen

Zur Messung der Temperaturverteilung im Versuchskörper während der Abkühl ung wurde jeweils ein zentrischer Zugkörper aus foliengelagertem Leichtbeton und aus foliengelagertem Normalbeton mit einbetonierten Temperaturfühlern versehen. Die Abkühlgeschwindigkeit für die Kammertemperatur betrug wie bei den Zugversuchen 0,5 K/min. Bild 6.1 zeigt die Ergebnisse für den Normalbeton, Bild 6.2 für den Leichtbeton. Die maximalen Temperaturdifferenzen zwi sehen Versuchskörperoberfläche und Versuchskörpermitte betrugen beim Normalbeton 6,0 Kelvin, beim Leichtbeton 11,5 Kelvin. Die größten Temperaturdifferenzen traten zwischen o·c und -6o•c auf. Nach /7/ kann angenommen werden, daß die gemessenen Temperaturdifferenzen für den Beton unschädlich sind. Für die normalklimagelagerten Versuchskörpern sind nach den Ergebnissen von /7/ ähnliche Temperaturdifferenzen

zu erwarten.


-

-180

Bild 6.1

~! Normalbeton . -3 = 0,5 K/min

in Folie NZS

-140 -100 -60 -20 0 +20

geregelte Kammertemperatur T8

ln °(

-180

-160

-140 LJ 0

c

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-120 ~ ...._

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0

+20

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Ql c Ql II) II) Ql

E Ql 0\

Gemessene Körpertemperatur von Normalbeton bei

tiefen Temperaturen

26


-180

~~ Leichtbeton . .S = 0,5 K/min

\. in Folie LZS f-\~ -160

\

\\ -140

-180

Bild 6.2

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1\' 6 Tmax= 11,5 K . '

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\ '

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-140 -100 -60 -20 0 +20

geregelte Kammertemperatur T8 in °(

-120

-100

-80

-60

-40

-20

0

+20

Gemessene Körpertemperatur von Leichtbeton bei tiefen Temperaturen

27

LJ 0

c

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'-::J -0 '-Ql a. E Ql -'-GI a. L.. :o ~

Ql c Ql

"' "' Ql

E Ql c:::n


28

6.2 Ergebnisse der Druckversuche

6.2.1 Druckfestigkeit

Normalbeton {Bild 6.3)

Bei Raumtemperatur 1 iegen die Werte der Druckfestigkeit für die normal kl image 1 agerten Versuchskörper mit 53 N/mm2 über denen der fo l i enge 1 agerten Versuchskörper mit 45 N/mm2. Im Tieftemperaturbereich zeigen die foliengelagerten Versuchskörper eine größere Festigkeitssteigerung als die normalklimagelagerten. Die maximalen Werte der Druckfestigkeit werden vom foliengelagerten Normalbeton bei -IJs•c mit 135 N/mm2 erreicht. Der normalklimagelagerte Normalbeton erreicht bei -17o•c seine maximalen Werte bei 120 N/mrn2.

Leichtbeton {Bild 6.4)

Bei Raumtemperatur liegen die Werte der Druckfestigkeit des normalklimagelagerten Leichtbetons mit 60 N/mm2 über denen des foliengelagerten mit 55 N/mrn2. Im Ti eftemperaturberei eh 1 i egen die gemessenen Werte durchweg unterha 1 b der beim Normalbeton ermittelten Werte der Druckfestigkeit. Die foliengelagerten Versuchskörper zeigen im Tieftemperaturbereich bis -ao·c eine steilen Anstieg der Druckfestigkeitswerte auf 100 N/mm2. Mit weiter sinkenden Temperaturen bleiben die Druckfestigkeitswerte konstant. Der normalklimagelagerte Leichtbeton erreicht bei -no·c mit 85 N/mm2 seine maximalen Werte. Auch beim Leichtbeton ist der Anstieg der Druckfestigkeitswerte bei den normalklimagelagerten Versuchskörpern geringer als bei den foliengelagerten.


1.1 ~, ~

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~ Normalbeten ~1 f--f Folie NOS

'l t-~ 20/65 NON I

-180 -140 -100 -60 -20 0 +20

Temperatur 1n °(

Bild 6.3 Druckfestigkeit von Normalbeton bei tiefen Temperaturen; Versuchsergebnisse

29

140

120

N

E E ........ z

100 c LJ ~

+-ClJ

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80 +-V) ClJ "-.X u :::J L

D

60

40


-180

Bild 6.4'

Konstruktionsleichtbeton

f--! Folie LOS

~-~ 20 I 65 LDN

-140 -100 -60

Temperatur 1n °(

-20 0 +20

Druckfestigkeit von Leichtbeton bei tiefen Temperaturen; Versuchsergebnisse

140

120

N

E E

......... z

100 c

Ql .X 0\

80 ... V)

60

40

Ql ~

.X u ::J t...

D

30


31

6.2.2 Druckbruchdehnung

Normalbeton (Bild 6.5)

Die bei Raumtemperatur gemessenen Bruchdehnungen liegen bei -2,7% für die foliengelagerten und bei -3,0 % für die normalklimagelagerten Versuchskörper. Bei -17o•c zeigen die normalklimagelagerten Versuchskörper einen geringen Abfall der Bruchdehnungswerte auf -2,9 %. Bei den foliengelagerten Versuchskörpern zeigen die bei -17o•c gemessenen Werte keine Veränderung gegenüber den Raumtemperaturwerten. Weitere Temperaturstufen wurden nicht untersucht.

Leichtbeton (Bild 6.6)

Die gemessenen Werte der Bruchdehnung liegen beim Leichtbeton durchweg höher als beim Normalbeton. Bei Raumtemperatur erreicht der normalklimagelagerte Leichtbeton Werte von -3,5 %, der foliengelagerte Werte von -3,1 %. Im Tieftemperaturbereich zeigen beide Lagerungsbedingungen eine geringen Anstieg der Bruchdehnungswerte auf -3,7% beim normalklimagelagerten und -3,2% beim foliengelagerten Leichtbeton. Für den normal klimagelagerten Leichtbeton 1 i egt jedoch bei -17o•c nur ein Meßwert vor.


J ~ 1 , ___ l__ I

-180

Bild 6.5

---------------~

Normalbeton

f--! Fot ie NOS ,..

}-~ 20/65 NON I I

-140 -100 -60 -20 0 +20

Temperatur 1n 0(

Druckbruchdehnung von Normalbeton bei tiefen Temperaturen; Versuchsergebnisse

32

-3 8 I

-34 I ~ 0

c

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-3 0 c I ::::J

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a:l -2 6 I I

~ u ::::J '-

0

-2 2 I

-18 I


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--- ---

-180

Bild 6.6

------ --- --. --- ........... ~


Folie LOS

20 I 65 LDN

I

-140 -100 -60 -20 0 +20

Temperatur 1n °(

Druckbruchdehnung von Leichtbeton bei tiefen Temperaturen; Versuchsergebnisse

-3,8

- 3,4

- 3,0

-2,6

-2,2

-1 8 I

~ 0

c 0

w c:n c ::J c ..c Cll

"0 ..c u ::J '-

CO I

..X: u ::J '-

0

33


34

6.2.3 Druck-E-Modul


Bei Raumtemperatur ist kein Einfluß der Lagerungsbedingungen auf den E-Mudul

feststellbar. Die gemessenen Werte liegen bei 27500 N/mm2. Im Tieftemperatur

bereich zeigen die foliengelagerten Versuchskörper einen steileren Anstieg a 1 s die normalklimagelagerten. Bei -11o•c erreicht der foliengelagerte Normalbeton E-Modul-Werte von 52500 N/mm2, der normalklimagelagerte 44000 N/mm2.


Die beim Leichtbeton gemessenen Werte des E -Moduls 1 i egen durchweg unter denen

des Normalbetons. Ein geringer Einfluß der Lagerung ist hier sowohl bei

Raumtemperatur wie bei Tieftemperatur festste 11 bar. Im Mitte 1 1 i egen die Werte

bei Raumtemperatur bei 20000 N/mm2, bei -11o•c bei 30000 N/mm2. Bei -no·c 1 ag

für den normalklimagelagerten Leichtbeton nur ein Meßwert vor.


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i"' ' ' ' ' ' ' ' ' ' ....

""~--,,, ~

~ '~

Normal beton

-180

Bild 6.7

t--! Folie NOS

~--i 20/65 ND N

I I

-140 -100 -60 -20 0 +20

Temperatur 1n oc

Druck-E-Modul von Normalbeton bei tiefen Temperaturen; Versuchsergebnisse

35

65

55 N

E E

........ z ~

c Cl

45 LLJ

-:::J "0 0 ~

w

35 I ~ u :::J c...

0

25

15



f- -! Folie LOS

~-~ 20 I 65 LDN

!,, c-=-l''',,, ~ I , , ..... ,----+-----1-----l

-180

Bild 6.8

N I

-140 -100 -60 -20 0 +20

Temperatur 1n °(

Druck-E-Modul von Leichtbeton bei tiefen Temperaturen; Versuchsergebnisse

65

55 N

E E

........ z ~

45 c Cl

UJ

=:J u 0 ~

35 I UJ

25

15

.X: u =:J '-

0

36


37

6.3 Ergebnisse der Spaltzugversuche

6.3.1 Spaltzugfestigkeit


Bei Raumtemperatur zeigen foliengelagerter und normalklimagelagerter Normalbeton mit 5 N/mm2 gleiche Werte für die Spaltzugfestigkeit. Im Tieftemperaturbereich liegen die Werte des normalklimagelagerten Normalbetons unter denen des foliengelagerten, die Kurvenverläufe sind dabei gleichartig. Seide Kurvenverläufe haben bei -1oo·c ein Maximum, die erreichten Werte sind 12 N/nvn2 bei Folienlagerung und 10 N/mm2 bei Normalklimalagerung. Seide Kurvenverläufe zeigen bei weiter sinkender Temperatur abfallende Werte für der Spaltzugfestigkeit. Bei -11o•c betragen die Werte 10 N/mm2 bzw. 8 N/mm2.


Der Einfluß der Temperatur auf die Spaltzugfestigkeit von Leichtbeton ist gegenüber Normalbeton sehr gering. Bei Raumtemperatur zeigen foliengelagerte und normalklimagelagerte Versuchskörper Werte der Spaltzugfestigkeit von 4 N/mm2. Beim normalklimagelagerten Leichtbeton bleibt die Spaltzugfestigkeit im Tieftemperaturbereich nahezu unverändert, sie beträgt bei -11o·c 4,5 N/nvn2. Beim foliengelagerten Leichtbeton steigt die Spaltzugfestigkeit bis -4o·c auf 6,0 N/mm2 an und bleibt bei weiter sinkender Temperatur konstant.

Diese Ergebnisse entsprechen den in /8/ ermittelten.


-180

Bild 6.9

Normalbeton

f--f Folie NSS

?-? 20/65 NSN

I I

-140 -100 -60

Temperatur tn °(

-20 0 +20

Spaltzugfestigkeit von Normalbeton bei tiefen Temperaturen; Versuchsergebnisse

38

15

N

10 E E

......... z c

N

~ ........ Cll ~ 0'\

....... 5 V)

Cll ~

0'\ :::J N

........ ___, d 0.

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0


-180

Bild 6.10

Konstruktionsleicht beton

, __ ! Folie LSS

H 20/65 LSN

-140 -100 -60

Temperatur 1n °(

-20 0 +20

Spaltzugfestigkeit von Leichtbeton bei tiefen Temperaturen; Versuchsergebnisse

15

10

5

0

N

E E

......... z c

+Cll ~ c:::n +V)

Cll ~

c:::n :J N +-.-J

d C-

l/)

39


40

6.4 Ergebnisse der Zentrischen Zugversuche

6.4.1 Zugfestigkeit

Normalbeton

Nach 28 Tagen Lagerung wurden zu Kontroll zwecken drei Versuchskörper aus der Schalung herausgeschnitten. Hierbei wurde festgestellt, daß die Versuchskörper aus Normalbeton unterhalb der oberen Verankerungsstäbe umlaufende Risse zeigten. Als Ursache hierfür werden Setzungserscheinungen im jungen Beton sowie chemisches Schwinden vermutet. Um die Versuchskörper dennoch nutzen zu können, wurden alle Normal betonversuchskörper in der Kunststoffschalung ca. 3cm unterhalb der oberen Verankerungsstäbe naß durchgesägt. Die Schnittfläche wurde anschließend mit Folie versiegelt. Die obere Verankerung wurde durch eine aufgeklebte Stahlplatte ersetzt. Bei den Versuchskörpern aus Leichtbeton wurden keine Risse festgestellt.

Die Bruchflächen traten beim Normalbeton streuend innerhalb der gesamten Versuchskörperlänge auf. Es traten sowohl Brüche auf der freien Länge als auch direkt unter der Klebfuge und oberhalb der unteren Verankerungsstäbe auf. Eine Zuordnung der Bruchstelle zu einer Temperaturstufe ist dabei nicht möglich. Die auf freier Länge gebrochenen Versuchskörper erzielten im Hittel die höchsten Festigkeitswerte. Versuchskörper, die in der Klebfuge versagten, zeigten deutlieh geringere Werte und wurden daher nicht in die Auswertung aufgenorrvnen. Die Ergebnisse der direkt über den unteren Verankerungsstäben versagenden Versuchskörper lagen zumeist im Streubereich der auf freier Länge gebrochenen Versuchskörper und wurden dann in die Auswertung mit aufgenommen.

Bei Raumtemperatur wurden für den Normalbeton Werte der zentrischen Zugfestigkeit von 2, 5 N/mm2 bei geringer Streuung ermittelt. Dies entspricht etwa 50 %

der Spaltzugfestigkeit und 5 % der Druckfestigkeit. Die Ursache für die geringen Werte liegt in der Form und Größe des verwendeten Zuschlags sowie in dem Verhältnis Betonierrichtung zu Kraftrichtung. Bild 6.11 zeigt Zuschlagskörner der Korngruppe 8 - 16 mm. 'Man erkennt, daß es sich um ein sehr plattiges Korn mit stark unterschiedlichen Durchmessern handelt. Die Form der Versuchskörper bedingt eine stehende Betonage, d.h. bei zentrischem Zug entspricht die Betonierrichtung der Kraftrichtung. Bei der Verdichtung legen sich die großen Körner senkrecht zur Versuchskörperachse und bilden so für die Zugkraft "Fehlstellen" im Querschnitt. Bild 6.12 zeigt drei Bruchflächen auf freier Länge


Bild 6.11 Zuschlagskörner der verwendeten Korngruppe 8 - 16 mm

Bild 6.12 Bruchflächen der zentrischen Zugkörper aus Normalbeton


42

bei Raumtemperatur. Es ist deutlich zu sehen, daß erhebliche Flächenanteile des Querschnitts auf Haftung der senkrecht zur Kraftrichtung stehenden Zwischenschicht zwischen Grobkorn und Zementstein versagten. Von den drei Anteilen, die die Zugfestigkeit von Normalbeton bestimmen (Zugfestigkeit des Zuschlags, Zugfestigkeit des Zementsteins und Haftzugfestigkeit zwischen Zuschlag und Zementstein) ist die Haftung das schwächste Glied. Ferner führen große, senkrecht zur Kraftrichtung liegende Zuschlagskörner zu Spannungsspitzen im Randbereich. Seide Einflüsse scheinen hier vorzuliegen und führen zu einer Verminderung der zentrischen Zugfestigkeit des Betons.

Der foliengelagerte Normalbeton zeigt folgenden Verlauf der zentrischen Zugfestigkeitswerte im Tieftemperaturbereich (Bild 6.13). Ausgehend von 2,5 N/mm2 bei Raumtemperatur steigen die Werte bis 7,5 N/mm2 bei -8o•c an. Bei weiter sinkenden Temperaturen fallen die Werte wieder geringfügig und erreichen bei -11o•c 6,0 N/mm2.


Die zu Kontroll zwecken nach 28 Tagen Lagerung ausgescha 1 ten Versuchskörper aus Leichtbeton zeigten keinerlei Beschädigungen. Auch beim Leichtbeton traten die Brüche auf ganzer Versuchskörperlänge auf. Versuchskörper mit Bruch außerha 1 b der freien Länge wurden in die Auswertung mit aufgenommen, wenn die Ergebnisse

innerhalb der Streubreite lagen. Der Einfluß der Temperatur auf die Zugfestigkeit ist beim Leichtbeton im Vergleich zum Normalbeton deutlich geringer. Bei Raumtemperatur wurde die zentrische Zugfestigkeit des foliengelagerten Leichtbetons zu 3,2 N/mm2 ermittelt, entsprechend 80 % der Spaltzugfestigkeit. Bis -4o·c steigen die Werte auf 6,0 N/mm2 an. Bei weiter sinkenden Temperaturen schwanken die Werte zwischen 4,0 und 6,0 N/mm2, ohne daß eine eindeutige Tendenz

zu erkennen ist.


15 Normalbeton

!--f Folie NZS

N

E E

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10 c

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0

-180 -140 -100 -60 -20 0 +20

Temperatur 1n °(

Bild 6.13 Zentrische Zugfestigkeit von Normalbeton bei tiefen

Temperaturen; Versuchsergebnisse

43


15 Konstruktionsleichtbeton

,_ -r Folie LZS

N

E E

.......... z

10 c N ~

+-Cll

..X: 0\

-4--V) C!J

\6--0\ :::J

N 5 Cll

..c u V)

'-+-c Cll N

0

-180 -140 -100 -60 -20 0 +20

Temperatur 1n °(

Bild 6.14 Zentrische Zugfestigkeit von Leichtbeton bei tiefen

Temperaturen; Versuchsergebnisse

44


45

6.4.2 Zugbruchdehnung

Als Bruchdehnung wurde die zur Bruchlast gehörende Betondehnung aus den analog mitgeschriebenen Kraft-Verformungs-Diagrammen ermittelt.


Die bei Raumtemperatur gemessenen Bruchdehnungen des foliengelagerten Normalbetons schwanken zwischen 0,08 und 0,13 °too. Bis -6o·c steigen die Werte der Bruchdehnung auf 0,18 ~oo an. Bei weiter sinkender Temperatur fällt die Bruchdehnung wieder ab und erreicht bei -14o·c die Raumtemperaturwerte.


Die ermittelten Bruchdehnungen des foliengelagerten Leichtbetons liegen durchweg über denen des Normalbetons. Ferner zeigt der Leichtbeton bei sinkender Temperatur eine wesentlich größere Abhängigkeit der Bruchdehnung von der Temperatur. Bei Raumtemperatur liegen die Werte der Bruchdehnungen bei 0,16 °/oo. Bei Tieftemperatur zeigt der foliengelagerte Leichtbeton ein ausgeprägtes Maximum von 0,33 °/oo bei -4o·c. Weiter sinkende Temperaturen führen zu einem Abfall der Bruchdehnung, bei -140 •c ist das bei Raumtemperatur vorhandene Verformungsniveau wieder erreicht. Bei -170 •c liegen die Bruchdehnungen mit 0,14 °/oo unter

den Raumtemperaturwerten.


Normalbeton

f--t Folie NZS

f---- I

I·

-180 -140

Bild 6.15

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-

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I - ' I ' ' I \: I ' I • ..J 'i I

I -100 -60 -20 0 +20

Temperatur 1n °(

Zugbruchdehnung von Normalbeton bei tiefen Temperaturen; Versuchsergebnisse

0,38

0,36

0,32

0,28

0,24

0,20

0,16

0,12

0,08

46

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Konstruktionsleichtbeton ~

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Folie LZS

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-180 -140 -100 -60 -20 0 +20

Bild 6.16

Temperatur 1n °(

Zugbruchdehnung von Le~chtbeton bei tiefen Temperaturen; Versuchsergebnisse

0,38

0,36

0,32

0,28

0,24

0,20

0,16

0,12

0,08

47

0

~ 0

c ·-N

w

0'\ c ::J c ~ QJ

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CO I 0\ ::J

N


48 6.4.3 Zug-E-Modul

Als Zug-E-Modul wurde die Tangentensteigung bei einem Drittel der Bruchlast graphisch aus den Kraft-Weg-Diagrammen ermittelt.


Der Zug-E-Modul des foliengelagerten Normalbetons beträgt bei Raumtemperatur im Mittel 31000 N/nvn2. Bei sinkenden Temperaturen zeigt sich eine stetige Zunahme des Zug-E-Moduls. Bei -17o·c liegen die Werte des Zug-E-Moduls bei 56000 N/mm2. Der Zug-E-Modul des foliengelagerten Normalbetons liegt damit bei Raum- und Tieftemperatur ca. 20% über dem Druck-E-Modul.


Der Zug-E-Modul des foliengelagerten Leichtbetons zeigt sowohl bei Raum- als auch bei Tieftemperatur wesent 1 i eh geringere Werte a 1 s der Norma 1 beton. Bei Raumtemperatur beträgt der Zug-E-Modul 19500 N/mm2. Zwischen Raumtemperatur und -4o·c bleibt der Zug-E-Modul nahezu konstant, bei weiter sinkenden Temperaturen steigt er auf 33500 N/mm2 bei -11o•c an. Bei Raumtemperatur entspricht der ZugE-Modul des foliengelagerten Leichtbetons damit dem Druck-E-Modul, bei Tieftemperatur liegt der Zug-E-Modul ca. 10% über dem Druck-E-Modul.


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Normalbeton

!--! Folie NZS

I

-180 -140 -100 -60 -20 0 +20

Bild 6.17

Temperatur 1n oc

Zug-E-Modul von Normalbeton bei tiefen Temperaturen; Versuchsergebnisse

49

60

55

so

N

45 E E -... z ~

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w

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I w

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N

25

20

15


Konstruk ti onsle i c htbeton

f--! Folie LZS

,..

-

I

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'l, i--I-- ~----I

-180 -140. -100 -60 -20 0 +20

Temperatur 1n oc

Bild 6.18 Zug-E-Modul von Leichtbeton bei tiefen Temperaturen; Versuchsergebnisse

50

60

55

so

N

45 E E

......... z ~

40 c

N w

35 ::J 'U 0 ~

I w

30 I C7\ ::J

N

25

20

15


51

6.5 Vergleichende Darstellung der Versuchsergebnisse

In den folgenden Bildern werden die aus den verschiedenen Belastungsversuchen erhaltenen Festigkeitswerte vergleichend dargestellt. Daher wurde auf die Angabe der Streubreite verzichtet.

Normalbeton

Bild 6.19 zeigt die Werte der zentrischen und der Spaltzugfestigkeit für den foliengelagerten Normalbeton. Beide Kurven zeigen unter Berücksichtigung der Streubreiten einen ähnlichen Verlauf. Die Spaltzugfestigkeit bleibt im gesamten Temperaturbereich deutlich oberhalb der zentrischen Zugfestigkeit, die Differenz zwischen der zentrischen und der Spaltzugfestigkeit bleibt nahezu konstant. Dies weist darauf hin, daß der absolute Festigkeitsanstieg für Zentrisch Zug und Spaltzug bei foliengelagertem Normalbeton ähnlich ist.

Bild 6.20 zeigt die relativen, auf +2o•c bezogenen Festigkeitswerte für foliengelagerten Normalbeton. Die Druckfestigkeitswerte und die Werte der zentri sehen Zugfestigkeit steigen im Tieftemperaturbereich bis zum Drei fachen der Raumtemperaturwerte an. Die Spaltzugfestigkeitswerte zeigen hier einen deutlich geringeren Zuwachs. Bis -6o·c ist der Anstieg der Spaltzug- und der zentrischen Zugfestigkeit gleich, erst bei tieferen Temperaturen wird der relative Zuwachs der zentrischen Zugfestigkeit deutlich größer. Alle drei Kurven

zeigen einen abfallenden Ast.

Bild 6.21 zeigt die relativen, auf +2o•c bezogenen Festigkeitswerte für den normalklimagelagerten Normalbeton. Aus dem Vergleich mit Bild 6.20 wird der Einfluß der Lagerungsbedingung deutlich. Die relativen Werte der Spaltzugfestigkeit für normalklimagelagerten Normalbeton entsprechen 75 % der Werte für Folienlagerung. Auch hier zeigt die Spaltzugfestigkeit einen abfallenden Ast.


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Normal beton

• • Folie zentr. Zug

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I I

-180 -140 -100 -60 -20 0 +20

Temperatur 1n °(

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ClJ .c. u Cl)

L.. +c ClJ

0 N

Bild 6.19 Zentrische Zugfestigkeit und Spaltzugfestigkeit von Normalbeton bei tiefen Temperaturen; Versuchsergebnisse

52


0/'1 ./ . . ~-~.

/1. ·-----r----~----

-180

Normalbeton - Folie

o-o

·-· ·---140

Druck

Spaltzug

zentr. Zug

-100 -60

Temperatur 1n °(

-20 0 +20

350

250

~ 0

c

-c c: ::J

I ..k: u

200 c

150

100

C)

ClJ c Ql 0\ 0 N Ql .0

LJ 0 0 N

+ 't::J ro

Bild 6.20 Relative Druck- und Zugfestigkeit von foliengelagertem Normalbeton bei tiefen Temperaturen; Versuchsergebnisse

53


Normalbeton o-o Druck

2 0 /6 5 - gelagert •-• Spaltzug

I

~ , -180 -140 -100 -60 -20 0 +20

Temperatur 1n °(

350 ~ 0

c

300 ~ C7'l

250

200

150

100

+V') Ql

'6--c::n ::J

N

"'0 c ::J

I .:X: u ::J L.

D

Ql c Ql C7'l 0 N Ql

..0

LJ 0 0 N +

Bild 6.21 Relative Druck- und Zugfestigkeit von klimagelagertem Normalbeton bei tiefen Temperaturen; Versuchsergebnisse

54


55 Leichtbeton

Bild 6.22 zeigt die Werte der zentrischen und der Spaltzugfestigkeit für den foliengelagerten Leichtbeton. Die Werte der zentrischen Zugfestigkeit liegen im gesamten Temperaturbereich im Stre~band der Spaltzugfestigkeit. Im Hinblick auf eine rechnerische Beschreibung der Zugfestigkeit im Tieftemperaturbereich kann beim foliengelagerten Leichtbeton die zentrische Zugfestigkeit und die Spaltzugfestigkeit gleichgesetzt werden.

Bild 6.23 zeigt die relativen, auf tzo·c bezogenen Festigkeitswerte für den foliengelagerten Leichtbeton. Im Vergleich zum Normalbeton (Bild 6.20) wird der geringere Einfluß der Temperatur auf die Festigkeitswerte deutlich. Die Werte der zentrischen Zugfestigkeit liegen hier über denen der Spaltzugfestigkeit, beziehen sich aber auf geringere Raumtemperaturwerte. Die Kurven für die Zugfestigkeitswerte zeigen bis -4o·c einen ansteigenden Verlauf. Bei niedrigeren Temperaturen bleiben die Werte konstant bzw. fallen leicht ab. Die Kurve für die Druckfestigkeit zeigt bei Temperaturen unter -ao·c konstante Werte. Ein abfallender Ast, wie bei dem Normalbeton, tritt nicht auf.

Bild 6.24 zeigt die relativen, auf t2o•c bezogenen Festigkeitswerte für den normalklimagelagerten Leichtbeton. Der Vergleich mit Bild 6.23 zeigt den Einfluß der Lagerungsbedingungen. Die Spaltzugfestigkeit von normalklimagelagertem Leichtbeton ist im Tieftemperaturberei eh gegenüber Raumtemperatur nahezu konstant.


15 N

Konstrukt i ons\ei chtbeton E E

--· o-o

-180 -140

Bild 6.22

Folie zentr.Zug

Folie Spaltzug

-100 -60

Temperatur 1n °(

10

5

0 -20 0 +20

........ z c

N Vl ~

N el.

..... Ql

...:.:: 0\

..... V)

Ql \6-

0'\ :::J N .....

...J

Cj C1

V)

"'0 c :::J

I 0\ :::J

N

Ql .c. u V)

c.. ..... c Ql N

Zentrische Zugfestigkeit und Spaltzugfestigkeit von Leichtbeton bei tiefen Temperaturen; Versuchsergebnisse

56


-180


Folie

-140 -100

o-o Druck

•-• Spaltzug

•-• zentr. Zug

-60 -20 0 +20

Temperatur 1n °(

350 ~ 0

c

300 ~ 0\ .... V) QJ ..... 0\ :::::J

250 N

200

150

100

"ü c :::::J

I .X: u :::::J '-

0

QJ c QJ 0\ 0 N GI

.D

u 0 C> N

Bild 6.23 Relatiye Druck- und Zugfestigkeit von foliengelagertem Leichtbeton bei tiefen Temperaturen; Versuchsergebnisse

57


Kons truk tionsl eichtbeton

20 I 65 -gelagert o-o Druck

•-• Spaltzug

-180 -140 -100 -60

Temperatur tn °(

-20 0 +20

350 ~ 0

c

300 ~ 0\

250

200

150

100

u c :J

I ~ u :J '-Cl

GI c GI 0\ 0 N GI .0

u 0 0 N

Bild 6.24 Relative Druck- und Zugfestigkeit von klimagelagertem Leichtbeton bei tiefen Temperaturen; Versuchsergebnisse

58


59

7 VERSUCHSAUSWERTUNG

7.1 Vorbemerkungen

Die Eigenschaften von Normal- und Leichtbeton bei tiefen Temperaturen sind in mehreren Forschungsvorhaben der Autoren untersucht worden 1 1 bis 16 1. Das Ziel besteht darin, Rechenansätze zu liefern, mit denen eine sichere Abschätzung der Tieftemperatureigenschaften möglich ist. Hierbei wurde auf die einfache Handhabung der Rechenansätze besonderer Wert ge 1 egt, wesha 1 b nur der Parameter "mittlerer Feuchtegehalt um" in die Rechenansätze mitaufgenommen wurde. Wie alle Rechenansätze gelten die in den folgenden Abschnitten zusammengestellten Rechenansätze streng genommen nur für die untersuchten Betone. Bei Anwendung der Rechenansätze auf andere Mischungen ist infolge der geringen Anzahl der berücksichtigten Parameter mit Abweichungen zu rechnen.

Zur Beschreibung der Druckfestigkeit von Beton im Tieftemperaturbereich wird in Übereinstimmung mit anderen Forschern I 25, 26 I ein additiver Ansatz gewählt. Hierbei ist der Festigkeitszuwachs bei Normal beton abhängig von der mittleren Feuchte und unabhängig von der Betonfestigkeit bei Raumtemperatur. Bei Leichtbeton ist kein einheitlicher Einfluß der mittleren Feuchte auf die Druckfestigkeit bei Tieftemperatur vorhanden. Die Form des additiven Ansatzes wird auch für die Beschreibung der Druckbruchdehnung und des Druck-E -Moduls

angewandt.

Zur Beschreibung der Zugfestigkeit von Beton im Tieftemperaturbereich stehen zwei Wege zur Verfügung (siehe Bild 7.1). Ausgehend von der Druckfestigkeit bei Raumtemperatur kann zunächst die Beschreibung der Druckfestigkeit in Abhängigkeit von der Temperatur mit oben erwähnten Ansätzen erfo 1 gen. Anschließend wird mit bekannten oder ermittelten Faktoren nach CEBIFIP aus der Druckfestigkeit die zugehörige Zugfestigkeit berechnet. Der Vorteil dieses Vergehens liegt in der großen Anzahl der als Basis für die Ermittlung dienenden Ergebnisse. Folgende Gesichtspunkte sind bei diesem Vorgehen jedoch zu beachten. Die CEB-FIP-Faktoren geben einen Zusammenhang zwischen zwei Festigkeitswerten für alle ßetongüten an. Bei Anwendung dieser Darstellung zur Beschreibung der Tieftemperatureigenschaften wird vorausgesetzt, daß der Einfluß der sinkenden Temperatur qualitativ ähnlich ist dem Einfluß einer höheren Betondruckfestigkeit. Dies ist nur dann der Fall, wenn die Kurven für die Druckfestigkeit und die Zugfestigkeit einander ähnlich sind und im gesamten Temperaturbereich

positive Steigungen aufweisen. Weiterhin ist zu beachten, daß im Tief


Bild 7.1

Versuchsergebnis Versuchsergebnis

ßo.RT ßz.RT

ßu.r = ßo.Rr+ t::. ßom ßz.r = ßz.RT + t::. ßznl

I ßo.r

2/3 -- ßz.r= c · ßo.r • ßz.r

Mögliche Wege zur Beschreibung der Zugfestigkeit von Beton bei tiefen Temperaturen

60


61

temperaturbereich Druckfestigkeitswerte bis 150 N/mrn2 gemessen werden. Dies bedingt eine große, mögliche Streubreite der Zugfestigkeit zwischen den angegebenen Fraktilenwerten, die durch die möglichen Streuungen im Rechenansatz für die Druckfestigkeit noch erhöht wird. Dennoch haben frühere Forschungsvorhaben gezeigt, daß mit diesem Vorgehen gute Abschätzungen möglich sind.

Die andere Möglichkeit zur Beschreibung der Zugfestigkeit bei tiefen Temperaturen besteht darin, ausgehend von der Zugfestigkeit bei Raumtemperatur einen direkten additiven Rechenansatz für die Zugfestigkeit bei tiefen Temperaturen zu bestimmen. Der Raumtemperaturwert kann dann durch Versuch bestimmt werden, womit Streuungen zwischen verschiedenen Betonzusammensetzungen vermieden werden. Ist die Bestimmung der Zugfestigkeit bei Raumtemperatur durch Versuch nicht möglich, so muß die Zugfestigkeit aus der Druckfestigkeit bei Raumtemperatur mit Hilfe der bekannten CEB-FIP-Faktoren unter Berücksichtigung der Versuchskörperabmessungen berechnet werden.

Direkte Ansätze für die Spaltzugfestigkeit, die nicht auf die Druckfestigkeit zurückgreifen, sind derzeit nicht bekannt. Im Abschnitt 7 .3.2 werden Rechenansätze hierzu vorgeschlagen. Der Vorteil dieses Verfahrens liegt in der zu erwartenden geringeren Streuung der Ergebnisse. Als Nachteil ist die geringe Anzahl der in den bisherigen Forschungsarbeiten untersuchten Betonparameter anzusehen. Aus diesem Grund ist auch die Angabe eines direkten Rechenansatzes für die zentrische Zugfestigkeit nicht sinnvoll. Daher wird für die zentrische Zugfestigkeit ein auf der Spaltzugfestigkeit basierender Rechenansatz angegeben.

Für den Zug-E-Modul und die Zugbruchdehnung wird ein additiver Rechenansatz auf Basis des Rechenansatzes der entsprechenden Druckeigenschaften gewählt.

Die Anlagen 1 und 2 enthalten in zusammengefaSter und für die Berechnung

aufbereiteter Form alle im Abschnitt 7 verwendeten Ansätze.


7.2 Beschreibung der Festigkeit und der Verformung von druckbeanspruchtem Beton

7.2.1 Druckfestigkeit

Normalbeton

62

Für die Berechnung der Druckfestigkeit von Normalbeton im Tieftemperaturbereich wurde in /1/ der folgende Rechenansatz ermittelt (Gleichung 7.1): ·

Basis hierfür waren Versuche an PZ-Betonen 825 und B45 mit Wasserzementwerten von 0,8 und 0,6 nach Lagerung unter Wasser, in Folie und in 20/65-Klima. Es wurde festgestellt, daß die Festigkeitsentwicklung von der Lagerungsbedingung bestimmt wird und von der Betondruckfestigkeit bei Raumtemperatur unabhängig ist. Der gewählte additive Ansatz enthält daher die mittlere Feuchte als Haß für das im Beton enthaltene Wasser.

Bild 7.2 zeigt die Versuchsergebnisse des hier untersuchten Normalbetons und die gerechneten Werte nach Gleichung 7.1. Man erkennt, daß die Festigkeitssteigerung der foliengelagerten Versuchskörper bei Temperaturen unter -1oo·c deutlich unterschätzt wird. Diese Erscheinung wurde für den 845 auch in /1/ festgestellt. Beim normalklimagelagerten Normalbeton ist die Anzahl der Versuchsergebnisse für

eine Bewertung des Rechenansatzes zu gering.


•

• • 0

•

140

120

N

E E --- ........

-180

Bild7.2

z 100 c

0

Normal beton

• Folie NOS um=5,5°/o 0 20 /65 NON Um= 4,5°/0

-----gerechnet für Folie gerechnet für 20/65

-140 -100 -60

Temperatur Tin °(

60

40 -20 0 +20

Druckfestigkeit von Normalbeton bei t~efen Temperaturen; Vergleich der Versuchsergebnisse

mit den Berechnungsergebnissen

63


64 Le;chtbeton

Für die Berechnung der Druckfestigkeit von Leichtbeton im Tieftemperaturbereich wurde in /7/ der folgende Rechenansatz ermittelt (Gleichung 7.2):

Basis hierfür waren Versuche mit Leichtbetonen LB45 mit Gesamtzugabewassermengen von 220 - 300 kg/m3 (ofentrockene bzw. vorgefeuchtete Zuschläge), Zementgehalten von 350 - 450 kg/m3 und nach Lagerung in Folie und in 20/65-Klima. Es wurde kein eindeutiger Einfluß der Lagerung auf die Festigkeitsentwicklung festgestellt.

Bild 7.3 zeigt die Versuchsergebnisse des hier untersuchten Leichtbetons und die gerechneten Werte nach Gleichung 7.2 für den foliengelagerten Leichtbeton. Die Festigkeitsentwicklung des foliengelagerten Leichtbetons wird durch den Rechenansatz gut beschrieben. Die Festigkeitsentwicklung des normalklimagelagerten Leichtbetons kann mit dem Rechenansatz nicht zufriedenstellend angenähert werden. Da der Festigkeitswert bei Raumtemperatur für Normalklimalagerung höher ist als bei Folienlagerung und im Rechenansatz die Versuchskörperfeuchte nicht berücksichtigt wird, liegt die rechnerische Festigkeitsentwicklung des normalklimagelagerten Leichtbetons oberhalb der des foliengelagerten Leichtbetons.


Konstrukt i onsle ichtb eton

• Folie LOS c 20/65 LDN

--gerechnet für Folie

• • •

c·

gerechnet nach :

ßc:r= ßc.RT+ 45 [ 1- ( .hl1.Q ~ J 190

c>\ 1\

r-----~---+-----+----~~~~-0 I •

-180 -140 -100 -60 -20 0 +20

Temperatur Tin °(

140

120

100

80

60

- 40

Bild 7.3 Druckfestigkeit von Leichtbeton bei tiefen Temperaturen; Vergleich der Versuchsergebnisse

mit dem Berechnungsergebnis

65

N

E E ....... z c

LJ ~

..... Ql

.X 0\

..... V) ., .....

.X u ~ '-

0


66 7.2.2 Druckbruchdehnung

Normalbeton

Anhand der 1 n 7. 2.1 beschriebenen Versuche wurde für die dort untersuchten Betone der folgende Rechenansatz für die Druckbruchdehnung von Normalbeton ermittelt (Gleichung 7.3)

tor=EoRr-[1-(T+B0)2) ·um . . 100 5

tor=EoRr- T+ 170 . .Ym. . . 90 5

Der Rechenansatz nach /1/ weist ein ausgeprägtes Maximum bei -so·c für alle Feuchtegehalte auf, mit quadratischem Anstieg bis -so·c und einem linearen Abfall der Bruchdehnung bei Temperaturen unter -so•c. Bild 7.4 zeigt die Versuchsergebnisse des vorliegenden Forschungsvorhabens und die gerechneten Werte nach Gleichung 7.3. Eine Oberprüfung des Ansatzes mit Hilfe der Versuchsergebnisse ist nicht möglich, da die Druckbruchdehnung nur bei +2o·c und bei -11o·c ermittelt wurde.


-3,8

-3 4 ,

- 3,0

-2,6

Normalbeton

• Folie NOS Um = 5,5°/o - gerechn. f. Fot ie

O 20/65 NON Um= 4,5°/o --- gerechn. f. 20/65 -22 ,

'

Eo,r= EnRr- T + 170 . ~ ~ 90 5

-11 ,

-180 -140 -100 -60 -20 0 +20

Temperatur Tin °(

Bild 7.4 Druckbruchdehnung von Normalbeton bei tiefen Temperaturen; Vergleich der Versuchsergebnisse


~ 0

c

0 w

0\ c :J c .c.

ClJ ~ .c. u :J ~

a:l I

.:s:: u :J ~

0

67


68 Leichtbeton

In /6/ wurde für die dort untersuchten Betone der folgende Rechenansatz für die Druckbruchdehnung von Leichtbeton ermittelt (Gleichung 7.4).

Eor=EoRT-15 [1-( T • 60 ) 1 . . , 80

- 170°( ~ T ~ - 60 °( EoJ = EO.RT + ( 0,2-1,7 ( T;11J0)2

)

Der Rechenansatz weist ein ausgeprägtes Maximum bei -6o•c auf. Im Gegensatz zum Norma 1 beton ist der Anstieg der Druckbruchdehung unabhängig von dem Feuchtegehalt. Die gerechneten Werte weisen bis -6o•c einen linearen Anstieg auf und bei weiter sinkenden Temperaturen einen parabolischen Abfall auf. Bild 7.5 zeigt die vorliegenden Versuchsergebnisse und die gerechneten Werte nach Gleichung 7.4. Auch hier ist die Kontrolle des Rechenansatzes wegen der geringen Anzahl der untersuchten Temperaturstufen nicht möglich.


Konstruktions- t\ -5,0

Ieichtbeton I \ I \

• Folie LOS I \ I \

0 20/65 LDN , _ _ , -4,6

gerechnet für I \

Folie I \ I \

---gerechnet für I \ 20/65 I \

I \ ,_ \ \ -4,2

I \ I \ ~ 0

I \ c I \ ·-I

I \

-\ D

I -3,8 w

0 \ I

I \ C"'

\ c

I :::J

I \ c

I .J::.

I QJ

y "0

/-.J::.

-3 4 u

/ I :::J '-

"" CD

I

• ...ll:: u :::J '-

0 -3,0

-60~ r,+20°C; Eo,r=Eo.RT-1,5[1-( TB~o 11

170 T 6ooc _ [O 1 T+170 2

- ~ ~- Eo,r- Eo.Rr+ ,2- ,7 I ---,-:ro I l

-2 6 I

-180 -140 -100 -60 -20 0 +20

Temperatur T in °(

Bild 7.5 Druckbruchdehnung von Leichtbeton bei tiefen Temperaturen; Vergleich der Versuchsergebnisse


69


70 7.2.3 Druck-E-Modul

Normalbeton

Für die Beschreibung des Druck-E-Moduls von Normalbeton bei tiefen Temperaturen wurde in /1/ der folgende Rechenansatz ermittelt (Gleichung 7.5).

E 4 2.0.:l EoJ = D.RT + Um 190

Bild 7.6 zeigt die Versuchsergebnisse und die gerechneten Werte nach /1/. Gleichung 7.5 beschreibt einen linearen, feuchteabhängigen Anstieg des Druck-EModuls. Eine weitere Beurteilung des Rechenansatzes ist wegen der geringen Anzahl an Versuchsergebnissen nicht möglich.

Leichtbeton

In /6/ wurde für die temperaturabhängige Entwicklung des Druck-E-Moduls von Leichtbeton der folgende Rechenansatz vorgeschlagen (Gleichung 7.6).

Bild 7.7 zeigt den quadratischen, feuchteunabhängigen Verlauf der nach Gleichung 7. 6 gerechneten Werte und die Versuchsergebnisse. Auch hier ist ein genauerer Vergleich zwischen Rechnung und Versuchsergebnissen nicht möglich.


65

55 •

45

35

25 Normalbeton E _ E 20- T

O,T- O,RT+ 4 Um 190

• 0

-180

Bild 7.6

in Folie NOS - gerechn. f. Folie ; Um= 5,5°/o

20/65 I

-140

NON -- gerechn.f. 20/65; um= 4,5% I I 15

-100 -60 -20 0 +20

Temperatur Tin °(

Druck-E-Modul von Normalbeton bei tiefen Temperaturen; Vergleich der Versuchsergebnisse


N

E E

........ z ~

c

71

0 UJ

::::J ""0 0 ~

I UJ

I .X u ::::J '-

0



• Folie LOS

c 20 I 65 LDN

gerechnet f. Folie

gerechnet f. 20 /65

gerechnet nach:

Eqr= Eo,Rr+ 13,3 ( 1-V T ;9160)

65

55

45

N

E E

"' z ~

c

72

Cl LLJ

:::J "'0 0 E

35 I LLJ

~ c ',,~

......... -,,---if~ ............ ~:::--.... --+1---+---,-+-1-l 25

-180 -140

Bild 7.7

. ~ .... ,i ................ ~l i ....... I ........

~~,

15 -100 -60 -20 0 +20

Temperatur T in °(

Druck-E-Modul von Leichtbeton bei tiefen Temperaturen; Vergleich der Versuchsergebnisse


I ...k: u :::J c...

0


7.3 Beschreibung der Festigkeit von zugbeanspruchtem Beton durch Faktoren nach dem CEB-FIP Model Code

7.3.1. Spaltzugfestigkeit

Normalbeton

73

Für das in Abschnitt 7.2.1 beschriebene Versuchsprogramm ist in /1/ der Zusammenhang zwischen der Druck- und der Spaltzugfestigkeit von Normalbeton bei tiefen Temperaturen mit der folgenden Gleichung 7.7 angegeben worden.

0,30 2/3 ßsz.r = 0,43 · ßc.r

0,56

mit ßc.r nach Glg. 7.1

In Bild 7.8 ist dieser Zusammenhang durch die Mittelwertlinie und die 5 %

bzw.95 %-Fraktilen angegeben. Außerdem sind die in diesem Forschungsvorhaben ermittelten Versuchsergebnisse eingezeichnet. Die Obereinstimmung zwi sehen den Versuchsergebnissen und dem Rechenansatz ist gut. Die Versuchsergebnisse für die foliengelagerten Probekörper liegen im oberen Streubereich, die Ergebnisse der normalklimagelagerten Probekörper liegen im unteren Streubereich.

Bild 7.9 zeigt die Ergebnisse der Spaltzugversuche und die aus Gleichung 7.1 und 7.7 ermittelten Rechenwerte. Eine befriedigende Obereinstimmung zwischen Versuch und Rechnung ist nur bei Ansatz des oberen Fraktilenwertes (c • 0,56} für die fo 1 i enge 1 agerten Versuchskörper und des unteren Frakt i 1 enwertes { c • 0, 30} für die normalklimagelagerten Versuchskörper möglich. Die Obereinstimmung für den Mittelwert (c .. 0,43} ist nicht befriedigend. Der abfallende Ast der Spaltzugkurven ist mit der gewählten Form des rechnerischen Ansatzes nicht darstellbar.


15

N

E E

........ z c 10 N V)

CO..

...... ClJ ~ 0"1

...... Cl)

CU

"""" 0"1 :::J

5 N +---es 0.

V')

0

Bild 7.8

0

Normal beton

• Folie 0 20/65

gerechnet mit :

0130 ßsz,r =0~43 · ßc ~3 • 0 56 I

I

50 100

Betondruckfestigkeit ßc 1n N/mm2

Zusammenhang zwischen der Druckfestigkeit und der Spaltzugfestigkeit von Normalbeton bei

tiefen Temperaturen

74

150


• • • • ----!'---.. i

Normalbeton

• Folie NSS, Um= 5,5°/o gerechnet mit:

o 20/65 NSN, um=4,5°/o ßc.r= ßc.Rr +12·uml1-(r;~60rl

- gerechn. f.Folie mit ßsz.r= 0,56 · ßcV3

-- gerechn. f. Fo I ie mit ßsz.r = 0,43 · ßc.~13 (mit Mittelwert)

--- gerechn. f. 20/65 mit ßsz.r= 0,30 · ßd'3

l l I I

-180 -140 -100 -60 -20 0 +20

Bild 7.9

Temperatur Tin °(

Spaltzugfestigkeit von Normalbeton bei tiefen Temperaturen; Vergleich der Versuchsergebnisse


75

15

N

10 E E

........ z c

N

~ ......... ., ..ll: c::n

.........

5 ." ., -.... c::n :::J N

......... -d a.

V)

0


76 Leichtbeton

In /6/ 1st für das in Abschnitt 7.2.1 beschriebene Versuchsprogramm der Zusammenhang zwischen der Druck- und der Spaltzugfestigkeit für Leichtbeton mit der Gleichung 7.8 beschrieben worden.

0,20 2/3 ßsz.r = 0,26 · ßc.r

0,32

mit ßc.r nach Gig. 7.2

Bild 7.10 zeigt die Mittelwertkurve und die 5%-Fraktilen nach Gleichung 7.8 und die Versuchsergebnisse. Oie Übereinstinunung zwischen Versuch und Rechnung ist gut. Oie Versuchsergebnisse für die foliengelagerten Versuchskörper 1 iegen im oberen Streubereich, die Versuchsergebnisse der normalklimagelagerten Versuchskörper im unteren. Bild 7.11 zeigt die nach Gleichung 7. 2 und 7.8 berechneten Werte und die Versuchsergebnisse. Auch hier ist die Übereinstimmung zwi sehen Rechnung und Versuch unter Berücksichtigung der Streuungen nach Bild 7.3 für die Druckfestigkeit befriedigend.


15

N

E E

........ z c 10 N (/')

cQ.

+-GI

.X: 0\

+-Cl)

<» ~

C1' :J

5 N +----I

c:s 0.

V')

0

Bild 7.10

0


• Folie 0 20 I 65

gerechnet mit:

0,32 ßszJ=0,26· ßcf3

0,20

so 100


Zusammenhang zwischen der Druckfestigkeit und der Spaltzugfestigkeit von Leichtbeton bei

tiefen Temperaturen

77

150


15 Konstruktionsleichtbeton

• Folie LSS mit:

o 20/65 LSN ßcr = ßc Rr+45 [1-{ T+ 170)2] . . 190

berechnet für Folie ·

---- berechnet für 20/65} ßsz.r= 0,26 · ßc}13

10

• • • -~ • I

_ I--- I

----------i~--I 5

0

-180 -140

Bild7.11

0 - • -a

-100 -60 -20 0 +20

Temperatur T in °(

Spaltzugfestigkeit von Leichtbeton bei tiefen Temperaturen; Vergleich der Versuchsergebnisse


0

78

N

E E

.......... z c

N

~ +-Q.l ~ 0\

+-(/)

Q.l ...._ 0\ ::J N +-_,J

d a.

V>


79 7.3.2 Zentrische Zugfestigkeit

Nonnalbeton

Für den Zusanvnenhang zwi sehen der zentrischen Zugfestigkeit und der Druckfest 1gke1 t von Normal beton im Tieftemperaturbereich 1 iegen bisher keine Rechenansätze vor. Von Rüsch wird 1 n /18/ fo 1 gender Zusanvnenhang für Raumtemperatur genannt (Gleichung 7.9).

0,16 2/3 ßz.r = 0,24 . ßc.r

0,32

mit ßc.r noch Glg. 7.1

Der Mittelwert von c • 0,24 gilt für Betone aller Festigkeitsklassen, die oberen

und unteren Grenzwerte gelten für die Betone B45 und B55. Bei niedrigeren Betonfestigkeitsklassen vergrößert sich das Streuband. Die Gleichung bezieht

sich auf den Mittelwert der am Würfel mit 20 cm Kantenlänge in N/mrn2 ermittelten

Druckfestigkeit.

Bild 7.12 zeigt den Zusammenhang zwischen der zentrischen Zugfestigkeit und der Druckfestigkeit für Normalbeton bei tiefen Temperaturen. Man erkennt, daß der Zusanvnenhang mit Gleichung 7.9 beschrieben werden kann. Ebenso wie bei der Spaltzugfestigkeit liegen auch hier die Ergebnisse der foliengelagerten

Versuchskörper im oberen Streubereich. Eine genauere Anpassung der Mittel

wertlinie an die Versuchsergebnisse erscheint aufgrundder geringen Anzahl der

vorliegenden Versuchsergebnisse nicht sinnvoll.

Bild 7.13 zeigt die nach Gleichung 7.1 und 7.9 ermittelten rechnerischen Werte für die zentri sehe Zugfestigkeit und die Versuchsergebnisse. Der Rechenansatz

unterschätzt die Festigkeitsentwicklung im Tieftemperaturbereich.


9

N

E E

' z c 6 N

c:n. ~

Ql ~ 0'\

~ V) Ql

't-0\ :J

N

Ql 3 ..c: u V)

'-...... c ClJ N

0

Bild 7.12

0

Normal beton

• Folie

gerechnet nach :

0,16 ~ 0 2/3 z.r= ,24· ~c.r

0,32 •

so 100 150

Betondruckfestigkeit ßc in N/mm2

Zusammenhang zwischen der Druckfestigkeit und der zentrischen Zugfestigkeit von Normalbeton bei

tiefen Temperaturen

80


•

-180

Bild 7.13

15 Normal beton

N

E

• Folie NZS E ........ z - Berechnungsergebnis:

ßz.r= 0,24 . ß ri c

mit N

ßc.r= ßc.RT + 12 ·Um [ 1- (I ;;6° )2] ~

10 ....... Q.J

~ 0'\

....... V') Ql ~

0'\

• ::J N

• • Ql

• ..c

• u V)

-:--- 5 '-

-.... .......

~ c C1l N

I •

0

-140 -100 -60 -20 0 +20

TemperaturTin °(

Zentrische Zugfestigkeit von Normalbeton bei tiefen Temperaturen; Vergleich der Versuchsergebnisse


81


82 Leichtbeton

Für die Beschreibung des Zusammenhangs der zentrischen Zugfestigkeit und der Druckfestigkeit bei tiefen Temperaturen sind derzeit auch für Leichtbeton keine Rechenansätze bekannt. Während beim Normalbeton auf Rechenansätze zurückgegriffen werden konnte, die für Raumtemperatur entwickelt wurden, wird bei Leichtbeton ein Ansatz in Anlehnung an die Spaltzugfestigkeit vorgeschlagen. Da beim Leichtbeton die Festigkeitsentwicklung für zentrischen Zug und für Spaltzug einen ähnlichen Kurvenverlauf zeigt und die Festigkeitswerte im gesamten Temperaturbereich um maximal 1 N/mm2 voneinander abweichen (siehe Bild 6.22}, wird für die Beschreibung der Abhängigkeit der zentrischen Zugfestigkeit von der Druckfestigkeit (Gleichung 7 .10} der Ansatz für die Spaltzugfestigkeit (Gleichung 7.8) übernommen.

0,20 2/3

ßsz.r = ßz.r = 0,26 · ßc.r 0,32

mit ßc.r nach Glg. 7.2

Bild 7.14 zeigt den Rechenansatz nach Gleichung 7.10 und die Versuchsergebnisse. Die Gleichung 7.10 ist geeignet, den Zusammenhang zwischen der zentrischen Zugfestigkeit und der Druckfestigkeit von Leichtbeton bei tiefen Temperaturen zu beschreiben. Bild 7.15 zeigt die nach Gleichung 7.2 und 7.10 ermittelten rechnerischen Werte der zentrischen Zugfestigkeit und die Versuchsergebnisse. Die Obereinstimmung zwischen Rechnung und Versuch ist befriedigend.


9

N

E E

......... z c 6 N

C!l. .,._ Ql

...lr:: C7'

...... Cl) Cll ~

0\ :::J

N

Cll 3 .c u Cl)

'-...... c Cll N

0 0

Bild7.14

Konstrukt ionsleichtbetan

• Folie

gerechnet nach :

0,32 ß 2 213 Z.T : 0, 6 . ßc T

0,20 .

• I

" I

so 100 150


Zusammenhang zwischen der Druckfestigkeit und der zentrischen Zugfestigkeit von Leichtbeton bei

tiefen Temperaturen

83


•

-180

Bild 7.15

Konstrukt ionsleicht beton

• Folie LZS

mit :

für Folie gerechnet nach:

ßz.T = 0,26· ßcf3

ßo= ßc.Rr+45(1-( T;9~0 )2

]

-140 -100 -60

•

1emperatur Tin °(

•

-20 0 +20

15

N

E E

........ z

10 c N ~

+-01

.X 0'\

+-V)

Cl ~

0'\ :::J

N 5 01

..c u V)

'-+-c QJ N

0

Zentrische Zugfestigkeit von Leichtbeton bei tiefen Temperaturen; Vergleich der Versuchsergebnisse


84


7.4 Beschreibung der Festigkeit und der Verformung von zugbeanspruchtem Beton durch einen additiven Rechenansatz

7.4.1 Spaltzugfestigkeit

Normalbeton

85

Zur Beschreibung der Spaltzugfestigkeit im Tieftemperaturbereich wird ein additiver Ansatz gewählt. Der rechnerische Zuwachs 1st dabei eine Funktion der mittleren Feuchte und der Temperatur {Gleichung 7.11).

ßsz.r = ßsz.Rr + ~ßsz

ffi j t ~ ß SZ : f (Um). f (T)

Bild 7.16 zeigt die Versuchsergebnisse aller im Institut für Baustoffe, Massivbau und Brandschutz durchgeführten Spaltzugversuche an Normalbeton bei tiefen Temperaturen. Dargestellt ist in Anlehnung an Gleichnung 7.11 die Zunahme der Spaltzugfestigkeit gegenüber Raumtemperatur in N/nvn2. Ferner werden die wesentlichen Betonparameter angegeben. Folgende Feststellungen können getroffen werden:

Beim B25 und beim 845 bewirkt die Steigerung der mittleren Feuchte um von 20/65-Lagerung zu Folienlagerung im gesamten Temperaturbereich einen Anstieg der Festigkeitszunahme.

Beim B45 bewirkt die Steigerung der mittleren Feuchte um von Folienlagerung zu Wasserlagerung eine leichte Verringerung der Festigkeits

zunahme.

Beim B25 bewirkt die Steigerung der mittleren Feuchte um von Folienlagerung zu Wasserlagerung einen Anstieg der Festigkeitszunahme.

Der wassergelagerte B25 mit einer mittleren Feuchte um von 9,0 % zeigt eine geringere Festigkeitssteigerung als der foliengelagerte 845 mit einer

mittleren Feuchte von 5,5 %.

Bis auf den 20/65 gelagerten 825 mit einer mittleren Feuchte um von 2,9 %

zeigen alle Kurven einen ähnlichen Kurvenverlauf.


o-o I 1 I B 25 Wa e 9 0 °' ss r Um= I /0

•-• /1/ 825 Folie Um=6,4°/o o-o /1/ 825 20/65 Um=2,9°/o A-A /1/ 8 45 Wasser Um= 7,4°/o ·-· /1/ 8 45 Folie Um= 5,5°/o •-• NSS 845 Folie Um= 5,5°/o o-o NSN 8 45 20/65 Um= ~. 5 °/o

•

0 ~0

-180 -140 -100 -60

TemperaturTin oc

ßsz.1n= 2,9 ßsz.Rr= 3,6 ßsz.RT = 2,7 ßsz.RT = 4,4 ßsz,Rr= 4,9 ßszRr= 5,1 ßsz.,RT = 5,0

-20 0 +20

Bild 7.16 Zunahme der Spaltzugfestigkeit von Normalbeton

bei tiefen Temperaturen

10,0

N

E E ......_ z

86

8,0 c

6,0

4,0

-~ -N

df.t:: <3 ~ ~

+-<l

QJ + ..:s::: 0'\~

. - a::_ +- N V) (/) QJ~ ~ II 0'\ :J ~-

.N ~ =~ 0 O...c:.

(./) u 0

~ c QJ '0

QJ

2,0 .E

0,0

0 c :J

N


87

Es zeigt sich, daß der Parameter •mittlere Feuchte• nicht ausreicht, die Zunahme der Spaltzugfestigkeit für verschiedene Betone einheitlich zu beschreiben. Oie Entwicklung der Spaltzugfestigkeit im Tieftemperaturbereich ist nicht nur von der absoluten Menge des im Beton gespeicherten Wassers abhängig, sondern auch von der Porosität und der Porenstruktur und damit von dem w/z-Wert des Betons. Neben der mittleren Feuchte müßte also auch der Wassersättigungsgrad und die Porenradienverteilung bekannt sein.

Um dennoch zu einem handlichen Rechenansatz zu gelangen, wird der Einfluß der mittleren Feuchte für den B25 und den B45 getrennt dargestellt. Ferner werden für beide Betone obere rechnerische Grenzwerte für die mittlere Feuchte angegeben, ab denen keine weitere Steigerung der Festigkeitszunahme zu erwarten ist.

Damit ergibt sich für einen 825 mit einem w/z-Wert von 0,8 der folgende

Rechenansatz (Gleichung 7.12)

mit min um • 0,9% und max um • 7,0%

Bild 7.17 zeigt die Versuchsergebnisse für den B25 und die gerechneten Werte nach Gleichung 7.12. Oie Übereinstimmung zwischen Versuch und Berechnung ist

gut.

Für den 845 wurde der folgende Rechenansatz entwickelt (Gleichung 7.13)

T+ 170 3 ßsz.r = ßsz.RT + ( 2,5 · Um- 7, 25 )[ 1- ( 190 ) 1

mit min um • 3,0 % und max um • 5,5 %


Normal beton B 25

• Folie 11 unter Wasser 0 20/65-gelagert

nach I 1 1

; Um= 6,37°/o • Um= 9,04°/o ; Um= 2,89°/o

---gerechn. f. Folie ] _ · T + 170 3 gerechn.f. 20165 ßsz,T -ßsz,RT+ (um-0,9)[1-(190 I 1

mit : min Um= 0,9% und max. Um= 7,0o/o

II

c c.~--~----~-----+------1-~ --------------- \ ---..... c ..........

-180 -140 -100 -60

Temperatur T in °(

..... , ' . ', I

' II 'o

-20 0 +20

15

10

5

0

Bild7.17 Spaltzugfestigkeit von Normalbeton 825 bei tiefen Temperaturen; Vergleich der Versuchsergebnisse


88

N

E E

.......... z c

N V)

~

..... Ql

..:.:: 0\

..... Cl) Ql

'+-0\ :) N ..... -c c..

(/)


• •

. ~

-180

Normalbeton

• Folie NSS ; Um= 5,5°/o - gerechn.f. Folie

o 2 0 I 65 NSN; Um= t., 5 °/o .. -- gerechn. f. 20 I 65

g erechn. mit : ßsz; = ßsz,RT + ( 2,5 ·Um- 7,25){ 1- ( T iJßO )3}

mit: min Um= 0,9°/o ; max Um= 7,0°/o I I I I I

-140 -100 -60 -20 0 +20

Temperatur Tin °(

15

10

5

0

Bild 7.18 Spaltzugfestigkeit von Normalbeton 845 bei tiefen Temperaturen; Vergleich der Versuchsergebnisse mit dem Berechnungsergebnis

89

N

E E

......... z

c N

~ +-

Ql X 0"1

+-Cl)

GI 't-0"1 :J N

+---d 0..

V)


90

Bild 7.18 zeigt die Versuchsergebnisse des vorliegenden Forschungsvorhabens und die nach Gleichung 7.13 ermittelten rechnerischen Werte. Die ObereinstilliJiung zwischen Versuch und Rechnung ist auch hier gut, insbesondere bei Vergleich mit dem in Bild 7.9 dargestellten Rechenansatz über den Faktor nach CEB-FIP Model Code.

Leichtbeton

Auch für die Beschreibung der Spaltzugfestigkeit von Leichtbeton bei tiefen Temperaturen wird ein Rechenansatz nach Gleichung 7.11 gewählt.

Bild 7.19 zeigt die Ergebnisse aller bisher am Institut für Baustoffe, Massivbau und Brandschutz durchgeführten Spaltzugversuche an Leichtbeton bei tiefen Temperaturen. Aufgetragen ist die absolute Zunahme der Spaltzugfestigkeit in N/mm2. Bei der Beurtei 1 ung der Kurvenverläufe ist der vert i ka 1 e Maßstab zu beachten: die vorliegenden Versuchsergebnisse weisen eine mittlere Streubreite von +/- 0,75 N/mm2 gegenüber dem Mittelwert auf.

Im Gegensatz zum Normalbeton in Bild 7.16 ist beim Leichtbeton keine eindeutige Abhängigkeit der Zunahme der Spaltzugfestigkeit von der mittleren Feuchte zu erkennen. Diese Feststellung gilt auch für die Entwicklung der Druckfestigkeit von Leichtbeton bei tiefen Temperaturen, was zu einem feuchteunabhängigen Rechenansatz für die Druckfestigkeit führte (siehe Gleichung 7.2). Für die Entwicklung der Spaltzugfestigkeit wird daher folgender Rechenansatz vorge

schlagen (Gleichung 7.14).

[ (T+17Q)S) ßsz.r = ßsz.RT + 1,5 1- 190

Bild 7.20 zeigt die Versuchsergebnisse des vorliegenden Forschungsvorhabens und die nach Gleichung 7.14 ermittelten rechnerischen Werte. Die Übereinstimmung zwischen Rechnung und Versuch ist für die foliengelagerten Versuchskörper gut. Die Festigkeitsentwicklung der normalklimagelagerten Versuchskörper ist mit dem Rechenansatz nicht beschreibbar. Allerdings zeigt Bild 7.19 die Sonderstellung dieser Versuchsreihe innerhalb der bisher durchgeführten Versuche.


Konstruktions Ieichtbeton LB 45 ·-· AF I 6 I Folie Um:: 11 ,6°/o ßsz.Rr= 4,0 o-o AN I 6 I 20/65 Um= 7,8°/o ßszRr= 3,7 3,0 ·-· BF I 6 I Folie Um= 11,1% ßsz~r= 3,5 c-c BN I 6 I 20165 Um= 7, 2°/o ßsz.RT = 3,6 ·-· CF I 6 I Folie Um=13,8°/o ßsz.Rr= 4,4 <>-<> CN I 6 I 20165 ~= 8,7°/o ßsz.Rr= 3,4 ~-~ DF I 6 I Folie Um= 13,4°/o ßsvn= 3,9 ~-Ä ON I 6 I 20/65 Um= 7,3°/o ßsz.Rr= 3,3 ~-c. LSN LB 45 20/65 Um= 8,0°/o ßsz.RT = 3, 9 x-x LSS LB 45 Folie Um= 12,0°/o ßsz.Rr= 4,2

2,0

1,0

0

-180 -140 -100 -60 -20 0 +20

TemperaturTin oc

Bild 7.19 Zunahme der Spaltzugfestigkeit von Leichtbeton

bei tiefen Temperaturen

91

N

E E ..._ z c

1--N V') 1-~

<l N V')

c.. +- <l (!) +

X 1-

C1' 0:: N

-+- V')

V) c.. Cll II

'+- 1-C1' N ::::J V')

N c.. -+-_.J

d .c:. a. u (/) 0 '- c Cll

"'0

Cll E

.r::. d c ::::J

N


Konstruktionsleicht beton

• Folie LSS

o 20/65 LSN

- gerechnet mit:

• 0

-180

Bild 7.20

ßsz.r = ßsz,RT+ 1,5 [ 1-( ~ 9170 r)

·~ I • • • •

"· 0 0

-140 -100 -60 -20 0 +20

Temperatur T in °(

Spaltzugfestigkeit von Leichtbeton bei tiefen Temperaturen; Vergleich der Versuchsergebnisse mit dem Berechnungsergebnis

91 A

15

N

E E

.........

10 z

c

N V')

~

+-Ql

...:.:: c:::n +-V)

Ql "'-

5 c:::n ::J N +---.J

0 0..

V1

0


92

7.4.2 Zentrische Zugfestigkeit

Normalbeton

Auch für die zentrische Zugfestigkeit wird ein additiver Rechenansatz nach Gleichung 7.15 gewählt.

ßz.r = ßz.Rr + ~ ßz

Aufgrund der geringen Anzahl der Versuchsergebnisse für zentrischen Zug ist ein direkter Ansatz z.Z. nur in Anlehnung an die Spaltzugfestigkeit möglich. In Abschnitt 6.4.1 wurden die gemessenen Zugfestigkeitswerte erläutert und mögliche Ursachen für die geringen Werte der zentrischen Zugfestigkeit bei Raumtemperatur gegeben. Bild 6.19 hat gezeigt, daß die Entwicklung der zentrischen Zugfestigkeit annähernd parallel zu der Spaltzugfestigkeit verläuft. Es wird daher empfohlen, für den Ansatz der zentrischen Zugfestigkeit nach Gleichung 7.15 folgenden Zusammenhang zu formulieren (Gleichung 7.16).

~ ßz = O· 6 ßsz

Bild 7.21 zeigt den Zusammenhang zwischen den absoluten Werten der zentrischen und der Spaltzugfestigkeit. Es wird deutlich, daß der Zusammenhang in guter Näherung 1 i near erfo 1 gen kann. Ausgehend von den Raumtemperaturwerten ergibt sich der Faktorader Geradengleichung zu a • 0,7 . Damit folgt für den Ansatz der zentrischen Zugfestigkeit von Normalbeton mit Gleichung 7.13 die Gleichung

7.17 für einen 845.

T + 170 3 ßz.r= ßz.RT + 0,7( 2,5 Um -7,25)[1-( 190 ) )

mit min um = 3,0 % und max um = 5,5 %


10,0

N 8,0 E E

.......... z c

N 6,0 ~

+-Q)

.X 0'\

+-Cl) Q) ~ 4,0 0'\ ::J

N Q)

..c:. u Cl)

'-+-c 2,0 Q)

N

0 0,0

Bild 7.21

Normal beton

• Folie

• A

5,0 10,0 15,0

Spaltzugfestigkeit ßszin N/mm2

Zusammenhang zwischen der Spaltzugfestigkeit und der zentrischen Zugfestigkeit von Normalbeton bei

tiefen Temperaturen

93


15 Normalbeton

• Folie NZS

- gerechnet mit ,

•

-180

Bild 7.22

ßz.r=ßz.Rr+0,7{2,5·~111-7,25}(1-( T;;JO fJ mit min Um= 3,0°/o , mox Um= S,So/o

• • -·~

•

-140 -100 -60 -20 0 +20

Temperatur T in °(

10

5

0

N

E E

.......... z c

N ~

+-Cll

..:.::: C'\

~ Cl)

C!l ~

C'\ ::::»

N ., .c. u Cl)

L. +-c Cll N

Zentrische Zugfestigkeit von Normalbeton bei tiefen Temperaturen; Vergleich der Versuchsergebnisse


93 A


94

811d 7.22 zeigt die Versuchsergebnisse und die nach Gleichung 7.17 ermittelten rechnerischen Werte der zentrischen Zugfestigkeit. Die Obereinstimmung zwischen Rechnung und Versuch ist im Vergleich zu Bild 7.13 gut.

Leichtbeton

Für die Entwicklung der zentrischen Zugfestigkeit von Leichtbeton wird ähnlich wie beim Normalbeton verfahren. Wie Bild 7.23 zeigt, beträgt der Faktor a der Geradengleichung beim Leichtbeton a • 1,5. Damit folgt nach Gleichung 7.14 für die zentrische Zugfestigkeit Gleichung 7.18.

ßz.T = ßz.RT + 2,25 [ 1- ( I;JJO )5]

Bild 7.24 zeigt die Versuchsergebnisse und die nach Gleichung 7.18 ermittelten rechnerischen Werte. Oie Obereinstimmung zwischen Versuch und Rechnung ist gut.


10,0

0 0,0

Bild 7.23

5,0 10,0 15,0

Spaltzugfestigkeit ßszin N/mm 2

Zusammenhang zwischen der Spaltzugfestigkeit und der zentrischen Zugfestigkeit von Leichtbeton bei

tiefen Temperaturen

95



• Folie LZS

- gerechnet mit:

ßz.r = ßz.RT+ 2,25 [ 1-1 T1+;J0l51

• ~.=------+·---+-!-. ----~~·--~

•

-180 -140 -100 -60 -20 0 +20

Temperatur Tin °(

15

N

E E ....... z

10 c N ~

-+-

QJ ..X: 0'\

-+-V)

Cl '6-0\ :::J

N 5 GI

.J::. u V)

'--+-c QJ N

0

3ild 7.24 Zentrische Zugfestigkeit von Leichtbeton bei tiefen Temperaturen; Vergleich der Versuchsergebnisse mit dem Berechnungsergebnis

96


97 7.4.3 Zugbruchdehnung

Normalbeton

Für die Beschreibung der Zugbruchdehnung aus zentrischen Zugversuchen liegen bisher zu wenige Versuche vor, um einen gesicherten direkten Ansatz zu ermitteln. Es wird daher ein Rechenansatz auf der Basis der Druckbruchdehnung empfohlen. Die gemessenen Zugbruchdehnungen betragen im Mittel ein Fünfzehntel der Druckbruchdehnungen. Das Verformungsmaximum ist von -so•c im Druckversuch auf -6o•c im Zugversuch verschoben. Werden diese Änderungen in die Gleichung 7.3 eingesetzt, erhält man für die Zugbruchdehnung unter Berücksichtigung des

geänderten Vorzeichens Gleichung 7.19.

(, (T+60 )2) Um Ezr=EzRT+ -- . -. . 80 75

T+170 ~ Ez,r=Ez.Rr+ 110 . 75

Bild 7.25 zeigt die Versuchsergebnisse und die nach Gleichung 7.19 ermittelten rechnerischen Werte. Oie Obereinstimmung zwischen Rechnung und Versuch ist

befriedigend.

--http://www.digibib.tu-bs.de/?docid=00061095 28/08/2015

Normalbeton

• Folie NZS ; Um=5.5°/o

- gerechnet mit:

E Z,T = Ez,RT +[1-( T;~O h· ~S -60~ T~ 20°(

_ T+170 u Ezr- EzRr+ -- · ~ . . 110 75

-170 ~ T" -60°(

/ • •

-180

Jild 7.25

-140 -100 -60 -20 0 + 20

Temperatur T in °(

Zugbruchdehnung von Normalbeton bei tiefen Temperaturen; Vergleich der Versuchsergebnisse


0,38

0,36

0,32

0,28

0,24

0,20

0,16

0,12

0,08

~ 0

c

N w

O'l c :J c .c GI

"0 .c u :J ~

CO I 0\ :J

N

98


99

Leichtbeton

Auch beim Leichtbeton kann für die Beschreibung der Zugbruchdehnung der Rechenansatz für die Druckbruchdehnung benutzt werden. Hier betragen die gemessenen Zugbruchdehnungen im Hittel ein Zehntel der Druckbruchdehnungen, der Maximalwert ist von -so·c auf -4o•c verschoben. Es ergibt sich Gleichung 7.20 für den Rechenansatz der Zugbruchdehnung von Leichtbeton.

- 40°( ~ T ~ +20°( tz.r= tz.Rr+ 0,15 [1-( T6i0l 1

-170°( ~ T ~- 40°( E:z,r = Ez.Rr- [ 0,02-0,17 ( T ;jJO )2]

Bild 7. 26 zeigt die Versuchsergebnisse und die nach Gleichung 7. 20 ermittelten rechnerischen Werte. Oie Übereinstimmung zwischen Rechnung und Versuch ist gut.


r-· , I . !


• Folie LZS

- gerechnet mit:

Ez.r = tz.Rr+ 0,15 [1- ( T 6~0) 1 • für -40< T, + 20°(

Ez.r=Ez.Rr-[0,02-0,17( T + 170 )2]

für -170<T< -40°( 130

•

•

-180 -140 -100 -60 -20 0 + 20

Temperatur Tin °(

Bild 7.26 Zugbruchdehnung von Leichtbeton bei tiefen Temperaturen; Vergleich der Versuchsergebnisse


100

0,38

0,36

0,32

0,28 ~ 0

c

N w

0,24 C1'l c ::J c .c. QJ

0,20 "'0 .c. u ::J '-

a:l I

0,16 0'\ ::J

N

0,12

0,08


101 7.4.4 Zug-E-Modul

Normalbeton

Zur Beschreibung des Zug-E-Moduls für Normalbeton wird der Rechenansatz aus Gleichung 7.5 abgeleitet. Der Zug-E-Modul des Normalbetons ist bei Raumtemperatur ca. 20 ~größer als der Druck-E-Modul. Die temperaturbedingte Zunahme des Zug-E-Moduls ist ebenfalls größer als beim Druck-E-Modul. Damit ergibt sich für die Beschreibung des Zug-E-Moduls bei Normalbeton Gleichung 7.21.

E E 5 20-T Z,T = Z.RT + Um 190

Bild 7.27 zeigt die Versuchsergebnisse und die nach Gleichung 7.21 ermittelten rechneri sehen Werte. Die Obereinstimmung zwi sehen Rechnung und Versuch ist in Anbetracht der großen Streuung der Versuchsergebnisse gut.

Leichtbeton

Beim Leichtbeton entspricht der Zug-E-Modul bei Raum- und bei Tieftemperatur dem Druck-E-Modul. Der Rechenansatz nach Gleichung 7.6 kann daher für den Zug-EModul übernommen werden (Gleichung 7.22).

Bild zeigt die Versuchsergebnisse und die ermittelten rechneri sehen Werte nach Gleichung 7.22. Oie Obereinstimmung zwischen Rechnung und Versuch ist gut.


• • -.------1-----~~~--~ I

•

•

Normalbeton

I Fot ie NZS , Um= 5,5°/o - gerechnet mit :

-180

Bild 7.27

E E 5 20- I z.r= 2.1n+ Um 190

I

-140 -100 -60

TemperaturTin °(

-20 0 +20

Zug-E-Modul von Normalbeton bei tiefen Temperaturen; Vergleich der ,Versuchsergebnisse


60

55

so

45

40

102

N

E E

.........

z ~

c

N LU

35 ::J "0 0 ~

I UJ

30 I

25

20

15

C7\ ::J

N


' •

-180

Bild 7.28


• Folie LZS

gerechnet mit :

Ez r = Ez RT+ 13 3 (1-VT+ 170) . . . 190

-

• ~

•

........... ~.

I • • -...-._.

-140 -100 -60 -20 0 +20

Temperatur T in °(

Zug-E-Modul von Leichtbeton bei tiefen Temperaturen; Vergleich der Versuchsergebnisse


103

60

55

so

N

45 E E

.........

z :::w::::

40 c

N UJ

35 ::J "'0 0 ~

I UJ

30 I CJ\ ::J

N

25

20

15


104

8 ZUSAMMENFASSUNG

Der vorliegende Forschungsbericht gibt im ersten Teil einen Oberblick über die Schwierigkeiten, die mit der Krafteinleitung in zentrische Zugkörper aus Leichtbeton höheren Feuchtegehaltes bei Tieftemperatur verbunden sind. Die gewählte Form der Lasteinleitung wird beschrieben und begründet.

Im Abschnitt 6 werden alle Versuchsergebnisse vorgestellt und bewertet.

Der Abschnitt 7 gibt eine Zusarrunenfassung aller in früheren Forschungsarbeiten der Autoren entwickelten Rechenansätze und ihre Anwendung auf die hier vorliegenden Versuchsergebnisse. Für die Festigkeit und die Verformung von zugbeanspruchtem Beton werden anhand der in diesem Forschungsvorhaben ermittelten Versuchsergebnisse additive Rechenansätze in Anlehnung an die schon bestehenden entwickelt.

Erstmals werden für die Spaltzug- und die zentrische Zugfestigkeit direkte, von der Druckfestigkeit unabhängige Rechenansätze angegeben. Dadurch ist es möglich, mit einer einzigen Gleichung, in der nur die Parameter mittlere Feuchte um und Temperatur T verändert werden, das gesamte Festigkeits- und Verformungsverhalten auf Zug und Druck für Normalbeton und Konstruktionsleichtbeton anzugeben. Die hieraus folgenden Rechenwerte werden in den Anlagen I und 2 angegeben.


105

9 LITERATUR

/1/ RostAsy, F.S.; Scheuermann, J.; Ingenieurmäßiges Berechnungsmodell für Stahl- und Spannbeton bei sehr tiefen Temperaturen; Teil 1 und 2; Forschungsbericht, Institut für Baustoffe, Massivbau und Brandschutz, TU Braunschweig, Dez. 1984

/2/ Rostasy, F. S. ; Scheuermann, J. ;

Ingenieurmäßiges Berechnungsmodell für Stahl- und Spannbeton bei sehr tiefen Temperaturen; Teil 3 und 4; Forschungsbericht, Institut für Baustoffe, Massivbau und Brandschutz, TU Braunschweig, April 1985

/3/ Rostasy, F.S.; Scheuermann, J.; Ingenieurmäßiges Berechnungsmodell für Stahl- und Spannbeton bei sehr tiefen Temperaturen; Teil 5; Forschungsbericht, Institut für Baustoffe, Massivbau und Brandschutz, TU Braunschweig, August 1986

/4/ Rostasy, F.S.; Pusch, U.; Ingenieurmäßiges Berechnungsmodell für Stahl- und Spannbeton bei sehr

tiefen Temperaturen; Teil 6; Forschungsbericht, Institut für Baustoffe, Massivbau und Brandschutz, TU

Braunschweig, März 1987

/5/ Rostasy, F.S.; Scheuermann, J.; Pusch, U.; Ingenieurmäßiges Berechnungsmodell für Stahl- und Spannbeton bei sehr

tiefen Temperaturen; Teil 7; Forschungsbericht, Institut für Baustoffe, Massivbau und Brandschutz, TU

Braunschweig, April 1987

/6/ Rostäsy, F .S.; Pusch, U.; Thermische Dehnung und Restfestigkeit von Konstruktionsleichtbeton bei

bzw. nach zyklischer Tieftemperaturbeanspruchung; Forschungsbericht, Institut für Baustoffe, Massivbau und Brandschutz, TU

Braunschweig, November 1984


106 · /1/ RosUsy, F.S.; Pusch, U.;

Strength and deformation of lightweight concrete of variable maisture content at very low temperatures; The International Journal of Cement Composites and l ightweight Concrete, Volume 9, Number 1, February 1987

/8/ Rostisy, F.S.; Scheuermann, J.; Eigenspannungszustand in Stahl- und Spannbetonkörpern infolge unterschiedlichen thermischen Dehnverhaltens von Beton und Stahl bei tiefen Temperaturen; DAfStb, Heft 380, 1987

/9/ Rostasy, F.S.; Scheuermann, J.; Verbundverhalten einbetonierten Betonrippenstahls bei extrem tiefer Temperatur; DAfStb, Heft 380, 1987

/10/ Wiedemann, G.; Scheuermann, J.; Kordina, K.; Rostasy, F.So; Versuche zur Biegetragfähigkeit von Stahlbetonplattenstreifen bei extrem

tiefer Temperatur; DAfStb, Heft 380, 1987

/11/ Rostasy, F. S 0 ;

Verfestigung und Versprädung von Beton durch tiefe Temperaturen; Sonderdruck aus der Festschrift Ga 11 us Rehm zum 60 o Geburtstag, Verlag

Ernst und Sohn, 1984

/12/ Rostasy, F. S.; Assessment of mechanical properties of concrete, reinforcing steel, prestressing steel and prestressing systems for cryogenic applications; Forschungsbericht, Institut für Baustoffe, Massivbau und Brandschutz, TU

Braunschweig, September 1986

/13/ Rostasy, F.S.; Scheuermann, J.; Verbund und innerer Zwang von einbetoniertem Bewehrungsstah 1 bei tiefer

Temperatur; Forschungsbericht, Institut für Baustoffe, Massivbau und Brandschutz, TU·

Braunschweig, Juni 1984


107 /14/ Scheuermann, J.;

Zum Einfluß tiefer Temperaturen auf Verbund und Rißbildung von Stahlbetonbauteilen; Dissertation, TU Braunschweig, 1987

/15/ Wiedemann, G.; Zum Einfluß tiefer Temperaturen auf Festigkeit und Verformung von Beton; Dissertation, TU Braunschweig, 1982

/16/ Erdmann, J.; Landwehrs, K.; Neisecke,J.; Rostasy, F.S.; Tieftemperatur-Prüftechnologien für Bewehrungs- und Spannstähle sowie Beton im Temperaturbereich +2o·c bis -Iao•c; Betonwerk + Fertigteil-Technik, 1/83, und 2/83

/17/ CEB/FIP - Mustervorschrift für Tragwerke aus Stahlbeton und Spannbeton;

Band 11, 1978

/18/ Rüsch, H.; Die Ableitung der charakteristischen Werte der Betonzugfestigkeit;

Beton 2/75, Seite 55-58

/19/ Heilmann, H.G.; Beziehung zwischen Zug- und Druckfestigkeit des Betons; Beton-Herstellung und Verwendung 19 (1969), Seite 68-70

/20/ Bamforth, P.B.; Murray, W.T.; Browne, R.D.; The application of concrete property data at cryogenic temperature to LNG

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1983

/21/ Ivanyi, G.; Zugfestigkeit von Beton in örtlich veränderlichen Beanspruchungszuständen

- Gradientenwirkung; Forschungsbericht, Institut für Baustoffe, Massivbau und Brandschutz, TU

Braunschweig, 1976


/22/ Eibl, J.; Ivanyi, G.; Studie zum Trag- und Verformungsverhalten von Stahlbeton; OAfStb, Heft 260, 1976

/23/ Grübel, P.; über die Zugfestigkeit von Leichtbeton; Beton- und Stahlbetonbau 2/1980

/24/ Goto, Vw; Miura, T.;

108

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/26/ Schnell, J.R.; Zur Bemessung von bewehrten Betonbauteilen für kombinierte Beanspruchungen aus last, Vorspannung und Temperaturzwang unter Berücksichtigung temperaturabhängiger Materialgesetze bei Normal- und Tieftemperatur; Mitteilungen aus dem Inst; tut für Massivbau der Techni sehen Hochschule

Oarmstadt, Heft 37


Anlage 1 Rechenwerte zum Festigkeits- und Verformungsverhalten von Normalbeton bei tiefen Temperaturen

mit A • f(um) 8 • f(T)

(Zwischenwerte linear interpolieren)

y Empfohlen A B für T • für:

-2o•c -4o·c -6o•c -8o·c -1oo·c -12o·c -14o·c -11o·c

825 W/Z•0,8 ßo 12 · um 0,38 0,53 0,66 0,78 0,86 0,93 0,98 1,00

845 W/Z•0,6 Druck

825 W/Z•0,8 'o 0,2 · um -0,64 -0,84 -0,96 -1,00 -0,78 -0,56 -0,33 0,0

845 W/Z•0,6

825 w/z•O,B Eo 4 . u. 0,21 0,32 0,42 0,53 0,63 0,74 0,84 1,00

845 w/z•0,6

825 w/,z•0,8 u .. - 0,9 • 0,51 0,68 0,81 0,89 0,95 0,98 0,99 1,00 ßsz

845 w/z•0,6 2,5 Um·7,Z5• 0,51 0,68 0,81 0,89 0,95 0,98 0,99 1,00 Zug

fJz 845 w/z•0,6 1,75 u.-5,0* 0,51 0,68 0,81 0,89 0,95 0,98 0,99 1,00

c.z 845 w/z•0,6 u.,t75 0,75 0,94 1,00 0,82 0,64 0,45 0,27 0,0

Ez 845 w/z•0,6 5U. 0,21 0,32 0,42 0,53 0,63 0,74 0,84 1,00

* min· um • 3,0 ~ max um • 5,5 ~ • 111n U. • 0,9 ~ 11ax u11 • 7,0 ~

Einheiten: p0, fJs • ßz in N/mm2, E0, Ez in kN/..Z, to 1n ~. t.z 1n °/oo u• 1n Gew.-~

Glg.

7. 1

7. 3

7. 5

7.12

7.13

7.17

7.19

7.21

.... 0

> .:z s: Ci') ,." z

-0 .., http://www.digibib.tu-bs.de/?docid=00061095 28/08/2015

Anlage 2

y

Druck ~D

to

Eo

Zug ~S'l

ßz

tz

Ez

Rechenwerte zum Festigkeits- und Verformungsverhalten von Leichtbeton bei tiefen Temperaturen

mit A • f(um) B • f(T)

(Zwischenwerte linear interpolieren)

I

Empfohlen A B für T • für:

-zo·c -4o·c -6o·c -8o·c -1oo·c -1zo·c -14o·c -11o·c Glg.

LB 45 45,00 0,38 0,53 0,66 0,78 0,86 0,93 0,98 1,00 7.2

1,50 -0,50 -0,75 -1,00 - - - - -LB 45 7.3

1,00 - - -1,50 -0,94 -0,49 -0,15 0,07 0,20

LB 45 13,30 0,11 0,17 0,24 0,31 0,39 0,49 0,60 1,00 7.6

LB 45 1 ,SO 0,69 0,85 0,93 0,98 0,99 0,99 1,00 1,00 7.14

LB 45 2,25 0,69 0,85 0,93 0,98 0,99 0,99 1,00 1,00 7.18

0,15 0,67 1,00 - - - - - -LB 45 7.20

1,00 - 0,15 0,10 0,06 0,03 0,01 -0,01 -0,02

LB 45 13,30 0,11 0,17 0,24 0,31 0,39 0,49 0,60 1,00 7.22

Einheiten: ~0 • ~s , ~Z in N/mm2, E0, Ez in kN/mm2, c0 fn ~. tz fn °/oo um fn Gew.-~

--0


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INSTITUT FÜR BAUSTOFFE, MASSIVBAU UND ......In den vergangenen Jahren sind im Institut für Baustoffe, Massivbau und Brandschutz zahlreiche Forschungsvorhaben zur Festigkeit und zur